/
Author: Стрелецкий Н.С.
Tags: строительство строительные конструкции стальные конструкции
Year: 1952
Text
СТАЛЬНЫЕ
КОНСТРУКЦИИ
Под общей редакцией чл.-корр. Академии наук СССР,
действ, чл. Академии архитектуры СССР
проф. д-ра техн, наук Н. С. СТРЕЛЕЦКОГО
Издание 2-е, переработанное
Допущено
Министерством высшего образования СССР
в качестве учебника для инженерно-строительных вузов
и факультетов
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ И АРХИТЕКТУРЕ
Москва — 1952
Рецензенты: кафедра металлических и деревянных
конструкций Киевского инженерно-
строительного института и проф. д-р
техн, наук Г. К. ЕВГРАФОВ.
Редактор — доц. С. Л1. ТУ БИН.
В книге излагаются методы компоновки, расчета
и конструирования стальных конструкций примени-
тельно к действующим нормам и техническим
условиям, инструкциям и указаниям. Приведены
также основы расчета по предельным состояниям
в соответствии с проектом норм Урочного поло-
жения.
Кроме основных элементов конструкций, в книге
рассматриваются наиболее распространенные
в промышленном и гражданском строительстве
типы конструкций, каркасы зданий, листовые кон-
струкции и основные башенные конструкции.
Книга допущена Министерством высшего обра-
зования СССР в качестве учебника для инженерно-
строительных вузов н факультетов и может слу-
жить пособием при проектировании стальных
конструкций.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Первое издание учебника „Стальные конструкции" вышло в свет
в 1948 г. За истекшее время в области промышленного и гражданского
строительства наша страна добилась серьезных успехов. Накоплен богатый
отечественный опыт проектирования зданий и сооружений, в том числе и
высотных, опубликованы директивные документы по вопросам снижения
стоимости строительства, по экономному расходованию металла, цемента я
леса в строительстве, опубликован проект общего строительного кодекса —
нового Урочного положения для строительства.
В связи с этим при новом издании учебника потребовалась его значи-
тельная переработка. Добавлен раздел III „Конструкции большепролетных
перекрытий", а также раздел VI „Башенные конструкции", в котором рас-
сматриваются антенные сооружения, опоры электропередач и дымовые трубы.
Кроме того, в учебник внесены: заключительная глава „Основные сведения
по экономике стальных конструкций" н отдел в главе X „Тяжелые фермы".
Перечисленные разделы входят в учебную программу, и отсутствие их в
предыдущем издании затрудняло прохождение курса.
Однако основная методическая установка осталась без изменения: она,
как н при первом издании учебника, состоит в сравнительном анализе раз-
личных возможных конструктивных решений стальных элементов промыш-
ленных и гражданских зданий н сооружений. Этот анализ производится на
базе принципов советской конструкторской школы, сочетающих в единый
комплекс требования наибольшей экономии материала, наименьшей трудо-
емкости изготовления и скоростного монтажа. Поэтому этот анализ основы-
вается на изучении работы материала и его соединений в конструкции, осо-
бенностей изготовления конструкций и экономики конструктивных решений.
Основным отличием нового издания является то, что расчетная часть
книги переведена на методику расчета по предельным состояниям, разра-
ботка которой полностью закончена для промышленных и гражданских
зданий; методика допускаемых напряжений приводится как частный случай
более общей методики предельного состояния. В основу расчетных пред-
посылок положены новые нормы и технические условия проектирования
стальных конструкций, разработанные в соответствии с установками проекта
Урочного положения.
V Предисловие
Характеристика основных работ советских исследователей, значительно
развивших науку о стальных конструкциях, дастся в соответствующих
главах с кратким описанием результатов главнейших экспериментальных
исследований; в подстрочных сносках приведены наименования основных
трудов советских исследователей.
Книга снабжена соответствующим справочным материалом и примерами
и потому может служить н пособием для проектирования.
Редактирование книги, введение и главы I, II, V u XXXV принадлежат
проф. Н. С. Стрелецкому, раздел П написан проф. А. Н. Гениевым,
главы III, IV, VI. IX X и раздел III — доц. Е. И. Белеия, главы VII, VIII,
разделы V п VI-—доц. Е. Н. Лесспгом и раздел IV — доц. В. А. Балдиным.
Авторы выражают большую признательность доц. С. М. Тубину, про-
ведшему последующее редактирование всей книги п много способствовав-
шему улучшению ее текста, проф. Г. К. Евграфову и доц. Н. Д. Жудпну,
профессорам С. М. Изюмову, Н. М. Митропольскому, А. И. Отрешко,
лауреату Сталинских премий ннж. Н. П. Мельникову и доц. Т. Н. Мора-
чевскому, просмотревшим текст книги, за ценные указания но его улучшению.
ВВЕДЕНИЕ
Стальные конструкции весьма распространены в нашем строительстве.
Это объясняется, главным образом, тем, что стальные конструкции наиболее
нндустриальпы по сравнению с другими строительными конструкциями
(каменными, железобетонными и деревянными); к тому же стальные кон-
струкции относи гелыю наиболее легки и наиболее определенны в своей
работе. Поэтому сооружения, требующие быстрого возведения, а также
сооружения, имеющие большие размеры (пролеты, высоты и т. д.), обычно
выполняют из стали.
Стальные конструкции прошли достаточно длительный путь развития.
Несущие металлические строительные конструкции применялись еще
в XVII в.; однако отдельные металлические детали (связи, затяжки) исполь-
зовались значительно раньше в каменных конструкциях. Первыми, доста-
точно достоверными по времени своего сооружения строительными метал-
лическими конструкциями в нашей стране являются перекрытия над трапезной
Троице-Ссргиевского монастыря (г. Загорск), датируемые 1686—1696 гг. *.
В XVIII столетии металлические конструкции применялись у нас неодно-
кратно как в гражданском строительстве (например, перекрытие крыльца
Невьянской башни на Урале, сооруженное в 1725 г.), так и в церковном
(перекрытия куполов в церквах). Однако как в нашей стране, так и за
рубежом применение металлических конструкций в строительстве было
в XVIII столетии весьма ограничено. Запросы строительства были еще
примитивны, дорожная сеть не развита. Широкому распространению метал-
лических конструкций препятствовали к тому же слабое развитие метал-
лургии, недостаток черного металла, а также неразработанность соединений.
Основным материалом металлических конструкций того времени был
чугун. Первый чугунный мост пролетом 30 м был построен в Англии
в 1776—1779 гг. Пять лет спустя, в 1784 г., в России были построены чугун-
ные мосты в парке г. Пушкин (б. Царское село)1. Первый чугунный мост
за рубежом на континенте Европы был сооружен в 1796 г. В дальнейшем
чугунные мосты получили достаточно широкое распространение как за
рубежом, так и у нас. В Петербурге первый чугунный мост был построен
в 1807 г.; чугунные мосты были сооружены в Москве (Высокопятницкий
мост на месте современного Чугунного моста) и в других местах. Чугунные
мосты к 50-м годам прошлого столетия достигли большого совершенства,
примером чего может служить Николаевский мост в Петербурге (фиг. 1),
* Имеются данные (канд. техн, наук Н. П. Шаламов), что конструкции перекры-
тия Красного крыльца в Кремлевской дворце (1640 г.) были металлическими.
* По исследованиям проф. П. В. Щусева.
6
Введение
спроектированный и построенный ниж. С. В. Кербедзем. В го время jto
был наибольший чугунный мост.
Фиг. 1. Николаевский мост в Петербурге
При строительстве промышленных и гражданских сооружений в начале
XIX в. также применялся чугун. Исключительным по смелости и правиль-
ности инженерного решения является грандиозный внут-
ренний конический чугунный купол-оболочка Исаакиев-
ского собора в Ленинграде (фнг. 2), сооруженный
в 40-х годах прошлого столетия и несущий в своем
ключе всю тяжесть верхнего каменного барабана.
В промышленном строительстве чугун нашел широ-
кое применение в каркасах многоэтажных фабричных
зданий, на многочисленных фабриках текстильной про-
мышленности, построенных в России в середине и конце
прошлого столетия. Широко применялся чугун также
в стропильных фермах треугольного очертания, форма
которых была заимствована из уже разработанных
к тому времени деревянных стропил. Эффективность
таких ферм, в которых сжатые элементы были сде-
ланы из чугуна, а растянутые — из железных тяг с про-
ушинами для болтов (фиг. За), привела к тому, что эта
конструктивная форма удовлетворяла запросам граж-
данского строительства в течение всего XIX сто-
летия.
Следует отметить интересные стропила комбиниро-
ванной системы в покрытиях Александровского дворца
в Кремле и Александрийского (ныне им. Пушкина)
театра в Петербурге постройки 30-х годов прошлого
столетия.
Наряду с чугуном применялось и сварочное железо.
Получение сварочного железа путем пудлингования
Фиг. 36. Перекрытие зала Зимнего дворца в Петербурге (1837 г.)1
8
Введение
относится к концу XVI11 в., но пудлингование как промышленным процесс
развилось только в прошлом столетии.
Промышленная революция конца XVIII и начала XIX столетий, привед-
шая к расцвету капитализма и промышленного строительства, а также
развитие железных дорог стимулировали применение сварочного железа,
значительно более удобного для использования в конструкциях, чем чугун.
Однако в первое время отсутствие разработанного процесса клепки, а также
профильного проката сильно затрудняло распространение железных конст-
рукций.
Полосовой прокат применялся у нас еще в начале XVIII столетия , но
профильный появился только в начале XIX в., а механическая пробивка
отверстий (бойком) впервые была применена в Туле в 1820 г., после чего
началось применение заклепочных соединений в железных строительных
конструкциях. Одним из первых перекрытий, где применены клепаные желез-
ные конструкции, является перекрытие верфи на Галерном Острове в Петер-
бурге, сооруженное в начале 30-х годов прошлого столетия. Крайне инте-
ресны железные стропильные перекрытия Зимнего дворца в Петербурге
(фиг. 36), сооруженные в 1837 г., имеющие вид многопанельной фермы,
которая впоследствии неправильно получила название фермы Полонсо®.
Широкое применение сварочное железо получило при постройке железно-
дорожных мостов: в 1853 г. в России инж. С. В. Кербедзем был построен
первый большой железный мост через р. Лугу на Петербургско-Варшавской
железной дороге, просуществовавший 00 лет до его разрушения во время
Великой Отечественной войны; в 1861 г. был построен мост через р. Неман
в г. Ковио со сплошными железными клепаными балками, высотой около 7 м;
в 1852 г. было начато сооружение железного арочного моста в Москве
* Де Геняин, Описание уральских и сибирски заводов, 1735 г.
Французский архитектор Полонсо осуществил свои фермы в 1830 -1840 гг
после сооружения перекрытий Зимнего дворца,
Введение
9
(б. Каменного), невидимому, первого железного арочного .моста, прослужив
шего до 1938 г.
Развитие в пашей стране тяжелых стальных (железных) конструкций
в мостостроении, приведшее к развитию стальных конструкций в других
областях, связано с именами наших знаменитых инженеров: С. В. Кербедза
Н. А. Белелюбского и Л. Д. Проскурякова. Инж. С. В. Кербедз
(1810—1899 гг.), построивший первый в России железный мост через р Луг
применил для этого моста сквозные решетчатые фермы; идея применения
железных решетчатых ферм принадлежит знаменитому И. П. Кулибину,
предложившему в 1813 г. проект пересечения р. Невы в Петербурге трех'
пролетным железным арочным мостом со сквозными фермами пролетом по
80 .«*. Разрабатывая конструкции Лужского моста, инж. Кербедз впервые
Фиг. 4. Сызранский мост через Волгу (1879 г., белелюбский)
правильно оформил сжатый стержень, придав ему жесткий профиль и снаб-
див соединительными решетками (в соответствии с работой сжатого стержня
на продольный прогиб), чем значительно опередил свою эпоху; проектируя
Николаевщрй мост в Петербурге (ныне мост им. лейтенанта Шмидта),
инж. Кербедз довел до совершенства конструкцию чугунного арочного моста.
Проф. Н. А. Белелюбский (1848—1922 гг.) начал свою инженерную
деятельность в 70-х годах прошлого столетня. Он значительно улучшил
конструкцию мостовых ферм, применив раскосную решетку. По проектам
проф. Н. А. Белелюбского осуществлено большое число мостов, из которых
самыми значительными являются Сызранский мост через р. Волгу (1879 г.)
(фиг. 4) и мосты Сибирской железной дороги. Проф. Н. А. Белелюбский
усовершенствовал мостовую ферму, придав ей ванвыгодиейшее очертание
с точки зрения расхода материала; кроме того, он усовершенствовал кон-
струкцию узлов ферм, примыкания к фермам проезжей части и другие
элементы моста. Проф. Н. А. Белелюбский известен также как создатель
нашего метрического сортамента прокатных профилей металла. Большую
работу он провел в области углубления приемов испытаний строительных
* По исследованиям проф. П. В. Щусева.
W
Введение
материалов, в том числе и стали. Организованная нм лаборатория испытании
строительных материалов при Институте инженеров путей сообщения
в Петербурге разработала методику испытании материалов, положенную
в основу наших норм. Кроме того, проф. Н. А. БелелюбскиН известен п как
теоретик: составленный им курс строительной механики был первым нашим
курсом по этой дисциплине.
Младший современник проф. Н А. Белелюбского проф Л. Д. Проску-
ряков (1858—1926 гг.) развил положения о папвыгоднейшем очертании
сквозной стальной фермы. При проектировании Енисейского моста (1896 г.),
непревзойденного по легкости и получившего всеобщее призвание на Все-
мирной Парижской выставке в 1900 г. (где он был удостоен золотой медали).
Л. Д. Проскуряков
Ф. С. Ясинский
проф. Л. Д. Проскуряков реализовал свои идеи, которые он в дальнейшем
применял при проектировании ряда других мостов. Он ввел у нас совре-
менную треугольную решетку ферм. Большую работу провел проф. Л. Д. Про-
скуряков в области теории сооружений; его курс „Строительная механика"
по четкости и ясности изложения долгое время занимал ведущее место.
С середины 80-х годов прошлого столетия в нашей стране, ранее, чем
в других странах, началась по инициативе проф. Белелюбского замена в кон-
струкциях сварочного железа литым; это мероприятие позволило вначительно
увеличить надежность сооружений и уменьшить их стоимость.
Гражданские металлические конструкции в течение XIX и начала теку-
щего столетия развивались весьма медленно; основной их формой была
стропильная ферма, сначала чугунно-железная, затем железная (стальная).
Конструкции одноэтажных промышленных цехов того времени характе-
ризуются наличием одних лишь железных покрытий, при этом даже в самом
конце XIX столетия пролеты их обычно были незначительны—-порядка
10-4- 20 м (фиг. о). В самом конце XIX в. появились электрические мостовые
краны; одиако вначале они не повлияли на конструктивную форму цехов,
поскольку краны ставились на специальные внутренние эстакады (фиг. 6).
Введение
1!
Лишь в начале XX в. подкрановые балки стали располагать иа металли
ческпх колоннах и появилась поперечная рама, что обусловило более резкое
отличие конструкций промышленных зданий от конструкций гражданских.
Фиг. 5. Внутренний вид мартеновского цеха Тагильского завода (1890 г.)
Переход па новые типы перекрытий в конце XIX и начале текущего
столетня связан с именами Ф. С. Ясинского, В. Г. Шухова и И. П. Про-
кофьева.
Проф. Ф. С. Ясинский (1856—1899 гг.) известен как исследователь
продольного изгиба; кроме того, он известен также как инженер-строитель:
Фиг. 6. Мартеновский цех Дзержинского завода (1»Уа г.)
в середине 90-х годов прошлого столетия он существенно улучшил кон-
структивную форму перекрытий промышленных зданий (в то время еще
не имевших кранового оборудования). Проф. Ф. С. Ясинский был осново-
положником большепролетных покрытий; он первый перешел к трехпролет
12
Яведсиис
ным цехам, разделенным двумя рядами металлических колони (но контуру
здания сохранялись кирпичные стены). Покрытие компоновалось из двух
одноконсольпых ферм, но концам которых (в среднем пролете) помещался
продольный фонарь (фиг. 7). Малый вес н незначительное давление на
стены, а также достаточные габариты были несомненными достоинствами
такого конструктивного решения.
Проф. Ф. С. Ясинскому принадлежит также применение впервые склад-
чатых конструкций в виде треугольных складок, опирающихся на торцевые
фермы. Этой конструкцией проф. Ф. С. Ясинский заменил применявшиеся
в то время так называемые шедовые перекрытия, в которых каждая ферма
опирается на отдельные опоры и поэтому имеет небольшой пролет.
Особенно многообразна была инженерная деятельность почетного акаде-
мика В. Г. Шухова (1853—1939 гг.).
Фиг. 7. Перекрытие Александровских мастерских б. Николаевской ж. д.
(1898 г., Ясинский)
В области покрытий акад. В. Г. Шухов развивал идеи пространствен-
ных покрытий, намного опередив этим свою эпоху, и положил начало сквоз-
ным металлическим оболочкам. Конструкции, разработанные акад. В. Г. Шу-
ховым, отличаются исключительным разнообразием и оригинальностью. Для
покрытий промышленных зданий он применил оболочки двоякой кривизны
(фиг. 8а) и тем самым утвердил приоритет нашей страны в этой области;
акад. В. Г. Шухов широко применял висячие решетчатые покрытия, расчет
и конструкция которых основаны на использовании свойств линейчатых
поверхностей; покрытия в виде висячих решетчатых систем позволяют
оригинально решать интерьеры (фиг. 86). Весьма эффективная конструк-
ция покрытия здания б. ГУМ в Москве была осуществлена акад. В. Г. Шу-
ховым в виде легких арочных стропил, устойчивость которых обеспечи-
вается веерообразным расположением затяжек. Акад. В. Г. Шухон много
сделал и для улучшения обычных конструкций промышленных зданий; так,
ои увеличил шаг колонн и ввел подстропильные фермы. В гражданском
строительстве он ввел металлические конструкции в каркас здания (здание
Центрального универмага в Москве); ему же принадлежит арочное пере-
крытие Брянского (ныне Киевскою) вокзала в Москве.
Фиг. 86. Конструкции помещения Нижегородской выставки (1896 г, Шухов)
14
Введение
Особенно много дал акад. В. Г. Шухов в области резервуаров и других ли-
стовых конструкций. Можно сказать, что все конструкции наших резер-
вуаров. их оснований, методика расчета и их экономика базируются па
работах акад. В. Г. Шухова.
Наконец, акад. В. Г. Шуховым были созданы гиперболические решетчатые
водонапорные башни, башни для маяков (фиг. 9) и других высотных соору-
жений; эти конструкции, крайне легкие и простые в изготовлении, впервые
появились в нашей стране.
Кроме строительных конструкций, акад. В. Г. Шухов успешно работал
в области котлостроення. сооружений нефтяной промышленности, судо-
строения и других областях, где применяются специальные виды стальных
конструкций.
В. Г. Шухов
И. П. Прокофьев
Проф. И. П. Прокофьев развил идеи проф. Ф. С. Ясинского в ряде
большепролетных покрытий (Муромские и Перовские мастерские Московско-
Казанской ж. д.) и провел большую работу по объединению опыта изго-
товления и монтажа стальных конструкций; его книга „Железные мосты
Обработка, сборка и установка” (1911 г.) была нашим первым руководст-
вом в этой области.
Им спроектированы, к сожалению оставшиеся неосуществленными, пере-
крытия путей Казанского вокзала в Москве пролетом 76 м. Исследования
проф. И. П. Прокофьева в области испытания строительных материалов и
теории сооружений являются ценным вкладом в отечественную науку.
Работы и исследования в области стальных конструкций получили широ-
чайший размах лишь после Великой Октябрьской социалистической револю-
ции. Грандиозное строительство первых сталинских пятилеток, не имеющее
себе равного в прошлом, сплотило наших строителей в крупные проектно-
производственные коллективы и тем в корне изменило методику проекти-
рования и возведения сооружений.
Введение
15
Перед советскими строителями в области стальных промышленных конст-
рукций возникли новые задачи, на основе разрешения которых выросла совет-
ская школа конструирования.
В этом процессе создания со-
ветской конструкторской школы
прежде всего должны быть отме-
чены коллективы конструкторов
трестов Промстройпроект и
Стальконструкция (ранее Сталь-
мост), а также коллектив научных
работников Всесоюзного институ-
та сооружений (ныне ЦНИПС).
Тесный контакт проектной и на-
учно-исследовательской работы
является отличительной особен-
ностью этого этапа развития со-
ветской конструкторской школы.
В соответствии с новыми за-
просами постепенно была разра-
ботана новая конструктивная фор-
ма стальных конструкций. Если
вначале, в 20-х годах, еще на-
блюдался академический подход
к проектированию, стремление по-
лучить наиболее простую и ясную
с точки зрения методики расчета
конструкцию, расчлененную на
части (например, шарнирно опи-
рающуюся на колонны) (фиг. 10,а),
то в дальнейшем основное вни-
мание было обращено на жест-
кость и слитность конструкций,
на надежную работу в процессе фнг g Гиперболическая башня Шухова
эксплуатации; этому в первую
очередь отвечают системы в виде защемленных рам со связями, которые
и стали основным типом промышленных конструкций (фиг. 10,6).
Фиг. 10. Рамы мартеновских цехов
а — постройки 1930 г.: в — постройки 1943 г.
Характерно, что процесс совершенствования конструктивных Ф°₽“ 1
сопровождался увеличением веса конструкций; напротив, вследствие у
16
Введение
проектировки вес конструкции все время снижался. Экономия металла,
необходимого во многих отраслях народного хозяйства, явилась рукоподя-
Фиг. 11. Кривая снижении веса конструкций
мартеновски! цехов
1цнм принципом конструирования,
полностью освоенным советской
конструкторской школой.
За последние 15 лет вес про-
мышленных стальных конструк-
ций уменьшился па ЗО°/о, а вес
конструкций мартеновских це-
хов — более чем на 50’/»
(фиг. 11).
Объединение в трестах Сталь-
мост н Стальконструкция проекти-
рования и изготовления металли-
ческих конструкций привело к
тому, что при формировании кон-
струкций вопросы проектирова-
ния и изготовления решались слит-
но. Это также является отличием
советской школы конструирова-
ния.
В начале 30-х годов наши
заводы, изготовлявшие стальные
конструкции, получили новое вы-
сококачественное оборудование,
сделавшее их высокоиндустрналь-
ными предприятиями; в этой связи
возникла проблема создания наи-
более совершенной и удобной
конструкции с точки зрения ее изготовления, проблема наименьшей трудо-
емкости конструкций.
Эта проблема также полностью была решена нашими строителями.
Трудоемкость конструкций у нас неизменно снижается (фиг. 12); советские
конструкторы доказали, что снижение трудоемкости конструкций возможно
одновременно со снижением затраты ме-
талла. Стремление к снижению трудоем-
кости привело к широкому применению
сплошных конструкций, что во многих
случаях повысило их архитектурную вы-
разительность, а также способствовало
решению вопросов типизации и стандар-
тизации.
В 1938 г. Техническим управлением
Промстройпроекта (ныне КТИС — Конто-
ра типового проектирования и техниче-
ских исследований) были разработаны ти-
повые секции одноэтажных промышлен-
Фиг. 12. Кривые снижения трудоем-
кости изготовления конструкций
ных зданий, что явилось первым этапом типизации; в дальнейшем вопросы
типизации и стандартизации все более углублялись, и в настоящее время
наша страна является ведущей по внедрению стандартизации в стальные кон-
струкции.
Этому же процессу снижения трудоемкости отвечает внедрение сварки
в строительстве. Сварка — русское изобретение инженеров Н, Н. Бенардоса
Введение
17
и Н. 1. Славяпова, относящееся к 80-м годам XIX столетия. Однако широкое
внедрение опа получила только после Великой Октябрьской социалистиче-
ской революции. Советская школа конструирования смело перешла на сварку
и гем значительно упростила конс1руктииную форму и уменьшила трудо-
емкость изготовления стальных конструкций. В настоящее время наша страна
является ведущей по применению сварки в строительстве: на сварку пере-
ведено более 85°/0 стальных конструкций промышленного строительства.
Столь же четко были поставлены вопросы монтажа. Было выявлено, что
скоростной монтаж требует специальной конструктивной формы, которая
отвечает его особенностям. Это обстоятельство было учтено советскими
конструкторами, и паши конструкции отличаются рядом особенностей (бол-
товые монтажные сопряжения, монтажные столики, прямые примыкания),
вытекающих из условий скоростного монтажа. Монтаж конструкций сосре-
доточен в крупных монтажных организациях, снабженных специализирован-
ными монтажными механизмами, что привело к быстрому усовершенствова-
нию п развитию механизмов и ускорению работ.
Все гри принципа — наибольшая экономия металла, наименьшая трудо-
емкость изготовления и скоростной монтаж — были восприняты советской
школой конструирования как равноправные и равнозначные составляющие
основного признака оптимальности конструктивной формы. В этом — осо-
бенность и отличие советской конструкторской школы от зарубежных школ.
Исторические решения XV111 съезда ВКП(б) поставили строительную
индустрию на уровень передовых отраслей народного хозяйства и сделали
задачу индустриализации ведущей задачей строительства. Для решения этой
задачи наиболее пригодны стальные конструкции; поэтому Они стали веду-
щими конструкциями.
В годы Великой Отечественной войны указанные принципы советской
конструкторской школы подверглись суровой проверке и полностью себя
оправдали. Применение стальных конструкций в значительной степени
обусловило успех строительства в эти годы, причем монтажники и строи-
тели показали непревзойденные образцы скорости и четкости работы, как,
например, монтаж домны в 7 месяцев вместо обычных для того времени
2 лет; сооружение тяжелого цеха в 4,5 месяца вместо годичного срока
и т. д. Этой быстроте способствовали традиции советского проектирования
и оптимальная форма конструкций.
Столь же ярко проявили себя положительные качества стальных кон-
струкций во время восстановительного строительства. Такие факты, как
восстановление и подъем крупных блоков мартеновских цехов без их демон-
тажа, передвижка домен, наконец, тот факт, что на все восстановительные
работы было затрачено лишь 1О°/о нового металла, прославили советских
металлистов-строителей; эти факты стали возможными лишь благодаря тес-
ному сплочению на единой принципиальной основе проектировщиков, изго-
товителей и монтажников в монолитный коллектив, что является одним из
основных достижений советской школы конструирования.
Грандиозный разворот строительства в послевоенный период по-новому
ставит вопрос дальнейшего развития стальных конструкций. Переход строи-
тельства на более высокий уровень заставляет рассматривать вопросы повы-
шения качества как ведущую проблему современного развития стальных
конструкций. .
Критерий „высокого качества" как оформляющее начало конструктивной
формы знаменует новый этап в развитии советской школы конструировани
Этот критерий положен в основу проекта нового строительного “Мекса
Урочного положения для строительства, в котором установлены принципы
2 11. С. Стрелецкий
IS
Bec&WTC
классификации сооружений по качеству и копкрегпзпрованы требования
качества.
Урочным положением по-новому поставлен ряд вопросов, связанных
с применением стальных конструкций; пересмотрены вопросы оптимальной
организации работ по монтажу, требования к изготовлению конструкций;
установлены допуски, заново рассмотрены вопросы проектирования. В Уроч-
ном положении по-новому решается также вопрос о критерии проч-
ности и надежности конструкций. До последнего времени ио всех странах
в качестве такого критерия принимается допускаемое напряжение, опреде-
ляемое как частное от деления предельного напряжения материала на коэф-
фициент запаса, величина которого устанавливается умозрительно и является
весьма осреднениой. При этом не гарантируются одинаковая прочность и
надежность для различных конструкций. По новой расчетной методике за
критерий прочности и надежности конструкций применяется нс напряжение,
а предельное состояние конструкций — критерий, весьма гибкий, непосред-
ственно связанный с работой конструкции и определяемый несколькими
коэффициентами, характеризующими возможные изменения величины на-
грузки, качества материала и условий работы конструкции.
Определение этих коэффициентов на основании непосредственных наблю-
дений за работой конструкций связывает их с жизнью. Это делает указан-
ный подход значительно более качественным и четким; разработка его является
особенностью и приоритетом советской школы проектирования '.
Постановление правительства о снижении стоимости строительства по-
новому поставило вопросы проектирования и организации строительства.
Утвержденные в 1951 г. Государственным комитетом Совета Министров СССР
по делам строительства .Технические правила по экономному расходованию
металла, цемента и леса в строительстве” определяют область применения
стальных конструкций в строительстве и заостряют вопросы экономии
стали. Однако требования экономии стали никоим образом не должны рас-
сматриваться в противоречии с основными установками советской конструк-
торской школы, исходящими из равноправия трех принципов конструиро-
вания — экономии материала, экономии труда и экономии времени па
изготовление и возведение конструкций. Параллельно с экономией стали
должны уменьшаться трудоемкость изготовления и ускоряться монтаж —
только такая экономия стали нам необходима и отвечает нашим принципам.
Снижение стоимости без понижения качества — это основное правило
подчеркивает важность указанных принципов, а также первенствующее зна-
чение проблемы качества в исследовательской и рационализаторской работе
советских конструкторов-строителей.
Великие гидротехнические стройки, получившие в народе название
сталинских строек коммунизма, еще более повышают требования к строи-
тельству в целом, в том числе и к стальным конструкциям. Это особенно
подчеркивает важность научно-исследовательской и творческой работы
в нашу эпоху для скорейшего создания эффективных конструктивных форм,
отвечающих новым запросам социалистического строительства.
Инициаторами перехода на методику расчета конструкций по предельному
состоянию являются: проф. Н. С. Стрелецкий, проф. А. А. Гвоздев, проф. В. М. Келдыш,
проф. И. И. Гольдеиб.тат, проф. Л. И. Оиитик, канд. техн, наук В. А. Балдин, кайл,
техн, наук А. Н. Попов, инж, С. Н. Добрынин и др.
Раздзл I. ЭЛЕМЕНТЫ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Глава I
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ I. ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Сталыше конструкции состоят из отдельных элементов: балок, ферм,
колони, оболочек и пр., т. е. из стержней и пластинок, изготовляемых из
наиболее прочного и однородного материала — стали, и соединяемых друг
с другом сваркой, болтами или заклепками в конструктивные комплексы
(каркасы и перекрытия зданий и сооружений, башни и мачты, мосты, ре-
зервуары), отвечающие назначению сооружения.
Стальные конструкции характеризуются следующими преимуществами.
1. Стальные конструкции являются конструкциями н а и б о л е е надеж-
н ы м и, так как сталь благодаря однородности своей структуры и весьма
большому модулю упругости (Е = 2 100 000 кг/смг) полностью отвечает
нашим представлениям об изотропном геле, на которых основываются расчеты.
Поэтому стальные конструкции рассчитываются наиболее точно, что
создает полную уверенность в надежности их работы. В связи с этим
самые ответственные сооружения чаще всего выполняются из стали.
2. Стальные конструкции являются конструкциями наиболее легкими
по сравнению с конструкциями из камня, железобетона и дерева, так как
высокие механические качества стали позволяют развивать в стальных кон-
струкциях наиболее высокие напряжения. За измеритель значения веса
в работе материала обычно принимается отношение удельного веса мате-
Т .
1=) ’
риала к допускаемому
напряжению с —
несмотря на большой удель-
ный вес стали, этот показатель для стальных конструкций выражается наи-
меньшим числом с = 5 в то время как для дерева с = 6-10”* — ,
а для бетона с = 4- Ю"3-^-. Таким образом, стальные конструкции требуют
наименьших размеров для передачи данного силового воздействия и явля-
ются поэтому самыми транспортабельными.
3. Стальные конструкции являются конструкциями наиболее инду-
стриальными, т. е. требующими для своего изготовления заводского
оборудования, так как сталь вследствие ее повышенных механических
характеристик можно рентабельно обрабатывать только на станках. Другие
методы изготовления стальных конструкций невозможны, и потому сталь-
ным конструкциям присущи все преимущества, вытекающие из индустриаль-
ного производства, — серийность, повышенная точность и г. д.
Коэффициент с имеет размерность с —
1
Т
н
I
)
Фиг. 13. Каркасы промышленных зданий
а t0 сквозными конструкциями: б — со сплошными конструкциями
Область применения стальных конструкций
21
4. Стальные конструкции являются конструкциями наиболее сбор-
ными, так как индустриальное изготовление требует их расчленения
на отдельные элементы (балки, фермы, колонны и т. и.), которые соеди-
няют на месте постройки при помощи сварки, заклепок или болтов. Раз-
работанность этих видов соединений дает возможность производить сборку
стальных конструкций очень быстро.
В то же время стальные конструкции обладают следующими недостат-
ками.
1. Стальные конструкции подвергаются коррозии (ржавлению); сталь
под влиянием агрессивных факторов атмосферы (влаги, наличия в атмо-
сфере солей и газов) может превратиться в окисли железа, ржавчину, и
потерять способность сопротивляться механическим воздействиям.
Вследствие этого стальные конструкции требуют защиты (окраски),
специального ухода (очистки) и специальной конструктивной формы (от-
сутствие щелей, впадин, пазух и т. д., в которых могла бы развиваться
коррозия); эксплуатация стальных конструкций дороже эксплуатации железо-
бетонных н каменных конструкций.
2. Материал стальных конструкций — сталь — необходим во всех от-
раслях народного хозяйства. Поэтому стальные конструкции должны при-
меняться лишь в тех случаях, когда сталь нс может быть заменена другим
материалом, а конструктивная форма их должна быть наиболее экономич-
ной по расходу металла.
§ 2. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Стальные конструкции имеют основное применение:
1) в каркасах промышленных зданий, в первую очередь в тяжелых кар-
касах зданий черной металлургии, характеризуемых большими нагрузками
Фнг. 14. Конструкции балочной клетки перекрытия
и достаточно большими пролетами (фит. 13); однако за последнее время
стальные конструкции при достаточной высоте и пролетах начали приме-
Очцач характеристика стальных конструкций
пять н в каркасах более легких цехов пслсдсiиис бысгроыд возведения,
особенно при типовой конструкции:
2) г. конструкциях перекрытий, опирающихся на стены, колонны или
столбы; эти конструкции представляют собой при больших пролетах сквоз-
ные фермы, при меньших — сплошные балки, главные и вспомогаюльные,
образующие балочную клетку для поддержания настила перекрытия (фиг. 11);
3) в каркасах специальных зданий (ангаров, выставочных павильонов
; пр.), основой которых является балочное или арочное или купольное
сложное перекрытие (фиг 15);
Фиг. 15. Конструкции выставочного павильона
4) в конструкциях гражданских высотных зданий; эти конструкции со-
стоят из многоярусных колонн, поддерживающих балки междуэтажных
перекрытий, и связей между колоннами (фиг. 16);
5) в конструкциях сооружений, служащих для хранения сыпучих тел,
жидкостей или газов или для сопротивления воздействию жидкостей и
газов (бункеры, резервуары, газгольдеры, гидротехнические конструкции,
домны и сооружения доменного хозяйства и др.); основой этих конструк-
ций является тонкая обшивка из стальных листов; поэтому они называются
листовыми конструкциями (фиг. 17);
6) в конструкциях высоких сооружений, башен и мачт (радиомачт,
опор электропередач и др.) (фиг. 18);
7) в мостовых и крановых конструкциях (фиг. 19); в соответствии
с большими пролетами, тяжелой нагрузкой и огвегстиенностью сооружения
Фименение стали существенно уменьшает вес этих конструкций, облегчает
вэзведеиие и увеличивает надежность их работы.
Осионше требования, предъявлявчые к стальным
конструкциям
Фиг. 16. Каркас высотного здания
§ 3. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К СТАЛЬНЫМ
КОНСТРУКЦИЯМ
К стальным конструкциям, как и к прочим конструкциям, предъявляются
следующие основные требования: 1) прочность и надежность конструкции;
2) соответствие конструкции назначению и эксплуатационным требованиям,
предъявляемым к сооружению или зданию, и долговечность конструкции;
3) возможно меньшая затрата материала; 4) возможно ббльшая скорость
возведения; 5) возможно меньшая затрата труда (времени) на изготовление
конструкции; 6) эстетические требования.
Все эти требования объединяются в требовании высокого качества, ко-
торое является в настоящее время основным началом, определяющим форму
конструкции и сооружении. Требования к качеству в нашем строительном
кодексе — Урочном положении для строительства — фиксируются в принци-
пах классификации сооружений, согласно которым все сооружения по тре-
бованиям, предъявляемым к их качеству, делятся на три класса. Эти требо-
вания определяют капитальность сооружения и его эксплуатационные каче-
ства. При этом капитальность характеризуется долговечностью сооружения,
Фиг. 17. Конструкции газгольдеров постоянного
объема
Фиг. 18. Конструкции
мачты
Фиг. 19. Конструкция пролетных строений моста
Основные требования, предъявляемые к стальным конструкциям
прочностью применяемых материалов и их стойкостью против внешних
агрессий, а также количеством ремонтов, необходимых для поддержания
долговечности; эксплуатационные качества характеризуются приспособлен-
ностью сооружения к выполнению своего назначения Требования к конст-
рукциям непосредственно связаны с требованиями к сооружениям, элемен-
тами которых эти конструкции являются, хотя и имеют свои специфические
особенности.
В частности, для стальных конструкций специфичным и особенно важ-
ным является требование экономии стали, непосредственно вытекающее из
основных указаний директивных организаций. Согласно этим указаниям
применение стали возможно лишь в таких конструкциях и конструктивных
комплексах, где она является существенно необходимой. Такими являются:
конструкции большепролетные или большой высоты; конструкции наиболее
ответственных сооружений, работающие на тяжелую нагрузку; подвижные
конструкции; расположенные на просадочных грунтах или в других тяжелых
условиях; конструкции, существенно упрощающие или облегчающие компо-
новку конструктивного комплекса сооружения Применение стали в каждом
частном случае должно быть мотивировано специфическими преимуществами
стальных конструкций, их большой надежностью, легкостью, габаритноегью
и индустрпальностью
Существенную роль в экономии стали играет правильное установление
коэффициентов запаса, а также расчетных сопротивлений (и допускаемых
напряжений). Наши нормы расчета в этом отношении весьма прогрессивны:
помимо того, что численные значения расчетных сопротивлений (и допу-
скаемых напряжений) у нас весьма значительны, в наших нормах специаль-
ным подбором коэффициентов выявляются дополнительные запасы проч-
ности, имеющиеся в ряде сооружений (например, обладающих большой по-
стоянной нагрузкой) по сравнению с обычными типовыми. Достаточная
безопасность наших норм подтверждается анализом коэффициентов запаса,
а также массовым опытом безопасной эксплуатации существующих соору-
жений.
Большая экономия стали может быть получена путем правильной ком-
поновки схемы сооружения и его деталей. В этом отношении у нас имеются
большие достижения: законы веса конструкций, устанавливающие наивы-
годнейшие геометрические соотношения конструкций, в нашей стране про-
работаны наиболее глубоко, почему наши конструкции оказываются наи-
более легкими. На разрешение этого вопроса благоприятное влияние ока-
зали стандартизация и типизация конструкций.
Экономия стали получается не только за счет экономного проектиро-
вания, но, главным образом, за счет повышения сохранности и долговеч-
ности стальных конструкций, что достигается в первую очередь улучшением
надзора за конструкциями, периодической окраской, а также применением
стальных конструкций в производствах, не обладающих резко агрессивной
средой по отношению к стали. Однако столь же важны и конструктивные
мероприятия: создание конструктивной формы, устойчивой против агрес-
сий. Поэтому проектировщик должен все свое внимание обратить на эту
сторону вопроса, придавая конструкциям форму, устойчивую против кор-
розии, повреждений, погнутий и т. д.; эти мероприятия являются важными
факторами повышения качественности конструкций. В соответствии с этим
наиболее удачной и качественной должна считаться слитная форма конст-
рукций, без щелей и впадин (где могли бы скопляться грязь и пыль и
вследствие этого появляться коррозия), без тонких выступающих листов,
которые могут быть повреждены.
26
Общая характеристика стальных конструкций
Весьма существенным является приближение формы конструкции к тре-
бованиям заводского изготовления и монтажа. Дело и том. что завод имеет
определенное оборудование и на нем может быть наиболее рентабельно
изготовлена та конструкция, которая отвечает этому оборудованию. По-
этому согласование конструктивных решений в отношении размеров, до-
пусков, размещения заклепочных отверстий, расположения сварных типов
в т. л. с требованиями изготовления является обязательным.
Переход на менее трудоемкие операции — иа сварку (вместо клейки),
кислородную резку, образование отверстий на многоштемпельных прессах или
многошпнндельных станках и др.—является также крайне важным. Равным
образом и скоростной монтаж предъявляет к конструкциям ряд требований в
отношении устройства сопряжений, размещения связей, устройства опорных
частей и т. д. Соблюдение этих требований может значительно ускорить мон-
таж и изготовление и дать экономию стали. Так, переход на сварку является це-
лесообразным не только с точки зрения ускорения изготовления, но и с точки
зрения существенной экономии стали.
В то же время новая, удачно выбранная конструктивная форма влияет
на изготовление и монтаж, способствуя совершенствованию соответствующих
операций. Таким образом, здесь имеет место взаимосвязанный процесс, вы-
текающий из основных принципов советского конструирования.
Требования экономии стали, наименьшей трудоемкости изготовления и
скоростного монтажа не всегда согласуются между собой и иногда про-
тиворечат друг другу; однако при правильном подходе можно их удовле-
творить одновременно, н советская школа конструирования доказала эту
возможность. В этом процессе существенную роль играет стандартизация
и даже унификация конструкций. Стандартизация приводит к экономии
стали; еще более она важна для уменьшения трудоемкости изготовления
как в связи с увеличением числа одинаковых элементов, так и в связи
с тем. что при проработке стандартных элементов могут быть использованы
наиболее эффективные приемы изготовления; равным образом при прора-
ботке стандартных элементов могут быть учтены наиболее простые и
удобные для данного сооружения приемы .монтажа. Предпосылкой стандар-
тизации является модульность, т. е. назначение размеров сооружения и его
элементов, а также расстояний между элементами кратными принятому
размеру (модулю).
При применении модульной системы компоновка сооружения возможна
только из элементов, имеющих определенные взаимоувязанные типоразмеры,
что приводит к упрощению изготовления и монтажа, к экономии материала
и снижению стоимости (вследствие уменьшения отходов) и к экономии
общих затрат на строительство. Модульность является могучим средством
упорядочения проектирования и повышения качества.
Согласно установкам проекта Урочного положения применение модульной
системы в строительстве является обязательным.
Большое значение в процессе установления качественной конструктив-
ной формы имеет укрупнение элементов. Укрупняя элементы и уменьшая
их число, мы выгадываем в материале (так как при этом выпадает большое
число мелких деталей, в которых материал обычно работает с неполным
использованием своего сопротивления), ускоряем изготовление и монтаж,
сокращая число операций и избегая мелких, наиболее трудоемких деталей.
В то же время, чем мощнее элементы, тем более они стойки против внеш-
них агрессий, коррозии, погнутий н повреждений и, следовательно, долго-
вечнее. Поэтому .принцип концентрации материала”, принцип укрупнения
элементов является весьма действенным и правильным компоновочным прин-
Основные требования, предъявляемые к стпльным конструкциям
27
цнпом. Однако он по является общим, так как ие вполне согласуется
с условиями крупносерийного и поточного изготовления стальных конст-
рукций; эти приемы изготовления являются наиболее прогрессивными, но
требуют повторения в конструкциях большого числа одинаковых элемен-
тов, что не учитывается в принципе концентрации материала. При поточном
производстве большое число одинаковых элементов не увеличивает трудо-
емкости; при одинаковых соединениях не усложняется монтаж. Затрата
стали при увеличении числа элементов обычно возрастает; однако при этом
является возможной более простая компоновка сооружения за счет исклю-
чения некоторых элементов, и в результате при более простой компоновке
и более простых, хотя и более часто повторяемых элементах получается
экономия в затрате материала на все сооружение в целом.
Таким образом, этот принцип более простой компоновки, который
можно назвать принципом „упрощения конструктивной формы", также
одновременно уменьшает затрату стали, трудоемкость и убыстряет монтаж.
Он заключается в устранении из конструкции всего лишнего и непосред-
ственно вытекает из принципов унификации и стандартизации конструкций,
модульности и поточности изготовления и потому является весьма прогрес-
сивным.
При уменьшении числа элементов оставшиеся элементы весьма часто
выполняют несколько функций, что также ведет к экономии стали. Прин-
цип „совмещения функций" работы элементов, вытекающий из принципа
упрощения конструктивной формы, является третьим компоновочным прин-
ципом современного конструирования.
Компоновка конструкций непосредственно связана с назначением соору-
жения, с тем производством, которое конструкции обслуживают, с усло-
виями их эксплуатации. Эти обстоятельства определяют технологические
габариты и основные размеры конструкций, выбор материала и конструк-
тивную форму. Качественная конструкция должна полностью соответство-
вать условиям эксплуатации обслуживаемого ею производства.
Наконец, существенными в компоновке сооружения являются и эстети-
ческие требования, требования красоты. Особенно большие эстетические
требования предъявляются в нашей стране к сооружениям, которые имеют
общественное значение.
Советские конструкторы много сделали для выявления качественной
формы стальных конструкций. Наши проектные организации — Промстрой-
проект и Проектстальконструкция — создали советскую форму промышленных
стальных конструкций в виде жестких защемленных рам, связанных по
периметру здания солидными связями. Такие рамы—-в основном сварные,
но с болтовыми монтажными соединениями — являются весьма легкой
в сборке конструкцией и соответствуют методам изготовления, принятым
на наших заводах. Большое внимание уделяется также удобству монтажных
соединений, возможности крупноблочного монтажа, оптимальным по затрате
материала геометрическим размерам элементов, их транспортабельности
и их возможно большей унификации и стандартности.
Эти принципы заложены в основу советской школы конструирования
стальных конструкций.
Глава II
ПРОЧНОСТЬ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
S I. ВИДЫ РАЗРУШЕНИЯ Л1АТЕРИАЛА И ПРЕДЕЛЬНОЕ ЕГО СОСТОЯНИЕ.
КОЭФФИЦИЕНТ ЗАПАСА И УСЛОВИЕ НЕРАЗРУШИМОСТИ
Разрешение материала возможно:
1) хрупкое — от отрыва, получающегося тогда, когда расстояние между
двумя элементами тела, расположенными по направлению силового воздей-
ствия. увеличится в результате этого воздействия настолько, что силы сце-
пления между элементами окажутся погашенными; разрушению от отрыва
соответствует вторая теория прочности (теория наибольших удлинений)';
2) пластичное — от сдвига, получающегося тогда, когда будет превзой-
дено сопротивление взаимному сдвигу двух смежных элементов тела.
Разрушению от сдвига соответствует третья (теория наибольших каса-
тельных напряжений) пли четвертая энергетическая теория прочности.
Один и тот же материал может разрушаться и хрупко и пластично в
зависимости от обстановки, в которой протекает разрушение. Сталь при
обычной температуре, при правильной форме деталей (стержней) и в про-
стых случаях действия сил (растяжение, сжатие, кручение или изгиб)
оказывает меньшее сопротивление сдвигу, чем отрыву, и разрушается пла-
стично. Однако при пониженных температурах, при неправильной форме
деталей, затрудняющей деформации сдвига, при более сложных напряженных
состояниях, а также и от других причин сопротивления сдвигу могут ока-
заться повышенными и превзойти сопротивления отрыву, вследствие чего
сталь разрушится хрупко.
Разрушение от сдвига сопровождается большими деформациями, проис-
ходит длительно и потому менее опасно; разрушение от отрыва сопрово-
ждается малыми деформациями, происходит внезапно и поэтому более опасно.
Четкое разграничение двух возможных видов разрушения стали — хрупкого
и пластичного — принадлежит советским ученым Н. И. Давиденкову3,
Я. Б. Фридману* Г. В. Ужику* и др.
Длительные деформации при пластическом разрушении приводят к тому,
что в конструкции пластический материал почти никогда не доводится до
физического разрушения, так как вследствие развивающихся значительных
деформаций конструкция теряет несущую способность еще до своего раз-
рушения и возможность ее дальнейшей эксплуатации исключается.
Состояние конструкции, при котором эксплуатация сооружения или кон-
струкции должна быть прекращена, называется предельным. При работе
конструкций может иметь место несколько предельных состояний. Наши
нормы расчета учитывают три предельных состояния:
> £“ъ“УВ<:ы «’"Ротивлеиия материалов М. М. Фи.юиеико, Н. М. Беляева и др.
а „ а ви деи ко в> Динамические испытания металлов, ОНТИ 1936
л г о’?₽"ДМЛИ’ ^“"“ческие свойства металлов, Оборонгиз, 1946.
I. В. Ужик, Сопротивление отрыву и прочность металлов, изг АН СССР, i960.
НиЛы разрушения .материала и предельное его состояние
первое предельное состояние—по несущей способности (прочности
ус гойчивостн, выносливости материала), — при достижении которого конструк-
ция теряег способность сопротивляться внешним воздействиям или получает
такие остаточные изменения, которые не допускают возможности дальней-
шей эксплуатации;
второе предельное состояние — по развитию чрезмерных деформаций от
статических и динамических нагрузок, — при достижении которого в кон-
струкции, сохраняющей прочность и устойчивость, появляются деформации
плп колебания, исключающие возможность дальнейшей эксплуатации;
третье предельное состояние — по местным повреждениям, по образова-
нию или раскрытию трещин, — при достижении которого трещины в кон-
струкции, сохраняющей прочность и устойчивость, появляются и раскрыва-
ются до такой величины, при которой дальнейшая эксплуатация становится
невозможной (вследствие потери требуемой водонепроницаемости, опасности
коррозии, повреждения отделочного слоя и т. п.).
Каждое из этих предельных состояний характеризуется предельным
условием, указывающим, что для того, чтобы была возможной безопасная
эксплуатация, силовые факторы, действующие на сооружение или конструк-
цию, должны быть меньше предельной величины, ограничивающей возмож-
ность эксплуатации, а в предельном состоянии — равны этой величине.
Для первого предельного состояния при пластической работе материала,
это условие имеет вид:
N-^Ф, (2.1)
где N— усилие в рассматриваемом элементе конструкции (функция нагрузки,
действующей на сооружение);
ф — предельное усилие, воспринимаемое материалом рассматриваемого эле-
мента и определяющее несущую способность элемента в зависимости
от появления чрезмерных нарастающих деформаций, при которых кон-
струкция уже не может сопротивляться нагрузке (функция свойств
материала и размеров элемента).
При хрупкой работе материала и возможности внезапного разрушения в
предельную функцию Ф должно входить сопротивление материала, несколько
меньшее разрушающего, так как эксплуатация должна быть прекращена до
разрушения конструкции.
Для второго предельного состояния предельное условие имеет вид:
Дг£Дп₽, (2-2)
где Д— деформация или перемещение конструкции в результате внешних
воздействий на конструкцию (функция нагрузки, материала и си-
стемы сооружения);
дпр — предельная деформация или перемещение, определяющие необхо-
димость прекращения эксплуатации (функция назначения сооруже-
ния).
Аналогично для третьего предельного состояния:
где е—соответствующее раскрытие трещины.
Ввиду того что в стальных конструкциях появление трещин зависит не
от силовых воздействий, а от неправильностей технологии изготовления
или монтажа (например, трещины прн сварке), при расчете стальных кон-
струкций третье предельное состояние не учитывается.
Птч+гность стильны* конструкций
80
Несомненно, чго эксплуатация может быть прекращена и от дейспшя
неснловых Факторов, например, в сталыпах конструкциях- oi коррозии
стали: однако эти предельные состояния расчетом не учитываются,
поскольку законы строительной физики, характеризующие пссиловые
воздействия, еще не представлены в удобном для расчета виде.
Расчет должен обеспечить возможность эксплуатации сооружения или
конструкции на все время существования конструкции. Для этою величи-
на V неравенства (2.1) должна представлять собой наибольшее возможное
за время эксплуатации сооружения усилие, функцию наибольших возможных
за это время нагрузок. Эти нагрузки зависят ог крайне разнообразных
условий работы сооружения и могут быть весьма различными, иногда до-
статочно большими, а возможно н большими, чем те нагрузки, которые
установлены в нормах расчета (так называемые „нормативные нагрузки-,
отвечающие условиям нормальной эксплуатации).
Таким образом, величина Л' может быть представлена в виде:
Л' = Мг, (2.4)
где а,— число влияния рассматриваемого стержня, отвечающее нагрузке Р;
(усилие при Р,= 1);
ра — нормативная нагрузка;
ni— коэффициент перегрузки нагрузки Ph г. е. отношение наибольшей
возможной за время эксплуатации конструкции нагрузки к норма-
тивной нагрузке.
Тогда в соответствии с неравенством (2.1) получим
?/=у;р?а.я.^ф. (2.5)
Второе предельное состояние имеет расчетный интерес только для кон-
струкций, сохранивших свою несущую способность и находящихся в усло-
виях эксплуатации.
Согласно указаниям норм второе предельное состояние относят к уело
виям нормальной эксплуатации, н потому величину перемещения Д опреде-
ляют в функции нормативных нагрузок (без учета коэффициентов пере-
грузки).
В таком случае (при нормальной эксплуатации сооружение работает
упруго) неравенство (2.2) может быть переписано так;
£р;"д„^д„р, (2.6)
где А*— значение какой-либо нормативной нагрузки;
деформация или перемещение конструкции от действия единичной
нагрузки;
предельная величина деформации, определяющая возможность
нормальной эксплуатации.
§ 2. НОРМАТИВНЫЕ НАГРУЗКИ И КОЭФФИЦИЕНТЫ ПЕРЕГРУЗКИ.
СОЧЕТАНИЯ НАГРУЗОК
Нормативные нагрузки устанавливаются нормами расчета и техниче-
скими условиями проектирования сооружений. Численные значения норматив-
ных нагрузок обычно выше средних значений фактических нагрузок, соот-
ветствующих времени проектирования сооружения; они представляют собой
значения наибольших нагрузок, соответствующих нормальной эксплуатации
сооружения, т. е. такому режиму, при котором исключены случайные пре-
Ппрпатикные нагрузка и коэффициенты перегрузки. Сочетания нагрузок 31
вышепия нагрузок, зависящие от совпадения различных неблагоприятных
фак 1 ороп.
Главнейшими нагрузками являются:
1) Постоянная нагрузка — собственный вес несущей конструк-
ции и вес поддерживаемых ею неподвижных элементов и деталей. Основ-
ным отличием постоянной нагрузки является то, что она считается неизмен-
ной во времени. Постоянная нагрузка определяется по размерам сооруже-
ния, полученным в результате расчета и конструирования, т. е. после про-
ектирования конструкции, и на эту нагрузку сооружение проверяется. Для
учета же постоянной нагрузки в процессе проектирования ею задаются на
основании общих соображений, эмпирических формул или беглого предва-
рительного расчета.
Приемы предварительного определения постоянной нагрузки указаны в
дальнейшем, а также даны в справочных изданиях и пособиях для проекти-
рования.
2) Полезные временные нагрузки — нагрузки, которые не
всегда имеют место в сооружении, но восприятие которых составляет
целевое назначение сооружения.
Основным отличием временной нагрузки является то, что она не посто-
янна во времени и в некоторые периоды может отсутствовать. Помимо
этого, она может занимать различные положения на сооружении, ее числен-
ные значения могут быть различны в разные периоды работы сооружения,
так как они зависят от условий эксплуатации сооружения и внешних усло-
вий, переменных во времени.
Полезная нагрузка зависит от назначения сооружения. Для промышлен-
ных зданий таковой является нагрузка от оборудования, материалов и про-
изводственной продукции. Сюда же относятся крановые нагрузки и их воз-
действия, вертикальные и горизонтальные, а также воздействия других
транспортных устройств, если они имеют место. Для перекрытий граждан-
ских зданий и складов полезной нагрузкой является вес оборудования и
материалов, а в случае необходимости и подвижная нагрузка (например, от
толпы или транспортных устройств). Ввиду крайнего разнообразия полезных
нагрузок на перекрытия они в нормах обычно задаются весьма осреднен-
ными, в виде равномерно распределенных нагрузок различной интенсивно-
сти. Для мостов полезной нагрузкой является вес подвижного состава и
толпы; для мачт электропередач и радиомачт — натяжение проводов и антенн
и т. д. Все эти нормативные нагрузки также довольно существенно отли-
чаются от фактических, по возможности приближаясь к наибольшим факти-
ческим, имеющим место при нормальной эксплуатации сооружений.
3) Атмосферные нагрузки. В наших климатических условиях
регулярной атмосферной нагрузкой является снег. Нормативные снеговые
нагрузки учитывают в известной степени различие снеговых покровов в
разных районах СССР, а также условия залегания снега по кровле.
Второй, учитываемой нормами атмосферной нагрузкой является ветер.
Нормы ветровой нагрузки устанавливают давление ветра ураганной
интенсивности, т. е. сравнительно редкого явления. Нормы учитывают гео-
графическое положение сооружения, а также условия обтекания сооружения
ветровыми струями и представляют собой довольно грубое отображение
фактических явлений. В зависимости от формы сооружения вводятся коэф-
фициенты обтекания, на которые умножают величину лобового давления ветра
для получения расчетного давления. Коэффициенты обтекания устанавливаются
законами аэродинамики. Многие из этих коэффициентов отрицательны, что
является следствием пониженного давления воздуха на подветренной сто
32
Прочность стальных конструкций
репе сооружения из-за образования воздуховорогов(явление отсос.) в св,ш
с этим ветер может оказывать отрывающее действие на сооружение (фти. -0).
4) Температурные воздействия, имеющие значение для стати-
чески неопределимых систем. Они устанавливаются в виде предельной раз-
ности температур, в предположении равномерного или неравномерно, о рас-
пределения температуры (в зависимое!и от
системы конструкции).
5)Сейсмические воздействия
для сооружений, расположенных к сейсми-
ческих районах; значения этих воздействий
принимаются в зависимости от бальпости
района.
6) Монтажные нагрузки, кото-
рые сооружение испытывает ио время мон-
тажа, когда элементы сооружения не за-
креплены полностью пли когда по сооруже-
нию двигаются тяжелые монтажные краны,
Фи. 20. Отрывающее действие
ветра
нагрузку от которых сооружение в даль-
нейшем не несет.
Как было указано, в формулу расчет-
ного усилия N нагрузки вводятся с коэф-
место при нормальной эксплуатации,
всего можно определить наблюдением
Фиг, 21. Кривая распределения наиболь-
ших значений толщины снегового по-
крова
фициентами перегрузки. Коэффициенты перегрузки учитывают изменчи-
вость нагрузок, зависящую от всякого рода незакономерных факторов,
сопутствующих процессу эксплуатации, в силу которых нагрузки могут ока-
заться и больше тех, которые имеют
Коэффициенты перегрузки правильнее
за фактическими нагрузками, которые
имеют место во время эксплуатации
сооружения. Эти наблюдения система-
тизируются в так называемых .кривых
распределения', показывающих, как
часто появляются различные значения
изучаемого явления (фиг. 21). Наблю-
дения показывают, что в огромном
числе случаев фактические нагрузки
меньше нормативных (которые отве-
чают наибольшим нагрузкам при нор-
мальной эксплуатации), но в некоторых
случаях они могут быть и больше;
имен достаточно большое число наблю-
дений. можно на основании правил ма-
тематической статистики определить
вероятные появления того или иного
значения нагрузки н принять за наи-
большую возможную нагрузку такую,
которая характеризуется весьма малым
(принимаемым за практический нуль)
вероятием появления больших нагру-
зок. При назначении возможной наибольшей нагрузки можно учесть и то об-
стоятельство, что изменчивость нагрузок вследствие улучшения условий
эксплуатации имеет тенденцию к уменьшению. Отношение возможной наи-
большей нагрузки к нормативной и составляет коэффициент перегрузки.
оэффициент перегрузки зависит от природы нагрузки, и каждая нагрузка
Нормативные нагрузки и коэффициенты перегрузки. Сочетания нагрузок 3.1
имеет свой коэффициент перегрузки. Постоянная нагрузка также может
имен, коэффициент перегрузки, вследствие того что объемные веса мате-
риалов, образующих постоянную нагрузку, фактически являются не одина-
ковыми и имеют некоторую изменчивость. Однако изменчивость (а следо-
вательно, п коэффициенты перегрузки) постоянной нагрузки значительно
меньше, чем нагрузок полезных и а!мосферных.
Коэффициенты перегрузки характеризуют только изменчивость нагрузок.
Опп не определяют динамического воздействия нагрузки, которое характе-
ризуется особым динамическим коэффициентом, представляющим собой
отношение наибольшего динамического воздействия нагрузки к статическому;
нс определяют они и планового возрастания нагрузки с течением времени,
например, возрастания временной нагрузки мостов вследствие увеличения
грузооборота или подкрановых балок вследствие усложнения технологиче-
ского процесса производства и других обстоятельств.
Нагрузки производят воздействие на конструкцию не раздельно, а в
сочетаниях друг с другом.
Различаются следующие сочетания нагрузок.
1) Основные сочетания — сочетания таких нагрузок, которые
обычно (регулярно) действуют при работе конструкции и сопротивление
которым составляет назначение конструкции. Наиболее простым таким соче-
танием является сочетание постоянной и полезной нагрузок. Для многих
сооружений, например, перекрытий, к этим нагрузкам добавляется атмо-
сферная нагрузка—снег, которая в нашем климате имеет место каждую
зиму. Нагрузки основных сочетаний называются основными.
2) Дополнительные сочетания — сочетания основных нагрузок
с дополнительными, проявляющимися редко, восприятие которых не состав-
ляет назначения сооружения. Наиболее типичной дополнительной нагрузкой
является ураганный ветер. Он проявляется редко и восприятие его не являет-
ся назначением конструкции, поскольку конструкции воздвигаются для
восприятия полезной нагрузки. В некоторых случаях дополнительной нагруз-
кой являются монтажные краны, которые передвигаются по сооружению
весьма редко п только во время монтажа.
3) Особые сочетания — сочетания основных и дополнительных
нагрузок (обычно не всех) с очень редко действующими особыми си-
ловыми воздействиями, обычно аварийного характера. Типичным приме-
ром особых нагрузок являются сейсмические нагрузки в сейсмических
районах.
Вероятие одновременного появления наибольших значений нескольких
нагрузок, очевидно, во много раз меньше, чем вероятие появления одной;
поэтому чем сложнее сочетания, тем меньше вероятие появления наиболь-
шего значения этого сочетания. Чтобы сделать сооружения одинаково не-
разрушимыми (ибо чем меньше вероятие появления нагрузок, тем более
неразрушимо рассчитанное на эти нагрузки сооружение) при дополнитель-
ных и особых сочетаниях, коэффициенты перегрузки всех нагрузок за
исключением постоянной умножаются иа некоторые коэффициенты соче-
таний с< 1.
Таким образом, расчетное усилие Л! при основном сочетании равняется:
N=VlP”a.lni—apP^nl,-{-a.QtQ,'in4l-l-a.qiQ”nQt+ ... ^Ф, (2-7)
где Рр — постоянная нормативная нагрузка;
Q" — полезные или атмосферные нормативные нагрузки;
3 Н. С. Стрелецкий
Прочность стольных конструкций________ _________
при дополнительном сочетании:
N = YP^ainiCt = арР₽"р + aqlQinqtCl +
+ ..- + ао^.+ -^Ф' (2’8)
где р) — дополнительная нагрузка;
при особом сочетании:
N= = о.рРрпр + + • • + а-оОПвС* +
+ ... 4-ar7Vi+ ^ф> (2‘9)
где Т—особая нагрузка.
Значения нормативных нагрузок, коэффициентов перегрузок и сочетаний
даны в нормах Урочного положения; в извлечении они даны в приложе-
нии 1, III.
§ а МАРКИ СТАЛЕЙ, ПРИМЕНЯЕМЫХ В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
В строительстве в основном применяется мягкая малоуглеродистая сталь
марки Ст. 3 (с содержанием углерода не более О,22°/о). Она хорошо сва-
ривается и не закаливается, что делает ее весьма удобной для нужд строи-
тельства. В то же время она достаточно прочна (предел прочности опр =
— 38 _=-47 кг/мм*), достаточно пластична (относительное удлинение длин-
ного образца е3=21 °/0), имеет высокий предел текучести (ст3=24 кг/мм*}
и вполне приемлемую ударную вязкость (а ^=8 кгм/см*).
Эти характеристики являются наиболее важными в работе стали. Пре-
дел прочности определяет наибольшую возможную нагрузку, которую мо-
жет выдержать стальной стержень, работающий на растяжение. Предел
текучести определяет границу напряжений, при которых деформации ока-
зываются еще настолько малыми, что можно пользоваться методами расчета
по упругой стадии работы материала. На площадке текучести обрывается
однозначная связь между напряжениями и деформациями, определяющая
несущую способность материала (одному напряжению соответствует много
значений деформаций — сталь течет); поскольку на пределе текучести не-
сущая способность материала временно исчерпывается, предел теку-
чести является пределом расчетных напряжений. Относительное удли-
нение при разрыве характеризует пластичность стали. Ударная вязкость
характеризует склонность стали к переходу в хрупкое состояние; поскольку
эта склонность в сильной степени зависит от структуры стали, ее чистоты
и однородности, ударная вязкость характеризует также и структуру стали.
Сталь марки Ст. 3 достаточно однородна. Статистические исследова-
ния показывают, что качества ее в послевоенное время повышаются (фиг. 22);
это позволило в 1950 г. поднять наиболее важную характеристику стали —
предел текучести —с 22 до 24 кг/мм* (ГОСТ 380-50). Представление об
изменчивости качеств стали дают кривые распределения различных ее ха-
рактеристик, показывающие, как часто имеет место то нлн иное значение
данной характеристики.
Для примера на фиг. 22 показаны кривые распределения предела теку-
чести стали Ст. 3; мы видим, что за время Великой Отечественной войны
сталь Ст. 3 стала несколько более жесткой (средний предел текучести ее
несколько повысился) и менее однородной (разность между наименьшими
и наибольшими значениями предела текучести стала больше). После войны
однородность стали Ст. 3 улучшилась, а среднее значение предела теку-
чести несколько снизилось; сталь стала мягче. Установленное в стандарте
нормативное значение предела текучести 24 кг/мм*, являющееся браковоч-
Марки сталей, применяемых в строительстве
ным минимумом, весьма близко к наименьшему возможному значению пре-
дела текучести и, следовательно, должным образом гарантирует требуемые
качества стали. Среднее, наиболее часто встречающееся значение предела
текучести, как эго видно по кривым распределения, в настоящее время
составляет ~ 29 кг/мм2. Значение предела текучести зависит от толщины
элемента; при увеличении толщины оно уменьшается.
Механические свойства сталей зависят в основном от количества угле--
рода и легирующих добавок в стали, так как механические характеристики
феррита (чистого железа) весьма невысоки (предел прочности о„ч = 25 кг/мм*).
Повышение прочности стали в первую очередь зависит от содержания-
углерода. Однако углерод снижает пластичность, поэтому в строительных
Фиг. 22. Кривые распределения предела текучести стали Ст. 3 (но иссле-
дованиям ЦНИПС)
1938 г. тт =27± 1,45 кг/млр (Кураев)
1944 г. = 30 ± 3.0 . (Ойхер)
1949 г. От = 29 ± 2,28 . (Дорвбуш)
сталях, которые по условиям своей работы в конструкциях должны быть
достаточно пластичными, его берется немного — не более 0,22%. Углерод
также снижает п свариваемость; поэтому для сварных конструкций приме-
няется сталь с содержанием углерода не более 0,2%. Достаточно суще-1
ствеино повышает прочность стали без большого снижения пластичности
марганец. Марганец всегда имеется в строительных сталях; наиболее частое
содержание его составляет около 0,4—0,65%. Третьей, обычно содержа-
щейся в строительных сталях добавкой является кремний. Кремний также
повышает прочность стали, но ухудшает ее свариваемость и стойкость
против коррозии; поэтому желательно иметь кремния не более 0,30%.
Наконец, весьма полезной, но более дорогой добавкой является медь. Медь
повышает прочность (более слабо, чем марганец и кремний) и значительно
улучшает стойкость стали против атмосферной коррозии. Применение ме-
дистых сталей с содержанием меди 0,2—0,4% в случаях, когда можно
ожидать интенсивной коррозии, очень полезно.
Наряду с указанными полезными добавками в стали содержатся и вред-
ные примеси. Такими в первую очередь являются фосфор, который делает
сталь хладноломкой (хрупкой при пониженных температурах), и сера, де-
Пряность crun.ibHi'i v конструкций
лающая сталь красноломкой ( грещгшовa roll нрп
вследствие образования легкоплавкого
и фосфора в стали должно быть очень
Ст. 3 содержание серы должно быть
fioiee 0 05° При наличии серы очень
нении с серой образует трудноплавк.гй сервис гыН марганец и, таким обра-
сернистого жслез.1. Полому сери
немного; г.гк, в мартеновской стали
не более 0,055"/„ и фосфора не
полезен марганец, который и соеди-
зом. отвлекает серу от железа.
Весьма вредными примесями являются также кислород и азот, которые
могут попасть из атмосферы воздуха в металл при его расплавлении. Азот
делает металл хладноломким и хрупким, кислород денегвует. как сера, но
в более сильной степени. Поэтому расплавленную сгаль (например, при
сварке)"необходимо защищать от воздействии атмосферы.
По способу производства сталь может быть мартеновской и конвер-
торной (томасовской пли бессемеровской); более распространенная марте-
новская сталь значительно лучше и чище конверторной, которая по усло-
виям производства (продувание) бывает более засорена азотом н кислоро-
дом, а также пузырями воздуха; в конверторной стали обычно больше
серы и фосфора, углерода же весьма мало, так как он выгорает во время
дутья. Несмотря на это, прочность конверторной стали не ниже прочности
мартеновской; она получается за счет прочих присадок, в том числе и
фосфора, который также повышает прочность.
Стали могут быть копящие и успокоенные. Кипящая сталь сразу после
варки (кипения) переливается из ковша в изложницы, почему опа оказывается
более засоренной газами и имеет менее однородную структуру. Успокоен-
ные стали выдерживаются в ковше и раскисляются алюминием пли крем-
нием, поддерживающими высокую температуру, благодаря чему газы могут
выделяться в большом объеме; алюминий или кремний, соединяясь с раство-
ренным кислородом, уменьшают вредное влияние последнего.
Мартеновские кипящие стали в основном удовлетворяют требованиям,
предъявляемым к строительным сталям, и поэтому как более дешевые
являются наиболее распространенными, хотя они и склонны к трещино-
ватости после сварки при динамическом воздействии нагрузок, а также
к старению (повышению хрупкости с течением времени); поэтому ответ-
ственные сварные конструкции следует изготовлять из успокоенной марте-
новской стали. Успокоенные стали дороже кипящих примерно на 250/0-
Конверторные кипящие стали менее качественны, а потому они допу-
скаются только для неответственных клепаных конструкций, нс подвержен-
ных действию динамических нагрузок и отрицательных температур; в на-
стоящее время томасовская кипящая сталь в строительных конструкциях
вовсе не допускается. Успокоенные конверторные стали мало изучены и не
получили заметною применения в строительстве.
При отсутствии стали Ст. 3 разрешается вместо псе применять не-
сколько более жесткую сталь Ст. 4, являющуюся основной судостроитель-
ной сталью. Однако применение стали Ст. 4 вместо стали Ст. 3 в строи-
тельных конструкциях нерационально, поскольку более высокие характе-
ристики стали Ст. 4 при этом не используются. Наконец, возможно также
применение стали Ст. 5. Эта сталь еще более жестка (относительное удли-
нение е 15 /0) и потому применима в основном только в клепаных кон-
струкциях. Более высокие механические характеристики позволяют разви-
вать в стали Ст. 5 более высокие расчетные сопротивления, однако большая
жесткость делает эту сталь менее пригодной в строительных конструкциях.
В некоторых случаях, например, для заклепочных и болтовых стержней,
а также в листовых конструкциях, требующих штамповки н отбортовки.
Марки сталей, применяемы к
я строительстве
37
возможно применение более мягкой и пластичной стали марки Ст. 2. При-
менение в строительстве стали Ст. 2, являющейся основной котельной
сталью, ограничено, поскольку механические характеристики ее более низки
н потому применение ее требует большей затраты стали; в то же время
листовые конструкции вполне качественно изготовляются и из стали Ст 3
Наконец, в строительстве иногда применяется (а ранее применялась
достаточно часто) гак называемая сталь Ст. О (нуль). Эта сталь нестан-
дартна и по существу является результатом отбраковки стали Ст. 3. Она
имеет очень низкий нормативный предел текучести (о"=19 кг/мм*), очень
малое удлинение (е = 18°/0) 11 содержит большее количество серы и фос-
фора. (.таль Ст. О может применяться только для неответственных кон-
струкций. В соответствии с низкими нормативными характеристиками (пре-
делом текучести) стали Ст. О расчетные ее характеристики (расчетные
сопротивления) не могут быть высоки, а потому применение стали Ст. О
противоречит принципу экономии стали. В настоящее время сталь Ст. О
применяется в строительстве в весьма незначительных количествах.
Наряду со сталью Ст. 3 для тяжелых конструкций применяются стали
повышенного качества, имеющие более высокие механические характери-
стики; по ГОСТ 5058-49 эти стали называются сталями НЛ (низколегиро-
ванные). Они также являются сталями малоуглеродистыми (С ие более
0,18%); высокие механические характеристики этих сталей получаются за
счет дополнительных присадок марганца, кремния, хрома, никеля, меди.
Серы и фосфора эти стали имеют меньше, чем сталь Ст. 3 (~0,04%), но
зато содержат больше марганца (до 0,8%), кремния (до 0,5%), хрома
(до 0,8%), никеля (до 0,7%) и меди (до 0,5%). Механические характери-
стики низколегированной стали HJ12 примерно на 50% выше соответствую-
щих характеристик стали Ст. 3 (см. табл. 2.1).
Стоимость стали НЛ2 на 25% выше стоимости стали Ст. 3. Это позволяет
рентабельно применять сталь НЛ2 во всех конструкциях, где экономия
веса достигает 35—-40%.
Малоуглеродистые стали принимаются по механическим характеристикам
(по так называемой группе А, ГОСТ 380-50) с ограничениями по сере и
фосфору (см. табл. 2.1). Сталь, предназначенная для сварных конструкций,
должна иметь еще ограничение по углероду (менее 0,2%). Испытание на
ударную вязкость обязательно только для ответственных конструкций.
Низколегированные стали НЛ принимаются по химическому составу (по
так называемой группе Б) и по механическим характеристикам, приведен-
ным в табл. 2.1. Испытание на ударную вязкость является обязательным
для всех поставок сталей НЛ.
Строительные стали должны свариваться. Свариваемостью называется
способность стали после остывания сварного шва давать цельное (не имею-
щее трещин) и прочное соединение, сохраняющее прочность и цельность
неопределенно долгое время прн разнообразных силовых (статических и
динамических) и температурных воздействиях, в том числе и прн понижен-
ных температурах. Свариваемость зависит от взаимного проникновения
(диффузии) частиц (молекул) расплавленного жидкого присадочного
металла в среду жидкого расплавленного основного металла свароч-
ной ванны н совместной кристаллизации обоих металлов при охла-
ждении шва. Степень и скорость диффузии различны для разных компо-
нентов стали, почему стали разных составов свариваются различно. Однако
лаже самые неблагоприятные стали можно сваривать при соответствующих
технологических режимах и электродах, при которых они требуемым обра-
зом легируются и остывают.
П почн ос nib стальных: нон ст р укци Л
Характеристики строительных сталей
Габлица 2.1
'’арка Механические характеристики Химичсскнц сослан Способ иыплапки
-Л || £ S Р
с г дан к предел ч* ши и кг м ♦JTU0CII1 удлине! ДЛЯШ101 обраин гТи О Я С не оо.юе
= = = не менее
Ст. 0 32—47 ! 19 18 0,23 ^0,14 0.06 0,07 0,07 0,09 Мартеновский Бессемеровский
ГОСТ 380-50 1 1 1 Ст 2 34-42 22 26 — 0,09—0,15 0,055 0,05 Мартеновский
Ст. 3)38—47 21 0,14-0,22 =£0,12 0,055 0,065 0,05 0,035 Мартеновский Бессемеровский
Ст. 4 1 26 19 0,18- 0,27 0,12—0,20 0,055 0,065 0,05 0,085 Мартеновский Бессемеровский
Ст. 5 50—62 1 23 15 0,28 0,37 0,17 0,30 0,055 0,065 0,05 0,085 Мартеновский Бессемеровский
гост 5058-49 Н.П ; 42 30 20 8 0,15 0,045 0,04 Мартеновский
Н.Т2 18-63 18 В 0,12—0,18 0,045 0,04 Мартеновский
* Для листовой и твннерсальной стали.
« Для фасоиной стали.
Как уже было указано, большое количество углерода или кремния ухуд-
шает свариваемость. Однако отсюда не следует, что высокоуглеродистыс
стали не могут быть сварены, свариваются даже чугуны; они требуют только
более сложной технологии сварки.
Неоднородность структуры и связанная с нею хрупкость также ухудшают
свариваемость стали.
Советские строительные стали были изучены проф. Н. П. Щаповым и
кандидатами техн, наук В. В. Кураевым и В. Г. Чсрпашкиным *. В их рабо-
тах, помимо механических характеристик, были изучены зависимости между
механическими свойствами и химическим составом, что позволило составлять
сталь требуемых качеств, а также поведение сталей при различных силовых
воздействиях и условиях работы (наклеп, старение, вибрационная прочность).
Акад. А. А. Байковым была составлена сталь повышенного качества — сталь
Дворца Советов (Ст. ДС), бывшая нашей основной сталью повышенного
’В В. Кураев и В. Г. Чернашкин, Строительные стали, Металлург-
издат, 1941.
Методика расчета стальных конструкций
39
качества и 30-х годах ’. После войны опа была заменена сталью СХЛ2
(работы бюро Чугуплегир) а затем сталью НЛ2 * *. В настоящее время над
дальнейшим усовершенствованием строительных сталей повышенного качества
работают академики Н. Т. Гудцов и И. П. Бардин.
§ 4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ПРЕДЕЛЬНОМУ
СОСТОЯНИЮ И ПО ДОПУСКАЕМЫМ НАПРЯЖЕНИЯМ.
РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
Условие неразрушимости — основное требование при расчете сооружения
по первому предельному состоянию, как указывалось, имеет вид:
А^Ф, (2.10)
где М—расчетное усилие в элементе конструкции;
Ф — предельное его сопротивление, отвечающее моменту потери несу-
щей способности и прекращения эксплуатации.
Значение функции N и ее структура указаны в § 1 данной главы.
Функция Ф, определяющая несущую способность элемента, зависит от
размеров элемента, сопротивления материала и условий работы элемента
и в соответствии с этим может быть представлена в виде:
ф = Гои, (2.10')
где F—геометрический фактор элемента (площадь, момент сопротивления);
а — предельное напряжение материала;
т— коэффициент условий работы.
Коэффициент условий работы характеризует особенности условий работы
одних элементов или сооружений по сравнению с другими (например, сжа-
тых и растянутых, работающих на вибрационные и статические нагрузки,
имеющих неучитываемые эксцентриситеты и т. д.), особенности эксплуатации
и другие обстоятельства.
В соответствии с большим разнообразием вопросов, обнимаемых этим
коэффициентом, коэффициентов условий работы может быть несколько.
За предельное сопротивление материала, отвечающее моменту потери
несущей способности, для мягких сталей, как указывалось, принимается
предел текучести от.
Изменчивость величины Ф зависит от изменчивости размеров вследствие
допусков при прокатке, а также от изменчивости сопротивлений материала
вследствие того, что фактические пределы текучести могут отличаться от
их нормативных значений, указанных в § 3, несмотря на то, что последние
являются браковочными значениями (так как отбраковка производится выбо-
рочным методом, то всегда могут быть пропущены меньшие значения). По
кривой распределения (фиг. 22) мы видим, что это действительно имеет
место. Изменчивость условий работы зависит от обстоятельств работы
элемента (например, от изменчивости приложения нагрузки), изменчивости
среды и т. д.
Значение наименьшего возможного предела текучести устанавливается
статистическими методами по кривым распределения таким образом, чтобы
вероятие появления меньших значений предела текучести было крайне малым.
1 В. В. Кураев и В. Г. Ч е р н а ш к и и. Сталь Дворца Советов, ГОНТИ, 1939-
И. М. Лейкин и В. Г. Черна шкин, Низколегированные строительные стаяв,
Металлургиздат, 1952.
* В. Г. Ч е р н а ш к и н, Строительные низколегированные стали отечественного
производства, Машстройиздат, 1950,
40
Прочность статных конструкций
Отношение наименьшего возможного предела текучести к сю нормативному
значению с" характеризует стандартность пли однородность материала н назы-
вается коэффициентом однородности. В нормах проектирования
стальных конструкций в этот коэффициент введено и влияние допусков
проката.
Наименьший возможный предел текучести называется расчетным
сопротивлением и обозначается буквой /?.
Таким образом:
R = ko“, (2.11)
где Л-— коэффициент однородности.
Влияние изменчивости коэффициентов условий работы, характеризующих
особенности работы элементов, введено в значение самих коэффициентов,
которые нередко состоят из нескольких компонентов. Так, коэффициент
условий работы гибкого сжатого стержня, г. е. коэффициент понижения
несущей способности при продольном изгибе (коэффициент продольного
изгиба), обозначаемый обычно буквой 9, состоит нз двух частей: коэффи-
циента =ь характеризующего понижение несущей способности сжатого
стержня при теоретически точном приложении нагрузки, п коэффициента <рц,
учитывающего изменчивость эксцентриситетов приложения нагрузки. Условия
изменчивости среды в нормах пока не учитываются, так как рассчитывают
на худшие условия, возможные при правильной эксплуатации; не учиты-
ваются также особенности условий эксплуатации вследствие неразработан-
ности этого вопроса.
Кроме того, коэффициент условий работы учитывает различие влияний
изменчивости нагрузок и однородности материала на наступление предель-
ного состояния. Так, когда сооружение работает на постоянную или мало-
изменчивую нагрузку, предельное состояние наступает в основном в том
случае, когда материал имеет наихудшие значения своих сопротивлений;
когда сооружение работает на нагрузку со значительной изменчивостью,
предельное состояние наступает тогда, когда наихудшпе значения сопро-
тивления материала сочетаются с наибольшими значениями нагрузок, что
.может иметь место значительно более редко и потому менее опасно. Боль-
шая опасность первой категории сооружений учитывается понижением для
них коэффициентов условий работы.
Для большинства сооружений коэффициент условий работы принимается
равным единице.
Коэффициенты условий работы, отличные от единицы, указаны в прило-
жении 1, IV.
Таким образом, условие расчета перепишется так:
aini = =S Fo",km = FRm, (2.12)
где № — усилие от нормативной нагрузки.
Разделив на геометрический фактор F, получим:
nt o”km, (2.13)
где о" — напряжение от нормативной нагрузки.
Выделив в выражении £о“лг напряжение от какой-либо превалирующей
(например, наибольшей полезной) нагрузки, получим:
= +^ «a+-)=£ (2.14)
Методика расчета стальных конструкций
41
откуда, назвав выражение в скобках приведенным коэффициентом перегрузки
по о: ношению к нагрузке I, найдем:
c"^i c"km
или
km^z' (2.15)
nt
Величина ftm является коэффициентом запаса для напряжения с« по от-
ношению к нормативному пределу текучести.
Нетрудно видеть, что коэффициент этот будет иметь различные значе-
ния не только для разных конструкций и стержней, но и для разных
нагрузок.
Таким образом, методика расчета по предельному состоянию не имеет
общего коэффициента запаса’ последний заменен тремя коэффициентами:
п, k и т, которые в своих сочетаниях дают различные значения коэффи-
циента запаса.
Если мы для всех нагрузок сделаем коэффициенты перегрузки одина-
ковыми, равными п, то сможем написать:
п£а*^а”кт, (2.16)
а расчетное напряжение от нормативных нагрузок выразится:
жл н н km
о=£О/=От-л . (2.17)
Величина — представляет собой общий, одинаковый для всех нагру-
зок коэффициент запаса, и, следовательно:
c^c?^ = J = [o]. (2.18)
Частное от деления нормативного предела текучести на общий коэффи-
циент запаса называется допускаемым напряжением [о].
Таким образом, методика расчета по допускаемым напряжениям есть
частный случай методики расчета по предельному состоянию, получаемый
тогда, когда все коэффициенты перегрузки принимаются одинаковыми.
В данной трактовке допускаемое напряжение является одинаковым для всех
стержней, имеющих одинаковый коэффициент условий работы т. Обычно
в методике расчета по допускаемым напряжениям некоторые коэффициенты
условий работы (например, коэффициент продольного изгиба) пишутся
в явной форме н под допускаемым напряжением понимается
10]=^=0;*. (2.19)
1 J с «
Тогда допускаемое напряжение будет одинаковым для всех элементов
конструкции, и формула расчета примет вид:
(220)
Сравнивая ее с формулой расчета по предельному состоянию
(2.21)
'2
Прочность стальных' конструкции
видим, что опа отличается только тем, чго коэффициенты перегрузки в пей
взяты равными единице, а вместо расчетного сопротивления поставлено
допускаемое напряжение.
Отсюда следует, что приемы расчета по предельному состоянию и по
допускаемым напряжениям одинаковы; нужно только при расчете по пре-
дельному состоянию нагрузки брать с коэффициентами перегрузки, а при
расчете по допускаемым напряжениям — без коэффициентов перегрузки; за
предельное напряжение при расчете по продельному состоянию нужно брать
расчетное сопротивление, а при расчете по допускаемым напряжениям —
допускаемое напряжение.
Методика расчета по допускаемым напряжениям более груба и менее
качественна; она не учитывает того обстоятельства, чго каждой нагрузке
Фиг. 23. Кривая распределения приведенного напряжения —
km
присущ свой коэффициент перегрузки и что опасности работы конструкции
зависят не только от значений нагрузок, по и от их соотношений и воз-
можности их изменений. Поэтому эта методика нс может давать равнопроч-
ные сооружения. Методика расчета по предельному состоянию учитывает
оба указанных обстоятельства; поэтому она значительно ближе к фактиче-
ской работе сооружения, дает более равнопрочные сооружения и, вскрывая
излишние запасы прочности, способствует экономии материала.
Коэффициенты методики расчета по предельному состоянию n, k и т
могут находиться между собой в самых разнообразных сочетаниях, опре-
деляемых в каждом частном случае значениями расчетных усилий, приведенных
N”n
к нормативному пределу текучести oTF, а следовательно, и значениями
расчетных усилий N*n.
Зная изменчивость (кривую распределения) каждого из этих коэффи-
циентов, можно построить по правилам теории вероятности кривую распре-
N"n
деления приведенного расчетного усилия илн соответствующего ему
стп
приведенного напряжения о = --~ , показывающую, как часто во время
эксплуатации сооружения может появиться то илн другое значение этого
усилия илн напряжения. Такие кривые имеют вид, показанный на фиг. 23,
Методика расчета стальных конструкций
43
откуда следует, что обычно сооружения испытывают лишь небольшие на-
пряжения. Высокие напряжения, появляющиеся вследствие сочетаний ряда
псблагопрпяшых обстоятельств, достаточно редки. Точки кривой, располо-
женные за величиной предельного нормативного напряжения о", определяют
уже опасное состояние сооружения; площадь ш этой части кривой выражает
вероятие появления лого опасного состояния. Очевидно, что площадь ш
должна быть возможно меньшей; по ней можно установить достаточную
безопасность принятых коэффициентов. Таким образом, величина этой пло-
щади ш определяет степень опасности сооружения, а величина Г=1—ш______
степень безопасноеги или неразрушимости сооружения (так как величина
всей площади кривой распределения равна единице). Поэтому величина Г
называется величиной таран гни неразрушимости сооружения. Прн равных
величинах гарантии сооружения равнонсразрушимы или равнопрочны.
Численные значения расчетных сопротивлений и допускаемых напряжений
непосредственно вытекают из нормативных сопротивлений (т. е. норматив-
ных значений предела текучести).
В методике расчета по предельному состоянию коэффициент однород-
ности k принят для сталей Ст. О и Ст. 3 равным 0,90, а для менее стандарт-
ных низколегированных сталей НЛ — равным 0,85, что дает расчетные со-
противления для нормальных и срезывающих напряжений, указанные в
табл. 2.2 (с округлением до 50 кг/смг при напряжениях менее 2 000 кг/см*
и до 100 кг/см* при напряжениях более 2 000 кг/сл8).
Расчетные сопротивления для срезывающих напряжений получены путем
умножения расчетных сопротивлений для нормальных напряжений на коэф-
фициент перехода 0,6 в соответствии с соотношением между напряжениями
чистого среза и нормальными согласно энергетической теории прочности.
Таблица 2.2
Расчетные сопротивления
Расчетные сопротивления остаются одинаковыми как при действии
основных нагрузок, так и при совместном действии основных и дополни-
тельных и особых, но при этом все нагрузки, кроме постоянных, должны
быть умножены на коэффициенты сочетаний.
В методике расчета по допускаемым напряжениям коэффициент запаса
по отношению к нормативным сопротивлениям стали (пределу текучести)
принят равным 1,36 для сталей Ст. 0 н Ст. 3, что дает для стальных строи-
тельных конструкций допускаемые напряжения *:
для стали Ст. О [а], = 1 400 кг/см'
. . Ст. 3 (с), = 1600 .
Для стали НЛ2 допускаемое напряжение принято равным [o]j==2 250 кг/см .
1 По действовавшему в 1946 г. стандарту нормативные значения предела теку-
чести составляли: для стали Ст.0с”=1900 кг/см', для стали Ст. 3 о“=2200 кг[си.
i'
сталныг конструкции
Указанные напряжения справедливы при действии только основных на-
грузок; при действии основных п дополнительных нагрузок коэффициент
запаса принимается ниже и допускаемые напряжения равняются:
для стали Ст. О (т]ц— 1 K*7c.«J
. Ст. 3 р|„ = I 81X1 ,
. HJI2 р]„ = 2600 .
Допускаемое срезывающее напряжение принимается равным [т] 0,6 [о],
что дает:
для стали Ст. О [т| = 900 кг/сяа
, , Ст. 3 |т] = 1 000 .
§ 5. РАБОТА СТАЛИ ПРИ ОДНОКРАТНОМ РАСТЯЖЕНИИ.
СТАРЕНИЕ СТАЛИ
Предельное состояние стали при работе на растяжение предполагается
достигнутым при появлении в стержне напряжении, равных пределу теку-
чести. Как уже было указано, предел текучести ограничивает область,
внутри которой деформации стали еще настолько невелики, что позволяют
применять методы расчета конструкций по упругой стадии. Как известно,
малые деформации упругой работы позволяют при этом расчете основы-
ватьс на принципе независимости действия сил, согласно которому можно
ренебрегать деформациями сооружения по сравнению с его размерами,
что кр; не облегчает расчет. Модуль упругости стали настолько велик
(£^«2 000 000 кг/с.и*), а деформации ее при упругой работе настолько
малы (менее 0,1*7,), что это условие в стали выдерживается в наиболее
полной степени, а потому стальные конструкции наиболее надежны и наи-
более близко следуют принципам нашего расчета. Указанное условие, свя-
занное с постоянством модуля упругости, четко соблюдается до предела
пропорциональности, который у стали Ст. 3 характеризуется напряжением
2 000 кг/см и удлинением 0,1®/,, но может быть продолжено и выше, до
более заметной точки—предела текучести, которому у стали Ст. 3 отвечают
напряжение 2 400 кг/см* и удлинение 0,15°/0 (фиг. 24).
Работа стали при однократном растяжении. Старение стали
45
Предел текучести интересен для нас еще и потому, что он отделяет
область почти идеально упругой работы стали от области
пластической работы па площадке текучести. Как уже
было указано, па площадке текучести временно исчер-
пывается несущая способность материала, который течет
и не держит нагрузки. Таким образом, предел текучести
является пределом расчетных напряжений с двух точек
зрения: 1) он определяет предел несущей способности
стали; 2) он определяет область, в которой хорошо
соблюдаются предпосылки расчета по упругой стадии.
Поэтому согласно нашим установкам расчета наступле-
ние текучести характеризует собой достижение первого
предельного состояния конструкции — по исчерпанию не-
сущей способности.
Поскольку на площадке текучести соблюдаются пред-
посылки работы идеально пластического тела, сталь можно
почти идеально
СТ
Фиг. 25. «Диаграмма
работы идеального
упруго-пластиче-
ского тела
идеально упруго-
рассматривать нс только как идеально упругое, но и как
пластическое тело, которое совершенно упруго до предела текучести и
совершенно пластично за этим преде-
лом (фиг. 25). Это обстоятельство зна-
чительно расширяет возможности рас-
чета стальных конструкций.
Резкое изменение свойств стали
у предела текучести, когда она из тела,
почти упругого, становится телом,
почти совершенно пластическим, зази-
сит от структуры стали. Как известно,
сталь не является однородным телом.
Как система железо — углерод сталь
при нормальной температуре состоит
из двух компонентов: чистого желе-
за — феррита — и химического соеди-
нения железа с углеродом — карбида
железа Fe3C, называемого цементитом.
Феррит —основная часть стали, со-
ставляющая до 99°/0 ее веса, обра-
зует в стали сплошные включения в
виде зерен (кристаллитов) различной формы и размеров, представляющих
собой группы наросших в процессе кристаллизации кристаллов феррита.
Фиг. 26. Структура стали Ст. 3
Чем зерна мельче, тем сталь прочнее.
Феррит почти не растворяетугле-
рода; поэтому почти весь углерод
в виде цементита размещается на
границах зерен феррита и составляет
там с отдельными молекулами фер-
рита смесь — перлит, который за-
полняет пространство между зерна-
ми, образуя между ними прослойки
(фиг. 26 и 27).
Прочие компоненты входят в
Фнг. 27. Кристаллическое строение стали
твердый раствор с ферритом или
осаждаются между зернами феррита. Механические характеристики феррита
и прослоек между зернами резко различны: феррит мягок, пластичен и пред-
Прочность стальных конструкции
Фяг. 28. Кристаллическая решетка феррита
и аустенита. Изменение объема при охлаж-
дении стали
ставляет собой кристаллическое тело прослойки между зернами упруги,
достаточно прочны и представляют собой в основном аморфную смесь фер-
рита с цементитом (перлит) н с другими компонентами стали. Феррит крн-
сталлпзгется по центрированной кубической решетке (фш. ~ , а) н, как
всякое кристаллическое тело, имеет по плоскостям спайное г и пониженные
сопротивления; поэтому он резко анизотропен. Однако анизотропия фер-
рита не сказывается ил свойствах стали, так как зерна феррита весьма
мелки и ориентированы плоскостями спайности по разным направлениям
(фиг. 27). В результате статистически в среднем мы имеем по различным
направлениям одинаковое число ориентированных зерен и потому одинако-
вое сопротивление. Таким образом, сталь представляет собой типично ква-
зпизотропное тело.
Прочность стали в первую очередь зависит от прочности и работы про-
слоек между зернами. В отдельных зернах феррита пластические дефор-
мации начинаю гея весьма рано, зна-
чительно раньше, чем напряжения
достигают предела текучести и даже
предела пропорциональности (поче-
му модуль упругости стали, строго
говоря, не является постоянным),
но эти деформации сдерживаются
в своем развитии прочностью про-
слоек между зернами. После дости-
жения предела пропорциональности
число зерен, перешедших в пласти-
ческое состояние, становится на-
столько большим, что оно заметно
сказывается на наклоне кривой диа-
граммы растяжения. На пределе
текучести в малоуглеродистых
(С ~ О,2°/о) и низколегированных
сталях прочность не очень мощных
прослоек исчерпывается; энергия,
накопленная в кристаллитах фер-
рита от сдерживающего влияния межкристаллитных прослоек, проявляется
во вне, происходит общий сдвиг, появляется площадка текучести. Та-
ким образом, площадка текучести есть результат запаздывания пласти-
ческих деформаций в зернах феррита вследствие сдерживающего вли-
яния прослоек между зернами. Поэтому площадка текучести появляется
далеко не у всех сталей: в сталях, содержащих очень мало углерода
(С <0,1 /,), площадка текучести не появляется, так как ничтожные прослойки
не могут оказать сдерживающего влияния на зерна феррита; в сталях доста-
точно углеродистых (С}> 0,3%) или высоколегированных площадка текучести
также не появляется, так как прослойки в этом случае превращаются в значи-
тельные включения (по размерам одного порядка с зернами феррита), которые
все время сдерживают деформации феррита (сталь становится более жесткой
при увеличении углерода). Таким образом, площадка текучести есть особен-
ность небольшой группы сталей, к которой относятся и строительные стали.
Для сталей, не имеющих площадки текучести, за условный предел теку-
чести принимается напряжение, отвечающее удлинению в 0.2%
Поскольку площадка текучести является следствием энергии, накоплен-
ной в ферритовых зернах от запаздывания их пластических деформаций, она
имеет ограниченное протяжение и заканчивается, как только эта энергия
Работа стали паи однократной постижении. Старение стали
47
исчерпана. После этого сталь продолжает работать, как типично пластиче-
ское тело: кристаллиты пронизываются плоскостями сдвигов, по которым
одна часть кристаллита смешается относительно другой; кристаллиты пово-
рачиваются, обламываются по краям; линии скольжения искривляются; в зави-
симости от местных сопротивлений неоднородной структуры стали в разных
точках тела увеличивается разность скоростей сдвигов. Между поверхно-
стями сдвигов сталь сохраняет Свои упругие свойства. Модуль пластических
деформаций становится отличным от пуля, и тело вновь приобретает несу-
щую способноегь (явление самоупрочнепия); однако вследствие весьма боль-
ших деформаций эксплуатация сооружения в таком состоянии становится
затрудни гслыюй.
Для строительных сталей стадия самоупрочнения начинается при удли-
нении около 3°/о' мере нарастания деформаций связь между смещающи-
мися частями кристаллитов уменьшается, увеличение нагрузки вызывает все
большие деформации, модуль пластических деформаций снова начинает умень-
шаться, — наступает предел прочности, определяющий наибольшую нагрузку,
которую может выдержать напряженный элемент. В дальнейшем равновесие
между нагрузкой и внутренними напряжениями становится невозможным,
что характеризуется нисходящей частью диаграммы растяжения. Элемент
вновь теряет несущую способность; внутренних напряжений уже недоста-
точно для восприятия нагрузки; происходит ускоренное развитие дефор-
маций при постоянной нагрузке; резко растет разность скоростей дефор-
маций в разных точках сечения элемента, приводящая к разрыву. Таким
образом, разрушение (разрыв) является следствием: а) срезывающих напря-
жений по поверхностям скольжения, обусловливающих пластическую дефор-
мацию; б) нормальных напряжений, получающихся в результате неодинаковых
скоростей деформаций и приводящих к нарушению сплошности (разрыву),
как только разность этих скоростей превзойдет предел, отвечающий воз-
можности слитной деформации элемента. В этом процессе вследствие умень-
шения площади сечения элемента средние нормальные напряжения все время
повышаются; если это не отмечается на диаграмме растяжения, то только
потому, что, как известно, диаграмма растяжения не учитывает изменения
площади сечения образца. Таким образом, предел прочности является услов-
ным напряжением, характеризующим не разрушающее напряжение, а наиболь-
шую возможную для образца нагрузку.
Область пластической работы стали очень велика; она в 200 раз больше
области упругой работы и представляет собой огромный резерв прочности
стальных конструкций, способствующий тому, что стальные конструкции
почти никогда не разрушаются от пластического вязкого разрыва. Разруше-
ние получается обычно после перехода стали в хрупкое состояние от
дефектов конструкции, препятствующих развитию пластических деформаций.
Средний модуль пластических деформаций очень невелик, он составляет
обычно менее 1% от модуля упругости. Это дает возможность пренебре-
гать им н принимать его равным нулю, т. е. и к сталям, не имеющим пло-
щадки текучести, применять теорию идеального упруго-пластического тела.
Структура стали зависит от температуры. Прн температуре выше 900°
сталь имеет однородную аустенитовую структуру твердого раствора угле-
рода в железе, кристаллизующегося по гранецентрированной решетке
(фиг. 28, б). При температуре 900—700° аустенит переходит в феррит,
выделяется углерод н образуется перлит; при этом гранецентрированная
решетка аустенита переходит в менее плотную центрированную кубическую
решетку феррита (фиг. 28, о), что сопровождается увеличением объема
(фиг. 28, д). Таким образом, в этом интервале температур, несмотря на
4S
Прочность стильные конструкций
остывание, происходит увеличение обьсма стали; это обеiоя1сльеiво имеет
существенное значение дли начальных напряжении сварки и клепки.
Свойства стали меняются с течением премепи. Эго ячл пне, и иывасмос
старением, состоит в повышении хрупкости стали. Причина старения —
физико-химическая; она заключается в том. чго в кристаллах феррига остаются
растворенными (правда, в весьма небольших количествах) углерод, азот и
другие примеси. С течением времени эти примеси выделяются из твер-
дого раствора и, образуя структурно свободный
цементит и нитриды, блокируют кристаллы фер-
рита по плоскостям спайности. Процесс старения
протекает весьма различно во времени: от не-
скольких дней до многих десятков лет. Нагрева-
нием, особенно после пластических деформаций,
он может быть ускорен до нескольких часов
(искусственноестарение). Интенсивность процесса
старения в первую очередь зависит от структуры
стали (крупности зерна) и ее загрязненности; ки-
пящие стали, имеющие более грубую структуру
и более загрязненные, более подвержены старе-
нию, чем успокоенные. Наиболее подвержены ста-
f рению кипящие конверторные стали; однако и
% сталь Ст. 3 кипящая мартеновская также подвер-
Фиг. 29. Диаграмма старо- гается старению, хотя и более медленному.
имя стали Старение характеризуется тем, что состарив-
шаяся сталь дает меньшие удлинения и более
высокий предел текучести, сопровождающийся для строительных сталей
площадкой текучести (фиг. 29). Одновременно с этим сильно уменьшается
ударная вязкость. В расчетах конструкций повышение предела текучести
от старения не используется ввиду повышения хрупкости стали; поэтому
в качестве расчетных характеристик стали принимаются характеристики
исходного состояния.
§ 6. РАБОТА СТАЛИ ПРИ НЕРАВНОМЕРНОМ РАСПРЕДЕЛЕНИИ НАПРЯЖЕНИЙ
В элементарном расчете конструкций принимается, что в стержнях,
воспринимающих действие осевых сил, напряжения по сечению распреде-
ляются равномерно. Такие напряжения называются основными. Однако
в местах изменения формы или сплошности сечения, например, около отвер-
стий, надрезов или трещин, утолщений и неровностей и т. д., равномер-
ность распределения напряжений нарушается, и здесь в некоторых точках
образуются пики напряжений, а в других — пониженные напряжения. Раз-
ности между фактическими напряжениями в этих точках и равномерно рас-
пределенными (основными) напряжениями называются местными пере-
напряжениями, а явление неравномерности распределения напряжений
называется концентрацией напряжений.
Явление концентрации напряжений в указанных точках изотропной напря-
женной пластинки, как доказывается в теории упругости, происходит вслед-
ствие изменения в этих местах граничных условий напряженного поля пла-
стинки. Неравномерность распределения напряжений весьма наглядно демон-
стрируется траекториями главных напряжений. Последние у мест резкого
изменения формы сечения сгущаются и искривляются, обтекая эти места;
вместе с этим повышаются напряжения вдоль траекторий и тем больше,
чем больше кривизна и сгущение траекторий (фнг. 30). Такое криволиней-
Работа стали ппи неравночепноч распределении напряжений
49
пос очертание траекторий всегда характеризует нелинейное (плоскостное
или объемное) напряженное состояние, при котором нормальные напряжения
в двух или трех взаимно перпендикулярных направлениях не равны нулю.
Действительно, при криволинейных траекториях равновесие узла пересечения
их возможно лишь в том случае, когда напряжения по пересекающим напра-
влениям не равны пулю.
Фиг. 30. Траектории главных напряжений и распределение напряжений
около круглого отверстия и поперечной трещины
Таким образом, величина местных напряжений зависит от характера
искажения формы сечения: при круглом отверстии онн меньше, чем при
продолговатом, направленном перпендикулярно действию силы; особенно
велики они при поперечной трещине; при острой засечке онн больше, чем
при закругленной, н т. д.
Теоретически по краям поперечной трещины местные напряжения равны
бесконечности; в то же время напряжения вдоль трещины равны нулю.
Таким образом, здесь напряженное поле претерпевает разрыв непрерывности,
что делает напряженное состояние неустойчивым и способствует дальне
шему раскрытию трещины.
4 Н. С. Стрелецкий
50 Прочность стальных конструкций
Отношение пикового местного напряжения к основному называется коэф-
фициентом концентрации напряжений. Коэффициенты концен-
трации зависят от характера изменения формы сечения и его геометрических
соотношений и в стальных конструкциях в обычных условиях имеют поря-
док от 2 до 3. Несмотря на это. значение концентрации напряжений в сталь-
ных конструкциях не особенно существенно ввиду обычно незначительных
искажений формы (за исключением мест около сварных швов).
Концентрация напряжений препятствует развитию пластических дефор-
маций.
Около пиковых точек с повышенными напряжениями располагается поле
однозначных напряжений. Действительно, точка с повышенными, например,
растягивающими, напряжениями, связанная с соседними, увлекает их за собой
и вызывает в них растягивающие напряжения, т. е. напряжения того же знака,
что и в рассматриваемой точке. Аналогичное явление имеет место и при
сжатии. Соседние, менее напряженные точки препятствуют деформации более
напряженной; поэтому в последней пластические деформации могут развиться
только при более высоких напряжениях. Повышенным напряжениям соответ-
ствуют более высокие напряжения перехода в пластическое состояние. Это
есть общее свойство плоскостного или объемного поля однозначных напря-
жений, которое, препятствуя развитию пластических деформаций, способ-
ствует переходу стали в хрупкое состояние. Наоборот, поле разнозначных
напряжений, в котором одно нормальное напряжение положительно, а другое
отрицательно, способствует сдвигу и, следовательно, более раннему появле-
нию пластических деформаций.
Несмотря на существенное значение указанного обстоятельства, а именно
возможности перехода материала в хрупкое состояние у мест концентрации
напряжений возможность эта в расчетах обычно не учитывается, так как она
зависит в первую очередь от конструктивных факторов; при качественной кон-
струкции и отсутствии дефектов повышенные напряжения концентрируются
в весьма ограниченных областях и численно невелики, а потому они не
отражаются на средней прочности конструкции, тем более, что повышенным
местным напряжениям соответствуют и повышенные местные пределы пере-
хода как в пластическую стадию, так и в стадию разрушения. Но при боль-
шом развитии в результате существенных нарушений правильности формы
элемента (засечки, заточки, трещины н т. д.) местные напряжения могут стать
опасными и привести к разрушению.
Примером достаточно яркого перехода стали из пластического состояния
в хрупкое могут служить испытания образцов с заточкой; по мере увели-
чения остроты заточки резко уменьшается удлинение (пластичность) и повы-
шается предел прочности (фиг. 31).
Таким образом, местные напряжения в первую очередь связаны с дефект-
ностью конструктивной формы, а не с силовыми факторами, и бороться
с ними нужно приданием конструкции правильной формы, не имеющей рез-
ких искажений.
Неравномерное распределение напряжений может получиться не только
от неправильностей формы напряженного элемента, но и от других причин.
Здесь прежде всего должны быть отмечены начальные напряжения.
Начальными называются напряжения, которые имеются в не нагруженном
внешней нагрузкой элементе и которые появились в нем в результате Пред-
H. В П о д з^о л о в. Расчет допускаемых напряжений для черных металлов. Обо-
ронена, 1947: Э Кокер н Л. файлон, Оптический метод исследования напря-
жений, ОНТИ, 1936; Г Нейбер, Концентрация напряжений, Гостехиздат, 1947.
Работа стали при неравномерном распределении напряжений
St
шествующей работы элемента и его деформаций; поэтому они называются
гвкже и остаточными напряжениями. Весьма часто начальные напряжения
называют собственными или внутренними, так как они присущи данному
состоянию элемента и не проявляются во вне. Начальные, или собственные
напряжения всегда уравновешены, и потому эпюры их двузначны. Причины
появления начальных напряжений весьма разнообразны; чаще всего они тем-
пературного происхождения и получаются в результате неравномерного осты-
вания после прокатки, после сварки и т. д.
Собственные напряжения могут быть: 1) правильно ориентированные
(собственные напряжения 1 рода) и 2) беспорядочно ориентированные (соб-
ственные напряжения II и III родов). Последние уравновешиваются на весьма
малых объемах тела и в первую очередь связаны с неправильностями струк-
туры материала; поэтому они на общую работу элемента конструкции влияют
очень мало. Первые уравновешиваются в объемах всего элемента или детали
и могут давать силовые поля линейные, плоскостные или объемные. На напря-
женное поле собственных напряжений накладывается поле внешней нагрузки;
поэтому результирующее поле напряжений может существенно отличаться
от поля внешней нагрузки. При неблагоприятном распределении напряжений,
например, при результирующем поле, плоскостном или объемном с нор-
мальными напряжениями одного знака, может появиться опасность хрупкого
разрушения.
Суммирование линейного поля собственных напряжений с линейным по-
лем внешней нагрузки (например, прн простом растяжении или изгибе)
может привести к более раннему или позднему наступлению пластич-
ности. Линейные поля собственных напряжений не оказывают влияния иа
прочность элемента, так как результирующие напряжения выравниваются при
развитии пластических деформаций, но плоскостные и объемные поля могут
влиять на прочность вследствие появления опасности хрупкого разрушения.
Наконец, возможны случаи, когда начальные напряжения уравновешиваются
не на одной, а на нескольких деталях (например, натяжение остывшего
Прочность стальные конструкцччй
заклепочного стержня уравновешивается сжатием стянутых заклепкой листов).
Если внешние воздействия нарушают связь между этими деталями, они изме-
няют поле начальных напряжений что должно быть учтено при суммировании
начальных напряжении с внешними.
Несмотря па важность начальных напряжений в работе конструкции, они
расчете обычно не учитываются вследствие их малой изученности
Как явствует из изложенного в некоторых случаях не исключается воз-
можность хрупкого разрушения; ввиду важности этого вопроса крайне суще-
ственно уметь измерять склонность стали к переходу в хрупкое состоя-
Фиг. 32. Распределение напря-
жений при изгибе образца с
надрезом
Фиг. 33. Образец для испыта-
ния на ударную вязкость
испытанием па ударную в я з-
работы на 1 см2 сечения образца,
хрупкое состояние, благодаря чему
в
Фиг. 34. Зависимость ударной вязкости от
температуры
нне. Эта склонность устанавливается
кость путем определения величины
необходимой для разрушения надрезанного образца ударом на копре.
В надрезанном образце имеет место неравномерное распределение напряже-
ний с пнковым напряжением у корня надреза (фиг. 32); удар еще более
увеличивает возможность перехода
проба эта является весьма эффек-
тивной. Значения ударной вязкости
получаются достаточно разнообраз-
ными, н потому для получения срав-
нимых результатов испытания долж-
ны производиться на стандартных
образцах с четко установленной фор-
мой надреза (фиг. 33). Ударная вяз-
кость зависит от структурного со-
стояния стали (например, от вели-
чины зерна) и является очень хоро-
шим показателем качества стали.
Поэтому это испытание заслуживает
самого широкого распространения.
Ударная вязкость в сильной сте-
пени зависит от температуры. Имеет-
ся интервал температур, называемый
критическим, в котором удар-
ная вязкость резко падает и не имеет
устойчивых значений. За этим интер-
валом величина ударной вязкости
сильно понижается. Эта область на-
зывается областью температур-
ной хрупкости (фиг. 34).
Необходимо, чтобы область температурной хрупкости, а по возможности
и интервал падения ударной вязкости не совпадали с температурами обыч-
Работа стали при повторных нагрузках
53
noli работы стали. Этому требованию отвечают легированные стали, у кото-
рых область температурной хрупкости начинается с температуры ______д(у>
У стали Ст. 3 мартеновской кипящей область температурной хрупкости дости-
iaer -30°, что, вообще говоря, недостаточно благоприятно. Успокоенная
сталь даст значительно лучшие результаты. Весьма плохо обстоит дело
с гомасовской сталью, у которой область температурной хрупкости дости-
гает -|—f5°. В этом сос юи г один из основных недостатков томасовской стали,
часто приводящий к ее трещиноватости, в связи с чем она в настоящее время
не применяется и конструкциях.
§ 7. РАБОТА СТАЛИ ПРИ ПОВТОРНЫХ НАГРУЗКАХ
Многократные повторные загружения в интервале упругих деформаций
не о1ражаюгся па значениях характеристик сталей, поскольку упругие дефор-
мации обратимы.
Повторные загружения с перерывам» в пределах пластических дефор-
маций ведут вследствие явления наклепа к расширению области упругих
деформаций до пределов напряжений, отвечающих деформациям предыдущей
нагрузки (фиг. 35).
Явление наклепа обусловлено неоднородностью структуры стали и, сле-
довательно, неодинаковым распределением пластических деформаций в раз-
Фис. 35. Диаграмма повторных
загружеиий
личных кристаллитах. Это может быть пояснено на следующей схеме (фнг. 36).
Как уже было указано, в некоторых кристаллитах (у которых плоскости
спайности параллельны направлению силы) пластические деформации начи-
наются весьма рано (кристаллит Cj), в других -— весьма поздно (кристаллит aj;
диаграммная кривая есть средняя кривая деформаций различных кристал-
литов; при определенной пластической деформации образца пластические
деформации разных кристаллитов не одинаковы. Это приводит (поскольку
кристаллиты между собой связаны) к появлению после разгрузки остаточных
напряжений: отрицательных — у кристаллитов, получивших большие пласти-
ческие деформации, и положительных — у кристаллитов, имеющих неболь-
шие пластические деформации. При новой нагрузке силовые напряжения
накладываются на поле остаточных напряжений (фиг. 36), в результате чего
пластические деформации от новой нагрузки получаются во всех кристалли-
тах одновременно на уровне нагрузки предыдущего цикла. Таким образом,
упругая работа материала оказывается повышенной до уровня нагрузки пред-
шествующего цикла. Повышение упругих свойств материала от действия
наклепа в расчете стальных конструкций не учитывается, поскольку нельзя быть
уверенным в равномерном распределении наклепа по длине и сечению стержня
54
Прочность стальных конструкций
Прн непрерывной повторной нагрузке происходит, как изве-
стно. явление усталости металла, выражающееся в понижении его проч-
ности. Разрушающее напряжение при явлении усталости (так называемая
.вибрационная прочность") меньше разрушающего напряжения при статпче
ской нагрузке (предела прочности), а при знакопеременных нагрузках —
меньше предела текучести и тогда лимитирует несущую способность мате
риала. Нанннзшее свое значение вибрационная прочность получает в том
случае, когда стержень подвергается вибрационной знакопеременной нагрузке
с равными амплитудами (полный симметричный цикл), т. е. когда
С
—— =—1. В этом случае вибрационная прочность для гладких образцов
близка к 0,4 предела прочности. Когда стержень подвергается нагрузкам
от нуля до максимума (полный асимметричный цикл), т. е. когда
-!!22- = 0, вибрационная прочность близка к пределу текучести для стали
°макс
Ст. 3 и несколько ниже предела текучести для стали повышенного качества.
Когда нагрузки однозначны (неполный асимметричный цикл), т. е.
а
когда 2>0. вибрационная прочность для стали Ст. 3 выше предела теку-
чести, и тогда несущая способность стержня определяется пределом теку-
чести. Для стали повышенного качества вибрационная прочность становится
а
выше предела текучести при ^^- = 0,25.
“макс
Таким образом, вибрационная прочность <звб является функцией отноше-
ния —— (фиг. 37), причем, она, как показывают опыты, с достаточной точ-
ностью может быть выражена линейным законом.
Так, для стали Ст. 3 для знакопеременных циклов:
°в<5 = о, (1—0,33^-), (2.22)
' °яакс/
где и Ощ, — независимые от знака наименьшее и наибольшее значения
напряжений.
( о \
-Для стали НЛ для знакопеременных и переменных циклов ( прн 0,25):
\ °макс /
=------—------=« О, ( 0,90 4- 0,40 ^-), (2.23)
|,j _ 0,8
'«1к
где ото и омжс — значения напряжений, взятые со своим знаком.
Вибрационная прочность зависит от числа колебаний, изменяясь по ги-
перболическому закону (фиг. 38). Указанные выше значения вибрационной
прочности соответствуют асимптотической части кривой зависимости, т. е.
являются предельными, наиболее низкими. Они называются пределом
выносливости. Число колебаний, при котором достигается асимптотиче-
ская часть кривой, зависит от марки стали и от конструкции исследуемых
деталей; для стали НЛ оно меньше, чем для стали Ст. 3. Оно принимается
равным 6-10* для гладких образцов стали Ст. 3 и равным 2 - 10* для
гладких образцов стали НЛ, а также для конструктивных элементов. Зна-
чения вибрационной прочности выше асимптотической части кривой, отве-
Работа стали при повторных нагрузках
55
чаютис определенному числу циклов, называются также пределом выносли-
вости, ограниченным соответствующим числом циклов.
Вибрационная прочность в сильной степени зависит от состояния поверх-
ности образца; всякие неровности, надрезы, возбуждающие концентрацию
напряжений, снижают вибрационную прочность и тем более, чем выше пре-
дел прочности стали; поэтому вибрационная прочность резко снижается при
повреждениях поверхности ржавчиной, делающей поверхность неровной, при
наличии сварных швов, отверстий и т. д. Наконец, вибрационная прочность
снижается при плоскостном и объемном напряженном состоянии. Все это
говорит о том, что явление усталости в сильной степени зависит от развития
местных напряжений.
Разрушение от явления усталости происходит без заметного нарастания
деформаций и имеет характер хрупкого разрушения; на самом деле оно
происходит в области пластических сдвигов и имеет длительный период под-
готовки и развития, во время которого в отдельных кристаллитах (наиболее
благоприятно ориентированных для развития пластических деформаций) линии
скольжения взаимно перемещающихся частей превращаются в внутрикристал-
лические трещинки, а затем и в общую трещину, приводящую к разрушению.
Низкое значение вибрационной прочности, которое может быть ниже
предела текучести, а также внезапность разрушения заставляют считаться
с явлением усталости и рассчитывать сооружения также и на выносливость.
Однако для обычной работы строительных конструкций усталость не является
опасной. Действительно, для того чтобы могла проявиться усталость, необ-
ходимо совпадение двух обстоятельств:
1) наибольшие фактические напряжения должны быть выше вибрационной
прочности;
2) это превышение должно происходить непрерывно много раз подряд.
При обычных нагрузках строительных конструкций такое совпадение не
имеет места нли может быть крайне редко; однако в конструкциях, рабо-
тающих на регулярную подвижную нли вибрационную нагрузку, указанные
обстоятельства могут иметь место, и потому в таких конструкциях нужно
учитывать возможность усталости материала и рассчитывать их на выносли-
вость, снижая расчетные сопротивления стали.
В этом отношении наши нормы различают два вида повторной нагрузки,
регулярную подвижную нагрузку, действующую с перерывами, зависящими
от характера и режима нагрузки (например, нагрузка от кранов легкого и
56 Прочность стальные конструкций
среднего режимов работы), и непрерывную вибрационную нагрузку (напри-
мер, воздействие неуравновешенных элементов машин, крапов тяжелого
режима работы и т. д.). Первый вид вибрационно» нагрузки является менее
опасным как благодаря перерывам, так п погону, что число циклон такой на-
грузки. действующей не непрерывно не всегда может достигнуть величин,
необходимых для проявления усталости. Поэтому при расчете конструкций
на выносливость при действии регулярной подвижной нагрузки можно иметь
небольшие запасы прочности- в этом случае достаточно, чтобы суммарные
напряжения от действия постоянной н подвижной нагрузок были меньше
вибрационной прочности.
При расчете конструкций на выносливость при действии непрерывной
вибрационной нагрузки, являющейся более опасной, расчетные сопротивления
принимаются сниженными дополнительно на 20%. Поскольку коэффициенты
перегрузки характеризуют единичные случайные превышения нагрузок, кото-
рые не могут иметь места много раз подряд, выносливость проверяется на
нормативные нагрузки (т. е. коэффициенты перегрузки принимаются равными
единице). Кроме того, поскольку всегда возможны единичные превышения
нагрузки, расчетные усилия от нагрузок с соответствующими коэффициен-
тами перегрузки не должны давать в рассчитываемом элементе напряжений,
превышающих расчетное сопротивление.
В методике расчета по предельному состоянию вибрационная прочность
принимается равной авб = уА>. где R — расчетное сопротивление и у — коэф-
фициент снижения расчетных сопротивлений при вибрационной нагрузке;
для сталей Ст. О н Ст. 3 коэффициент у для основного металла, не имеющего
искажений формы принимается равным:
Т=----Ци—<2-22а)
1,0-0^^
г для стали НЛ:
1 — N
1,1 — 0,8 т7~—
О'накс
(2.23а)
Здесь Ыяяя и Аннекс—наименьшее и наибольшее (со своим знаком) усилие
в элементе.
Коэффициент у подобран с таким расчетом, чтобы напряжение у/? было бы
несколько меньше значений вибрационной прочности, вычисленных по фор-
мулам (2.22) и (2.23). По нормам 1946 г. усталость в основном металле не
учитывается (для стали Ст. 3).
ИЗГИБ
мало отлн-
§ 8. ПРЕДЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ СТАЛИ ПРИ ЕЕ РАБОТЕ НА
Предел текучести стали в элементах, работающих на изгиб, ______
чается от предела текучести при работе на осевую силу. Он имеет несколько
повышенное значение в начале пластических деформаций (так называемый
ф| ровый предел текучести), когда предел текучести достигается только
в одной наиболее напряженной фнбре, вследствие задерживающего влияния
соседних менее напряженных фибр и запаздывания их пластических дефор-
маций при начале течения. Последнее приводит даже к падению напряжений
при дальнейшем развитии деформаций, благодаря чему на диаграмме появ-
ляется .зуб (фиг. 24, б), расположенный между искусственно завышенным
верхним пределом и ннжним пределом, отвечающим площадке текучести.
Величина зуба текучести зависит от формы сечення и возрастает с увели-
Предельные напряжения стали при ее работе на изгиб
чснисм ширины средней менее напряженной части сечения (например, в квад-
ратном сечении, поставленном на ребро).
Появление текучести в крайних фибрах сечення (так называемая фиб-
ровая текучесть, фиг. 39, а) в изгибаемых элементах не является исчер-
панием несущей способности элемента, так как соседние, менее напряжен-
ные фибры могут еще работать, вследствие чего нагрузка и момент могут
увеличиваться В предположении идеального упруго-пластического тела не-
сущая способность будет исчерпана тогда когда во всех фибрах сечения
напряжения достигнут предела текучести. Эпюра напряжений такого состоя-
ния состоит нз двух прямоугольников с ординатами, равными пределу теку-
чести (фиг 39, в). Предельный момент, отвечающий этому состоянию, оче-
видно, будет равен:
Л1„р = от J у dF = or (S, + &,). (2.24)
F
где S, -1- &, — сумма статических моментов верхней н нижней частей сече-
ния относительно нейтральной оси (фиг. 39).
В рассматриваемом состоянии все фибры сечения находятся в стадии
текучести и могут изменять свои длины при постоянном напряжении. Сле-
довательно, изгибаемый элемент может поворачиваться вокруг нейтральной
оси этого сечения; поэтому это состояние называется шарниром пластич-
ности. Различие между шарниром пластичности и обычным шарниром
состоит в том, что в обычном шарнире момент равен нулю, а в шарнире
пластичности действует постоянный момент указанной величины. Кроме
того, поворот в шарнире пластичности возможен только в сторону дей-
ствия предельного момента; при действии в обратную сторону напряжения
уменьшаются, часть фибр снова становится упругими н шарнир пластич-
ности замыкается.
Сравнивая формулу (2.24)
Л4„р = ст (S> -(- S9)
с обычной формулой:
Л4 = От1Г,
которая справедлива до появления текучести, мы видим, что величина
Л'1 -|- играет роль момента сопротивления IV. Поэтому эта величина на-
xS Прочность стальных конструкций
зывается пластическим моментом соп ро гивл сп и я:
и'„, = £, +&-
U'nj больше обычного момента сопротивления И".
Поскольку
IV = У-
h ’
где J—момент инерции сечения, и lVn.,=2S (для симметричных сече-
ний), то
где Л, — плечо внутренней пары, равное -у,
IF
Это дает значение : для прямоугольного сечения—1,5: для двутав-
рового (в среднем)—1,17; для квадратного, поставленного па ребро, — 2 и
т. д. Так, например, для прямоугольного сечения.
bh3
1ГШ = 1,51Г = -^-. (2.26)
В промежуточных стадиях между появлением фибровой текучести и
образованием шарнира пластичности пластические деформации занимают
только крайние части сечения, оставляя около нейтральной осп упругое
ядро (фиг. 39, б).
В этом случае изгибающий момент может быть получен как разность
предельного момента и момента напряжений, косо заштрихованных на
эпюре (фиг. 39,а):
Af = J 3jdF=oT(llZM —Ц7о) = 0т =
= °г 11^(1— *аа), (2.27)
где а, — момент напряжений указанной эпюры;
а
a = — отношение протяженности упругой зоны к высоте сечения;
k — коэффициент, зависящий от формы сечения.
Нетрудно видеть, что для прямоугольного сечения:
itv ba а Ьсг~
° 4'>Т = “12"*
где Ь ширина сечения; отсюда &==!-, Для двутаврового сечения k
близко к и.
Поскольку закон плоских сечений сохраняет силу н при пластических
деформациях:
где Вт—удлинение при фибровой текучести;
е — удлинение на крайней фибре сечения (фнг. 39, б}. Следовательно,
момент М можно представить как
Предельные напряжения стали при ее работе на изгиб
59
Таким образом, момент в пределах упруго-пласти ческой области работы
сечения является гиперболической функцией удлинения крайней фибры е,
имея своей асимптотой момент /И„р (фиг. 40). Отсюда следует, что вели-
чине Л1пр отвечает бесконечно большое удлинение крайней фибры, так что
фактически предельный момент и шарнир пластичности полностью про-
явиться не могут.
Однако можно показать, что на протяжении площадки текучести шар-
нир пластичности может проявиться в достаточной мере. Действительно,
как было указано в § 5, площадка текучести имеет протяжение по удлине-
нию от 0,15 до 3%. Возьмем среднюю точку на площадке текучести и по-
ыомевта от удлинений при упруго-
пластической работе материала
Фиг. 41. Зона пластичности при изгибе
балки
ложим е=1,5%; начальная точка площадки ет =0,15%. Тогда изгибающий
момент (для прямоугольного сечения)
будет только на —% меньше предельного момента; для двутаврового се-
о 1
чения он будет меньше предельного на ур%-
Если сталь не имеет площадки текучести, то и в этом случае вслед-
ствие незначительности модуля пластических деформаций (§ 5) макси-
мальный возможный момент будет близок к теоретическому предельному
моменту 7Ипр. Можно показать, что для прямоугольного сечения он будет
больше теоретического на 6%, а для двутаврового — на 7%. Это позво-
ляет и на стали, не имеющие площадки текучести, распространить гипотезу,
принятую для работы идеального упруго-пластического тела.
Когда в балке действуют изгибающие моменты и поперечная сила (т. е.
балка работает не на чистый изгиб), шарнир пластичности образуется в
точке максимума моментов (в балке постоянного сечения) н там возникает
предельный момент M„p=aTWn„. В соседних сечениях, между точками
эпюры моментов, в которых величина момента Л/ф=отЦ? отвечает фибро-
вой текучести (фиг. 41), пластические деформации занимают часть сечения
балки в соответствии с эпюрой напряжений, постепенно проникая внутрь
сечения балки н образуя около шарнира пластичности область пластиче-
ского состояния материала балки.
Гиперболическая зависимость изгибающего момента от удлинения в, ха-
рактеризующая постепенное проникание пластичности внутрь сечения по фор-
60
Прочность стальные лонстрекчий
Фиг. 42. Эпюра при-
веденных напряже-
ний прн наличии
срезывающих на-
пряжений
муле (2.28). довольно значительно отличается oi предельной эпюры из
двух прямых, отвечающей предельном} случаю одновременного пронизыва-
ния пластичностью всего сечения (фиг. 40). Однако фактически различие
между обеими эпюрами сглаживается, гак как вследстпе неоднородности
стали появление пластических деформации запаздывает, чго особенно
сильно проявляется при изгибе. Благодаря запаздыванию пластических де-
формаций перед началом текучести последняя просекает
весьма быстро, толчками, проникает сразу на некоторую
часть высоты сечения, в результате чего фактическая
эпюра лежит между гиперболической по формуле (2.28)
it эпюрой из двух прямых (фиг. 40)
Большое ускоряющее влияние па проникание пластич-
ности оказывают также срезывающие напряжения. При
наличии срезывающих напряжений текучесть появляется
не тогда, когда пределу текучести равняется нормальное
напряжение о. а когда ему равняется приведенное напря-
жение спр = у о* -|- Зта (см. § 13 настоящей главы). По-
этому при фибровой текучести, когда в крайней фибре
□ = от, в соседних фибрах приведенное напряжение бу-
дет больше нормального напряжения; треугольная эпюра
нормальных напряжений заменяется выпуклой кривой при-
веденных напряжений (фиг. 42). По нейтральной осп ор-
дината этой эпюры равна величине т j/З. Очевидно, что напряжения по этой
эпюре должны раньше достигнуть значений ат чем при треугольной эпюре.
При этом текучесть может появиться не только у крайних фибр, но и у
Фиг. 43. Области распространения пластичности в двутавровых балках 1
нейтральной оси (при больших срезывающих напряжениях, фиг. 43) и
очень быстро распространиться по высоте сечения. В двутавровых сече-
ниях она может раньше всего проявиться у сопряжения стенки с поя-
сами (фиг. 43).
При достижении приведенным напряжением предела текучести спр =
— 4" Зт1 = эт напряжения о и т не достигают предельных значений и
могут изменяться, однако как связанные равенством онр =^от лишь в про-
тивоположных направлениях: при увеличении а т должно уменьшаться, и
наоборот. Нетрудно видеть, что при увеличении поворота сечения вокруг
шарнира пластичности увеличиваться должно а. Уменьшение т в области
°чр — ат Должно компенсироваться увеличением т в области упругой ра-
боты бруса, так как поперечная сила при увеличении нагрузки увеличи-
1 На фиг. 43 и ра напряжений г в нижней части балки показана с обратным
знаком для привязки к эпюре приведенных напряжений. Фактическая эпюра г однозначна.
Предельные напряжения стали при ее работе на изгиб
б!
между моментами сопротивления Ц7пл
в наших нормах с большими ограниче-
П/рЛжпмя
вгкраТ
Фиг. 44. Изменение эпюры срезывающих напря-
жений прн распространении пластичности в
балке 1
iiacicn (фиг. 44). Таким образом, напряжения т резко увеличиваются в сред-
ней части сечения бруса, чго приводит к весьма быстрому увеличению
п этой области приведенных напряжений и, следовательно, к весьма бы-
строму достижению ими предела текучести и пронизыванию пластичностью
сечения бруса.
Учет пластических деформаций может дать существенный экономический
эффект в связи с большой разницей
п 117; однако этот учет применяется
пнями. Во-первых, появление шар-
нира пластичности связано с по-
терей устойчивости (вследствие
потери жесткости балки); поэто-
му только балки, надежно закре-
пленные от потерн устойчивости,
можно рассчитывать с учетом пла-
стических деформаций. Во вто-
рых, ускоренное развитие пласти-
ческих деформаций при наличии
срезывающих напряжений умень-
шает эффект, который по суще-
ству состоит в длительности процесса выхода из работы сечения балки,
во время которого нагрузка может быть повышена; поэтому пластические
деформации учитываются только при малом развитии срезывающих напря-
жений. Наконец, некоторые неясности в вопросе появления шарнира пла-
стичности в клепаных балках, а также некоторые трудности определения
места его появления в балках переменного сечения приводят к тому, что
пластические деформации учитываются только в прокатных или сварных
балках постоянного сечения при статической нагрузке (поскольку при по-
вторной нагрузке возможны появление наклепа и повышение хрупкости).
Фиг. 45. Образование шарнира пластичности при внецеитренном действии сил
Развитие пластических деформаций при наличии продольной силы и мо-
мента также приводит к шарниру пластичности, в котором напряжения во
всех фибрах равны пределу текучести. При увеличении нормальной силы н
момента напряжения в наиболее напряженной фибре достигают предела те-
кучести и здесь останавливаются в своем развитии; эпюра становится при-
тупленной.
Напряжения в прочих фибрах, равно как и кривизна стержня (угол на-
клонной части эпюры напряжений), продолжают расти, пока, наконец, напря-
жения на другой стороне бруса не достигнут предела текучести, который
распространяется на все фибры сечения (фиг. 45).
См. сноску на с гр 60
62
Прочность стальных: конструкций
В данном случае прямоугольники эпюр н напряжений не раины друг
другу, и. следовательно, ось шарнира смещена с оси стержня. Очевидно,
что разность площадей эпюр напряжений равна предельной нормальной
силе:
Л'=ат(Л,- AJ, (2.29)
где F, и Ft — площади частей сечения, разделенных нейтральной осью.
Меньшая площадь Ft определяет одну составляющую пары изгибающего
момента; такая же площадь на другой стороне сечения должна определять
вторую составляющую этой пары. Отсюда предельный момент:
Л/„р=отГ4е, (2.30)
где е — расстояние между центрами площадей Fv
Таким образом, нормальная сила и изгибающий момент четко разде-
ляются в шарнире пластичности.
Поскольку напряжения в шарнире пластичности достигли своего пре-
дела, дальнейшее одновременное увеличение момента и нормальной силы
невозможно: увеличение момента требует уменьшения нормальной силы, и
наоборот. В этом заключается основное свойство шарнира пластичности
внецентренно напряженных стержней. При дальнейшем возрастании на-
грузки при внецентренном сжатии увеличивается момент; при вненентрен-
ном растяжении — нормальная сила.
Из советских ученых систематическое изложение применения теории
пластических деформаций к стальным конструкциям дали Н. Д. Жудин
(Киев), причем он один из первых применил эту теорию к сталям, не имею-
щим площадки текучести, А. Р. Ржаницын и др. * *. Углублению познаний
о влиянии пластических деформаций на работу стальных конструкций много
способствовали исследования ЦНИПС ’. Теоретические основы пластичности
разработаны членами-корреспондентами Академии наук СССР А. А. Илью-
шиным, В. В. Соколовским 3 и др.
§ а РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИЙ ПО СЕЧЕНИЮ И ДЕПЛАНАЦИЯ
СЕЧЕНИЙ
Во всех предыдущих рассуждениях мы предполагали, что деформации
при отсутствии явления концентрации деформаций (при растяжении, сжатии,
кручении н изгибе) и связанные с ними при упругой работе напряжения
распределяются по линейному закону — закону плоских сечений. На са-
мом деле для незамкнутых сечений, состоящих из пластинок, не располо-
женных по замкнутому контуру (например, двутавровых, швеллерных и
т. д.), такое распределение происходит только тогда, когда плоскость дей-
ствия сил проходит через центр изгиба сечения — определенную точку,
положение которой зависит от формы сечения. В сечениях, имеющих две
плоскости симметрии, центр изгиба совпадает с центром тяжести; в тавро-
вом сечении, состоящем нз двух пластинок, он совпадает с точкой пере-
' V' o' Жух в и, П.тастнчш деформации стальных конструкшях, изд. АН УССР,
1936. А. Р. Ржаницын, Расчет сооружений с учетом пластических свойств мате-
риала, Стройвоеиморпэдат, 1949.
’ ЦНИПС, Расчет металлических конструкций с учетом пластических деформаций,
Стройиздат, 1938.
* А. А. Ильюшин, Пластичность, Гостехиздат, 1948. В. В. Соколовский,
Теория пластичности, Гостехиздат, 1950.
Распределение деформаций по сечению и дспланация сечений
63
сечения осей пластинок; в швеллерном (пли открытом коробчатом) сечении он
находится пне сечения за стенкой швеллера (или за горизонтальным ли-
стом коробки), на оси симметрии сечения (фиг. 46), на определенном рас-
стоянии от стенки, зависящем от соотношения площадей стенки и полки.
Если плоскость действия сил не проходит через центр изгиба, элемент за-
кручивав гея; при этом в его сечениях возникают дополнительные нормаль-
ные напряжения, так как деформация закручивания (изгибного кручения)
состоит из двух частей: простого
кручения (поворота сечения во-
круг оси элемента), которое не
дает нормальных напряжений,
и изгиба связанных между собой
граней сечения. В замкнутых се-
чениях имеет место только про-
стое кручение. При закручивании
появляется дополнительный си-
ловой фактор-—бимомент, зави-
сящий от деформации граней и
равный произведению изгибающего момента, не лежащего в плоскости,
проходящей через центр изгиба, на расстояние между этой плоскостью
Фиг. 46. Положение центра изгиба различных
сечений
Фиг. 47. Значение бимомеитов.
Эпюры векториальных площадей
центром изгиба В —Me (фиг. 47, с); при действии нормальной силы,
параллельной осн элемента, бимомент равняется произведению нормальной
силы на секториальную площадь точки приложения силы N:
64
Пр у кость стальных конструкции
(фиг. 47. (И', при наличии бпмомепта возникают дополнительные нормальны^
напряжения, равные;
°«= U7 •
и>
где 1Г„ — секториальный момент сопротивления.
Секторнальной площадью <о называется удвоенная площадь, описываемая
рздпусом-вектором, исходящим из центра изгиба н скользящим но контуру
сечения (фиг. 47, в). Секториальные площади отсчитываются от пулевой
точки эпюры площадей, обращающей в нуль интеграл Зш = j'ywrfF—сек-
/
термальный статический момент.
В сечениях, имеющих ось симметрии, нулевая точка лежит на осн сим-
метрии.
Секториальный момент сопротивления:
(фиг.
четы-
(2.31)
где ш’ dF сме — секториальный момент инерции;
F
ш(—векториальная площадь отвечающая крайней точке сечения
47, в).
Таким образом в общем виде нормальное напряжение выражается
рехчлениой формулой:
N М-у Mvx
° = >17 + ^7~+ J-
Jx У и>
Для таврового и крестового сечений векториальная площадь равна
поскольку центр изгиба лежит на пересечении осей пластинок, образую-
щих сечение.
В сечении, составленном из плоских пластинок, секториальная площадь
вдоль пластинки меняется линейно; таким образом, член - - вдоль пла-
стпнки меняется линейно, а вместе с тем линейно меняются и напряжения
аж; наибольшие напряжения а могут быть только на краях пластинок. Но
эти линейные законы ие отвечают одной плоскости: напряжения де планированы,
перекошены. Равным образом депланированы и удлинения связанные при
упругой работе зависимостью
Таким образом, при рассматриваемом действии сил сечение после де-
формации не остается плоским, а перекашивается, депланирует Величина
депланации существенно зависит от свободы депланацпй; если пластинки,
из которых образовано сечение, связаны жесткими диафрагмами, планками
или решетками, препятствующими их перекосу, влияние последнего члена
формулы (2.31) резко понижается. Сечения с жесткими планками могут
рассматриваться по ширине планок как замкнутые, а в замкнутых сечениях
секториальные напряжения (последний член формулы) равны нулю. Поэтому
возрастание бимомеитов происходит только на протяжении между планками,
т. е. весьма незначительно.
Явление деплаиации было отмечено проф. С. А. Бернштейном в 1926 г
См. С. А. Бернштейн, Опытные исследования работы верхнего пояса открытых
мостов. Сборник ХИ Отдела инженерных исследований НТК НКПС, 1927.
Предельные напряжения при работе гибких стальных стержней на сжатие 65
Напряжения, определяемые по вышеприведенной четырехчленной фор.
муле (а также но трехчленной при В = 0 и наличии косого изгиба), рас-
пределяются по iiiiipiiiie сечения неравномерно, и, таким образом, наиболь-
шие напряжения сотггнетствуюг только
одной точке сечения: поэтому при уве-
личении напряжений текучесть начинается
и наиболее напряженной точке, и здесь
мы имеем наступление не фибровой
а точечной текучести (фиг. 18). Ясно
что точечная текучесть еще менее опасна
с точки зрения потери несущей способ-
ности, чем фибровая.
При наступлении текучести напряже-
ния ос потапливаю гея в своем развитии
в перенапряженных точках, а удлинения
продолжают расти.
Нетрудно видеть, что часть сечения,
перешедшая п пластическую стадию и
ставшая неработоспособной, превращает
оставшуюся упругую часть в несиммет-
ричную с увеличивающейся по мере про-
движения пластической зоны асимметрией
(фиг. 48). Центр изгиба смещается, и
увеличивается закручивание. При закру-
чивании удлинения будут следовать за-
кону секторпальпых площадей, а напря-
жения при идеально пластическом мате-
риале останавливаются в своем развитии
при достижении предела текучести.
Теория учета депланании сечений и
Фиг. 48. Наступление точечной теку-
чести при общем действии сил
их секториальных характеристик
принадлежит советскому ученому лауреату Сталинских премий проф. В. 3.
Власову *.
§ 10. ПРЕДЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ РАБОТЕ ГИБКИХ СТАЛЬНЫХ
СТЕРЖНЕЙ НА СЖАТИЕ (ЯВЛЕНИЕ ПРОДОЛЬНОГО ИЗГИБА)
Гибкие сжатые стержни теряют свою несущую способность от потери
устойчивости. Таким образом, предельным напряжением гибкого сжатого
стержня является критическое напряжение потери устойчивого состояния.
Состояние системы мы называем устойчивым тогда, когда система воз-
вращается в свое прежнее положение после изменения ее положения от
действия какой-либо силы и после прекращения действия этой силы. Поскольку
такие силы всегда могут иметь место при работе сооружений, состояние
устойчивости является основной предпосылкой безопасности сооружений.
При переходе системы в новое положение все его точки перемещаются,
в соответствии с чем силы, приложенные к сооружению, совершают работу
в результате перемещений точек их приложения. Если эта работа меньше
работы отклоняющей силы и накопленной в результате перемещения в со-
оружении энергии, равной этой работе, сооружение после прекращения
действия отклоняющей силы вернется в прежнее положение и состояние
сооружения будет устойчивым. Примером таких отклонений являются упру-
гие отклонения или деформации.
1 В. 3, Власов, Тонкостенные упругие стержни, Стройиздат, 194(1
й Н. С, СтрелещшВ
fit)
Прочность стальных конструкций
Но если перемещения точек приложения внешних сил при шклощ-шш
сооружения будут настолько велики, что работа лих сил окажс1ся больше
работы отклоняющей силы и паконлсииоИ в результат ос -шер! ни в соору-
жении. возвращение в исходное положение невозможно о сооружение должно
перейти в новое положение, которое может быть усюйчшпим пли ueycioll-
чнвым. При равенстве работ мы имеем критическое (безразличное) сосюяине.
Новое устойчивое состояние, отвечающее новым геометрическим cooiно-
шениям сооружения или элемента, очевидно, обладает всеми признаками
устойчивости: после прекращения действия отклоняющей силы сооружение
возвращается в свое исходное положение; при неустойчивом состоянии
сооружение не возвращается в исходное положение, его отклонения про-
должают расти вплоть до разрушения; потеря устойчивости всегда связана
с потерей несущей способности. Каждая область устойчивого состояния
отвечает определенному диапазону силовых воздействий, соответствующих
геометрическим соотношениям сооружения. При устойчивом состоянии воз-
растание деформаций возможно только при увелнче...силовых воздействий;
при неустойчивом состоянии возможно возрастание деформаций и при умень-
шении силовых воздействий. Устойчивому состоянию соответствует восхо-
дящая ветвь диаграммы сила — деформация; неустойчивому — нисходящая.
Гибкие прямые упругие стержни, подверженные действию осевой сжи-
мающей нагрузки, могут иметь две формы устойчивого состояния: I) прямо-
линейную,— когда стержень остается прямым; 2) криволинейную — при
искривленной осп стержня.
Прямолинейная форма устойчивого состояния для стержней замкнутого
сечения (или незамкнутого, но имеющего две осн симметрии) при действии
силы, приложенной в центре тяжести (и центре изгиба) сечения, сохраняется
до величины сжимающей силы, равной эйлеровой критической силе:
л-EJ
P*P = ~iF, (2-32)
нли до критического напряжения, равного:
=кр=~, (2.33)
где >. =—---отношение расчетной длины стержня I к радиусу ннерцнп се-
чения г, называемое гибкостью стержня.
При дальнейшем увеличении нагрузки при малейшем повышении откло-
няющей силы стержень искривляется и принимает криволинейную устой-
чивую форму. Прямолинейная форма становится неустойчивой. Критическая
точка перехода нз одного устойчивого состояния в другое (точка Эйлера)
называется часто точкой разветвления равновесного состояния, так как она
определяет две формы состояния: прямолинейную, устойчивую при нагрузке,
меньшей эйлеровой, и неустойчивую при большей, н криволинейную, устой-
чивую при нагрузке больше эйлеровой.
В стержнях незамкнутых и не имеющих двух осей симметрии (например,
тавровых или открытых коробчатых) критическая нагрузка достигает вели-
чины эйлеровой силы лишь в случае приложения силы в центре изгиба;
прн приложении силы в центре тяжести сечения критическая нагрузка по-
лучается меньше эйлеровой и стержень переходит в криволинейную форму
не только изгибную, ио н изгибно-крутильную, т. с. он изгибается и скручи-
вается. Прн потере устойчивости в пределах упругости разница между
Предельные напряжения при работе гибких стальных стержней на сжатие 67
нзгнбпо-кру сильной критической силой пэйлеровой в значительной степени
зависит от формы сечения и уменьшается с увеличением длины стержня-
нрп малых гибкостях настукает пластическая стадия, которая сближает обе
критические силы; наконец, величина пзгибио-крусильной критической силы
В сильной степени зависит or наличия планок пли решеток, связывающих
между собой части незамкнутого профиля, и при достаточном их развитии
приближается к эйлеровой силе. В наиболее опасных коробчатых сечениях
эти нлаики всегда ставятся. Вследствие приведенных соображений при про-
верке устойчивое пт стержней стальных конструкций с нзгнбпо-крутильпой
формой потери устойчивоетн пока нс считаются, гем более, что при обычно
Фиг. 49.' Кривые критических напряжений продольного изгиба и модуля продольного
изгиба Т для стали Ст. 3, стали НЛ2 и высокоуглеродистой стали Ст. 27 (исследо-
вания ЦНИПС, канд. техн, наук С. И. Стельмах)
применяемых сечениях расстояние между центром тяжести и центром изгиба
невелико.
Таким образом, за критическую точку перехода стержня из прямолиней-
ного в криволинейное состояние принимается эйлерова сила или соответ-
ствующее ей критическое напряжение по формуле (2.33).
Гиперболнческая зависимость критического напряжения от гибкости по
формуле (2.33) весьма хорошо подтверждается опытом, и кривая Эйлера
может считаться одновременно теоретической и опытной кривой (фиг. 49).
Легко видеть, что формула (2.33) справедлива только при постоянном
модуле упругости Е и, следовательно, только в пределах упругих дефор-
маций, т. е. при напряжениях, не превышающих предела пропорциональности
(о„ц = 2 000 кг/см* для стали Ст. 3). Это дает наименьшую гибкость, при
которой еще применима формула Эйлера для стали Ст. 3:
2000
Прочность стильные конструкций
Для стали НЛ пре и'льпля гибкое(ь должна оыгь изменена в отношении
квадратных корней из пределов пропорциональности. чю дзет:
>.= 105 |
2 (ИЮ
3 ООН
Для стали Сг. 0 предельная гибкость упругого продольного изгиба, оче-
видно, получается больше, чем для стали С г. 3. Однако в запас прочности
ее принимают такой же, как для стали Ст. 3.
Устойчивое состояние при крпволппсЙпоП форме упругого стального
стержня крайне ограничено При увеличении нагрузки стержень резко
искривляется, пружппвг^ вследствие прогиба появляемся момеш, который
весьма быстро (при увеличении силы па доли процента по сравнению с эйле-
ровой) приводит к образованию в стержне шарнира пластичности. После
этого в соответствии с основным свойством шарнира пластичности нормаль-
Фиг. 50. Поведение гибкого стерж-
ня при продольном изгибе
Фиг. 51. Распределение напряжений при
выпучивании стержня
иая сила уже не может возрастать; деформации от увеличения изгибающего
момента возрастают прн уменьшении нормальной силы — получается потеря
устойчивости и несущей способности (фиг. 50). Так как сила, при которой
происходит потеря устойчивости н несущей способности, очень близка
к эйлеровой силе, то обычно пренебрегают стадией устойчивости криво-
линейной формы и считают, что эйлерова сила определяет потерю устой-
чивости и несущей способности стержня.
В менее гибких стержнях потеря устойчивости прямолинейной формы
происходит прн развитии пластических деформаций. Пока стержень сохра-
няет прямолинейную форму, пластические деформации равномерно распре-
деляются по его сечению. При случайном отклонении (изгибе) стержня на
эти напряжения накладываются напряжения изгиба. Со стороны фибр, сжа-
тых от изгиба, это будут дополнительные пластические напряжения; со сто-
роны растянутых фибр произойдет разгрузка напряжений (фиг. 51). Как
известно, разгрузка следует упругому закону и потому треугольник напря-
жений изгиба со стороны растянутых фибр будет иметь наклон, отвечающий
модулю упругих деформаций Е; со стороны сжатых фибр напряжения изгиба
будут следовать закону, отвечающему модулю пластических деформаций Ем-
Поскольку ЕЫ<^Е, а эпюры напряжений изгиба должны по объему и мо-
Предельные напрпнгения при работ? гибсих стильных стержней на сжатие 69
ментам ошосшельпо licit 1 ралыюй оси быть ранными друг другу, нейтраль-
ная ось изгиба стержня должна переместиться в сторону нытянутых фибр и
осевая нагрузка стержня Р получит некоторый эксцентриситет е (фиг. 51).
Стержень сохраняет свою устойчивость до тех пор, пока работа или
момент внешних сил Мг = Ре будет меньше работы или момента напряже-
нии изгиба при отклонении стержня.
Момент изгиба:
'М/= J CjVr/F-l- j c.,ydF = E j ZlydF+ I E^ydF, (2,34)
A A A dl
где о,, o„ и ep e.j— напряжения и фибровые удлинения на площадях F,
и F„ (фиг. 51).
Прн критическом состоянии Mt = Мс = Ре, откуда может быть получена
критическая сила Р,;р как функция £пл и площадей F, и F„. Модуль Е„,
Фиг. 52. Определение модуля Ее? Фиг. 53. Зависимость модуля продоль-
но диаграмме работы материала ного изгиба Т и критических напряже-
ний от гибкости >.
пос для данного сечения), а следовательно, и площади F, и F„ исходя из
того, что эпюры напряжений изгиба должны быть взаимно уравновешены,
т. с. из условия, что Е j y1dF = Ellsl y,dF. Для этого достаточно по-
лу
строить два веревочных многоугольника на силах Е SFt и где AF—
соответствующие элементы площади сечения стержня, и точка пересечения
многоугольников определит положение нейтральной оси (фиг. 51).
Нейтральная ось разделяет сечение па части, имеющие разные модули,
что позволяет найти приведенную жесткость стержня как произведеине
момента инерции стержня на некоторый приведенный модуль Т*:
TJ^EJ^-E,.^,
откуда приведенный модуль (.модуль продольного изгиба):
т EJ, + EnirJ„ (2.35)
1 J
где J, и J.,— моменты инерции обеих частей сечения относительно ней-
тральной оси.
Понятие прицеленного модуля I введено Ф С. Ясинским.
~0 ГТро'ноеть ста.тьхыч конструкций
Используя модуль Т, мы заменяем исследуемый стержень экппвллс’пгпым
ему однородным стержнем: применяя для пего 1 серию продольного изгиба,
получаем критическое напряжение:
з0 = акр=^- (2.36)
р
и гибкость, отвечающую данному значению ofl—и данному значению
модуля Т.
Значения модуля Т в функции гибкости X приведены па фиг. 49 и 53.
Изучение продольного изгиба связано с именем проф. Ф. С. Ясинского.
Как уже было V казано, проф. Ясинский был одним из основоположников
v нас большепролетных и пространственных перекрытий, ио основная его
заслуга заключается в исследовании продольного изгиба п вопросов устой-
чивости. Ясинский теоретически исследовал все основные случаи продольного
изгиба, а именно работу стержня, находящегося иод действием собственного
веса, нагрузки, возрастающей по длине стержня по треугольнику, двух со-
средоточенных сил. расположенных по длине стержни; работу стержня, на-
ходящегося под действием двух продольных сил и одной поперечной. Далее
он исследовал устойчивость перекрестных стержней п сжатого стержня в
упругой среде.
Большое внимание обратил Ф. С. Ясинский на явление продольного из-
гиба в пластической области при небольших гибкостях стержней. Он резко
подчеркивал мысль о первенствующем значении экспериментальных исследо-
ваний в этой области и методом математической статистики обработал
результаты экспериментальных работ, проведенных зарубежными иссле-
дователями того времени (ТетмаИеро.м, Баушпнгером и Консилером), в ре-
зультате чего получил линейную зависимость между критическими напря-
жениями и гибкостью, носящую его имя; затем он отмстил ошибки теоре-
тического решения этого вопроса, данного Энгессером, который принял для
пластической работы стержня одинаковый модуль пластических деформаций
Е„л. Он отметил, что ввиду явления разгрузки со стороны выпуклых фибр
деформации изгиба стержня, получившего искривления, не могут иметь одного
модуля деформаций, а должны иметь два модуля — модуль упругости со
стороны выпуклых фибр и модуль пластических деформаций со стороны
вогнутых, и потому нужно в этом случае иметь дело с приведенным моду-
лем продольного изгиба Т.
Эта поправка была принята Энгессером, который на основании ее вычи-
слил кривую критических напряжений в области пластической работы стерж-
ня. Правильность этих соображений была затем экспериментально подтвер-
ждена Карманом. Поэтому модуль продольного изгиба носит название мо-
дуля Ясинского—Энгессера—Кармана.
Эта кривая была затем проверена многочисленными опытами с различ-
ными типами сталей, так что теперь она может считаться как теоретической,
так и опытной кривой (фиг. 49).
Модуль Т меняется от величины Е но нуля при изменении Е„я от Е до
нуля н критического напряжения — от предела пропорциональности до пре-
дела текучести (фиг. 49 и 53).
При переходе в область самоупрочнспия модуль Епл скова начинает уве-
личиваться (фиг. 52), а затем, перейдя через максимум, уменьшается до
нуля при напряжении, равном пределу прочности. С увеличением модуля Ем
уменьшаются эксцентриситет е (фиг. 51) и момент М, — Ре и стержень
снова становится устойчивым. Таким образом, стержни малой гибкости имеют
Предельные напряжения при работе гибких стальных стержней на сжатие 71
вторую область устойчивости за пределом текучести, как это показано на
Лит. 49 11 53> а кР1,,,ая критических напряжений имеет точку возврата (при
)=0 и акр = аг). Однако этой областью нельзя воспользоваться, так как
она лежит за областью неустойчивого состояния, в которой стержни теряют
иссуптую способность. Таким образом, практические значения оир оказы-
ваются ниже предела текучести, и сжатый стержень теряет свою несущую
способность от потерн устойчивости раньше, чем от текучести (потери
прочности).
В сталях, не имеющих площадки текучести, обе области сливаются вместе
и кривая критических напряжений идет, как показано на фиг. 49 для
стали Ст. 2/
Фиг. 54. Потеря местной устойчивости при продольном изгибе
Изложенное относится, вообще говоря, к сплошному стержню, например,
к сплошному бруску, или стержню, имеющему замкнутое сечение. Для
тонкостенного незамкнутого стержня, состоящего из отдельных, связанных
между собой пластинок, явление, как указывалось, усложняется тем, что
стержень может потерять устойчивость не только от изгиба в плоскости
наибольшей гибкости, но и при закручивании: последнее усугубляется тем,
что отдельные пластинки, если они достаточно тонки, могут потерять устой-
чивость и выпучиться раньше потери устойчивости стержня в целом (потеря
местной устойчивости) (фиг. 54). Т1ри этом они частично выйдут из работы,
в результате чего произойдет перераспределение усилий между элементами
стержня и оставшаяся рабочая часть сечения изменит свою форму; центр
изгиба получит смещение, сойдет с осп симметрии, сечение закрутится и
стержень потеряет устойчивость нс только по изгибной, но и изгпбио-кру-
тильной форме; последнее обстоятельство усиливает воздействие внешней
* Специальная высокопрочная сталь.
Прочность стноьных конструкций
силы и потому связано с понижением критической силы. К лому же при-
водит наличш эксцентриситетов Вследствие всякого рода случайностей
загружеиия сжимающая сила никогда ючпо не приложена к центру тяжести
сечения, а имеет небольшие эксцентриситеты; в связи с этим распределение
напряжений ио сечению получается неравномерным и пластические дефор-
мации не сразх появляются во всем сечении.
При частичной пластичности по мере увеличения пластической зоны
оставшаяся рабочая часть сечения меняет свое очертание; iteinp изгиба сме-
щается и сечение закручивается.
Таким образом, п пластической стадии потеря устойчивости обычно про-
исходит п\ гем изгиба и закручивания стержня. Изгнбпо-кру сильная форма
потери устойчивости при развитии пластических деформаций наступает при
значениях напряжений сжатия, более низких, чем критическое напряжение,
вычисленное по формуле (2.36). Разница между этими напряжениями зависит
от формы сечения, на и эта зависимость при сечениях, обычно применяемых
в конструкциях, невелика. Поэтому наши нормы еще не учитывают явления
закручивания при потере устойчивости, тем более, что теория потери устой-
чивости при развитии пластических деформаций разработана недостаточно.
Однако наши нормы учитывают влияние эксцентриситетов, которые пони-
жают величине критической силы Эти эксцентриситеты случайны и являются
следствием неточностей проката, неточностей изготовления конструкции и дру-
гих причин. Они могут быть определены на основании опытов с конструктив-
ными элементами; такие опыты были у нас поставлены и 1936—1937 гг.
Наиболее правильно определять случайные эксцентриситеты статистическим
методом, на основании теории вероятностей; такая методика также разра-
ботана. При этом выявилось, что малые эксцентриситеты проявляются наи-
более резко и наиболее существенно влияют па понижение критической
силы при средних гибкостях.
Таким образом, при работе гибкого стержня на осевое сжатие (про-
дольный изгиб) несущая способность стержня исчерпывается при достиже-
нии в нем напряжений акр, и условие неразрушимости имеет вид:
JVpac4 -к'р (2.3 /)
где F—сечение стержня.
Переходя к нормативному сопротивлению и пределу текучести, мы
получим:
|Де - = —<^1—коэффициент понижения несущей способности при про-
WT
дольном изгибе; или, наконец, учитывая наименьший возможный предел те-
кучести, расчетное сопротивление R и коэффициент условий работы т,
найдем:
Л^расч m^RF. (2.38)
В наших нормах коэффициент состоит из двух частей: коэффициента
представляющею собой отношение критического напряжения при полной
иеитрации к пределу текучести:
и коэффициент ^н, учитывающего влияние случайных эксцентриситетов:
Работа стальных стержней при внецентренно и сжатии
Напряжение о",, при полной псп Гранин может быть получено па основа-
нии точным лабор.норных исследовании или теории.
Напряжение о"р при наличии iiiieHeiifpeiinocni есть функция принятой
величины случайных жененгрпситстон и, как было указано, может быть
получено стагпсгическим методом или на основании опытов над моделями.
Кроме того, оно может быть получено па основании теории внецентренно
сжатою стержня. Такая структура коэффициента <f имеет то преимуще-
ство, что в пей величина <рн, которая зависит от производственных условий
(точности изготовления) и может меняться и улучшаться с течением времени,
отделена oi величины зависящей голькоог физической стороны явления
п материала и потому более стабильной.
Значения коэффицисша <р в функции гибкости стержня указаны в табл. 1
приложения 2.
Вопросами продольного изгиба много занимались знаменитый русский
ученый проф. Ф. С. Ясинский *, акад. А. Н. Динник 1 2 п др. Конструктивные
эксцентриситеты па основании опытов изучены проф. С. Н. Никифоровым3.
Статистический метод определения конструктивных эксцентриситетов дал
проф. А. Р. Ржаницын 4. Общая теория продольного изгиба с учетом закру-
чивания принадлежит проф. В. 3. Власову Б.
§11. РАБОТА СТАЛЬНЫХ СТЕРЖНЕЙ ПРИ ВНЕЦЕНТРЕННОМ СЖАТИИ
При впецентренном сжатии изгиб стержня возникает с самого начала
приложения нагрузки и возрастает вместе с возрастанием нормальных сил
и моментов. Диаграмма зависимости напряжений от прогиба показана на
фиг. 55. Возрастающая ветвь диаграммы является
устойчивой; случайные отклонения, которые может по-
лучить стержень, ликвидируются после прекращения
действия отклоняющей силы. Но если стержню дать
такое большое отклонение (изгиб), что в нем появится
шарнир пластичности, картина будет иная: при увели-
чении деформаций внешняя сила по основному свой-
ству шарнира пластичности внецентренно сжатого
стержня должна уменьшиться; мы получаем нисходящую
ветвь неустойчивого равновесия. Таким образом, у
внецентренно сжатого стержня каждому значению си-
N
лы N, пли, что то же, напряжению а„ = -р-, соответ-
Фиг. 55. Кривая зави-
симости напряжений
от прогиба при вие-
центренном сжатии
ствуюг два зависящих от величины прогиба стержня состояния равновесия:
устойчивое — на восходящей ветви и неустойчивое — па нисходящей (фиг. 55).
По мере увеличения нагрузки расстояние между ветвями диаграммы
уменьшается, и мы можем получить экстремальную точку перехода одного
состояния в другое — критическую силу или критическое напряжение потери
устойчивости (или потери несущей способности) при впецентренном сжатии.
В соответствии с устойчивостью упругих деформаций точка эта может
1 Ф. С. Ясинский, Собрание сочинений, т. Ill, 1902.
" А. П Д и и в и к. Устойчивость упругих систем ОНТИ, 1935. г™».
’ С. 11. Никифоров, Устойчивость сжатых стержней сварных ферм, с. р
издат, 1938.
4 А. Р. Ржаницын, Статистический метод определения напряжений при ироди.
ноя изгибе, Госстройиздат, 1951. п
4 В. 3. Власов, Тонкостенные упругие стержни, Стройпздат, 1У-Ю.
Прочность стальных конструкций
появиться только при pjeniiritn в сечении стержня пластических информаций,
\огя среднее напряженно з0“j. должно быть при эго» п ниже предела
текучести. Очевидно, что напряжение о0 должно оыгь ниже критического
напряжение центрального продольного изгиба; пласгпчсскщ деформации
в стержне, необходимые для возможности потери устойчивости п потери
несущей способности, получаются от тействия момента, а не нормальной
силы *.
Однако в соответствии с установками расчета стальных конструкций,
согласно которым за предельное состояние конструкции принимается насту-
зление в элементе текучести. в наших нормах за предельное, состояние сжато-
изогнутых стержней при расчете их в плоскости действия момента принц,
м. тся появление текучести в наиболее напряженной фибре сечения. Такой
по ход в данном вопросе заменяет проблему устойчивости проблемой проч-
ности и идет в запас по отношению к несущей способности стержня.
Предполагая упругую работу стержня вплоть до предела текучести, г. е.
исходя из предпосылок работы идеального упруго-пластического гели, можем
записать (считая, что момент действует в плоскости осп симметрии сечения):
.V Л1 .V , ,V(e-! Ac) ,V / , с-4-Ac,
"т ~ F U, — Г 1 «7 “ f V ’’ ’ N'
где е — начальный эксцентриситет приложения силы
Де — прогиб стержня, полученный от действия момента Л1,
р —ядровое расстояние сечения.
Поскольку
(2.39)
где V3 = --;----эйлерова критическая сила;
--Е
о3 =—j-----эйлерово критическое напряжение, мы получим
(2-40)
(2.41)
прсдель-
или
°ог —=о[з> 1 -ту/ +ат] + °т35 = 0.
При достижении фибровой текучести напряжение о0 с
ним осевым напряжением, которое допустимо согласно нашему условию
появления фибровой текучести; обозначая отношение его к пределу теку-
чести, т. е. коэффициент понижения несущей способности при впецеп-
тренном продольном изгибе (или внецептреипом сжатии), через
получим уравнение:
1+у^ + 1] + “ = 0. (2.42)
откуда можно определить значение фвк.
1 Тонкостенные стержни могут иметь экстремальную точку и до появления пласти-
ческих деформаций вследствие выхода из работы отдельных тонких элементов и закру-
члвания.
РаПашп стил'ммс стержней при внецентр^нно.ч сжатии
75
Мы видим, чго коэффициент <pnu является функцией материала (предела
с r-f-
текучести), относительною эксцентриситета — и напряжения а, = -~1т, е.
гибкости стержня.
При такой трактовке коэффициент 9im получается с некоторым завыше-
нием, так как предполагается, чго материал до самого предела текучести
работает упруго (т. с. имеет постоянный модуль £). На самом деле, после
перехода предела пропорциональности модуль Е уменьшается в соответствии
с кривой сжатия ма сериала, что требует исправления значений <ув|| для сред-
них и малых гибкостей.
В наших нормах значения 9ш1 для сталей Ст. 3 и НЛ вычислены в функции
относительного эксцентриситета внешней нагрузки ~ и гибкости X с учетом
указанных исправлений; прн этом учтено также влияние случайных эксцент-
риситетов, которые приняты такими же, как при центральном продольном
изгибе. Вследствие указанного кривая <рпн при е = 0 превращается в кривую©
центрального продольного изгиба. Значения коэффициентов 9вн даны в табл. 2
н 3 приложения 2.
Расчет сжато-изогнутых стержней производится, так же как при централь-
ном продольном изгибе, по формуле:
А^рлсч «£ »«9,ш /?£, (2.43)
где R — расчетное сопротивление (наименьший возможный предел текучести);
т —коэффициент условий работы;
9 —коэффициент понижения несущей способности при внецентренном
сжатии, определяемый в функции гибкости X и относительного экс-
е
нентриентета —.
При Х = 0 коэффициент 9„н переходит в выражение:
непосредственно вытекающее из формулы неравномерного сжатия:
Как следует из значений коэффициента <рви, критическая сила Ркр умень-
шается по мере увеличения эксцентриситета независимо от знака послед-
него (фиг. 56). Наибольшая сжимающая сила получается тогда, когда она
приложена к центру тяжести сечения и когда имеет место центральный
продольный изгиб. Однако это справедливо для сечений, имеющих две оси
симметрии, у которых центр тяжести совпадает с центром изгиба. К таким
сечениям, строго говори, и относятся значения коэффициента 9ВН.
Если сечение имеет одну ось симметрии и центр изгиба не совпадает
с центром тяжести, наибольшая критическая сила, равная эйлеровой силе,
получается, как было указано выше, при приложении нагрузки в центре
изгиба, а нс в центре тяжести (фиг. 57); прн приложении силы вне центра
изгиба стержень при потере устойчивости закручивается и критическая сила
уменьшается.
76
Прочность cm конструкции
Таким образом, расчет таких сечении ио формуле (2.13) яв.чяекя непер,
ним: O1H.IK0 можно довольно близко потоп in к iipnniwi......м результатам,
если эксцентриситет отсчитывать не oi центра игкести, л от m inp.i изтнба.
При копетрмфопз ши несимметричные сжатые стержни для иОлтя о исполь-
зования их сечения необходимо центрирован, но центру изгиба (например,
тавровые сечения но внутренней трапп горизонтали).
Фиг. об. Изменение критической си-
лы при наличии эксцентриситета
(двутавровое сечение)
" георегнч2С<ая крпзая (по Власову);
----опытная криза?
Фиг. 57. Изменение критической еи-
лы при наличии эксцентриситета (ко-
робчатое сечение)
теоретическая кривая |по Власову):
----опытная кривая
Фиг. 58. (критические напряжения при из-
гиб по-кру тиль ной форме потери устойчи-
вости т — относительный эксцентриситет,
Величина эксцентриситетов в соответствии с эпюрой моментов является
величиной, переменной по длине стержня. Поэтому при пользовании указан-
ными выше формулами необходимо брать приведенные величины моментов
и эксцентриситетов, эквивалентных равномерно распределенной эпюре момен-
тов (см. главу XIV).
Для расчета мощных элементов, работающих на большие изгибающие
моменты (для которых потеря устойчивости не является опасной), приме-
няется одночленная формула другого типа, выведенная из рассмотрения
работы сжато-изогнутого стержня как балки. Действительно основную
Работа стальных стержней при внсцснтрепном сжатии
двучленную формулу неравномерного сжатия можно преобразовать следующим
образом:
N М N {
°~7-VZ== viz \f + e ~ • (2.44)
где Миф — монет оиюсшслыю ядровой ючки сечения.
Таким образом, стержень рассчитывается как балка с повышенным зна-
чением изгибающего момента. Эксцентриситетом Де можно в данном случае
пренебречь ввиду большой мощности н жесткости стержня.
Как уже было указано, несимметричные стержни при потере устойчи-
вости закручиваются, т. е. теряют устойчивость ио изгибно-крутплыюй
форме, что приводит к уменьшению критической силы. При потере устой-
чивости в области пластических деформаций закручиваются как несимме-
тричные, так и симметричные стержни. Это происходит потому, что при
наличии момента и при различных напряжениях в фибрах сечения переход
в пластическую стадию происходит не сразу по всему сечению, а постепенно;
перешедшие в пластическую стадию фибры или участки сечения выбывают
из работы, остальная рабочая часть сечения меняет свою форму, центр изгиба
перемещается и в стержнях, бывших вначале при упругой работе симметричными,
отходит от центра тяжести, в результате чего сечение закручивается. Указан-
ное относится и к замкнутым сечениям, рабочая часть которых при частичном
переходе сечения в пластическое состояние становится незамкнутой. Значения
критических напряжений при нзгибно-крутильной форме потери устойчи-
вости для двутавровых сечений при различных эксцентриситетах приложения
силы показаны на фиг. 58.
Узкие тонкостенные стержни, у которых жесткости и гибкости ).х и ).v
резко различны, могут закрутиться и в области упругих деформаций. Такой
стержень может потерять устойчивость от действия изгибающего момента,
как балка, и повернуться (скрутиться) в поперечной плоскости. Таким образом,
моменты в плоскости наибольшей жесткости понижают несущую способность
стержня в плоскости наименьшей жесткости.
Оба эти обстоятельства учитываются нашими нормами. Нормы учитывают
понижение несущей способности стержня в плоскости наибольшей гибкости,
перпендикулярной действию момента, введением дополнительного понижаю-
щего коэффициента с < 1 и требуют проверки несущей способности в этой
плоскости по формуле:
N^mccpyRFsp. (2.45)
Как мы видели, природа коэффициента с достаточно сложна; определение
его теоретически на базе теории устойчивости тонкостенных стержней хотя
и разработано, но достаточно трудоемко. Поэтому нормы разрешают опре-
делять коэффициент с по упрощенной формуле ’:
с = . (2.46)
'+“7
где р и а — коэффициенты, зависящие от типа сечения и гибкости стержня;
-----------относительный эксцентриситет в плоскости действия момента
(т. е. в плоскости мепынсй гибкости Хх).
1 Эта формула выведена кавд. техн, наук Г. М. Чувикиным (ГПИ Проектсталь-
ковструкция). См, Г. М. Ч у в и к и и. Устойчивость рам и стержней, Госстройиздат, 1Ж.
Прочность ста льных конструкций
При ).v =£100 для незамкнутых сечений, имеющих две оси симметрии
или одну ось. в плоскости которой действует момент, при эксцентриситету
в сторону более широкой полки В= I, а = 0,85; при эксцентриситете в сто-
рону менее широкой полки В=1: а=1.
При л„> 100 можно во всех случаях иршшмать:
3 = — > 1,
где .4—для стали Ст. 3—0,6, а для стали HJ1 — 0.45;
с— коэффициент продольного изгиба рассматриваемого стержня вило-
скости большей гибкости (перпендикулярной действию момента);
а= 0,85.
Прн этом коэффициент с должен быть ио больше величии, указанных
на графике фиг. 59.
Для замкнутых сечений и составных сечений с планками или решетками
‘ 1 Р
Несмотря на простоту построения, формула коэффициента с (2.46) дает
результаты, достаточно близкие к теоретическим значениям,
по теории устойчивости тонкостенных незамкнутых
Фиг. 59. График наибольших значений коэффициента с
вычисленным
стержней (проф. В. 3.
Власова), расходясь с
ними в среднем до 4°/в.
Достаточно хорошо
она подтверждается п
опытом.
Проверка на поте-
рю устойчивости по
формуле (2.45) (про-
странственная потеря
устойчивости) во мно-
гих случаях является
решающей; так, она
является решающей
для большинства гибких стержней (Xv2>80), даже равноустойчпвых ().^«а ХЛ
Для стержней, более развитых в плоскости действия момента, она является
решающей, когда 1,5-5-2, что является весьма типовым случаем.
Наши нормы не дают методики расчета сжато-изогнутых стержней при
действии изгибающих моментов в двух плоскостях; в этом случае предель-
ное состояние определялось бы текучестью в одной точке, что очень
увеличивает запас прочности. Опыты показывают, что потеря несущей
способности получается при этом при достаточно глубоком пронизыва-
нии пластичностью полок сечения; поэтому возможно проверять сечение
в каждой плоскости раздельно.
По ТУ 1946
г. коэффициент с определяется по формуле:
(2.46')
с
' ’+7
инерции относительно оси у—у более сжатой полки;
менее сжатой полки;
где J, — момент
— то же,
а —коэффициент, определяемый по графику фиг. 59.
Методику расчета внецентренно сжатых стержней по одночленной фор-
муле (внецентренного продольного изгиба) впервые дал проф. К. С. Зав-
Потеря устойчивости изгибаемых элементов
79
рис» Существенно разнили эгу теорию лауреат Сталинской премии проф.
Н. В. Корноухо» » и проф. И. Я. Штаерман 3. Общая теория пространственной
потери устойчивое hi юнкостепиых стержней создана лауреатом Сталинских
премий В. 3. Власовым. Методика наших норм разработана д-ром техн, наук
Б. М. Броуде н капд. техн, паук Г. М Чувикипым !.
§ 12. ПОТЕРЯ УСТОЙЧИВОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Стержни могут потерять устойчивость не только от действия нормальной
силы, но II 01 действия изгибающего момента, если только они достаточно
узки, т. е. имеют малое отношение ширины в плоскости, перпендикулярной
действию момента, к свободной длине стержня, равной расстоянию между
сечениями, закрепленными от поворота.
Процесс потерн усюйчнвости при этом остается таким же, как и в гнб-
нагрузка действует в плоскости симметрии
ких сжимаемых элементах. Если
сечения балки, балка сохраняет
состояние плоскостного устойчи-
вого равновесия, т. с. изгибается
в плоскости действия нагрузки
до тех пор, пока нагрузка не
достигнет критического значения
и приращение работы внешних
сил прн отклонениях балки из
плоскости изгиба станет равным
приращению работы внутренних
напряжений балки прн ее откло-
нениях. Тогда плоскостное со-
стояние равновесия переходит в
Фиг. 60. Потеря устойчивости двутавровой
балки
искривленное, также устойчивое
состояние. При малейшем увеличении нагрузки деформации искривленного
состояния резко растут, материал балки очень скоро переходит в пластиче-
скую стадию, и балка теряет свою несущую способность.
При потере устойчивости балка скручивается и выходит из плоскости
изгиба (фиг. 60); поэтому критическая нагрузка балки зависит от жесткости
на кручение и па изгиб из плоскости действия нагрузки. Критическую на-
грузку можно привести к эйлерову виду
Ркр —
С V EJJjJg
(2.47)
Здесь с—коэффициент, зависящий от характера закрепления концов
балки;
I — свободная (между закреплениями) длина балки;
EJV — жесткость балки в плоскости, перпендикулярной плоскости дей-
ствия нагрузки;
GJd — жесткость балки на кручение;
Ja- момент инерции при кручении, равный для незамкнутых се-
чений, состоящих из пластинок:
1 К. С. 3 а в р и е в, Расчет стержней на одновременное действие изгиба и сжатия.
Известия Инженерного института Грузии вмени Сталина, вып. 1, 1932.
1 И. В. Корноухо в. Прочность и устойчивость стержневых систем, I ос-
стройиздат, 1949.
в * 1 Штаерман, Методы расчета конструкций на устойчивость, Укргизмест-
* Г. М. Чу ВИ к и и, Устойчивость рам и стержней, Госстройиздат, 1951-
Птг1 ноешь стильны v констпукций
i де о — толщина пластики;
j — ее ширина;
V _ ко91] фнцнен г. зависящий or rima сечения (например л ля п у тавровых
сечений ч—1,30).
Таким образом, для двутаврового сечения из грех .ihciob;
=^[^*4-2^1-
3 соответствии с формулой (2.47) критический момент:
Л(кр = ЗРкр/ = . (2.48)
гдС з__коэффициент, заипсящнН от расположения нагрузки па б.мкс;
критическое напряжение’
Поскольку критическое напряжение может быть меньше предела теку-
чести, приходится вводить коэффициент понижения иссушен способности
при потере устойчивости балки:
а балку на потерю устойчивости рассчитывать по формуле:
Ирасч=nK?6RW6f, (2.50)
где R— расчетное сопротивление;
т — коэффициент условий работы.
Таким образом:
(2-5*>
Коэффициент ’{> зависит от геометрических соотношений балки и распо-
ложения нагрузки, которая, помимо различного размещения по пролету, может
еще располагаться по верхнему или по нижнему поясу балки. Последнее
для потери устойчивости не равнозначно. При расположении нагрузки по
верхнему поясу работа внешних сил при отклонении балки будет больше,
чем при расположении ее по нижнему поясу; поэтому потеря устойчивости
при расположении нагрузки по верхнему поясу наступит раньше, и разница
будет тем больше, чем выше балка.
Коэффициент ф может быть представлен как ф = — /а, где
Jf 4 \ Л )
зависит только от геометрических характеристик балки и произведения моду-
лей EG. Подставив значения моментов инерции Jd и Jf, получим для сварной
балки из трех листов:
* = 8@’[' + й1’ (252)
где b — ширина полок балки;
2, — их толщина;
Потеря устойчивости изгибаемых элементов
81
h — высота с гении;
8 — ее толщина.
В клепаных балках существенное значение имеют вертикальные полки
уголков; если пренебречь весьма малым влиянием участка стенки между
уголками, можно воспользоваться той же формулой (2.52), заменив во втором
члене -* на d высот у вертикальной полки уголков; при этом под толщи-
ной 8 нужно понимать суммарную толщину двух полок и стенки.
Тогда
а = 8(йП1 + £]- (2-53)
Эту формулу можно рассматривать как универсальную, принимая для
сварных балок вместо г/ половину высоты балки .
В функции коэффициента а коэффициенты <J> вычислены в зависимости от
вида и расположения нагрузки, а именно: для нагрузок, расположенных по
верхнему и нижнему поясам балки, сосредоточенных или равномерно распре-
деленных, а также для действия внешних моментов, приложенных в закреплен-
ных сечениях балки (см. габл. 4 приложения 2). Коэффициенты ф вычислены
для балок из стали Ст. 3. При применении стали НЛ эти коэффициенты
разрешается умножать на поправочный коэффициент 0,68.
Для несимметричных двутавровых балок, у которых отношение
0,8, коэффициент <рл может быть принят:
ч>6=ф 2
2Ла
Р •
(2.54)
где z—расстояние от крайней сжатой фибры до центра тяжести балки,
./, и — моменты инерции сжатого п растянутого поясов балки относи
телыю оси симметрии сечения.
В вышеприведенных выводах предполагалось, что балка работает уп-
руго: это справедливо до тех пор, пока напряжения в балке не достигнут
предела пропорциональности, что отвечает значению 0,85. При ббльших
значениях необходимо учесть уменьшение модуля Е. Если принять квадра-
тическую зависимость изменения модуля Е между пределом пропорциональ-
ности и пределом текучести, то коэффициент о'б в этих пределах может
быть принят равным
0,33
(2.55)
где <р6 — коэффициент уменьшения несущей способности балки при упру-
гой работе.
В том случае, когда нагрузка приложена нс по оси симметрии или не
в плоскости, проходящей через центр изгиба, появляются бимоменты и
балка начинает скручиваться с начала приложения нагрузки, что приводит
к понижению критической силы пли момента.
Несмотря па важность указанного обстоятельства, наши нормы его не
учитывают, точно так же, как онн не учитывают случайных эксцентрисите-
тов прн изгибе балки н не дают упрощенного приема расчета несиммет-
ричных (например, швеллерных) балок.
Однако с этим приходится считаться при конструировании, строго
центрируя нагрузки нли при неизбежных эксцентриситетах либо швеллер-
ном сечении раскрепляя балку' более часто.
G 11. С. Стрелецкий
S2 Прочность стальных конструкций
По ТУ 1946 г. коэффициент определяй гея и функции двух аргументов:
, где /а — свободная (между закреплениями) длина балки, b ширина
пояса, и -4б-, где 8„ — толщина пояса. Значения коэффнцпептоп оц в функ-
б
пни этих аргументов даны и табл. 5 приложения 2.
§ 13. ПРЕДЕЛЬНОЕ СОСТОЯНИЕ МАТЕРИАЛА КОНСТРУКЦИИ
Как следует из разбора работы стали под дейс твием внешней нагрузки, пре-
дельное состояние (потеря несущей способности) характеризуется наступ-
лением пластичности. Признак наступления пластичности—гак называемое
.условие пластичности'—зависит от принятой теории прочности и, следо-
вательно. от того постулата, который кладется в основу изучения работы
материала под нагрузкой. Для стали, имеющей площадку текучести, наибо-
лее удобным является уподобление ее идеальному упруго-пластическому
телу, пластическое состояние которого рассматривается как абсолютно
вязкое, способное изменять свою форму, не меняя объема; этому состоя-
нию наиболее отвечает энергетическая теория прочности, по которой пере-
ход в пластическую стадию характеризуется максимальным значением ра-
боты или энергии деформации изменения формы при минимальном, равном
нулю, значении работы деформации изменения объема.
Следовательно, для пластического состояния работа деформации изме-
нения объема выразится:
2 —i
•'10 = °з)8 0- (2.56)
где р. — коэффициент Пуассона;
Д|, Oj. л, — главные напряжения.
Таким образом, пластическое состояние характеризуется значением
коэффициента Пуассона р. = 0.5. Работа деформации при изменении объема,
равном нулю:
ЛФ = 2р [=? + "а “Г =3 — (°1°4 °з’з + °30i)l =
= 4Ё в — Si)1 + (=>э — °з)а + (°з — о, )9] = та х Аф (2.57)
и для данного формоизменяемого тела равняется постоянной предельной
величине. Если тело подвергнуто только простому растяжению,
тахАф=^_
Следовательно:
°? + °! + ’3 — (a»°s + о^з + оаа, ] =
= у [0( — о,)2 4- (о, — оа)9 (3з _ 0))я] = (2.58)
Выражение (2.58) является условием перехода в пластическое состоя-
ние, или условием пластичности.
Предельное состояние материала конструкции
S3
Рассматривая квадратный корень из выражения (2.58) как некоторое
напряженно и называя сто приведенным напряжением апр„„, видим, что
условие пластичности может быть заменено сравнением напряжений:
Сирии - i- с,— условие пластичности,
Сирин <С°т — условие упругости,
где
Оправ— 1'(ci4~c2 Ь °з) (о1а2 С2С3аз"I) =
> '
— у 2 1 (’1 — аг)"-г(о4 — аз)а+(о3—О()- =
— (ч + "2 + "’) •
(2.5S)
Как следует из указанных формул, приведенное напряжение может быть
выражено в нормальных и срезывающих напряжениях:
Оприв = /о!- + °? + °’ — (°.v°v + + °Л) Т 3(^>+ '>= + '«) • <2-60)
В частных случаях:
при изгибе
Оприв == р “I- Зт ,у,; (2.61)
при плоскостном напряженном состоянии (с, 5^ 0; о, 0)
Оприв /’i + 03 — CjOj; (2.62)
при чистом сдвиге
Оприв=:^ у 3. (2.63)
Отсюда следует, что соотношение между срезывающими и нормальными
напряжениями по энергетической теории прочности равняется:
=0,57^0,6.
= /3
Приведенное напряжение является таким одноосным (при простом рас-
тяжении) напряжением, которое по условию перехода в пластическое со-
стояние эквивалентно данному сложному напряженному состоянию. Таким
образом, оно является не реальным, а фиктивным напряжением, но оно
очень удобно для установления упругого или пластического состояния ма-
териала согласно выражениям (2.58) — (2.63).
Г л а в а III
СОРТАМЕНТ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОФИЛЕЙ СОРТАМЕНТА
В основу индустриального строительства положена сборность конструк-
ций из готовых элементов. Первичным элементом стальных конструкций
является сталь прокатная, листовая или фасонная, получаемая с металлур-
гических заводов.
Набор типов профилей, которые имеют определенную градацию в раз-
мерах н получаются с заводов, прокатывающих стал-., называют сорта-
ментом.
Сортамент оформлен в каталоги (стандарты), которые содержат раз-
меры и геометрические характеристики сечений
прокатываемых элементов.
Соответствующие стандар-
ты приведены в приложе-
нии 3.
Употребляемая в сталь-
ных конструкциях прокат-
ная сталь делится на две
группы:
1) сталь листовая
толстая, прокатываемая
между двумя валками, и
универсальная (ши-
рокополосная), прокатывае-
мая между четырьмя валка-
ми в виде широкой полосы
прямоугольного сечения
(фиг. 61, а);
2) сталь профиль-
д. (фиг. 61, б—д).
определяют
Фиг. 61. Основные профили сортамента
и
чая: уголки, швеллеры, двутавры, тавры
Типы прокатываемых профилей в значительной степени
конструктивную форму элементов сооружений. Разнообразие профилей в
рациональность их сечений способствуют проектированию экономичных
конструкций.
Однако подбор сечений по чрезмерно обширному сортаменту приводит
к большому разнообразию профилей в конструкции, что неудобно по двум
причинам: во-первых, прокатка разнообразных профилей мелкими партиями
требует частой перестройки станов с неизбежными простоями; во-вгорых,
выполнение конструкции с большим количеством разнообразных профи-
лей снижает производительность заводов-изготовителей и, следовательно,
удорожает конструкцию.
85
Сталь листовая
Учитывая эти обстоятельства, рекомендуется при проектировании при-
менять ограниченный сортамент, содержащий наиболее ходовые профили
Разработка типовых и стандартных элементов стальных конструкций
с применением ограниченно! о сортамента значительно упрощает проекти-
рование н изготовление.
Известное влияние на конструктивную форму стальных конструкций
оказывает различие в стоимости отдельных профилей стали.
Сталь листовая толстая в настоящее время дороже двутавров и швел-
леров на 20- -25°/«> и*о ограничивает применение сплошных конструкций
(несмотря на то, что они проще в изготовлении) и приводит к сквозным
конструкциям в виде решетчатых ферм, колонн п т. и. Особенно целесо-
образно использование более дешевых прокатных балок.
Универсальная сталь дешевле профильной и листовой толстой.
Первый русский сортамент прокатной стали был составлен в 1900 г.
под руководством известного мостостроителя проф. Н. А. Белелюбского
(затем он был пересмотрен в 1930—1932 и 1939 гг.).
Особенно велика роль сортамента в нашем государстве, планово рас-
пределяющем потребление металла. В соответствии с этим особое внима-
ние у нас приобретает теория сортамента, т. е. установление законов, по
которым должны быть разработаны профили для получения экономии
металла и уменьшения трудоемкости изготовления. По теории сортамента
имеются работы проф. Б. П. Михайлова кандидатов техн, наук В. М. Ва-
хуркина1 2 и Г. М. Ковельмапа, лауреата Сталинской премии Б. Г. Ложкина3.
Построение теории сортамента является одной из особенностей советской
школы конструирования.
§ 2. СТАЛЬ ЛИСТОВАЯ
а) Сталь листовая толстая (ГОСТ 5681-51). Сортамент вклю-
чает листы толщиной от 4 до 60 лек; ширина листа может быть получена
до 3 000 лл, однако ходовая ширина составляет 1 400—1 600 мм. Обычная
длина листов — 6 л, а толщина—до 26 мм (с градацией через 2 мм).
В мощных сварных конструкциях находят применение листы толщиной
40 мм и более. По специальному заказу .можно получить листы толщиной
до 180 мм, шириной 2 000 -5- 3 000 мм п длиной до 10 я (броневые плиты).
В целях уменьшения отходов металла на обрезки устанавливаются за-
казные размеры по ширине и длине. При ширине листов до 1000 мл
заказные ширины должны быть кратными 50 мм, прн ширине до
1800 мм—100 мл, обычные заказные длины — 4,5:6 .к.
Толстая листовая сталь идет на листовые конструкции, а также широко
применяется в элементах сплошных систем (колоннах, балках, рамах).
б) Сталь универсальная (ГОСТ 82-51) благодаря прокатке между
четырьмя валками имеет ровные края. Толщина универсальной стали —
от 6 до 50 мм с градацией через 2 мл', ширина — от 220 до 1050 мм
с градацией через 20—50 мм, обычные заказные длины — 9-2-12 м. При-
менение универсальной стали уменьшает трудоемкость изготовления кон-
струкций, в особенности сварных, так как не требует резки и выравнива-
ния кромок строжкой.
1 Б. П. Михайлов, Индустриализация металлического строительства, Строй-
издат, 1939. .
2 В. м. Вахуркин, Вопросы теории построения сортамента прокатных профи-
лей, .Вестник инженеров и техников* № 2, 1952.
2 Б. Г. Ложкин, Теоретические основы построения сортамента прокатны
лей, .Вестник инженеров и техников* № 6, 1951.
86
Сортам-нт
§ 3. УГОЛКОВЫЕ ПРОФИЛИ
Уголковые профили прокатываю гея в ни ге р а в и о о о к и х ((К 1 10014-39)
и н е рл н н об ок и х (ОСТ 10015-39) полков (фиг. (>1, о). Соримет угол-
ков весьма обширен: от очень малых легких профилей плонылыо 1 1,5г.ц’
до мощных профилей площадью 100 II > <.м
Полки уголков имеют параллельные грани, чго облегчает конструирова-
ние. .Минимальная толщина уголков определяется условиями прокатки н
превышает толщину, требуемую но условиям устойчивости 17 ); ма-
ксимальная толщина определяется конструктивными гребовапиями.
Уголки прокатываются длиной до 111 .и Заказные длины уголков обычно
принимаются в о 9 12 и 15 .и
Уголки широко применяются в стальных конструкциях, особенно в кле-
паных. Уголковые рабочие стержни конструкции обычно состоят из двух
Фиг. 62. Типы составных сечений из Фиг. 63. Типы составных сечений из шнел-
уготков леров
и четырех уголков (фиг. 62). Компонуя уголки попарно, можно получить
сечения стержней, удобные для прикрепления в узлах п равноустойчивыс
относительно основных осей.
Стержни из четырех уголков многодельны и применяются сравнительно
редко; при больших усилиях выгоднее компоновать стержни нз более
мощных профилей (швеллеров, двутавров).
Более экономичны уголки с меньшими толщинами. Сечения из тонких
хтолков лучше работают на продольный изгиб и поэтому выгоднее в сжа-
тых стержнях. Растянутые элементы в клепаных конструкциях рассчиты-
ваются с учетом ослабления площади, которое при данном диаметре за-
клепок тем меньше, чем тоньше полки уголка.
§ 4. ШВЕЛЛЕРЫ
Размеры швеллеров (ОСТ 10017-39) и все их геометрические харак-
теристики определяются номером швеллера (фиг. 61, в), который соответ-
ствует высоте стенки швеллера, выраженной в сантиметрах. Сортамент
включает швеллеры от № 5 до № 40. Начиная с № 14, швеллеры имеют
несколько толщин стенки (2—3) с градацией через 2 мм.
Швеллеры прокатываются длиной до 19 м. Заказные длины швеллеров
обычно принимаются в 6, 9 и 12 .и.
Подобно уголкам швеллеры в стержнях, работающих па осевую силу,
применяются в спаренном виде, что дает сечения, симметричные и доста-
точно устойчивые относительно двух осей (фиг. 63). Швеллеры применяются,
главным образом, в тяжелых стержневых конструкциях (мостах, больше-
пролетных рамах и т. п.), а также в качестве колонн и легких балок. Прн
работе на косой изгиб швеллер является более рациональным, чем обыч-
ный балочный профиль — двутавр, так как он имеет более широкую полку
л больший момент инерции относительно оси у — у.
Диутавры
87
§ 5. ДВУТАВРЫ
I. Обыкновенные дну гавры(ОСТ 10016-39). Двутавры (фиг. 61, г),
гак же как 11 швеллеры, обозначаются номером, соответствующим их вы-
соте, выраженной в сантиметрах. В сортамент входят двутавры от № 10
до № 60. Начиная с № 20, двутавры прокатываются с несколькими толщи-
нами стенки (2 3) с градацией через 2 .им.
Двутавры прокагываюкя длиной до 19 м. Заказные длины двутавров
обычно принимаются и 6, 9, 12 м, от № 30—15 м и от № 45—18 м.
Двутавр является основным балочным профилем. Благодаря сосредото-
чению материала в полках двутавры имеют большую жесткость относи-
тельно горизонтальной осн х— х. Чем тоньше стенка, тем выгоднее сече-
ние балки с точки зрения ее работы на изгиб. Однако по условиям тех-
нологии прока ikii Степки двутавров получаются значительно толще, чем
эго требуется из условия их устойчивости. Полки обыкновенных двутавров
имеют небольшую ширину, что с одной стороны, делает такие двутавры
малоустой швыми относительно оси у—у и, с другой, — часто затрудняет
размещение на полках заклепок требуемого диаметра. Полки двутавров
Фиг. 64. Типы составных сечений из дву-
тавров
Фиг. 65. Прокатные широкополоч-
ные двутавры
имеют значительный уклон внутренних граней (1:6), что затрудняет сты-
кование двутавров и постановку на полках заклепок и болтов (фиг. 61, г).
Применение прокатного двутавра в виде конструктивного элемента
снижает трудоемкость изготовления и стоимость конструкции.
Иногда прн значительных усилиях двутавры применяются в стержнях,
работающих па осевую силу (например, колонны). В этом случае целесо-
образно применять составные сечения из двутавров (фнг. 64) для создания
стержня, равноустойчпвого в двух плоскостях.
Применение двутавров с толстыми стенками (типа Ъ и с по сортаменту)
при работе их па изгиб нерационально. Профили с толстыми стенками
можно применять в стержнях, работающих на осевую силу, когда нужна
большая площадь сечения. Однако они не являются ходовыми, и получение
их может потребовать специального заказа.
2. Широкополочные двутавры. Широкополочные двутавры про-
катываются на специальных мощных станах. Высота широкополочных балок
достигает 1 000 мм. Отношение ширины полок к высоте колеблется от
д = 1:1 (при малых высотах) до *=1:2,5 (при больших высотах)
(фиг. 65). Широкие полки придают профилю устойчивость относительно
оси у—у.
Конструктивные преимущества и мощность сечений дают возможность
применять широкополочпый двутавр в виде самостоятельного элемента
(колонны, балки), не требующего почти никакой обработки. Широкополом-
88
Сортамент
ные двутавры находят широкое применение в каркасах нысогных граж-
данских зданий, в мостах и тяжелых элементах промышленных конструк,
ций. Применение широкополом»ых двутавров снижает трудоемкость изго-
товления конструкций в 2—3 раза С 1951 г. на рельсобалочных
станах в СССР прокатывается ограниченное количество профилей дСу.
тавровых балок с уширенными против обыкновенных дну тавров полками,
которые частично возмещают широкополойи не двутавры.
3. Сварные двутавры. Широкое распространение получили свар-
ные двутавровые профили (фиг. 66, а), заменяющие прокатные широкополоч-
ные двутавры.
Развитие автоматической сварки создает условия для производства дву-
тавров из универсальной стали по определенному сортаменту. Наличие
сортамента дает возможность пользоваться сварными двутаврами гак же,
как прокатными. Возможно также изготовление специальных профилей для
сварных широкополочных двутавров (фиг. 66, б).
Фиг. 66. Сварные широкополочныс дву- Фиг. 67. Типы составных сече-
тавры пий из тавров
4. Тонкостенные двутавры. Весьма экономичны и удобны тонко-
стенные двутавры, в которых толщина стенок принимается минимальной по
' I
условиям устойчивости h
Благодаря выгодному размещению металла
в сечении эти профили в легких балочных конструкциях оказываются на
30-5-Зо*/< более экономичными, чем обычные двутавры.
Из-за незначительной потребности в тонкостенных двутаврах выпуск их
пашей промышленностью пока не организован.
§ 6. ТАВРЫ
Весьма удобным профилем в сварных конструкциях являются тавры
(фиг. 61, д). Тавры могут заменять спаренные уголки в сварных фермах;
из них можно составлять двутавровые сечения балочного типа (фиг. 67).
Крупные тавры не прокатывают, так как при наличии шнрокополоч-
ных двутавров они .могут быть заменены разрезанными вдоль двутаврами.
Мелкие тавры применяются в металлических переплетах.
§ 7. ТРУБЫ
Стальные бесшовные трубы (ГОСТ 301-44) диаметром от 5 до 426 мм
и толщиной стеиок от 0,5 до 20 мм благодаря симметричности сечения и
большой его жесткости являются прекрасным профилем для элементов, рабо-
1 ГПИ Проектстальконструкция, К вопросу об установке станов для прокатки
тшфокоиолочиых двутавров, 1УН.
Тонкостенные профили
89
гаюишх на центральное сжатие. Стальные трубы применяются в башнях,
мачтах, а в отдельных случаях в фермах и центрально нагруженных колон-
нах и стойках.
Трубы являются наиболее коррознестойкнм профилем, так как имеют
обтекаемую поверхность, на которой пыль и влага не получают значитель-
ного скопления. Для зашиты от коррозии внутренней поверхности труб их
герметически закрывают или заполняют бетоном.
§ 8. ТОНКОСТЕННЫЕ ПРОФИЛИ
В легких элементах стальных конструкций получают применение тонко-
стенные профили постоянной толщины. Тонкостенные профили изготовляются
из тонкой (1 — 4 лгяг) холоднокатаной листовой стали или ленты шириной
Фиг. 68. Сечения из тонкостенных профилей
до 600 л/.к. Путем штамповки, гибки на специальных гибочных машинах
или холодной прокатки на профилировочных машинах можно получить тон-
костенный профиль любого очертания (фиг. 68).
Тонкостенные профили употребляются в виде готовых элементов — про-
гонов, ригелей фахверка, настилов; их можно также соединять контактной
(точечной) сваркой и образовывать из них
элементы составного сечения — балки, ко-
лонны, фермы и т. п.
Применение в легких конструкциях про- И \_/ \_/ \
мышленного и гражданского строительства
тонкостенных профилей даег экономию ме- Фиг. *>9. Тонколистовые настнгы
талла в25-г-30°/в- В промышленном строи-
тельстве давно употребляются холодные кровли из волнистой стали (ГОСТ
3685-47), получаемой путем штамповки (фиг. 69, а). Для теплых кровель
специальных большепролетных зданий применяется тонколистовой ребристый
кровельный насгпл (фиг. 69, о), простой в изготовлении и удобный для
укладки утеплителя и гидроизоляции. В настоящее время , Техническими
правилами но экономному расходованию металла, цемента и леса в строи-
тельстве" применение листового стального настила для кровель запрещено.
Глава IV
СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
§ 1. ВИДЫ СВАРКИ
Сварка представляет собой процесс молекулярного соединения свари-
ваемых металлов путем местного нагрева их до жидкого (при дуговой сварке)
пли вязкого (при контактной сварке) состояния; этим она принципиально
отличается от механического соединения заклепками или болтами.
Основоположниками сварки являются русские ученые и инженеры:
В. В. Петров, открывший явление электрической дуги (1802 г.), II. Н. Бенардос,
предложивший все распространенные в настоящее время методы электри-
ческой сварки (ISS2 г.), и Н Г. Славянов. разработавший аппаратуру и
внедривший в производство метод электродуговой сварки металлическим
электродом (1888 г.). Как вид соединений строительных конструкций сварка
стала широко применяться, лишь начиная с 20-х годов текущего столетия.
Опыт применения сварки, накопленный за три десятилетия, и научно-
теоретические и экспериментальные исследования в области технологии
сварки, прочности сварных соединений н усовершенствования сварочного
оборудования показали несомненные Преимущества этого вида соединений,
и в настоящее время в СССР более 85°/0 всех конструкций изготовляются
сварными. Сварка позволяет придавать конструкциям и сооружениям наибо-
лее рациональные конструктивные формы, упрощает и вместе с тем широко
автоматизирует процессы изготовления, что дает возможность снизить тру-
доемкость изготовления конструкций, сократить сроки изготовления и улуч-
шить качество конструкций. Сварка позволяет создавать новые конструк-
тивные элементы (например, прутковые фермы и др.), изготовление кото-
рых возможно только методом сварки.
В стальных конструкциях в основном применяются следующие виды
сварки:
1) электрическая: а)дуговая — ручная и автоматическая, б) контактная —
точечная;
2) газовая — кислородно-ацетиленовая.
1. Ручная электрическая сварка
Наибольшее распространение при изготовлении стальных конструкций
имеет ручная дуговая электрическая сварка металлическим электродов
(фиг. 70).
При дуговой электрической сварке расплавление кромок соединяемых
элементов производится сварочной дугой, возбуждаемой между концов
электрода и изделием.
Источником тока могут быть генераторы, дающие в цепь постоянный
ток, или сварочные трансформаторы, дающие переменный ток (см. главу VII,§6).
Виды сварки
91
Ручная электрическая сварка обладает наибольшей универсальностью;
она применима как в заводских, так ив монтажных соединениях, имеет
простое и портативное оборудование и поэтому, несмотря на широкое внед-
рение за последние годы автоматической сварки, все еще является основным
видом сварки.
а) Технология дуговой сварки
Процесс сварки начинается с зажигания сварочной дуги, для чего свар-
щик легким прикосновением конца электрода к изделию создает короткое
замыкание цепи. На поверхности касания происходит большое выделение
тепла, металл расплавляется, окружающий воздух разогревается. В этот
момент сварщик быстро отводит конец электрода от изделия на 2—3 мм,
и промежуток заполняется легко ионизирующимися парами металла. В этих
условиях достаточно иметь на копнах анода и катода (изделие и электрод)
напряжение порядка 50 в, создаваемое источником тока, чтобы установился
стационарный дуговой разряд.
Фиг. 70. Схема ручной электродуговой
сварки металлическим электродом
Фиг. 71. Схема сварочной дуги
1 — капля расплавленного металла;
2— положительный столб: 3— ва та:
4 — пламя (ореол); 5—электрод (ка-
тод); 6 — изделие(анод)
При установившемся сварочном процессе напряжение в дуге снижается
до 15 -г- 30 в. Сила тока в зависимости от толщины свариваемых элементов
при ручной электросварке равна 150: 500 а От силы тока зависят коли-
чество выделяемого тепла, глубина расплавления металла и скорость сварки.
На фиг. 71 схематически изображены основные элементы сварочной дуги.
Основным элементом сварочной дуги является положительный столб дуги—
пространство, заполненное электронами и ионами металла, между концом
электрода и изделием. При установившемся процессе положительный столб
дуги внешне нейтрален; отрицательно заряженные электроны нейтрализуются
положительными ионами. Заполнение столба дуги, которое по его свойствам
можно уподобить однородному газу, получило название электронной плазмы.
Положительный столб имеет наивысшую температуру по оси 6000 : 7000°.
Температура катода сварочной дуги составляет 2400°, анода — 2650°.
Катод и анод при сварке постоянным током образуются электродом и
изделием, причем положительный полюс (анод) как обладающий большей
температурой обычно присоединяется к изделию (прямая полярность). При
сварке тонких листов (до 3 ж.и) принимается обратная полярность.
Сварочная дуга вызывает интенсивный местный нагрев; металл изделия
в зоне горения дуги быстро достигает жидкого состояния, образуя так
называемую ванну расплавленного металла. Металл на конце электрода
также расплавляется и под действием сил поверхностного натяжения полу-
чает сфероидальную, каплевидную форму.
02
Сварные соединения
Подвергаясь воздействию высокой темпера гуры положи i единого столба,
капли металла частично переходят в газообразное состояние, заполняя ду-
говой промежуток ионизированными нарами металла, частично переносятся
в жидком виде на изделие.
Перенос металла происходи г всегда независимо о г направления тока
от электрода к изделию, в основном крупными каплями. Отделение канЛц
от электрода является следствием весьма многих причин., из коюрых пер-
вичной является изменение формы конца расплавлению! о элешрода от ки-
пения металла; прн этом конец электрода периодически удлиняется, а попе-
речное сечение суживается, образуя перехваты. В некоторые моменты конец
электрода касается изделия, производя короткие замыкания; плотность гока
резко повышается, суженные места электрода вскипаю г и происходит раз-
рыв между каплей и остальной частью электрода (фиг. 72). Эго явление
имеет характер взрыва, сопровождаемого треском, характерным для rope-
п..ч дуги.
Перемещению металла к изделию способствую! электромагнитные силы,
которые при концентрическом магнитном поле вокруг проводника произво-
Фиг. 72. Схема отделения капли от элек-
трода
Фиг. 73. Схема потолочной
сварки
дят на него радиальные сжимающие воздействия; э!и давления ускоряют
обрыв шейки и при наличии перехвата дают продольные составляющие уси-
лия, способствующие перемещению металла. Как видно, все эти причини
не зависят от направления гока; они же определяют возможность потолоч-
ной сварки, т. е. переноса капли металла снизу вверх (фиг. 73).
Под влиянием электромагнитных сил в зоне горения дуги происходит
движение газов, направленное о г электрода к изделию и вызывающее давление
дуги на расплавленный металл изделия. Эго давление дуги образует в ванне
расплавленного металла небольшое углубление (кратер), вытесняя жидкий
металл из зоны горения дуги и тем самым способствуя более глубокому
расплавлению металла изделия. Если после окончания сварки металл быстро
остывает, то кратер не успевает заполниться расплавленным металлом
электрода и в шве остается углубление, которое является местным ослабле-
нием сечения металла и часто служит началом трещин, появляющихся от
температурных напряжений или в процессе эксплуатации, в особенности при
динамических воздействиях. Поэтому в процессе сварки следует принимать
.меры для ликвидации в швах застывших кратером путем заплавлеиия их,
вывода за пределы рабочего сечения шва и последующей вырубки п г. и.
В ванне жидкие металлы электрода (присадочный металл) и изделия
(основной металл) смешиваются, образуя однородный сплав. Заполнение
пространства между свариваемыми изделиями, т. е. образование шва, про-
исходит, таким образом, за счет добавления присадочного металла.
Тотщипа слоя основного металла, перешедшего н расплавленное состоя-
ние, называется глубиной провара. Практически при обычной ручной
Виды сварки
93
сварке глубина провара достигает I - 2 .«.и; при специальных видах сварки, ав-
томатической пли методом глубокого проплавления (см. ниже), она значительно
повышается. При недостаточном разогреве изделия основной металл может
вообще не иерейтн в жидкое состояние, присадочный металл застынет на
изделии отдельной массой, и молекулярного соединения металлов в один
сплав не произойдет. Такое явление называется непроваром.
При чрезмерном разогреве изделия возможны интенсивное проникание
кислорода воздуха вну трь стали и ее загрязнение окислами, а также выго-
рание углерода, марганца и других необходимых компонентов стали, что
резко снижает ее прочность. Такое явление называется пережогом. Переж-
женный металл не может быть исправлен и должен быть полностью удален
из сварного соединения.
Соприкасание расплавленного металла с воздухом оказывает вредное
влияние па качество шва. Находясь в капельном состоянии при переходе
с электрода на изделие, жидкий металл поглотает из воздуха кислород и
азот, которые, частично растворяясь в нем, делают структуру наплавлен-
ного металла хрупкой и неоднородной, склонной к старению.
Кислород, соединяясь с расплавленным металлом, образует закись FeO
it окись Fe.2O, железа, которые загрязняют металл, оставаясь в нем в виде
механических включений. Кроме того, в присутствии кислорода интенсивно
выгорают углерод, кремний и марганец, что также понижает механические
качества шва. Азот образует с железом нитриды —иглообразные кристаллы,
пронизывающие и расщепляющие основную ферритную массу металла. При-
сутствие азога и кислорода в стали сильно снижает се пластические свойства
п в особенности ударную вязкость. Чем больше длина дуги, тем большее
количество кислорода и азога переходит из воздуха в шов; поэтому сварка
короткой дугой (~ 2 мм) улучшает качество шва. Указанные вредные влия-
ния особенно резко проявляются при сварке голыми электродами,
когда металл остается без защиты против воздействия атмосферы. К тому
же незащищенный металл быстро остывает и при наличии достаточного
количества углерода закаливается; выделяемые из расплавленного металла
газы, а также попадающие в пего неметаллические включения при быстром
остывании металла не успевают выйти на поверхность и остаются внутри шва
в виде пузырьков и шлаковых включений. Таким образом, при сварке голыми
электродами шов получается хрупким и пористым с неоднородной структурой.
Механические свойства такого шва невысокие: предел прочности —
25 4- 35 кг/мм-, предел текучести — 22 : 30 кг/мм*, удлинение — 3 4®/0,
ударная вязкость — около 1 кгм/см". К тому же сварка голыми электродами
затруднена из-за недостаточно устойчивого горения дуги. Поэтому сварка
голыми электродами запрещается.
Советская литература по технологии сварки крайне обширна. Фундамен-
тальной работой в этой области является книга акад. К. К. Хренова и
В- И. Ярхо „Технология дуговой электросварки" (Машгиз, 1940).
б) Электроды
Для защиты металла от воздействия воздуха п для улучшения структуры
металла шва, а также для облегчения ведения процесса сварки электродная
проволока покрывается обмазками. Обмазка, или покрытие электрода,
представляет собой слой смеси определенной толщины из неметаллических
и металлических компонентов, нанесенный и закрепленный па поверхности
электрода. Обмазки применяются дттух родов: тонкие, нли стабилизирую-
щие (ионизирующие), и толстые, или качественные.
°4
Сларные соединения
С та о и лизирую ШН с обмазки покрывают электрод топким слоем(ад
весу нт ботес 10% веса электрода) и предназначены в основном для облег-
чения процесса дуговой сварки путем ионизации цуговою промежутка.
Электроды без стаоилизиртющих обмазок как было укизапо, дают неустой-
чивую. часто прерывающуюся дугу, ведут к разбрызгиванию мегалла, пере-
греву в в результате перегрева — к сильному окислению сварочной ванны.
Обычной стабилизирующей обмазкой является покрытие из мела (углекислого
кальция), разведенного в жидком стекле. Стабилизирующие обмазки не
влияют на металлургические процессы прн сварке и пс представляют серьез-
ной защиты металла от вредного воздействия воздуха, но все же дают более
плотный металл с более постоянными механическими характеристиками шва,
хотя и уступающими основному металлу. Предел прочное!и металла шва
при тонких обмазках (электроды марки Э34) — 34 4-40 кг/мм\ предел
текучести — 254-30 кг/.и.и3, удлинение — 6 4-10%.
качественные обмазки служат для регулирования металлургических
процессов при сварке, а также для улучшения качеств наплавленного металла.
Эти обмазки покрывают электродную проволоку слоем 1—1,5 мм и соста-
вляют примерно 20—30% от веса электродов.
Состав качественных обмазок весьма сложен и содержит следующие
основные элементы.
а) Шлакообразующие элементы (марганцевая руда, титановый
концентрат, полевой шпат и др.), покрывающие тонким слоем шлака рас-
плавленный металл в ванне и отделяющиеся от электрода капли; шлак защи-
щает жидкий металл от соприкасания с воздухом и от воздействия кислорода
и азота. Наплавленный металл остывает под слоем шлака значительно мед-
леннее, что способствует выходу на поверхность пузырьков газа и различ-
ных неметаллических включений.
б) Газообразующие элементы (крахмал, торф и другие органи-
ческие элементы), также защищающие расплавленный металл от воздействия
азота и кислорода.
в) Раскисляющие элементы (ферромарганец и др.), имеющие
большое сродство с кислородом, связывающие кислород и рафинирующие
наплавленный металл.
г) Легирующие элементы (графит, различные ферросплавы), вхо-
дящие в металл шва в виде компонентов, улучшающих его механические
качества.
д) Стабилизирующие элементы (мел и др.), ионизирующие
дуговой промежуток.
е) Стальные порошки, повышающие производительность сварки,
дающие экономию дефицитных ферросплавов и электродной проволоки я
улучшающие стабильность дуги.
Металл, наплавленный качественными электродами, получается мелко-
зернистой структуры, без пор ь посторонних включений. По механическим
качествам он не уступает основному металлу и при надлежащем подборе
легирующих добавок может соответствовать различным маркам стали.
В строительных конструкциях пользуются электродами, дающими предел
прочности металла шва 424-48 кг/мм'1 предел текучести — 284- 29 кг/мм*,
удлинение — 18 4- 24%, ударную вязкость—84- 12 кгм/см\ угол загиба — не
менее 120° (электроды марки Э42). На качество наплавленного металла, а
также на самый сварочный процесс оказывают влияние и металл электрод-
ного стержня, и, главным образом, содержание в нем углерода. Для сварки
малоуглеродистых и низколегированных сталей применяется электродная
проволока с содержанием углерода не более 0,2%.
Виды снарки
9’>
При большом содержании и электродной проволоке углерода последний
при переходе па изделие интенсивно соединяется с кислородом н азотом
воздуха, образуя газообразные продукты, которые, смешиваясь с расплав-
ленным металлом, вызывают при быстром остывании пористую структуру
шва. При содержании углерода в проволоке более О,2п/о металл шва начи-
нает обнаруживать склонность к усадочным трещинам, п особенности при
сварке низколегированных сталей. Поэтому при сварке последних приме-
няются электроды Э55Л с пониженным содержанием углерода, со спецпаль-
UI,ьми обмазками (УОНИ-13/55, ЦЛ и др.), дающие предел прочности 55 кг/мм*,
предел текучести 40 4-45 кг/мм* и ударную вязкость до 20 кгм/см\ Мар-
ки советских электродов крайне разнообразны и обеспечивают высокое ка-
чество сварки любых сталей *.
в) Сварка с глубоким проплавлением
Значительное и всестороннее улучшение процесса ручной электрической
сварки дает метод сварки с глубоким проплавлением (получивший одно время
условное название сварки ультракороткой дугой — УКД). При сварке этим ме-
тодом применяются электроды с тугоплавкой обмазкой, что дает возможность
Фиг. 75. Схема горения дуги иод
• флюсом
плотно прижимать в процессе сварки конец электрода к изделию; на конце
электрода образуется небольшой чехольчик из нерасплавившейся обмазки,
внутри которого горит дуга (фиг. 74). Таким образом, зазор между концом
электрода и изделием отсутствует; сварочная дуга, ограниченная внешним
чехлом обмазки, концентрированно передает тепло основному металлу сва-
риваемого изделия, усиливает его расплавление и формирует шов с глубо-
ким проваром. Благодаря глубокому провару шов образуется в значитель-
ной степени за счет расплавления металла соединяемых изделий, что
позволяет уменьшить количество присадочного металла до бО’/ц-
Короткая дуга, горящая под защитным чехлом из обмазки, имеет незна-
чительное соприкасание с атмосферой, что обеспечивает плотную структуру
шва с минимальным количеством кислорода и азота и улучшает механиче-
ские качества шва.
Испытания металла шва, выполненного методом глубокого проплавления,
показали весьма высокие его механические свойства: предел прочности
53-S-56 кг/мм* и относительное удлинение—15-j-24°/(l.
А. А. А л о в, Электроды для дуговой сварки, Машгиз, 1947. Справочные мате-
риалы для сварщиков, под рсд. Г. А. Николаева, Машгиз, 1951.
Сварные соединения
Сварка с глубоким проплавлением производигея на повышенных силах
тока (400-4-600 а), что, с одной стороны, обеспечивает наибольшую глубину
провара, а с другой. — дает возможность увеличить скорость ведении
сварки и тем самым повысить производительность сваришков в <,5-4-2 раза1.
2. Автоматическая сварка
При изготовлении стальных конструкций широко применяется автомати-
ческая скоростная сварка под слоем флюса по методу, разработанному
Институтом этектросваркп Академии паук УССР под руководством акад.
Е. О. Патона4.
Сварочная головка, имеющая автоматическое электроуправлсипс, пере-
двигается вдоль шва и подает голую электродную проволоку к месту сварки.
Подготовленное место сварки засыпают перед электродом слоем флюса
(гранулированного шлака) из трубки, перемещающейся вместе со сварочной
головкой. Флюс удерживается от рассыпания ограничительными пластинками
(фиг. 75).
Замыкание электрода с изделием происходит иод слоем флюса. При
замыкании конец электрода под воздействием большой силы тока мгновенно
расплавляется и металл испаряется, образуя ионизированный промежуток,
в котором возникает сварочная дуга.
Флюс под воздействием высокой температуры частично расплавляется и
образует вокруг дуги плотную оболочку, полностью предохраняющую дугу
от атмосферного воздействия. Подбором компонентов, входящих в состав
флюса, можно регулировать .металлургический процесс, происходящий и сва-
рочной ванне, так как в расплавленном состоянии эти компоненты вступают
в химическую реакцию с металлом. Так, например, введением и состав
флюса окпелов .марганца компенсируют потерю марганца в металле и резуль-
тате испарения его под воздействием высокой температуры.
Автоматическая скоростная сварка обеспечивает большую производи-
тельность (от Ю до 40 раз больше чем при ручной сварке) и высокое
качество сварного шва. Большие силы тока (порядка 1 000 4- 2 000 а) дают
возможность вести сварку со скоростью 40-4-50 м/час н более. Чем больше
толщина свариваемых элементов, тем больше сила тока и относительно
выше производительность сварки.
Сильная концентрация тепла в ограниченном пространстве шлаковой
оболочки обеспечивает большую глубину провара и позволяет на больших
силах тока сваривать листы толщиной 70-4-100 мм за один проход с боль-
шой скоростью. Благодаря защите расплавленного металла слоем флюса и
шлака от воздействий наружной атмосферы в металле шва содержится
ничтожное количество азота (0,001 -4- О,ООЗ°/о) и кислорода (0,012-4-0,03%).
Металл шва, медленно остывая под слоем флюса и шлака, легко освобож-
дается от пузырьков газа и обладает большой плотностью. Механические
свойства его весьма высокие: предел прочности — 42 -4-53 кг/мм*, предел
текучести — 25-4-37 л-г/.к.и4, ударная вязкость 10-4- 15 кгм]сма-, угол загиба
достигает 180'.
Помимо указанных основных преимуществ, автоматическая снарка обла-
дает еще следующими достоинствами:
1) вследствие защиты дуги флюсом тепло концентрируется на .малом
участке шва. отчего получается глубокий провар;
гиз 1970^” ^еси®ков’ Скоростная члг-ктродугоная сварка с глубоким проваром. Main*
ь Е. О. П а т о и. Скоростная антомаги геская сварка под слоем флюса, Мини из, 1941-
Ниды сварки
97
2) iici вширь на угар и разбрызгивание; эго дает экономию в расходе
ллек1 родной проволоки;
.3) сварка производи гея голой проволокой, поэтому отпадает сложный
процесс покрытия проволоки обмазкой;
4) не гребутся защипа глаз сварщика or действия дуги и специальной
псп шлянии рабочею места, гак как имеет моего лишь ничтожное выделе-
ние газов;
5) количество расходуемой электроэнергии относительно меньше, чем
при ручной сварке;
6) ввиду' полной автоматизации процесса упрощается тяжелый груд
сварщиков и отпадает необходимость в сварщиках высокой квалификации.
3. Контактная сварка
4
Фиг. 76. Схема контактной сварки
7 — первичная обмотка; 2 — вторичная обяот-
ка; 3—медные зажимы или электроды;
4 — свариваемые детали; 5—зона сварки
элементов из штампованных или
электрода, времени прохождения
мощности машины.
Контактная сварка отпоен гея к индустриальным автоматическим методам
сварки, так как осущесгпляется на специальных машинах, обладающих
большой производительностью и обеспечивающих высокое качество со-
единений.
При контактной сварке через свариваемые изделия пропускается ток
(фиг. 76). В месте касания свариваемых деталей возникает значительное
контактное сопротивление с большим выделением тепла. Металл разогре-
вается до пластического (сварка сопро-
тивлением) или жидкого (сварка оплавле-
нием) состояния, после чего разогретые
поверхности сжимаются. В результате
происходит молекулярное соединение ме-
талла.
При соединении внахлестку элемен-
тов небольшой толщины применяется то-
чечная сварка (фиг. 76). Обычные тол-
щины, свариваемые точечной сваркой,
составляют 6—12 мм, хотя на типовых
машинах можно сваривать пакеты тол-
щиной до 18 мм. Точечная сварка при-
обретает особое значение при внедрении
в стальные конструкции тонкостенных
холоднокатаных профилей.
Диаметр точек зависит от диаметра
тока, толщины свариваемых элементов и
Предел прочности одноточечного соединения при работе его на срез
в среднем равен 35 кг/мм\ в многоточечном соединении предел прочности
понижается на 18-4-20% вследствие явления шунтирования — утечки тока
через уже поставленные точки. Особенно велико снижение сопротивления
во второй точке; при многоточечном соединении точки работают более
равномерно, но со средними сопротивлениями, меньшими, чем у одноточеч-
ного соединения. Основными работами по точечной сварке являются работы
ЦНИИТМЛШ по технологии сварки* и ЦНИПС по применению ее в строи-
тельных конструкциях
u' С- Гельман, Контактная электросварка, Машгиз, 1949. импг
Н. Н. р ы к а л и и, Прочность сварных точечных соединений, сборник ЦНИПС
• сследования металлических конструкций*, Стройиздат, 1940.
И, А. Бах, Точечная сварка, .Сборник трудов Л1ИСИ* № 7, Госстройиздат, 1950.
7 Н с. Стрслвикий
9S
Свпоные соединения
4. Газовая сварка
Газовая сварка применяется в стальных конструкциях, когтя О1сутстпуст
электрический ток. а также при сварке тонких элементов и чугуна. В стро-
ительных конструкциях применяется кпслородно-ацетилеиовая сварка. Кисло-
род и ацетилен (С.,На) по-
даются гибкими шлангами из
баллонов и ацетиленового ге-
нератора и горелку, где сме-
шиваются и под давлением вы-
ходят наружу (фиг. 77). Аце-
тилен. сгорая и струе кисло-
рода, дает температуру около
3200°. Присадочный металл
получается от стальной прово-
локи, которая расплавляется в
пламени горелки и, смешиваясь
Фит. 77. Схема газовой (кислородно-ацетилено-
вой) сварки
с расплавленным металлом
изделия, образует сварной шов.
5. Основоположники электродуговой сварки
Электродуговая сварка возникла на основе работ выдающихся русских
ученых и изобретателей В. В. Петрова, Н. Н. Бенардоса u Н. Г. Славя-
иова, которые по праву считаются ее творцами.
Выдающийся русский физик академик Василий Владимирович Петров
открыл и исследовал явление электрической дуги (1802 г.) и первый
Н. Г. Славянов Н. Н. Бенардос
установил возможность использования тепловой энергии электрической дуги
для расплавления металлов. Для своих опытов акад. В. В. Петров построил
самую большую для того времени электрическую батарею. Свои наблюдения
Виды сварки
99
над iio3IIiii<i'<>bciihcm электрической дуги между электродами из различных
металлов В. В. Петров описывает следующими словами: „когда тонкая железная
„поволока, сообщенная г одним полюсом огромной батареи, будет употреб-
лена для опыта и поднесена к углю, то между ними является также больше
или меньше яркое пламя, от которого конец проволоки почти во мгновение
ока краснеет, скоро расплавляется и начинает гореть с пламенем и разбра-
сыванием весьма многих искр по различным направлениям".
В конце XIX в. русские ниженеры-нзобретателп Николай Николаевич
Бспардос н Николай Гаврилович Славянов первые в мире применили откры-
тую акад. Петровым электрическую дугу для сварки металлов и провели
первые исследования сварочного процесса, часть которых сохранила свою
актуальность до наших дней.
В 1882 г. Н. Н. Беиардос, работая в Петербурге, изобретает „способ
соединения н разъединения металлов непосредственным действием электриче-
ского тока". В качестве возбудителя
дуги Н. Н. Бспардос применяет уголь-
ный электрод. В 1885—1886 гг.
Н. Н. Бенардос получает на свой спо-
соб расплавления металлов дугой па-
тенты в России, почти во всех стра-
нах Западной Европы н в США.
Н. Н. Беиардос разработал осно-
вы почти всех способов электрической
сварки и резки металлов дугой, при-
меняемых в настоящее время, а также
большое количество остроумных при-
способлений и устройств, облегчающих
технику сварки и улучшающих ее ка-
чество.
В 1888—1891 гг. Н. Г. Славянов
разработал и запатентовал свое изоб-
ретение „способ и аппараты для элек-
трической отливки металлов". Это
изобретение представляет собой ши-
роко применяемый в настоящее вре- Е. О. Патон
мя способ электросварки металлов
посредством электрической дуги, образованной между изделием и метал-
лическим электродом.
В своих работах Н. Г. Славянов разрабатывал такие вопросы, как автома-
тизация процесса сварки, защита расплавленного металла от вредного воздей-
ствия воздуха шлакообразующими покрытиями, легирование наплавленного
металла ферросплавами, сварка изделия с предварительным подогревом и др.
В 1892 г. Н. Г. Славянов опубликовывает книгу „Электрическая отливка
металлов", в которой подробно излагает сущность и технику изобретенного
им процесса.
Советские ученые и инженеры, творчески развивая и совершенствуя
выдающиеся изобретения и исследования акад. В. В. Петрова, инженеров
Н. Н. Бенардоса и Н. Г. Славянова, основная сущность которых осталась
неизменной до наших дней, обеспечили приоритет советской науки и тех-
ники в области сварки и поставили нашу страну на первое место в мире
по применению сварки в металлических конструкциях.
Внедрение основного вида индустриальной и скоростной электродуго-
в°й сварки — автоматической сварки под флюсом — является заслугой
IPO
СмрнЫ:' еогОиненич
Героя социалистического трута дейсги. чл. ЛИ АССР проф. Fin синя Оскард.
вича Патона, родившегося в 1870 г. В 1929 г. акад. Е. О. Панги организовал
в Киеве при ЛН УССР электросварочную лабораторию, ил бале которой
в 1933 г. был создан Научио-исследовагельскиН пиегшуг тлекгросварцц
Акад. Е. О. Патон до настоящего времени является бессменным руководи,
гелем этого циститу га.
Основная деятельность Института электросварки направлена на область
механизации и автоматизации элек тродуговой снарки, приведшей к уставов-
ленню метода скоростном автоматической сварки пол флюсом. Разработка
автоматической сварки под флюсом явилась крупным шагом вперед в области
сварки металлических конструкций и важным техническим достижением
советской школы сварщиков.
Работы акад. Е. О. Патона создали твердую базу для широкого внед-
рения автоматической сварки в стальные конструкции всех назначений.
Автоматической сваркой под флюсом в настоящее время накладываются
швы всех направлений как в вертикальных, так и в горизонтальных пло-
скостях. свариваются кожухи домен, конструкции трубопроводов и листо-
вых конструкций, мостов н строительных конструкций.
В 1948 г. под редакцией акад. Е. О. Патона вышла в свег монография
..Автоматическая сварка под флюсом", в которой подробно рассматриваются
технология и техника автоматической сварки под флюсом и происходящие
при ней металлургические и химические процессы.
§ 2. СВАРОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ
1. Процесс нагрева и охлаждения изделия при сварке
В процессе сварки изделие подвергается нагреву сварочной дугой, пред-
ставляющей концентрированный источник тепла, передвигающийся по поверх-
ности изделия с равномерной скоростью. Благодаря теплопроводности металла
тепло от сварочной дуги распространяется по изделию, образуя вокруг дуги
температурное поле. Это поле через несколько секунд после начала нагрева
приобретает определенные размеры, стабилизируется и перемещается со-
вместно с дугой.
При наплавке металла на изделие большой толщины возникает объемное
температурное поле; при изделиях небольшой толщины температурное поле
практически можно считать плоским, т. е. принимать температуру по тол-
щине изделия одинаковой.
При неподвижном источнике тепла температурное поле характеризуется
круговыми изотермами (фиг. 78, а), при движущемся- изотермы вытяги-
ваются в овоидальные кривые (фиг. 78, б), более сосредоточенно располо-
женные впереди источника (вследствие быстроты нагревания) и более рас-
пластанные сзади (вследствие более медленного остывания благодаря наличию
горячего шва). По любому направлению от источника тепла температуря
падает по ьогнутой кривой (фиг. 78, б). Вопросы распространения тепла
по изделию при сварке хорошо изучены теоретически и экспериментально
советскими учеными. Основными работами в этой области являются работы
д-ра техн, наук Н. Н. Рыкалина ’.
1 Н. Н. Рыка л и и, Тепловые основы сварки, изд АН СССР, 1947. Расчеты
тепловых процессов ирв сварке, изд АН СССР, 1951.
Строчные напряжения и де/рормании
101
2. Структура металла в зоне сварки
Металл шва имеет литую структуру с крупными столбчатыми кристал-
лами, направленными перпендикулярно кромкам шва (фиг. 79). Литая сталь,
весьма часто пористая, имеющая неравномерное распределение своих компо-
fl/
центов (вследствие различной температуры
их выпадения из жидкого состояния), иногда
загрязненная, имеет более низкие механиче-
ские показатели, чем сталь прокатная. Одна-
ко если она нс загрязнена примесями и в осо-
бенности кислородом и азотом, хорошо за-
щищена и медленно остывает, то она может
обладать хорошей пластичностью и проч-
ностью, особенно при малых объемах. Этим
объясняются хорошие механические свой-
ства металла швов, наплавленных методом
глубокого проплавления или под слоем
флюса, также имеющих крупнозернистую,
столбчатую структуру.
Часть основного металла в зоне сварки
подвергается температурному воздействию
Фиг. 78. Изменение темпе-
ратуры основного металла
п — при неподвижном источнике
тепла: б — прн движения электро-
да вдоль шва
и изменяет свою структуру. Участок основного металла, в котором под дей-
ствием температурного поля изменяется структура, называется зоной
термического влияния. Ширина этой зоны зависит от скорости
сварки и силы тока и нормально составляет около 5—6 мм.
102
Сварные соединения
На фиг. SO показаны: сварной шоп с зоной iернического влияния и Крп.
пая максимальных темпера гур нагрева и: гелия. bieu. же и увя гкс с крииод
распределения температур дана диаграмма состояния сплава .
Фиг. 79. Столбчатые кристаллы металла шва
В соответствии с изменением температуры нагрева н скорости охлажде-
ния металла зона термического влияния имеет различные по структурному
изменению участки. В зависимости от структурного изменения основного
металла меняются и его механические свойства.
Первый участок — неполного расплавления, — непосредственно
примыкающий к литому металлу сварного шва, состоит из смеси застывших
жидких и твердых фаз и имеет резко выраженную крупнозернистую струк-
туру- В малоуглеродистых сталях этот участок практически сливается с на-
* Г. И. Погодин-Алексеев, Теория сварочных процессов, Машгиз, 1945.
Строчные напряжения и деформации
103
плавленным металлом, в сталях с повышенным содержанием углерода он
заметно выделяется.
Второй участок — перегрева — находится в интервале температур от
ц00 до 1400' (температура плавления). Здесь получается грубая, крупно-
зернистая структура с весьма неравномерным зерном. В малоуглеродистых
сталях при медленном охлаждении (сварка электродами с толстой обмазкой
пли иод слоем флюса) па этом участке феррит часто приобретает игольчатое
строение (вилмаиипедгона структура). Механические качества н, главным
образом, ударная вязкость на этом участке существенно снижаются. При
вибрационной нагрузке здесь могут появиться трещины усталости.
Тро гий участок — нормализации — находится в интервале темпе-
ратур от 880-:- 900 до 1100°. Этот участок имеет весьма благоприятную
мелкозернистую структуру н высокие механические характеристики, обычно
более высокие, чем у основного металла, не затронутого действием темпе-
ратуры сварочной дуги.
Четвертый участок-—неполной перекристаллизации — вклю-
чает металл, нагретый от температуры 720 до 900°.
На этом участке металл подвергается неполному отжигу, и здесь наряду
с зернами нормальной (для прокатного металла) величины появляются мел-
кие зерна перлита п феррита, подвергшихся вторичной рекристаллизации.
Этот переходный участок имеет ширину 1,5—2 мм.
Пятый участок — рекристаллизации (интервал температур —
500 4- 720°) — появляется в наклепанном металле в результате роста зе-
рен нормальной (равноосной) ориентации, раздробленных до нагрева пред-
варительной механической обработкой металла. Если основной металл
имеет зерна, вытянутые в направлении прокатки, то после рекристал-
лизации он будет состоять из мелких равноосных зерен перлита и фер-
рита. Повышенная твердость наклепанной стали после рекристаллизации
исчезает.
В основном металле, нагреваемом ниже температуры 500°, никаких
структурных изменений не происходит. Однако необходимо помнить, что
у стали в интервале температур 200 4-300° возникает явление синелом-
кости, т. е. повышенной хрупкости, что может явиться причиной развития
трещин при сварке.
Как видно из изложенного, структура и механические свойства стали
в зоне термического влияния весьма разнообразны, причем в зависимости
от продолжительности нагрева и остывания, а также от химического состава
основного и наплавленного металлов они могут претерпевать значительные
видоизменения. Резкое различие структуры на небольшом участке зоны
термического влияния является причиной возникновения структурных напря-
жений и может стать источником межкристаллической коррозии, а также
трещин вследствие неодинаковости поведения при остывании металла на
различных участках зоны.
3. Возникновение сварочных напряжений и деформаций
Температурное воздействие сварки на конструкцию вызывает внутренние
напряжения, а так'же различного вида деформации — коробление, изменение
длины и т. п.
Сварочные напряжения и деформации и влияние нх на конструкцию пока
еще мало изучены, и этот вопрос является одной из основных проблем
сварных конструкций. От величины и характера сварочных напряжений и
Деформаций зависит пригодность конструкций к эксплуатации. Наиболее
Ii>4
Свапные соединении
полные псслетоваппя температурных напряжений и деформаций произведены
проФ. Г. А. Николаевым и проф. II. (X Окероломом '.
Характер сварочных иапряжепи!! п причины их возникновения различны.
Сварочные напряжения могут быть вызнаны как неравномерным распре-
делением температур при сварке (тепловые напряжении), >ак и шруктур.
ными превращениями стали в процессе сварки (струк|урные напряжения).
Сварочные напряжения могу г быть временные, существующие лишь
прн определенном температурном состоянии в процессе сварки, и оста-
точные (называемые также усадочными), остающиеся в toionoai изделии
после окончания сварки. Наибольшее значение с точки зрения эксплуатацион-
ных качеств конструкции имеют остаючныс напряжения. Осытточиые напря-
жения появляются в результате неравномерного распределения температуры
при нагревании и пластических деформаций, возникающих в процессе сварки.
Напряжения могут быть л и н е II я ы м н. плоскост и ы м н и о б ь с м и ы м и.
Наиболее опасными являются объемные и плоскостные напряжения, пони-
жающие пластические свойства материала.
Если напряжения возникают в результате закрепления свариваемого эле-
мента какими-либо внешними связями и исчезают после удаления этих связей,
то они называются реактивным и. Наконец, напряжения могу i бы гь п р о-
дольные, направленные параллельно оси сварного шва, и попереч-
ные. направленные перпендикулярно оси шва.
Сварочные деформации возникают от неравномерною нагрева изделия
в процессе сварки и частично остаются в нем в резулыате усадки при
остывании сварного шва и разогретого основного металла. Деформации
могут быть местные, в виде отдельных выпучин или искривлений, и общие,
когда все изделие в целом (например, балка) получает искривление пли
укорочение. Наличие значительных деформаций может сущеегвенпо умень-
шить несущую способность конструкции или сделать се непригодной для
эксплуатации, и поэтому они недопустимы.
Сварочные деформации и напряжения получаются оттого, чго свободным
деформациям фибр нагреваемого элемента мешает слитность детали в целом.
Так, например, при наложении на кромку полосы валика наплавленного
металла температурные удлинения отдельных фибр полосы, если предпола-
гать их свободными, должны были бы меняться по криволинейному закону
изменения температуры в полосе (фиг. 81, а). В действительное!и же дефор-
мации слитной полосы следуют прямолинейному закону изгиба. Разность
между свободными и фактическими деформациями погашается возникающими
от этой разности температурными напряжениями (фиг. 81, б).
В зоне с температурой более 600° температурные напряжения отсут-
ствуют, поскольку здесь металл находится в пластическом состоянии. При
этом более нагретые фибры получают от соседних, с ними связанных и менее
нагретых фибр сжимающие воздействия, препятствующие развитию дефор-
маций более нагретых фибр. В результате зона металла, разогретая до
температуры выше 600°, получает усадку в виде остаточных деформаций.
Температурные напряжения являются уравновешенными. Этим условием
(т. е. равенством нулю суммы напряжений и суммы моментов эпюры темпе-
ратурных напряжений) определяется положение прямой линейных деформаций
изгиба полосы, характеризующей кривизну изгиба.
'iu сего И|оГэЛ а е В И Н- Н. Рыкали и, Деформации при сварке конструкций,
JB3 Ari f 134-j.
S’ S’ Окерблом, Сварочные напряжения и деформации, Машгиз, 1948.
Н- О. О мерилом. Сварочные напряжения в металлоконструкциях, Машгиз, 1950.
Сварочные напряжения и деформации
103
При ociMHauiiii кривая свободных темпера:урпых деформаций падает и
изменяется но форме, выравнивается, так как более нагретые области осты-
naiof быстрее; остывающие фибры полосы укорачиваются.
Наиболее ишснспвно и вместе с гем наиболее длительно остывают больше
всего разогретые облает металла; при этом остывании они получают от
связанных с ними соседних, менее нагретых и более жестких фибр воздей-
ствия, препятствующие их укорочению, т. с. возбуждающие в них растяги-
паюптис напряжения. Таким образом, укорачиванию наиболее нагретых фибр
препятствуют смежные, менее нагрс-
пте и ранее ос гывшнс области металла.
В результате в остывшей полосе воз-
никает новая эпюра сварочных, теперь
уже остаточных напряжений с растя-
нутыми волокнами в области наиболь-
шего разотрсва (фиг. 81, в). Полоса
получает выгиб, обратный тому, кото
рый имелся в процессе нагрева, т. с.
выпуклостью к стороне, нс имеющей
наплавленного валика.
Форма эпюры остаточных напряже-
ний зависит от величины зоны пласти-
ческих деформаций нагрева и ширины
полосы и определяется уравновешен-
ностью эпюры. При небольшой шири-
не зоны разогрева, т. е. при малом
количестве вводимого тепла, что мо
жет иметь место при слабом токй- или
большой скорости сварки, интенсив-
ность падения кривой температурных
удлинений резко повышается (так как
разность температур зоны разогрева
всегда остается постоянной от темпе-
ратуры 1400° наплавленного валика до
600° у края зоны пластического со-
стояния стали, а длина зоны разогрева фш> 81 Схема свар()ЧНЫХ напряженИй
уменьшается); поэтому основная масса при наплавке валика на кромку полосы
металла разогревается слабо и ока-
зывает резкое противодействие свободным удлинениям разогретой зоны.
В результате возникают значительные пластические деформации нагрева,
которые при остывании вызывают большие остаточные (усадочные) дефор-
мации и напряжения со стороны наплавленного валика.
При увеличении силы тока зона разогрева увеличивается: кривая темпе-
ратурных удлинений получается более пологой, что приводит к уменьшению
пластических деформаций нагрева п в связи с этим к уменьшению пласти-
ческих деформаций после остывания, а также растягивающих остаточных
напряжений зоны разогрева. При сильном начальном разогреве растяги-
вающие напряжения на кромке полосы могут перейти в сжимающие с одно-
временным уменьшением зоны растягивающих пластических напряжений
(фиг. 81, г).
Аналогично увеличению силы тока на изменение эпюры остаточных напря-
жений при постоянном режиме сварки влияет уменьшение ширины полосы,
так как в более узкой полосе нагрев получается более равномерным (фиг. 82).
В более широких полосах остаточные напряжения увеличиваются.
Сварные соединена я
При скоростных методах сварки (лвюма гическая и сварка методом глу.
бокого проплавления) благодаря применению большой мощности тока разо.
грев полосы достигает значительной величины п временные темпера туриад
напряжения получаются небольшими, вслед-
ствие чего получаются небольшими и оста-
точные напряжения после остывания В це-
лях уменьшения остаточных напряжений в
отдельных случаях целесообразно создавать
искусственный разогрев средней части по-
лосы, выравнивающий температурные дефор.
нации.
Величину остаточных напряжений можно
определить разрезкой остывшего изделия па
полоски. При этом освобождаются усадочные
напряжения и изменяется длина полосок; по
приращению длины можно судить о напря-
жениях. Проф. II. О. Оксрблом разработал
Фиг. S2. Сваэочные напряжения
при разной ширине полосы я по-
стоянном режиме сварки
метод определения усадочных напряжений
путем расчета.
Из работ по определению остаточных
напряжений особенно должны быть отмечены
работы Академии наук УССР
При сварке двух полос встык за один
проход возникают как продольные, так и
поперечные сварочные напряжения. Эпюра
продольных напряжений как бы склады-
вается из двух эпюр, получаемых прн наплавке валика па кромку (фиг.
83, а); во время нагрева возникают значительные пластические деформа-
Q)
е> г> th
Фиг. 83. Сварочные напряжения
прн сварке встык
или. в соответствии с чем после остывания около шва появляются боль-
шие области растягивающих напряжений. На свободных кромках полос напря-
жения будут сжимающими.
Е. О. П а т о н, Б. М. Г о р б у и о в, Д. О. Берштейн,
навруг на ищите ть зварних конструкшй, изд. АН УССР, 1937.
Вт тлив
зс! дальних
Сварочные напряжения и деформации
W7
возникают, во-первых, от неодновременного
во-вюрых, от стремления изогнутых после
а)
'S
Фи г. 84. Деформации при
сварке встык
а — в разогретом от свзркн
металле; б — в остывшем со-
единении
л
Поперечные напряжена
наложения шва но длине
снарки полос выпрямиiвся.
В процессе наложения шва остывающий металл производит на ранее
наплавленную часы. воз.чейс i вия впенеиipemioiо сжатия, а сам подвергается
сынивапшо последующим наплавленным мегаллом. В результате получается
зшора поперечных напряжений, изображенная на фиг. 83, б. Свариваемые
встык полосы пзгпбаюк-я при сварке выпуклоси.ю
внутрь (фиг. 84); нрп осиявании полосы стремятся
разогнуться и принять форму выпуклостью наружу,
отчего возникаю г поперечные напряжения: растяги-
вающие— в средней части шва и сжимающие — но
краям (фиг. 83, в).
Результирующая шпора поперечных напряжений
(фиг. 83, г) получается, слсдовагельно, от сложения
двух указанных эпюр, причем характер се большей
частью следует второй эпюре. В средней части
стыкового шва возникает поле продольных и попе-
речных растягивающих напряжений, затрудняющих
развитие пластических деформаций и повышающих
возможности хрупкого разрушения (появление тре-
щин).
Высокие значения поперечных напряжений можно
значительно снизить прибегая к так называемому
обратно-сгупенчатому способу сварки (фиг. 83, д).
При этом способе шов накладывается отдельными
участками и притом гак, что направление сварки
па каждом участке идет в направлении, обратном общему направлению на-
ложения шва. Прн этом каждый новый участок заканчивается у застыв-
шего металла начальной части предыдущего участка и, стягивая его, сни-
жает возникшие ранее растягивающие напряжения.
В угловом шве также получаются поперечные усадочные напряжения,
так как жесткость соединяемых деталей препятствует свободному
сокра-
Фиг. 85. Распределение усадочных напряжений •
а — в однослойном угловом шве; б — в многослойном стыковой шве
щению шва в процессе охлаждения. Внутренняя часть шва при этом растя-
гивается, а поверхностный слой, остывающий ранее внутренних слоев,
оказывается сжатым (фиг. 85, а).
В многослойном угловом или стыковом шве (фиг. 85, б) каждый после-
дующий слой при своем остывании сжимает предыдущий, отчего усадочные
напряжения резко снижаются.
Следствием усадочных напряжений является поперечное искривление
(коробление) свариваемых деталей (фиг. 86).
IOS
Спорные соединения
При сварке двух полос в тавр эпюра продольных напряжений получается
по аналогии с наплавкой валика па кромку. Эти продольные напряжения
вызывают коробление детали (фиг. 87, а).
При двустороннем одновременном наложении продольных швов двутап.
рового сечения получается симметричная эпюра, не дающая искривлений ц0
продольной оси элемента. При последовательном наложении второй валик толь
ко в некоторой степени уменьшает искривления, полученные в результате нало-
жения первого валика (фиг. 87, о).
Прн сварке закрепленных де талей в шве и деталях развиваю гея псурац.
повешенные, реактивные растягивающие напряжения (вследствие сопроти-
вления закреплений сокращению шва). Эти напряжения, особенно при малых
расстоян! ях между закреплениями, могут достигнуть предела прочности и
Фиг. 8S. Коробление от поперечной усадки
привести к разрушению соединения. При неудачной своей ориентации они
совместно с основными напряжениями могут перевести металл в хрупкое
состояние. Такне напряжения весьма опасны, н их нужно всячески избегать,
сваривая детали при максимальной свободе их деформаций.
Борьба со сварочными напряжениями и деформациями должна вестись
путем рационального проектирования стальных конструкций и правильного
метода их изготовления. Следует помнить, что излишнее количество на-
плавленного металла в конструкции увеличивает сварочные напряжения.
В результате структурных и температурных напряжений в сварном изде-
лии могут появиться трещины. Трещины делятся на горячие и холодные.
Горячие трещины образуются при остывании (кристаллизации) металла шва
а)
Фиг. 87. Искривление тавра и двутавра при наложении пояс-
ных ШВОБ
и являются следствием малой пластичности застывающего металла и больших
натяжений, которые испытывает застывающий металл от соседних очагов
кристаллизации. Во избежание появления горячих трещин необходимы более
медленное остывание и соответствующее легирование металла.
Холодные трещины могут быть структурными н температурными. Струк-
турные трещины появляются при температуре распада аустенита, при котором
объем тела, несмотря на остывание, увеличивается (фиг. 28, в). На границе рас-
пада аустенита, когда в одних фибрах объем увеличивается, а в соседних, более
холодных или горячих — в соответствии с остыванием металла, уменьшается»
возникают большие структурные напряжения, которые могут привести к тре-
щинам. Поэтому рекомендуется более равномерное остывание (подогрев) и
повышение пластичности стали путем соответствующего легирования.
Типы сварных швов
109
Температурные холодные трещины могут появиться и после сварки при
чксплуатанпи сооружения. Основной причинен их обычно являются непро-
вары, неплотности, небольшие трещины, особенно если они располагаются
перпендикулярно направлению действия сил или в однозначном поле уса-
дочных напряжений. При понижении температуры и сокращении объема
металла эти неплотности увеличиваются и превращаются в трещины. Трещина
может появиться и от удара, так как напряженное состояние на поверх-
ности неплотности неустойчиво. Мерами борьбы являются качественная сварка
и качественная конструкция, не имеющая больших усадочных напряжений.
§ 3. ТИПЫ СВАРНЫХ ШВОВ
Сварные швы можно классифицировать по конструктивному признаку,
по назначению, по протяженности, по характеру работы и по положению в
пространстве.
По конструктивному признаку швы в основном разделяются
на стыковые, угловые (валиковые), прорезные и проплавные. Стыковые
швы осуществляются прн соединении элементов, расположенных обычно в од-
ной плоскости, путем заполнения присадочным материалом пространства между
элементами. При ручной сварке элементов небольшой толщины (до 8 мм)
для полного провара достаточно оставить между кромками зазор, равный
^0,38 (фиг. 88, а). При большей толщине необходимо специально обрабо-
тать кромки свариваемых элементов (разделка кромок), чтобы достигнуть
Фнг 88. Типы стыковых швов
хорошего провара по всей толщине. При толщине 10—25 мм с кромок
снимаются фаски под углом 35°; получается так называемый V-образный
шов (фиг. 88, б). При толщинах более 25 мм фаски приходится снимать
с двух сторон (фиг. 88, в), с тем чтобы элемент был доступен для сварки
с обеих сторон. Получается Х-образный шов, который дает уменьшение
объема наплавленного металла н тем самым снижает температурное воздей-
ствие его на изделие.
Если сварка с двух сторон затруднительна, то при больших толщинах
устраивают (J-образные стыковые швы с небольшим наклоном граней (фиг. 88,г).
При обработке фасок зазор между элементами принимается в 2-j-2,5 мм.
Для V-и U-образных швов обязательна подварка корня с другой стороны.
При автоматической сварке под слоем флюса, а также при сварке мето-
дом глубокого проплавления благодаря интенсивному нагреву можно осу-
ществлять стыковые швы без обработки кромок в элементах толщиной до
Ю мм, а при ббльших толщинах — снимать фаски на кромках под меньшим
углом или на меньшую часть толщины листа. Имеются примеры осуществле-
ния автоматическим способом стыковых швов толщиной до 120 мм.
Стыковые швы должны иметь с двух сторон усиления в виде наплывов,
имеющих плавное очертание и по возможности небольшую высоту (фиг. 88).
ПО
Сварные соединения
Усиление компенсирует неровноегь наружной нонерхиост шва н возможна
ослабления (поры, шлаковые включения) внутренней части.
Стыковой шов является основным и наиболее экономичным сварные
соединением: он передает усилие равномерно ио всему сечению с наимень-
шими местными напряжениями, что делает его особенно целесообразным прм
втораиионной и динамической нагрузках. Педосгагками стыковою шла явля-
ются: производственные трудности в осуществлении равномерного зазора
по всей длине соединяемых элементов, дополнительные расходы на обра-
ботке кромок н необходимость точной резки элементов.
Фиг. 89. Типы угловых швов
с — нормальный; 6 — пологий; в — с глубоким проплавлением
Угловые (валиковые) швы накладываются в прямой угол, образованный
соединяемыми элементами, расположенными в разных плоскостях (фиг. 89).
Нормальный угловой шов имеет вид равнобедренного треугольника, усилен-
ного наплывом со стрелкой, равной 0,1 высоты среднего сечения шва
(фиг. 89, а). Рабочей толщиной такого шва считается толщина по биссек-
трисе угла гш = 0,7Аш. В соединениях, воспринимающих динамические уси-
лия. для более плавного перехода силового потока угловые швы делают
пологими (фиг. 89, б) или с вогнутой поверхностью. При пологом шве рас-
четная высота принимается равной 0,7/гш, где /гш — наименьший катет.
Фиг. 90. Прорезные швы
дзакл.
Фиг. 91. Электрозаклепки
Для угловых швов с вогнутой поверхностью расчетная высота шва при-
нимается равной высоте (по биссектрисе угла) вписанного в сеченне шва
равнобедренного треугольника.
При сварке методом глубокого проплавления шов проникает па большую
глубину в основной металл, и за расчетную высоту углового шва можно
принимать глубину проплавления, равную катету шва, т. е. гм1==Лш(фиг. 89, я).
Для уменьшения влияния возможных непроваров минимальная толщина
угловых швов Л“ин принимается равной 4 мм. Для уменьшения возможности
пережога листов при толстых швах максимальная толщина угловых швов
/?*акс принимается равной: 1,5 Ъ— для конструкций, работающих иод ста-
тической нагрузкой, и 1,2 о— для конструкций, работающих под динамиче-
ской нагрузкой (д — наименьшая толщина соединяемых элементов).
Типы сварных швов
111
Швы прорезные, или прорези, осуществляются, когда требуется
передать усилие ио плоскости соединяемых внахлестку элементов (фиг 90).
Прорези обычно применяются п комбинации с приваркой по контуру и
помогают сократить длину соединения, однако их устройство весьма трудо-
Фиг. 92. Проплавныс или нахлесточные швы
Макс 30 й- растяжение
16 о- сжатие
Фиг. 93. Прерывистые швы
емко и потому такие швы применяются редко. Прорези могут быть выпол-
нены в виде электрозаклепок (фиг. 91). При пробивке отверстий под элек-
трозаклепки на многоштемпельном прессе и заварке их на автоматах под
слоем флюса трудоемкость такого соединения значительно снижается прн
достаточно высоком качестве. Соединение элек-
трозаклепками может также применяться при не-
обходимости сплачивать листы для усиления сече-
ния, когда мала мощность существующего сорта-
мента.
Прн автоматической сварке под слоем флюса
вместо прорезей можно осуществлять проплав-
ные или нахлесточные швы (фиг.92). Большие силы
тока и высокая концентрация тепла дают возмож-
ность проваривать верхний элемент толщиной до
Ю мм и часть нижнего, осуществляя соединение в плоскости касания элементов.
По назначению швы разделяются на рабочие и связующие
или конструктивные.
Рабочие швы воспринимают расчетные усилия, их размеры определяются
расчетом. Конструктивные, или связующие, швы служат для соединения
элементов, прикрепления конструк-
тивных деталей (диафрагм, ребер
жесткости и т. п.), устранения за-
зоров и берутся минимального сече-
ния.
По протяженности швы мо-
гут быть сплошные и прерыви-
стые (или шпоночные) (фиг. 93). Пре-
рывистые швы чаще всего применяются
как швы конструктивные. По техниче-
ским условиям расстояние между уча-
стками прерывистого шва (шпонками)
должно быть в сжатых элементах не
более 168, а в растянутых — не боль-
ше 30 8, где 8 — толщина листа. Шпо-
фиг. 94. Типы швов по положению в ночные швы являются очагами кончен-
вространстве трашш напряжений иухудшают качество
конструкции, а потому нежелательны.
По характеру работы швы разделяются на прочные и плотно-
п Ровные. Назначение прочных швов — передавать усилия с одного эле-
мента на другой; они могут быть сплошными и прерывистыми. Плотно
112
Сел оные соединения
прочные швы. помимо передачи усилий, должны обеспечив;! и, псиропищ.
емость конструкций для газов п жидкостей и потому делпю и-я всегда спло-
шными.
По положению ш в о в н пространстве в процессе их вывод,
пения швы разделяются на нижние, горизонтальные, черти-
кальныс п потолочные (фиг. 91).
Сварка в нижнем положении наиболее удобна и даст лучшее качество
шва. а потому при проектировании всегда необходимо предусматривать
возможность сварки наибольшего количества нижних union.
Сварка горизонтальных и вертикальных швов требует большого искус-
ства от сварщика (особенно прн голстообмазанных электродах) и менее
производительна, чем нижняя.
Потолочные швы расположены горизонтально, но накладываются снизу.
Такая сварка наиболее трудна и может осуществляться только высококва-
лифицированными сварщикам!; поэтому при проектировании ее по возмож-
ности следует избегать.
§ 4. НОРМАТИВНЫЕ И РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Высокий уровень современной сварочной техники позволяет получать в
обычных производственных условиях сварные соединения с механическими
характеристиками не ниже, чем у основного металла.
По техническим условиям механические свойства наплавленного металла
и сварных соединений должны быть не ниже величин, указанных в табл. 4.1.
Таблица 4.1
Механические свойства наплавленного металла н сварных соединений
Влд присадочных материалов Марка присадочного материала Наплавленный металл Сварные соединенна 'ВСТЫК)
предел проч- ности при рас- тяжении В KZjMM- относи- тельное удлинение « °/о ударная вязкость в к.ил!см‘ предел прочности при растя- жении в кг/мм- угод заги- ба в град
не менее
Электроды для Э34 34 6 __ 34 30
ручной сварки Э42 42 18 8 42 120
(ГОСТ 2523-51) Э42А 42 22 14 42 189
Э50А 50 20 13 50 180
Проволока для Э55А Электродная про- 55 20 13 55 180
автоматиче- ской сварки под слоем флюса волока прини- мается по ГОСТ 2246-51 42 18 8 42 120
Как видно нз табл. 4.1, предел текучести наплавленного металла не
нормируется. Наплавленный металл как металл литой не имеет ярко выра-
женного предела текучести (условный предел текучести при удлинении
0,2‘/« примерно равен 0,7 предела прочности). Предел текучести сварного
соединения встык определяется пределом текучести основного металла,
который и характеризует пластические свойства сварного соединения в
целом.
Нормативные и расчетные характеристики
ИЗ
Поэтому в проекте норм Урочного положения для основного сварного соеди-
юння встык нормативные сопротивления растяжению, сжатию и срезу при-
ы равными соответствующим нормативным сопротивлениям прокатной
стали свариваемой конструкции.
1 Для соединений угловыми швами нормативное сопротивление на основе
экспериментальных данных принято равным 0,7/?", где R" — нормативное
сопротивление основного металла растяжению. Для получения расчетного
сопротивления нормативное сопротивление умножается на коэффициент
однородности.
Коэффициенты однородности сварных соединений (табл. 4.2) учитывают
следующие факторы, влияющие на прочность сварных соединений:
1) условия производства работ по сварке и качество контроля сварки;
2) марку электрода;
3) марку стали.
Таблица 4.2
Коэффициенты однородности сварных соединений в зависимости от марки
электродов, способа сварки н марки стали
Вид сварного соединения Вид напряжен- ного состояния Ручная сварка электро- дами марки Э34 в кон- струкциях из стали марок Ручная сварка электродами марок 342—Э55А, а такле автоматическая вод слоем флюса в конструкциях из стали марок
Ст. 0. Ст. 2, Ст. 3 Ст. 0, Ст. 2, Ст. 3 НЛ1 и НЛ2
Встык; угловыми швами Сжатие Растяжение Срез 0,70 0,90 0,85
При тщательной сварке качественными электродами Э42, Э42А и Э55А, а
также при автоматической сварке прочность и пластичность сварного соедине-
ния встык (с подваркой корня) получаются не ниже прочности и пластич-
ности основного металла. Это позволяет принимать для таких соединений из
стали марок Ст. О, Ст. 2 и Ст. 3 коэффициент однородности одинаковым с
основным металлом, т. е. равным 0,9. Для соединений из низколегирован-
ных сталей (НЛ1 и НЛ2) ввиду их более трудной свариваемости коэффициенты
однородности понижаются до 0,85. Однако для сварных соединений встык,
работающих на растяжение и выполненных электродами с качественными
обмазками, указанные коэффициенты однородности принимаются лишь в слу-
чае повышенного контроля за качеством швов электромагнитными, рентге-
новскими и тому подобными методами.
При обычных способах контроля за качеством сварных стыковых швов,
работающих на растяжение и выполненных электродами с качественными
обмазками, указанные выше коэффициенты однородности понижаются на 15°/о-
При ручной сварке ионизирующими электродами (марки Э34) коэффи-
циент однородности для сварных соединений принимается равным 0,7.
Низкое значение коэффициента однородности в данном случае определяется
разнородными значениями механических характеристик сварных соединений,
получаемых при сварке этими электродами.
В табл. 4.3 даны основные величины расчетных сопротивлений для свар-
ных соединений, соответствующие коэффициентам однородности, указанным
8 н. С. Стреаенкип
114
Сварные соединения
айлица !.:<
Расчетные сопротивления для сварных соединений н к.'/г.и
Pin свар- ного со- единения Bin напри Kuuiroro сое тошны Гучнан спарка чюктрода- 1HI марки в кон- струкциях н.» стал । марок Ст. 0. С г. 2 и Ст. 3 Ручная снарка э.юк гро ими марки 342 н автоматиче- ская сварка not слоем флюса в кон- струкциях in стали марки Сг. 0 Ручка I снарка элек- тро тли и марок с>Г2 И Э1-’\ И энгояятп- ческач снарка пот слоем флюса в кон- струкциях ил стали марок Р-ч ли «-варка влек- 1, i.i марок Э50А и ь.\ иаиюматичсскав снарпд под слоем Плюса п конструкциях из ста in марок
Ст. Ст. 3 HJH ПЛ2
Сжатие I 300 1 700 2 000 2 100 2 500 2 900
Встык Растяжение Г200 ( 1 700 Д1 450) ( 2 000 \(1 700) [ 2 100 Ц1 800) | 2 500 ((2 100) | 2 000 ((2 500)
Срез 800 1 000 1 '200 1 300 1 500 1 700
Угло- выми Сжатие Растяжение | S00 1 200 1 400 I S00 1 800 2 000
швами Срез J
В табл. 4.3 в соответствии с указанными выше значениями коэффи-
циентов однородности даны два значения расчетных сопротивлении для соеди-
нения встык при работе его на растяжение: основное — при повышенных
методах контроля за качеством швов и пониженное — при обычных способах
контроля за качеством швов (значения в скобках).
При расчете по допускаемым напряжениям пользуются величинами допу-
скаемых напряжении для сварных швов, приведенными в табл. 4.4.
Допускаемые напряжения для сварных швов в кг!см-
Таблица 4.4
Ручная сварка электро- Ручная сварка электродами марки Э42 и авто- матическая сварка под слоем флюса в конструкциях из стали марок
Вид напряженного дамп марки Э34 Ст. 0 н Ст, 2 Ст. 3
Воздействия
основные основные н дополнитель- ные основные основные н дополнитель- ные основные основные п дополнитель- ные
Сжатие 1 100 1250 I 250 1 450 I 450 1600
Растяжение . . . . 1 000 I 100 1 100 1 250 1 300 1 450
Срез 800 1 000 1 000 1 100 1 100 1 250
Эти допускаемые напряжения, установленные Техническими условиями
1946 г., недостаточно учитывают возможность получения сварных соединений
с высокими механическими показателями и поэтому для соединений, выполнен-
ных электродами с качественными обмазками и автоматической сваркой, явля-
ются несколько заниженными. Кроме того, по Техническим условиям 1946 г.
допускаемые напряжения установлены вне зависимости от условий контроля
работ, что делает сварные соединения неравнопрочными.
lunu сварных соединении.
их прочность и расчет
115
§ 5. ТИПЫ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ИХ ПРОЧНОСТЬ И РАСЧЕТ
Харакюриои оюйсипосгью снарки является возможность непосредствен-
ного соединения элсяшпов без вспомогательных детален (соединительных
уголков, 11.1 |.|док п других элементов), необходимых в клепаных конструк-
циях. Эго приводит к упрощению конструктивной формы, но вместе с тем
обуслонлпвл । г. некоторых случаях бблыпуто концентрацию напряжений и
более неравномерное распределение их ио сечепшо по сравнению с клепа-
ными конструкциями, где усилие в условиях эксплуатации передается через
трение по всей плоскости соприкасания
Рассмотрим отдельные типы сварных соединений.
1. Соединение встык
а) Соединение стыковым швом
Основным видом сварных соединений является соединение встык осу-
ществляемое с тыковым швом (фиг. 95, а).
Прочность стыкового соединения не зависит от типа разделки кромок
свариваемых элементов и при правильном производстве работ практически
о) б) в)
Фиг. 95. Соединения встык
а — прямым швом; бив — косыми швами
одинакова. Необходимо тщательно заваривать концы швов, особенно косых,
не оставляя недоваров или незаваренных кратеров, которые могут служить
очагами концентрации напряжений и появления трещин. Для полного про-
вара всей ширины листов целесообразно концы швов выводить на временно
прихваченные планки, после чего их обрубать за-
подлицо с краями листа (фиг. 96). - 7 / /•,
Разрушение стыкового соединения может про- / // //
изойти как по шву, так и по основному металлу, / // //
поскольку наплавленный металл практически может —ехг ~\/
не уступать по прочности основному. '---
В дальнейшем формулы расчета сварных соеди- фнг gg Вывод стыково-
нений даны по методике расчета по предельному го шва за иределы листов
состоянию; при расчете ио допускаемым напря-
жениям формулы остаются такими же, только расчетное сопротивление
в них заменяется допускаемым напряжением, усилия вычисляются без учета
коэффициентов перегрузки, а коэффициент условий работы т = 1.
Расчет стыкового шва, расположенного перпендикулярно действию силы,
производится по формуле:
А/расч sS (4-0
где /?св — расчетное сопротивление стыкового соединения (сжатию или рас-
тяжению);
1Ш— расчетная длина шва [при выводе начала н конца шва на
временные планки (фиг. 96)—ширина элемента];
ltd
Сварные соединения
8__высота шва, равная толщине стыкуемых элементов (наименьшей
при разных толщинах);
т—коэффициент условии работы.
Из формулы (4.1) следует, что прямой стыковой шов прн средней ква-
лификации сварщиков н обычных методах контроля (см. табл. 4.3) не дает
равнопрочного с цельным элементом соединения, поскольку в этом случае
основного металла.
Для достижения равнопрочное™ стыкового соединения устраиваются
косые стыковые швы (фиг. 95. о не). Как было указано, при хорошей сварке
и повышенных методах контроля сопротивление стыкового соединения /?са
Фиг. 97. Разрушение косого шва
может быть поднято до сопротивления основного металла, что дает возмо-
жность избежать более сложных косых швов.
Проведенные в ЦНИПС 1 и в Институте электросварки Академии наук
УССР’опыты показали, что косые швы под углом 45° даже при электродах
с тонкой обмазкой дают равнопрочное с основным металлом соединение.
Разрушение стыковых соединений с косым швом происходит по основ-
ному металлу или частично по основному металлу и шву (фиг. 97). Разру-
шение обычно начинается с угла шва, где возможны непровары или пережог.
Прочность косых швов проверяется условным расчетом на действие
нормальных и срезывающих усилий по формулам:
на нормальное усилие
А^расч
S1B а
(4-2)
на срезывающее усилие
А^рЯСЧ
COS а
(4.3)
* Исследование прочности сварных соединений, сборник ЦНИПС, ОНТИ, 1935.
См. также Г. А. Николаев и А. С. Г ельмаи, Сварные конструкции и соединения,
Машгиз, 1947.
•В. В. Шеверницкий и др., Статическая прочность сварных соединений
малоуглеродистой стали, изд. АН УССР, 1951.
Типи тарных соединении, их прочность и расчет
117
где WpacM — расчетное осевое усилие в соединяемом элементе;
/ш — расчетная длина косого шва;
а — угол между направлениями действующего усилия и косого шва;
8 — наименьшая толщина соединяемых элементов.
При устройстве косого шва с углом наклона к направлению действия
усилия а = 45° шов как равнопрочный с основным металлом может не рас-
считываться.
б) Соединение накладками
Соединение встык можно осуществлять при помощи накладок, припари-
ваемых угловыми швами, причем сами листы между собой могут не свари-
ваться (фиг. 98).
Соединение при помощи накладок проще в изготовлении, чем соединение
стыковым швом, так как не требует обработки кромок и строгого соблю-
мин 50мм
Фиг. 98. Соединения накладками
дсния зазора между стыкуемыми листами. Однако соединения с накладками
работают хуже соединений стыковым швом и потому применяются лишь
в малых мастерских при невозможности по производственным илн конструк-
тивным условиям выполнить стыковые швы.
Прн переходе усилия с элемента на на-
кладку усилие воспринимается узкими
угловыми швами, вследствие чего возни-
кают значительные местные перенапря-
жения. Соединение накладками требует
большего расхода электродов, а также
дополнительного металла на накладки и
не является характерным для сварных
соединений.
Накладки прикрепляются угловыми
швами; прн этом швы, расположенные пер-
пендикулярно направлению усилия, назы-
ваются лобовыми (фиг. 98, а), а рас-
положенные вдоль усилия — фланго-
выми (фиг. 98, б). Комбинация лобовых и
фланговых швов называется обваркой по
контуру (фиг. 98, в). фиг. gg. разрушение лобовых швов
Статическая прочность лобовых швов а _ „р„ „агрУз.е с - при
В симметричном стыке, перекрытом двумя цяоивоЯ нагрузи:
накладками, меньше прочности стыкового
соединения; среднее значение разрушающего напряжения составляет около
30 кг/ллг’ при электродах с ионизирующей обмазкой и около 35 кг/мм
при качественных электродах. Разрушение лобовых швов происходит с весьма
Сяппные сочинения
малыми удлинениями, порядка 4-6" „. Хрупкое гь лобовых швов опре ьляется
не только малой пластичностью наплл-ленчото .металла. но i бо-.шлап уса-
дочными и местными пиковыми напряжениями, сосредоточенными и ко не шва.
Разрушение лобовых швов чаще всего происходит ог р >, валика
или от среза по плоскости соприкасаш я с листом (фиг. 99). Р рушение
начинается в корне шва, где из-за неплотного соприкасания накладки
с листом получается зазор, действующий как трещина и концентрирующим
значительные честные нормальные и срезывающие напряжения.
Прн расчете лобового шиа принимается, что разрушение происходит по
биссектрисе угла (в предположеипи разложения действующего в листе уси-
лия на две составляющие и работы шва на разрыв или сжатие) (фиг. 100).
Однако, учитывая наличие моментов от эксцентриситета и неблагоприят-
ную работу
нз-за концентрации
Фиг. 100. Схема
а ~ прн наличии ще ih между листами; б — расчетная схема
.местных напряжений, расчетное со-
противление прн расчете лобовых швов понижают и принимают равным
расчетному сопротивлению срезу угловых швов.
Таким образом, формула для расчета лобовых швов имеет вид:
Л/Расч^0,7т/?сСр/ш/гш, (4.4)
где hm — толщина углового шва (по катету).
Расчетная длина шва 1Ш принимается равной проектной длине, указан-
ной на чертеже, за вычетом К) мм на непровары в начале и конце шва.
В конструкциях, работающих на регулярное воздействие подвижных
нагрузок илн на вибрационные нагрузки, лобовые швы должны быть по-
логими (фнг. 89, б).
Как показали исследования проф. Г. А. Николаева', ЦНИПС 2, АН УССР3
и др., статическая прочность фланговых швов несколько меньше, чем лобо-
вых, так как разрушение их происходит в основном от среза прн незна-
чительном воздействии изгиба.
Среднее разрушающее напряжение для фланговых швов при электродах
с ионизирующей обмазкой равно 24-т-ЗЭ кг/млР при работе соединения
на растяжение. При качественных электродах оно повышается примерно на
J0*/,. Наибольшее срезывающее напряжение получается по минимальному
сечению шва, проходящему по биссектрисе угла углового шва; по этому
.сечению обычно и происходит разрушение фланговых швов (фиг. 101).
1 Г. А. Никола
гиз, 1947.
ев и А. С. Гельман, Сварные конструкции и соединения, Маш-
. 1 Экспериментальное исследование работы фланговых швов,
сборник ЦНИПС .Исследование прочности сварных соединений", ОНТИ 1935.
• См. сноску 2 на стр 116.
Тичи сварных соединений, их прочность и puciem
Ill
Il.iacni'i so.iCiBa фланговых швов незначительны, и после появле-
ния у пач; а 1 первой грешины разрушение происходит достаточно
быстро.
Распрг I тряжепий ю длине флангового шва в упругой стадии
работы п?<. 1 неравномерно: в крайних фибрах возникают большие
перенапряг.. гп. 102). Как всякие
местные ш i hi , они нс опасны при
сгагическо р боге. Оньны показали, чго
и сущая спо. о. ть фланговых швов нахо-
дится в линей) й виспмости от их длины
(в пределах обычно применяемых длин швов)
и что местные пиковые напряжения н влияют
на их стаыгче.кую прочность. Однако из
конструктивных соображений техническими
условиями устанавливается предельная длина
флангового шва, равная 60Лш,
Очень короткие швы испытывают боль-
шое влияние изгиба, который, суммируясь
со срезом, понижает их прочность. Поэтому
Технические условия устанавливают наи-
меньшую длину угловых швов, равную бОлмг
(с учетом непроваров) и не менее 4АШ.
Вследствие влияния деформации среза мо-
дуль упругости фланговых швов оказывается
Фиг. 101. Разрушение фланговых
швов
меньшим, чем лобовых, достигая только
700 000 -I- 1 000 000 кг!см~. Модуль упру-
гости лобовых швов равен ~ I 500 000 кг/см*.
а — при статической нагрузке: б — прн виб-
рационной нагрузке
Расчет фланговых швов производится по той же формуле, что и лобовых:
АГрасч^0,7тл/?" £/
(4.5)
где — суммарная длина швов.
В конструкциях, работающих на регулярное воздействие подвижных на-
грузок или па вибрационные нагрузки, фланговые швы должны быть вогнутыми.
Накладки в стыковом соединении обычно привариваются по контуру как
лобовыми, так и фланговыми швами (фиг. 98, в). При этом ввиду различных
модулей упругости лобовых
и фланговых швов усилия
между ними распределяются
неравномерно. Лобовой
шов как более жесткий вос-
принимает большую долю
усилия при одних и тех же
сдвигах и потому оказы-
вается более напряженным.
Однако, как показывают
опыты, пластические дефор-
мации выравнивают напря-
Фиг. 102. Напряженное состояние флангового шва
жения в этих швах. Поэтому расчет такого соединения производится по
той же формуле (4.5), что и фланговых швов.
Для плавного перехода усилия на накладки по длине соединения у пря-
моугольных накладок обычно срезаются углы (фиг. 106); часто накладки
берутся ромбические (фиг. 104, в). Широкие листы стыкуются несколькими
накладками, поставленными в ряд.
120
Свпрмы*' соединения
При конструировании удобно задаваться размерами
лять требуемую толщину угловых швов:
_ ЛГрпс,
А‘“— 0,7mR^v(ui .
на к и цл. и опрсде-
(4-6)
где VG— суммарная длина union с одной стороны стыка.
Толщина швов должна быть равна пли несколько меньше толщины на-
кладок.
Соединение элементов из фасонных профилей обычно осуществляется
при помощи накладок. Стыки уголков перекрываются уголковыми наклад-
ками (фиг. 103, а), которые привариваются фланговыми или косыми швами.
Фиг. 103. Стыковые соединения фасонных профилей
Перекрытие уголковыми накладками для плотного примыкания их к уголкам
требует обработки обушка у накладок путем снятия фаски. Соединение
двутавров и швеллеров, работающих на осевое усилие, осуществляется или
стыковым швом (фиг. 103, б), или накладками (фиг. 103, в и г), или в виде
комбинированного соединения — стыковым швом, усиленным листовыми
накладками (фиг. 103, д'). При сжимающем усилии возможно соединение
двутавров и швеллеров через планку с приваркой ее с двух сторон по
контуру соединяемых элементов (фиг. 103, е).
Пример 1. Требуется рассчитать соединение встык листов сечением 600 X 14 мм
на растягивающее расчетное усилие Л'расч = 100 т. Материал листов —сталь марки
Ст 3 электроды марки Э42 (фиг. 104, о). Кратеры шва выведены за пределы листа.
Сварка обычная, специальные меры контроля не предусмотрены.
Проверка прочности соединения:
^ор = 'лЯрВ*шг=1 -1800.60- 1,4= 151 200> 100000 кг.
При осуществлении стыка, равнопрочного с основным металлом, соединение нужно
рассчитывать на предельное усилие в листах:
[Af] = FaR = 60 • 1,4-2 100 = 176 400 кг.
Типы сварных соединений, их прочность и расчет
121
Так как для сварною шва установлено меньшее расчетное сопротивление на
растяжение, чем для основного металла, и потому прямой шов является неравноприч-
ным с после шим, устраиваем косой шов под углом
а = 45° (фиг. 10 4, б).
Длина косого шва /1Ц = С00- 1,4 = 840 мм.
Пример 2. Требуется запроектировать соедине-
ние встык, рассмотренное в примере 1, с накладками
при условии равнопрочности соединения.
Требуемая площадь накладок равна площади ли-
стов:
r|f = ra = G0- 1,4 = 81 см2.
Конструктивно принимаем две пары накладок
сечением 280 < 10 лс« (фиг. 104, в). Суммарная пло-
щадь накладок:
£F„ = 4 • 1,0 - 28= 1 i2>84 см2.
Принимая ромбические накладки с углом 60°, полу-
чим суммарную длину швов с одной стороны стыка:
£/ш = 4 • 2 * 28 = 224 см.
Требуемая толщина швов:
[ЛГ] 176 400
Лш“ 0,7т/?'“ К/ш 0,7 - 1 • 1 300 - 224'9,9 C'tf"
Рассмотрим тот же пример при расчете по допускаемым напряжениям.
Допускаемое усилие на листы — 600 X 14 мм из стали марки Ст. 3:
[W] = Fл [а] = 60 1,4 • 1 600 = 134 400 кг.
Конструируем стык из тех же двух парных накладок сечением 280 х 10 мм.
Требуемая толщина швов:
_ 1^1______________134 400 _. _ „ и
ш 0,7 v /ш[т]СЕ ~ 0,7 - 224 - 1 100 ~ °’78 '°’8
в) Комбинированное соединение
Иногда для получения равнопрочного стыкового соединения при невоз-
можности устройства косого шва прямой стыковой шов усиливают наклад-
ками (фиг. 105). Такое соединение называется комбинированным.
Комбинированное соединение, в котором совместно в одном сечении
работают металл шва и основной металл накладок, рассчитывается по рас-
четному сопротивлению сварных соединений как более низкому. Здесь, как
и в случае соединения при помощи накладок без стыкового шва, целесо-
образно ставить накладки с двух сторон, чтобы получить симметричное
усиление сечения. При односторонней накладке возникает эксцентриситет
и сечение работает на внецентренное растяжение пли сжатие. В расчете
этот эксцентриситет обычно учитывается тем, что при комбинированном
одностороннем соединении расчетное сопротивление для сварного шва и
накладки принимается равным только /?“, несмотря на то, что соединение
работает на растяжение или сжатие. Соединение это мало удачно и при-
меняется в случае невозможности по конструктивным условиям постановки
накладок с двух сторон.
Соединения, перекрытые двусторонними накладками, рассчитываются по
расчетному сопротивлению сварных соединений на растяжение или сжатие
(А*в или Л").
Р сж'
Если комбинированное одностороннее соединение связано с жестким
элементом, способным воспринять момент от эксцентричности соединений
122
Сварные соединения
(например, в поясах балки, связанных с жесжог! вераиклчыюи сгспкоП),
то снижение расчетного сопротивления нс является обязательный.
Соединение встык с накладками требует. помимо обработки к..омок ли-
стов под стыковой шов. зачистки наплывов стыкового шва и i г.нювки
накладок, вследствие чего оно является невыгодным как по Т| ремкосги,
так и по затрате металла.
Таким Образом, при двусторонних накладках:
Лртсч^тЯр^ + ^Л.)- (4.7)
Соответственно при односторонней накладке:
ЛГрасЧ=^/л/?ср(/7.. + ^- Н-8)
Отсюда получаем требуемую площадь накладок:
N
vfH = —— рч (при двусторонних накладках); (4.9)
~ тд'р
Лг
FH= РХ—Рл (при односторонней накладке). (4.9')
т/Чр
Прикрепление накладок угловыми швами рассчитывается обычным спо-
собом по формуле (4.5).
Фиг. 105= Комбинированное соединение встык
с накладками
Пример 3. Требуется запроектировать равнопрочное соединение листов 300 X 10 мм
посредством стыкового шва, усиленного односторонней накладкой (фиг. 106). Материал
листов — сталь марки Ст. 0; электроды марки Э42; да=1.
Предельное усилие в листах:
[Л/] = Лл/? = 30 -1-1 700 = 51 000 кг.
Требуемая площадь накладки:
/7я = ^-/7я=5та^-30 = 51-30 = 21 см-.
К Ср 11 WU
Принимаем накладку сечением 270 х 10 леи с площадью А„ = 27 см3.
Усилие, воспринимаемое накладкой:
[tfH] = 27 - I 000 = 27 000 кг.
При толщине шва 7 мм требуемый периметр полуиакладки:
V, _ I""1 _ 27 000
L ш 0,7/?“% 0,7- I 200-0,7 45,0 СМ'
Конструктивно принимаем размеры накладки по фиг. 106.
2. Соединение внахлестку
а) Соединение угловыми швами
Соединение внахлестку проще соединения стыковыми швами, так как
не требует обработки кромок и точного соблюдения зазора по длине шва
в процессе сварки. Однако работа соединения внахлестку хуже, особенно
Т мы сварных соединений, их прочность и растт
12.1
при вибрационной нагрузке; кроме того, оно требует л....сП затраты мате-
риала на нахлестку. Соединение внахлестку осуществляется как лобовыми
гак и фланговыми швами.
При соединении лобовыми швами необходимо стремиться к осуществле-
нию двусторонней заварки (фиг. 107, а). Для уменьшения усадочных напря-
жений величина напуска должна бы 1ь не менее 53, где 3— толщина наиболее
гонкого из свариваемых элементов.
Соединение с односторонней заваркой имеет пониженную прочность
вследствие большого влияния эксцентриситета прикрепления (фиг. 107. о),
почему оно и нс применяется.
При прикреплении несимметричных элементов (например, уголков) флан-
говыми швами площади швов следует располагать так, чтобы центр тяжести
их совпадал с центром тяжести сечения элемента (фиг. 108).
Требуемая площадь двух швов равна:
N
р .' ратч
^"р
(4.10)
Площади большего и меньшего швов определяются соответственно по
формулам:
(4J,)
Далее подбирают длину и толщину швов в зависимости от возможной
по условиям прикрепления длины швов или по производственным сообра-
жениям (желательно иметь одинаковые толщину швов и размеры электродов).
б) Соединения с прорезями и пропяаеными швами
Для уменьшения длины угловых швов и получения более компактного
соединения часть усилия можно передать на прорези (фиг. 90), электро-
заклепки (фиг. 91) или проплавные швы (фиг. 92).
Расчетное сопротивление прорези одинаково с сопротивлением фланговых
швов, вследствие чего расчетная формула такого соединения будет иметь вид:
откуда
А/расч UlRcp (Дор + Дф«).
г' ! _ расч r-
* op — anp‘ up---Z „СВ
m/?Cp
(4.12)
(4.13)
Как уже было указано, устройство прорезей усложняет изготовление
конструкции и потому применяется редко.
124
Сварные соединения
Применение пропллпных шпов открывает оолыпие возможности в кон-
струировании сварных соединении, и можно полагать, чго они полу ir широ-
кое распространение.
Работа проплавпых швов в настоящее время еще недостаточно изучена.
3. Соединение впритык
К соединениям впритык относятся соединения в аавр (фиг. 109, а, б, в и г)
п в угол (фиг. 109. J), осуществляемые угловыми швами.
При прикреплении элемента двумя угловыми швами (фиг. 109, о) послед-
ние работают аналогично лобовым швам в стыковом соединении с наклад-
ками — с большими пиковыми напряжениями у корпя та, зависящими от нали-
чия между соединяемыми элементами щелей, которые подобно трещинам
концентрируют напряжения. Для плавной передачи усилия у примыкающего
элемента снимают фаски с последующей заваркой с двух (фиг. 109, в) или
с одной стороны (фиг. 109,г); такое соединение работает аналогично стыко-
вому шву. Однако снятие фасок трудоемко и потому применяется сравни-
тельно редко. При автоматической сварке, сварке методом глубокого про-
плавления и при не очень больших толщинах стенок (ь=8-г-12 мм) происходит
сплошная проплавка стенки с двух сторон и в этом случае обработка кромок
является излишней. Соединение в тавр проектируют, как правило, при работе
его на сжатие или на изгиб и, редко, при работе па растяжение. Расчет
соединения в тавр при отсутствии обработки кромок производится по фор-
муле (4.4) (как лобовых швов).
4. Соединение точечной сваркой
Соединение внахлестку может также осуществляться точечной сваркой
(фиг. ПО, а). Такое соединение особенно рационально в конструкциях
с длинными швами при массовом изготовлении деталей, так как в этом случае
можно полностью использовать высокую производительность точечных машин.
Разрушающее напряжение многоточечного соединения из малоуглеродистой
стали при работе точек на срез составляет около 30 кг/мл?, т. е. примерно
одинаково с разрушающим напряжением сварного соединения, выполненного
электродами с тонкой обмазкой. Прочность точечных соединений из низко-
легированной стали не изучена.
Работа точечного соединения аналогична работе заклепочного соединения.
Точки могут располагаться как в продольных, так и поперечных рядах без
Ннбрационнпя прочность сырных соединений
12ч
существенного спи ж нии прочности. Разрушение точек происходит от среза
(фиг. 110, б) нли or отрыва основного металла от материала точки приб-
лизительно на половине ее окружности (фиг. 110, в). Размещение точек
нроичполнгся атлетично размещению заклепок (см. главу V) из условия
равнопрочноеги точкт и основного металла. При этом минимальные расстоя-
Фиг. ПО. Соединение точечиоЯ сваркой
а — тип точечного соединения; б — разрушение точки от среза; в — разрушение точки от отрыва
ния принимаются равными: до края элемента at = '2d и между точками
а = (3-р-4)с/.
Максимальные расстояния можно принимать такими же. как и в закле-
почных соединениях.
Обычно диаметр точки принимают равным:
</ = (1,5? 4-5 мм), (4.14)
но не менее d — 2,58, где 8 — толщина более тонкой из свариваемых
деталей.
Точечное соединение рассчитывается по формулам:
на срез точки
/Vpa<:4==Stfzcn/?cp.TFT; (4.15)
на отрыв основного металла
Л'расч mnRv:l •хГсЪ, (4.16)
где п— количество точек в соединении;
F-r — площадь точки;
гт—радиус точки;
8 — наименьшая толщина свариваемых элементов;
с—количество срезов точки;
/?ср.т принимают равным 0,65/?, а /?р.т = 0,5/?, где /? — расчетное сопро-
тивление растяжению основного металла.
§ 6. ВИБРАЦИОННАЯ ПРОЧНОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Вибрационная прочность конструкций, как было указано в главе II,
в сильной степени зависит от наличия местных напряжений. Почти во всех
типах сварных соединений в зоне шва появляются значительные местные
напряжения, которые снижают вибрационную прочность конструкции. Еще
недавно существовало мнение, что из-за наличия местных напряжений и
ухудшения структуры металла в зоне шва сварка не пригодна для кон-
струкций, работающих на динамическую нагрузку.
12fi Сварные соединения
Развитие технологии сварочного дел.1 и выявление папоолег плл оприятиых
конструктивных форм дают в настоящее время возможно** и» получись свар-
ную конструкцию, нс уступающую ио своим качествам клепаной (с точки
зрения работы па динамическую и нов горную нагрузку).
I. Влияние технологии на вибрационную прочность
К неблагоприятным технологическим факторам относятся возможные не-
провары, треиишы, пережоги, включения шлаков и пузырьков газа, поверх-
ностные неровности швов. Вес эти дефекты неблагоприятно сказываются и
при статических нагрузках, но особенно сильно оно понижают прочность
наплавленного металла в сварных соединениях при динамических воздействиях.
Указанные дефекты могут также понизить прочность основного металла
в око.тошовной зоне. В дефектных местах происходи! копией грация напря-
жении и начинается разрушение.
При вибрационных нагрузках необходимо иметь плотный и однородный
наплавленный металл с хорошим проваром и гладкой наружной поверхностью.
С этой точки зрения соединения, выполненные электродами с шлакообра-
зтющими обмазками и в особенности методом глубокого проплавления или
автоматической сваркой, более надежны, чем соединения, выполненные элек-
тродами с ионизирующими обмазками.
Марка стали основного металла оказывает незначительное влияние на
вибрационную прочность сварного соединения. Однако нужно отмстить, что
наплавка валиков и неровная поверхность шва понижают вибрационную проч-
ность не только соединения, но и основного металла. Это обстоятельство
нужно учитывать при подборе сечений элементов конструкций, имеющих
угловые или незачищенные стыковые швы.
Мероприятия, повышающие плотность шва (например, проковка), благо-
приятствуют повышению вибрационной прочности.
2. Вибрационная прочность стыковых швов
Автоматическая сварка под слоем флюса дает высокий предел выносли-
вости металла шва и сварных соединений (19-5-22 кг/мм~), практически не
уступающий пределу выносливости основного металла и превышающий пре-
дел выносливости, получаемый при качественных электродах.
Высокие показатели предела выносливости дает контактная сварка мето-
дом оплавления (19-5-20 кг/мм1).
Наибольшее влияние на вибрационную прочность оказывают конструк-
тивные факторы, а также качество электродов. Самыми лучшими при работе
конструкций на динамические н повторные нагрузки являются стыковые швы.
При этом разделка кромок оказывает лишь небольшое влияние на вибра-
ционную прочность. Основное значение имеют плотность шва, подварка
корня, отсутствие подрезов и правильная, гладкая и невысокая форма наплыва,
а лучше всего — отсутствие всякого наплыва, т. е. гладкая поверхность шва,
не возвышающегося над поверхностью основного металла, что может быть
достигнуто соответствующей обработкой наружной поверхности шва.
Хорошо выполненные стыковые швы имеют при полных симметричных
циклах предел выносливости 8-5-12 кг/мм1 при электродах Э34 с меловой
обмазкой и 12-5-18 кг/мм1 при электродах Э42 с качественной обмазкой;
прн полных асимметричных циклах н при качественных электродах вибра-
ционная прочность достигает 16-5-22 кг/мм1. Зачистка наплыва шва запод-
лицо с основным металлом повышает вибрационную прочность стыковых
швов до 25 кг/мм1 (при асимметричных циклах). Таким образом, внбра-
Кабрационная прочность сварных соединений
’27
иконная прочность хорошей сварки встык близка к вибрационной прочности
основного металла. Косой стыковой шов имеет вибрационную прочность,
более высокую, чем прямой.
Отсутствие полварки корпя в резкий переход от основного металла
к наплавленному создают условия для концентрации напряжений и сильно
снижают вибрационную прочность соединения: до 7-:-10 кг/млг— при полных
симметричных циклах (предел выносливости) и до 12-:-15 кг/мм*— при
асимметричных.
Соединения встык стали НЛ при электродах IJJ15 (электроды марки Э55)
дают вибрационную прочность такого же порядка, как н стали Ст. 3,
а именно: ври подпарке корпя, ио без обработки наплыва о„б = 17 кг)мм3
и при зачистке наплыва звб = 26 кг/ммг (при полных асимметричных циклах).
3. Вибрационная прочность угловых швов
кг/мм (для электродов Э42) как сред-
При соединении угловыми швами сечение резко меняет свою форму, что
всегда связано со значительными местными напряжениями, существенно пони-
жающими вибрационную прочность. Предел выносливости (вибрационная
прочность полных симметричных циклов) лобовых швов при электродах Э34
составляет 3,5:5 кг/мм3, а фланговых — 4-ь-6 кг/.им3, т. е. более чем
в 2 раза ниже предела выносливости стыковых соединений.
Значения вибрационной прочности угловых швов крайне неустойчивы;
однако можно принять вибрационную прочность угловых швов при асим-
метричных циклах равной 8-5-12
нее значение весьма разнородных
испытаний.
Вибрационная прочность угло-
вых швов при полных симметрич-
ных циклах может приниматься
равной 7 кг) мм3 (для электро-
дов Э42). Практически эта вибра-
ционная прочность для сталей Ст.З
и НЛ одинакова.
Обварка по контуру повы-
шает вибрационную прочность
соединения по сравнению с обры-
вающимися лобовыми или флан-
говыми швами, пересечение ло-
бовых н фланговых швов — по-
нижает.
Основной задачей конструктора при применении угловых швов является
придание конструкции соединения правильной формы для уменьшения влияния
концентрации напряжений. Равносторонние угловые швы следует заменять
пологими (фиг, 89, б), что может поднять вибрационную прочность лобовых
швов до 18 кг/мм3 (при асимметричных циклах). При соединении внахлестку
следует делать обварку по контуру; весьма полезно при этом скашивать
углы. При прикреплении элементов надо давать выкружки у фасонок
(фиг. 111, а), утонять детали к месту прикрепления путем острожки кон-
цов (фиг. 111, б и в) п т. п. Весьма полезной может явиться обработка
швов, как-то: придание ему плавного очертания (фиг. 111, г), снятие фрезом
или наждачным кругом всех неровностей на поверхности, проковка в горячем
состоянии, срубка концов швов, где возможны непровары и незаваренные
кратеры.
фиг. 111, о — г. Конструктивные мероприятия
для повышения вибрационной прочности угло-
вых швов
/28
Сварные соединения
50мм
Фиг. 111, д. Повышение вибрационной прочности
угловых швов путем обработки наждачным кругом
Особенно полезно осуществление плавного перехода от ociiouuoi о металла
к наплавленному металлу шва, а также уничтожение входящшо угла между
наликом типа и поверхно-
стью основного металла об-
работкой наждачным кругом
(фнг. Ill, й).
Хорошие результаты
дает также снижение пико-
вых напряжении в конце
флангового шва путем за-
сверловки небольших отвер-
стии и отвода от конца шва
силового потока.
Соединения в тавр при
глубокой проплавке, напри-
мер, при автоматической
сварке, имеют хорошую виб-
рационную прочность, при-
ближающуюся к вибрационной прочности стыковых швов.
При наличии валиков наплавленного металла вибрационная прочность
основного металла практически снижается до величины сопротивлений сварных
соединений; поэтому в конструкциях, работающих на вибрационную нагрузку,
могут применяться только улучшенные угловые швы, могущие дать
12-Г-16 кг/мм* * при асимметричном цикле. Особенно вредны прерывистые швы,
при которых вибрационная прочность основного металла снижается до
8 кг мм*. Поэтому такие швы в конструкциях, работающих на динамическую
нагрузку, не должны применяться.
Вибрационная прочность сварных соединений проверялась многократно;
из советских исследований последнего времени должны быть отмечены иссле-
дования проф. Б. Н. Горбунова1, кандидатов техн, наук П. С. Колтунова’,
С. И. Стельмаха 1 и др.
4. Расчет сварных соединений на выносливость
Как указывалось в главе [I, наши нормы различают два вида повторной
нагрузки: регулярную подвижную нагрузку, действующую с перерывами, и
непрерывную вибрационную нагрузку. При расчете на выносливость при
действии нагрузок первого типа достаточно, чтобы суммарное напряжение
от всех действующих нагрузок было меньше вибрационной прочности. Опас-
ность нагрузок второго типа заставляет вводить дополнительный понижаю-
щий коэффициент условий работы, равный 0,80.
Проверка иа выносливость производится при коэффициентах перегрузки,
равных единице, так как появление много раз подряд случайных превышений
нагрузок совершенно невероятно; поэтому проверка на выносливость при
регулярных подвижных нагрузках производится по формуле:
(4.17)
1 Б. Н. Горбунов, Вопросы сварного вагоностроения, изд. АН УССР, 1941.
’ П. С. Колтунов, Вибрационная прочность сварных соединений из стали марки
НЛ2, сборник ЦНИПС „Экспериментальные исследования стальных конструкций',
Госстрой издат, 1950.
• С. И. Стельмах, Предел выносливости сварных соединений, Вестник маши-
ностроения' № 6, 19э0.
Вибрационная прочность сварных соединений
129
где <?н—напряжение в сварном соединении ог нормативных нагрузок;
ав6 — расчетная вибрационная прочность, т. е. наименьшее возможное
значение вибрационной прочности.
При непрерывных вибрационных нагрузках вводится коэффициент усло-
вия работы т = 0,8 и проверка производится по формуле:
Оц^то„б = 0,8зв6. (4.18)
При расчете сварных соединений на выносливость по предельному состоя-
нию для определения расчетной вибрационной прочности вводится переход-
ный коэффициент у, который учитывает как пониженное значение вибра-
ционной прочности соединений, так и методику расчета (без учета коэффи-
циентов перегрузки).
Таким образом, вибрационная прочность принимается равной:
аВб = уЯ, (4.19)
где R — расчетное сопротивление.
В наших нормах приняты следующие значения коэффициента у.
Для зачищенных стыковых соединений (не имеющих наплыва) при стали
Ст. 3 и НЛ и электродах Э42 и Э55, так же как для основного металла,
не имеющего искажений формы, — по формулам (2.22а) и (2.23а). Для со-
единений встык при правильной форме наплыва при стали Ст. 3 и при
электродах Э42, а также при автоматической сварке:
Т =--------N~
1,2 —0,6
/V
макс
(4.20)
где ЛГмип и Wmskc — наименьшее и наибольшее (со своим знаком) усилия от
нормативных нагрузок.
Для соединений встык при стали НЛ и электродах Э55:
Т — N
1^_0,9 ™
;¥ыакс
(4-21)
где и /Умакс — наименьшее и наибольшее (со своим знаком) усилие от
нормативных нагрузок.
Формулы (4.20) и (4.21) применяются в области однозначных и знакопе-
ременных усилий.
Для обработанных угловых швов при стали Ст. 3 и электродах Э42, а
также при автоматической сварке:
Т — N
1,5 — 0,8 .
“макс
а при стали НЛ и электродах Э55:
Т--------N
2,0 — 1,2
/V
' ’ макс
(4.22)
(4.23)
Расчетные значения у/? дают значения вибрационной прочности, близкие
к указанным выше в пп. 2 и 3. Коэффициент у относится как к основному
металлу, так и к швам. Стали марок Ст. 0 и Ст. 2, а также электроды
8 Н. С. Стрелецкий
130
Сварные соединения
марки Э34 не должны применяться в конструкциях, работающих на регу,
лярную подвижную и вибрационную нагрузки. Точно так же не должны
применяться обычные без соответствующей обработки угловые швы.
Прн расчете соединений, кроме проверки на выносливость по норма-
тинным усилиям, является также обязательной проверка ио расчетным уси-
лиям (с учетом коэффициентов перегрузки) и по расчетному сопротивлению
(без учета коэффициентов у).
При расчете соединений на выносливость по допускаемым напряжениям
коэффициенты у принимаются равными:
для малоуглеродистых сталей:
для стыковых швов
(в области знакопеременных усилий);
для угловых швов
для стали НЛ:
для стыковых швов
(4.26)
для угловых швов
(4-27)
Эти формулы относятся только к швам.
Г лава V
ЗАКЛЕПОЧНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ЗАКЛЕПОЧНОГО СОЕДИНЕНИЯ
Фиг. 112. Заклепочное
соединение
Заклепочные соединения начали применять в 30-х годах прош-
лого столетия. Появление клепального процесса совпало с развитием про-
катки фасонных профилей, послужившим импульсом к значительному разви-
тию стальных конструкций во всех областях инженерно-строительного дела.
Столетняя практика применения заклепочных соединений настолько усовер-
шенствовала процессы обработки металла и клепки, что современные методы
образования заклепочных соединений могут считаться завершением техники
этого дела. В продолжение почти столетия заклепочные соединения, являясь
основными и почти единственными в стальных конструкциях, доказали свою
безупречность с точки зрения работы их при самых разнообразных усло-
виях, так что до сих пор многие наиболее тяже-
лые, ответственные конструкции изготовляются
клепаными.
Заклепочные соединения образуются путем
постановки металлических стержней — заклепок —
в совмещенные отверстия соединяемых элементов
и их расклепки (фиг. 112).
Заклепкой называется круглый стержень
(обычно диаметром от 16,5 до 25 мм), имеющий
на одном конце уширение — головку большего
диаметра, называемую закладной головкой
(фиг. 112 и 113). Заклепки изготовляются штампов-
кой в горячем состоянии на специальных прессах.
Качество заклепочных соединений в значительной степени зависит от
главнейших операций: образования отверстий и клепки (см. главу VII). Обра-
зование отверстия в стальном элементе возможно путем продавливания ма-
териала на специальных прессах нли путем сверления — постепенного снятия
стружки вращающимся сверлом до получения отверстия требуемого диаметра.
При продавливании материал возле отверстия резко наклепывается и становится
хрупким; кроме того, достаточно трудно точно продавить отверстия в раз-
личных элементах, отчего при совмещении элементов получается некоторое
несовпадение отверстий („чернота"). Для уничтожения указанных недостат-
ков отверстия в ответственных конструкциях продавливаются на меньший
Диаметр, а затем рассверливаются в собранных элементах, благодаря чему
выравнивается поверхность отверстия н удаляется наклепанный металл. Несов-
падение отверстий сказывается на постановке и работе заклепок, однако
182
Заклепрчные соединения
существенное влияние оно начинает оказывать лишь при величине более 1 мм.
Поэтому несовпадение отверстий более 1 .им в конструкциях не допускается.
Диаметр отверстия делается на 0,5—1,0 мм больше диаметра стержня
заклепки.
Процесс клепки состоит в плотном заполнении заклепкой совмещенных
отверстий соединяемых элементов и формировании второй головки, назы-
ваемой замыкающей (фиг. 112). Заполнение заклепкой отверстия и фор-
мирование головки возможно как при высокой температуре (горячая клепка),
так и прн нормальной температуре (холодная клепка).
При горячей клепке заклепка, нагретая до температуры / = 750=1000°
(светлокрасное каление), вставляется в отверстие. Закладная головка плотно
прижимается к изделию при помощи специального инструмента — поддержки.
Свободный копен заклепки фор-
Фиг. 113. Типы заклепочных стержней
а — с полукруглой головкой; б — с полупотайной
головкой; в —с потайной головкой; г—с повышен-
ной головкой; д — с плоской головкой для холодной
клепки
мируется в замыкающую головку
обычно такой же формы, как и
закладная, или пневматическим мо-
лотком (пневматическая ручная клеп-
ка), или обжимающей машиной (ма-
шинная клепка).
В процессе клепки одновре-
менно с формированием замыкаю-
щей головки происходит осажи-
вание нагретого стержня заклепки,
вследствие чего он увеличивается
в диаметре и плотно заполняет
заклепочное отверстие. При осты-
вании заклепочный стержень, за-
крепленный в обеих головках, со-
кращается в длине и стягивает
соединяемые элементы.
При холодной клепке заполне-
ние отверстия и стягивание листов
происходят только за счет давле-
ния клепальной машины и пластической деформации стержня и в сильной
степени зависят от формы головок. Прн холодной клепке наиболее целе-
сообразны плоские головки (фиг. ИЗ, д).
Материал заклепок должен обладать хорошими пластическими свойствами,
так как и изготовление заклепок, и сама клепка сопровождаются значитель-
ными пластическими деформациями. Вместе с тем пластические свойства
заклепки должны обеспечивать необходимую вязкость соединения при работе
его под нагрузкой. Поэтому заклепки изготовляются из достаточно мягкой
стали — обычно из стали марок Ст. 2 заклепочной (Ст. 2 закл.) или Ст. 3 за-
клепочной (Ст. 3 закл.); для конструкций из стали повышенного качества
применяются заклепки либо из заклепочной стали повышенного качества, либо
из стали марки Ст. 3 закл. Все эти стали имеют хорошие пластические
свойства.
По своему назначению заклепочные соединения разделяются на проч-
ные и плотно-прочные. В стальных конструкциях в основном при-
меняются прочные соединения, назначение которых заключается в передаче
усилий определенной величины. Плотно-прочные соединения (см. главу XXVI)
применяются в резервуарах и потому должны быть не только прочными, но
и непроницаемыми для жидкостей и газов. Плотно-прочные соединения отли-
чаются от прочных размещением заклепок и чеканкой швов.
Влияние технологии изготовления на работу заклепочных соединений /33
§ 2. ВЛИЯНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ НА РАБОТУ
ЗАКЛЕПОЧНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
I. Плотность заполнения отверстии
Нагрев заклепок при горячей клепке облегчает процесс клепки, плотное
заполнение отверстия и образование замыкающей головки. При ударе молот-
ком или при давлении пресса материал заклепки, находясь в пластично-вяз-
ком состоянии, осаживается и плотно заполняет отверстие. Однако для такого
осаживания стержня заклепки нс требуется высокая температура нагрева.
Напротив, сильно нагретая заклепка оказывается слишком мягкой, стержень
ее искривляется и не передает в глубь отверстия осаживающего влияния
клепальной машины или молотка. Наилучшее осаживание происходит при
температуре 750-^-800°.
В результате осаживания заклепка производит сильное давление на стенки
отверстия. Отверстие расширяется, причем расширение происходит как вслед-
ствие давления заклепки, так ц вследствие нагрева материала горячей заклеп-
кой. Более холодные, отдаленные от отверстия слои металла препятствуют
расширению и оказывают сжимающие воздействия, направленные к центру
отверстия. Эти сжимающие воздействия и служат основной причиной плот-
ного заполнения отверстия заклепкой. В процессе остывания заклепочный
стержень начинает сокращаться в диаметре, но благодаря указанным сжи-
мающим воздействиям отверстие также уменьшается в диаметре; в резуль-
тате зазор между стержнем заклепки и поверхностью стенок отверстия при
хорошей клепке составляет всего лишь 0,05—0,1 мм.
При холодной клепке расплющенный в отверстии стержень не получает
температурных сокращений; поэтому холодная клепка даст наиболее плотное
заполнение отверстий, в чем и заключается ее основное преимущество.
Плотное и равномерное по толщине пакета заполнение отверстия воз-
можно только при ограниченной длине заклепки. При больших длинах удары
не распространяются на весь стержень заклепки и в глубине отверстия не
происходит осаживания. По Техническим условиям максимальная толщина
склепываемого пакета принимается не более 5 диаметров заклепки. Большие
толщины (до 7 диаметров) можно склепывать только специальными заклеп-
ками, имеющими повышенную закладную головку и конический стержень
(фиг. 113, г).
2. Стягивание соединяемых элементов заклепками
Стягивание заклепками соединяемых элементов является основной осо-
бенностью клепки, резко повышающей ее качество. Стягивание при работе
соединения вызывает между элементами большие силы трения, благодаря чему
усилия между элементами передаются не только заклепочными стержнями,
но и силами трения по всей поверхности соприкасания, что приближает
работу клепаного соединения к работе цельного материала. При горячей
клепке стягивание получается в результате сокращения при остывании стержня
заклепки, закрепленного в уже сформированных головках, и получающихся
при этом осевых напряжений в стержне. При постановке заклепки в соеди-
няемых элементах также повышается температура, не достигая, однако, тем-
пературы заклепки. За счет разности этих температур и скоростей остыва-
ння, а также температурных укорочений стержня и соединяемого пакета и
развиваются в соединении стягивающие напряжения. В соответствии с этим
они получаются больше при длинных заклепках (т. е. толстых пакетах) и не
вполне плотном Заполнении стержнем заклепки отверстия, поскольку воз-
l.U
Злклепочныс соединении
душныП промежуток между стержнем н отверстием вследствие сноей плохой
теплопроводности увеличивает разность температур заклепки и пакета; и этом
случае стягивающие напряжения приближаются к пределу текучести. При
тонких пакетах они невелики; так, при толщине пакета в 2-:-3 диаметра за-
клепки они достигают ~ I 500 л’г'с.тг. Таким образом, стягивающие напря-
жения зависят не от абсолютного значения температуры, при которой ста-
вятся заклепки, а от указанной разности температур, и хорошее стягивание
можно получить при температуре 750-5-800°. Стягивающие напряжения суще-
ственно зависят от температуры окончания клепки. Дело в том, что при
остывании стали при температуре ~ 700-^600° происходит распад аустенита,
сопровождающийся увеличением объема (фиг. 28), что препятствует стягива-
нию; поэтому окончание клепки должно происходить при темпера гуре 500е.
Для стали повышенного качества температура распада аустени та еще ниже, что
заставляет заканчивать клепку при темпера гуре ~ 4503 и увеличивать выдержку
заклепки под давлением. При холодной клепке стягивание является следствием
давления клепальной машины, которая сжимает элементы пакета при фор-
мировании головки заклепки. Упругий отпор листов вызывает растяжение
стержня заклепки. При этом стягивающие напряжения получаются равными
~ 100-4-600 кг см*, т. е. значительно ниже, чем при горячей клепке. Для
хорошего стягивания и заполнения отверстия при холодной клепке давление
не должно быть особенно большим, так как в противном случае материал
пакетов переходит в пластическое состояние и стягивание уменьшается; здесь
целесообразно иметь давление р = 3,6зт кг на 1 см* площади стержня
заклепки, где от—предел текучести материала.
Анализ работы заклепки при ее остывании принадлежит д-ру техн, наук
Г. А. Шапиро *.
3. Вязкость соединения при работе
Нагрев заклепки уничтожает вредное влияние наклепа, полученного заклеп-
кой в процессе штамповки. Медленное остывание заклепки в толще металла
благоприятно сказывается на структуре материала заклепки и его механи-
ческих свойствах, так как заклепка при этом претерпевает отжиг. Отжиг
уничтожает наклеп придает заклепке хорошие пластические свойства и обес-
печивает вязкость соединения при работе. Вместе с тем повышается и предел
прочности материала заклепки, что может быть объяснено проковкой или
горячим прессованием при клепке.
Благодаря хорошим механическим свойствам материала заклепки разру-
шение соединения в конструкции происходит постепенно, с большими пла-
стическими деформациями. Вязкость заклепочных соединений является их боль-
шим преимуществом; она зависит от температуры клепки. При чрезмерном
нагреве заклепки (выше 1050°) вязкость уменьшается вследствие возможного
пережога металла
4. Влияние температурных воздействий на основной металл
Температурные воздействия, улучшающие работу заклепки, оказываются
менее благоприятными для основного металла, расположенного у заклепки.
При клепке стенки отверстия нагреваются до температуры с—500° и
затем остывают, сохраняя достаточно продолжительное время температуру
300°. Сталь при такой температуре становится хрупкой и склонной
1 Г. А. Шапиро, Работа заклепочных соединений стальных конструкций, Воев-
морнздат, 1949.
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
135
к старению (явление синеломкости). Это обстоятельство является тем более
существенным, что вокруг заклепочного отверстия концентрируются пере-
напряжения. Однако этот недостаток никоим образом не поглощает выше-
указанных преимуществ горячей клепки, которая является наиболее надеж-
ным видом клепки.
§ 3. РАБОТА ЗАКЛЕПОЧНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПОД НАГРУЗКОЙ. РАСЧЕТНЫЕ
СОПРОТИВЛЕНИЯ И ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
1. Работа заклепочных соединений при статической нагрузке
а) Влияние отверстия на работу соединения
Отверстие является нарушением формы стержня и потому вокруг него
концентрируются местные перенапряжения. Вокруг круглого отверстия в рас-
тянутом элементе наибольшие напряжения получаются у края отверстия по его
поперечному диаметру (фиг. 30 и 114). Они зависят от отношения диаметра
, , d I
отверстия а к ширине элемента о; так, прн-у = —, т. е. когда расстояние
от центра отверстия до края элемента равно 1,5 d, они достигают вели-
Фиг. 114. Напряженное состояние полосы с заклепкой
чины За, где а — среднее напряжение в элементе (вычисленное по плошади
нетто). По ширине перешейка между отверстием и краем элемента напря-
жения быстро снижаются и у края получаются значительно меньше средних.
В этом же сечении развиваются и радиальные растягивающие напряжения,
достигающие своего максимума, равного 0,3а, недалеко от края отверстия.
Таким образом, мы имеем здесь область однозначных напряжений, связанную
с местной хрупкостью; при неблагоприятных условиях здесь могут появиться
трещины. Спереди и сзади отверстия располагаются области пониженных
напряжений, где напряжения изменяются от нуля по краю отверстия до зна-
чений средних напряжений (вычисленных по площади брутто элемента). Под
Углом 45° к оси элемента располагаются области разнозначных напряжений,
здесь наибольшее значение получают срезывающие напряжения.
136
Заклепочные соединения
Если отверстие заполнено заклепкой, которая производит давление на
стенку отверстия, перед заклепкой образуется область значительных про-
дольных сжимающих напряжений, достигающих величин (6-г-8)з (фиг. П4),
Интенсивность этих напряжений особенно увеличивается г. гом случае, когда
диаметр заклепки несколько меньше диаметра отверстия, заклейка не пол-
ностью заполняет отверстие и потому передает давление не по всей полу-
окружности его. Поперечные напряжения здесь невелики; они оказываются
сжимающими у самого отверстия, но быстро переходят через нуль и далее
становятся растягивающими. Таким образом, область элемента перед за-
клепкой в основном оказывается разнозначно напряженной. Разнозначными
являются также области, расположенные под углом 45° к осн элемента. По по-
перечному диаметру сохраняется распределение напряжений, соответствующее
незаполненному отверстию, так как в этом направлении заклепка не оказы-
вает никакого влияния.
б) Работа заклепок на смятие
В соответствии с указанным при увеличении давления заклепки на поверх-
ность отверстия перед заклепкой довольно рано появляются пластические
деформации, отверстие удлиняется, по направлению наибольших срезывающих
напряжений (под углом 35° к оси полосы) появляются линии скольжения и
часть элемента от заклепки до края выкалывается (фиг. 115); линии выкола
Фиг. 115. Выкол листа перед
заклепкой
соответствуют при этом линиям скольжения.
Сопротивление выколу получается, очевидно, тем
больше, чем больше расстояние от заклепки до
края элемента. Этот вид разрушения заклепоч-
ного соединения получается в том случае, когда
толщина соединяемых элементов мала по сравне-
нию с диаметром заклепки (8 0,6 d). В расчет-
ной практике это разрушение называется разру-
шением от смятия (так как оно начинается со
смятия переднего края отверстия), а работа за-
клепки — работой на смятие. Распределение напря-
жений по краю отверстия получается неодинако-
вым: наибольшее напряжение имеет место по про-
дольному диаметру отверстия, по поперечному
диаметру напряжения равны нулю. Однако расчет ведется по условному
среднему расчетному сопротивлению, отнесенному к диаметральной площади
отверстия, и наибольшее усилие, которое может воспринять- заклепка при
работе на смятие, принимается равным:
при расчете по предельному состоянию
[дг]““=лг/?сТ^8;
(5.1)
при расчете по допускаемым напряжениям
№ = <«[0]“*, (5.1’)
где d — диаметр заклепки;
8 — суммарная толщина смятия;
т — коэффициент условий работы.
Расчетное сопротивление смятию по существу определяет сопротив-
ление элемента выколу и зависит от длины выкола или расстояния от за-
клепки до края элемента; по нашим нормам это расстояние должно быть
не меньше 2d. Кроме того, оно зависит от состояния стенок отверстия;
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
137
при продавленных отверстиях сопротивление понижается и выкол полу-
чается раньше.
Как показывают опыты, при расстояниях от заклепки до края, равных 2d
и при гладких, сверленых или рассверленных в собранных элементах отвер-
стиях (заклепки, поставленные в такие отверстия, относятся в нормах к груп-
пе В) RTu можно принять равным 2R, где /? — расчетное сопротивление
растяжению сминаемого материала. При неровных, только продавленных
отверстиях (заклепки, поставленные в продавленные и не рассверленные
после сборки отверстия, относятся в нормах к группе С), учитывая умень-
шенные сопротивления, вводят коэффициент качества отверстий т1=0,80.
Таким образом, расчетное сопротивление заклепки смятию для заклепочных
соединений при продавленных отверстиях /?см = 0,80где /?“„— соот-
ветствующее расчетное сопротивление при сверленых или рассверленных
отверстиях.
Расчетные сопротивления R^“ в зависимости от качества отверстий при-
ведены в табл. 5.1.
Таблица 5.1
Расчетные сопротивления смятию для заклепочных соединений /?”к в кг/см'
Заклепки из стали марок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл. Заклепки из стали марки НЛ 1
Материал конструкций . . . Ст. 0 Ст. 3 Ст. НЛ1 Ст. НЛ2
Смятие В 3 400 4 200 5000 5800
Смятие С 2 700 3 400 — —
Аналогичные соотношения принимаются и в методике расчета по допу-
скаемым напряжениям, что дает допускаемые напряжения на смятие закле-
пок [о]ст из стали марок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл., приведенные в
табл. 5.2.
Таблица 52
Допускаемые напряжения на смятие для заклепочных соединений из стали
марок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл. [с]““ в кг!см*
Воздействия Основные Основные н дополнительный
Материал конструк- ций Ст. 0 И Ст. 2 Ст. 3 Ст. 0 и Ст. 2 Ст. 3
Смятие В 2 800 3 200 3200 3600
Смятие С 2400 2 800 2800 3200
в) Работа заклепок на срез
При достаточной толщине листа, когда сопротивление заклепочного
стержня оказывается меньше сопротивления приклепанного элемента, раз-
рушается стержень заклепки; при таком разрушении работа заклепки
l.iS
Зак.гспочные соединения
условно называется работой „на срез", так как основными силами, воспри-
нимаемыми заклепкой, являются силы, приложенные к элементам соединения
и срезающие заклепку. На самом деле работа заклепки „на срез* является
сложным комплексом среза, изгиба п осевого растяжения, к которому при-
бавляется еще влияние сил трепня (фиг. 116).
Прн горячей клепке в первое время, пока стержень заклепки вследствие
наличия зазора не соприкасается со стенкой отверстия, усилия передаются
Фиг. 116 Деформация заклей
кн при работе на срез
через трение по поверхностям соединяемых эле-
ментов. При этом стержень заклепки, увлекаемый
головками, перемещается и изгибается, пока не
коснется стенки отверстия. Деформации при пе-
редаче усилий силами трения весьма незначитель-
ны; они одного порядка с упругими деформациями
соединяемых элементов. При некотором значении
деформаций, порядка ~0,01 мм, силы сцепления
между трущимися поверхностями нарушаются и
происходит сдвиг одной поверхности по другой
(фиг. 117). При этом силы трения достигают
своей наибольшей величины, которая для длинных заклепок значитель-
но больше, чем для коротких. Сопротивления сдвигу зависят от вели-
чины начального натяжения заклепки и могут быть весьма различными;
если отнести их к площади заклепочного стержня, то они колеблются: для
заклепок из стали Ст. 3 — от 400 до 1 200 кг/см*\ для заклепок из стали
НЛ, имеющих меньшую величину начальных натяжений, — от 300 до 800 кг/см\
Покрытие олифой трущихся поверхностей резко снижает сопротивление
сдвигу (до 150—300 кг/см-).
После того как стержень за-
клепки коснулся стенки отверстия,
усилие передается через стержень
и через трение (фиг. 116). Поверх-
ность контакта стержня со стенкой
увеличивается; стержень изгибается
и сминает углы перемещающихся
листов, взрезающих стержень. По-
скольку стержень закреплен в го-
ловках, увеличиваются растягиваю-
щие усилия в стержне, давление
головок и силы трения.
В результате сопротивление
сдвигу увеличивается и тангенс кри-
вой диаграммы „напряжение—де-
формация' повышается (фиг. 117).
Параллельно с этим возрастают пла-
стические деформации стержня и
срез
стенок отверстия, а вместе с тем возрастает и деформативность соединения;
при достаточном развитии пластических обмятий тангенс кривой диаграммы
вновь начинает понижаться и начинается длительный период пластической
работы заклепочного соединения. Сдвиги листов в течение этого периода до-
стигают 4 6 мм, стенки отверстия сильно обминаются, заклепка искривляется.
Напряжение, соответствующее началу значительных пластических деформа-
ций н повороту касательной к кривой диаграммы, носит название предела
текучести заклепочного соединения. Эта точка не является резко выражен-
ной м качественно не меняет характера работы заклепочного стержня;
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
Проявляется опа при сдвиге соединения на 0,015—0,02 мм. Величина пре-
дела текучести получается равной ~0,5 — 0,6 предела прочности соедине-
ния. Пластическая работа стержня заклепки зависит от обмятий стенок от-
верстия; при жестких стенках, в особенности наклепанных в процессе обра-
зования отверстия, и мягкой заклепочной стали обмятия концентрируются
па небольших участках; стержень резко искривляется и разрушается в ос-
новном от среза. При мягком материале склепанных элементов и более
жестком материале заклепки (что случается более редко) обмятня распро-
страняются по толщине листа, стержень искривляется и разрушается от
отскакивания головок.
Предел прочности заклепочного соединения определялся многократно.
По весьма обстоятельным исследованиям д-ра техн, наук Г. А. Шапиро 1 сред-
нее значение предела прочности советских заклепочных соединений равняется
35 кг/мм1 (при разбросе данных от 29 до 41 кг/ммг) при среднем пределе
прочности основного металла соединения, примененного при исследованиях,
Опч = 41 кг/мм-. Это дает среднее отношение:
эак
Лср = — = 0,87 ««0,9.
апч
Аналогичные исследования для стали НЛ дали значения пределов проч-
ности: = 43 кг/мм*', оПч = 58 кг/мм* и, таким образом,
_зак
Лер = — = 0,76.
спч
Экспериментальное определение предела текучести заклепочных соеди-
нений мало надежно и потому правильнее базироваться на пределе проч-
ности.
В наших нормах расчетные характеристики работы заклепочного соеди-
нения на срез базируются на прочностных характеристиках не соединения,
а заклепочной стали. Такой подход удобнее ввиду значительно большей
определенности характеристик стали, чем всего соединения. Нормативное
сопротивление растяжению заклепочной стали (т. е. ее нормативный пре-
дел текучести) по нормам составляет для сталей Ст. 2 закл. н Ст. 3 закл.
о" = 22 кг/мм*, а для стали НЛ1 о? = 30 кг/мм*. Коэффициент пере-
хода Л от работы на растяжение к работе на срез для сталей Ст. 2 закл.
и Ст. 3 закл. принят равным 0,9, а для стали НЛ1 — 0,85. Таким об-
разом, нормативное сопротивление заклепок при работе на срез по нашим
нормам принято: для сталей Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл. т|ак = 0,9 • 22 =
= 19,8 <=«20 кг/мм* и для стали НЛ1 Тзак = 0,85 • 30 = 25,5 кг/мм*. На-
конец, коэффициент однородности для заклепочной стали принят таким
же, как для обычной стали, поскольку отбраковка заклепочной стали про-
изводится теми же методами, что и прокатной. При расчете заклепок, ра-
ботающих на срез, нормы учитывают также состояние поверхности отвер-
стий. Отверстия, только продавленные и не рассверленные, имеют неров-
ные края, которые ускоряют срез заклепок и приводят к пониженным сопро-
тивлениям (группа С). Это понижение сопротивления учитывается коэф-
фициентом качества отверстий, который принят при работе заклепок на
срез равным mi = 0,80, точно так же как при работе на смятие. В резуль-
См. сноску на стр. 134.
ио
Заклепочные соединения
тате для расчетных сопротивлении при работе заклепок на срез /?ср при-
няты величины, указанные в табл. 5.3.
Таблица 5.3
Расчетные сопротивления срезу для закле- почных соединений в кг [см*
Материал закле- пок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл. Ст. НЛ1
Срез В 1800 2 200
Срез С 1400 —
Расчетное сопротивление срезу 1 800 кг/см'1 составляет около 0,6 наи-
меньшего предела прочности заклепочного соединения а„^к = 2 900 кг/'см1
и, таким образом, отвечает экспериментальным данным д-ра техн, наук
Г. А. Шапиро.
Коэффициенты перехода по отношению к расчетному сопротивлению
основного металла для заклепок в сверленых или рассверленных отвер-
стиях (группа В) составляют:
для стали Ст. 3
для стали НЛ
_ 2200
АЧ>— 2900 —°’76’
В методике расчета по допускаемым напряжениям расчетные характери-
стики получены на основании аналогичных соображений; в основу положен
предел текучести заклепочной стали от = 21 кг)мм1, а коэффициент пере-
хода при работе на срез принят равным 0,9, что дает предельное напряже-
ние среза •Спя— 19 кг)мм1. При обычном коэффициенте запаса 1,36 допу-
скаемое напряжение на срез получается равным [т]срК = 1 400 кг/см1 при
сверленых или рассверленных отверстиях (группа В) и действии основных
нагрузок. При наличии продавленных отверстий (группа С) допускаемые
напряжения снижены на 25—30%; при действии основных и дополнительных
нагрузок допускаемые напряжения повышены на 15—20%. Это дает допу-
скаемые напряжения на срез заклепок из стали марок Ст. 2 закл. и
Ст. 3 закл. приведенные в табл. 5.4.
Таблица 5.4
Допускаемые напряжения на срез дли закле-
почных соединений из стали марки Ст. 2 закл.
и Ст. 3 закл. [т]’“ в кг/см1
Воздействия Основные Основные и допол- нительные
Срез В 1400 1 600
Срез С 1000 1 200
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
141
Коэффициент перехода для заклепок в сверленых н рассверленных от-
верстиях по отношению к допускаемому напряжению стали Ст. 3 составляет!
. _ 1400
Тсбб— °'87-
Работа на срез заклепок холодной клепки аналогична работе заклепок,
поставленных в горячем состоянии; разница состоит только в том, что при
холодной клепке резко уменьшается влияние трения и заклепочный стер-
жень сразу включается в работу. Заклепочный стержень холодной клепки
является резко наклепанным, а потому более жестким и прочным; в соот-
ветствии с этим предел прочности такого заклепочного соединения полу-
чается выше (~ 37-5-39 кг/мм*) при меньших деформациях. Однако ввиду
малого опыта с заклепками холодной клепки это обстоятельство в нормах
не учитывается и расчетные характеристики для этих заклепок принимаются
такими же, как для заклепок, поставленных в горячем состоянии.
Таким образом, наибольшее усилие, которое может воспринять заклепка
при работе на одиночный срез, равно:
при расчете по предельному состоянию
гАПзак__ .-.зак Ted2 . _
[Л/]Ср — > (5.2)
при расчете по допускаемым напряжениям
г » глЗак rai1, -13ак
=-4- Мер
Здесь d — диаметр заклепки;
и [т]ср“ — соответственно расчетное сопротивление и допускае-
мое напряжение при работе заклепок на срез.
(5.2-)
г) Работа заклепок на растяжение (отрыв головок)
При работе заклепки на растяжение растягивающая сила прикладывается
не к самой заклепке, а к соединенным заклепкой элементам, которые она
стремится разъединить (фиг. 118). В стержне за-
клепки в результате остывания (при горячей
клепке) или сжатия соединяемых элементов (при
холодной клепке) сохраняется начальное натя-
жение, которое уравновешивается сжатием скле-
панных элементов. Внешняя нагрузка, стремясь
разъединить склепанные элементы, уменьшает это
сжатие, а вместе с тем и равное ему начальное
натяжение, поскольку начальное натяжение как
уравновешенное всегда равняется силе сжатия
пакета. Таким образом, если в системе „заклепка —
Фиг. 118. Схема начальных
напряжений в заклепочном
соединении, работающем на
отрыв головок
пакет" до приложения нагрузки существовало
начальное натяжение ±No, то после приложения нагрузки Р оно уменьшится
до величины No—р. Однако при разъединении пакета увеличивается его тол-
щина, а вместе с тем увеличивается и длина заклепки на величину
вследствие чего окончательное начальное натяжение в стержне заклепки
будет равно:
N=N„ — Р
I епВ^зак
"Г b
(5.3)
где
РЬ
еп— увеличение толщины пакета, равное р е~.
сп* п
(5.4)
142
Зак кепочные соединения
Здесь Ь —толщина пакета;
fn —приведенный модуль упругости пакета, меньший обычного мо-
дуля вследствие наличия в пакете плоскостей контакта между
соединенными элементами;
рп .— площадь передачи сминающих усилий в пакете;
— площадь стержня заклепки.
К начальному натяжению прибавляется внешнее усилие, и, таким обра-
зом, полное усилие в стержне заклепки равняется:
е FF R Р
л=л'„-р-}-^+р=л'0 + р,- • (5.5)
Вследствие небольшой величины второго члена (так как Fn во много
раз больше рза<) можно считать, что, пока P<^N„, усилие в стержне сохра-
няет постоянную величину, равную Л’о, несмотря на возрастание силы Р.
Таким образом, при наличии уравновешенных начальных усилий внешняя
нагрузка должна прежде всего проработать эти начальные усилия н только
после этого она проявляется во вне. Когда Р = Л’О, усилие будет:
+ -§;]• (5.6)
В этот момент контакт между элементами пакета нарушается, полу-
чается щель, сжимающие усилия в пакете и начальное натяжение в стержне
заклепки становятся равными нулю, и последний член в выражении (5.3)
выпадает; в дальнейшем N=P, т. е. усилие в стержне заклепки равно
внешней^нагрузке. При достижении силой Р предельного значения, равного
Рвр = Опч ^м.(гдеопч —предел прочности материала заклепки), стержень раз-
рушается. Таким образом, начальное натяжение не влияет на несущую
способность стержня заклепки; оно только уменьшает его удлинения. Ука-
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
143
данное очень хорошо подтверждается на опыте (фиг. 119); сначала стер-
жень заклепки получает весьма малые деформации:
до тех пор, пока усилие по достигнет значения:
Р=Ч
(ч-
Е„Г„,
после этого деформации растут по обычному закону растяжения:
_Р*
Сопротивления заклепки при работе на растяжение берутся сравнительно
небольшие: этим учитывается не наличие начальных натяжений, которые,
как было указано, никакого влияния на работу заклепки не оказывают, а
то обстоятельство, что нагрузка по отношению
на растяжение, прикладывается обычно с большим
эксцентриситетом (фиг. 120). Типичным примером
соединения здесь является прикрепление уголка,
к выступающей полке которого приложена внеш-
няя сила, поскольку заклепка помещается по се-
редине полки уголка, осевое усилие в стержне за-
клепки оказывается приблизительно в 2 раза боль-
ше внешней силы; принимая во внимание некоторое
повышение механических свойств заклепки по
сравнению с заклепочной сталью,это обстоятельство
в нормах учитывают введением коэффициента усло-
вий работы заклепки на отрыв головок, большего
чем 0,5, а именно дготр = 0,6. Таким образом,
сопротивление заклепки при расчете на отрыв го-
ловок принимается равным:
для стали марок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл.
к заклепке, работающей
Фиг. 120. Работа заклепки
на отрыв головок с эксцен-
триситетом
методе расчета по допу-
m0Tp k /?«ак = 0,60 • 0,9-22 лг 12 кг!мм\
для стали НЛ закл.
дг0Тр k R»aK = 0,60 0,85 • 30 ла 15 кг!мм\
На основании аналогичных соображений при
скаемым напряжениям для заклепок из стали марок Ст. 2 закл. и Ст. 3 закл.
допускаемое напряжение на отрыв головок принимается [о]^ = 900 кг/см*
при действии основных нагрузок и [о]“гр=1 100 кг/см* при действии основ-
ных и дополнительных нагрузок.
д) Распределение усилия между заклепками в продольном направлении
В длинном соединении при расположении в продольном ряду несколь-
ких ааклепок в первый период работы соединения, когда усилия в скле-
панных элементах передаются трением, сдвиги между этими элементами,
равные разности их относительных удлинений, распределяются по длине
соединения неравномерно (фиг. 121, а). Наибольшие сдвиги (и силы трения)
получаются у концов элементов, где указанная разность является наиболь-
ший, причем, очевидно, на противоположных концах она имеет разные знаки.
Этими сдвигами вовлекаются заклепки, которые также работают неравно-
144
Заклепочные соединения
мерно! при этом наибольшие смешения, а следовательно, и наибольшие
усилия получают крайние заклепки.
сопротивления трепня будут превзойдены, происходит
элемента по другому; практически можно считать, что
при этом сдвиги одинаково распределяются по дли-
не соединения; таким образом, к неравномерной
эпюре сдвигов первого периода работы соединения
(фиг. 121, б) прибавляются одинаковые сдвиги общего
смещения (фиг. 121, в). Так как смещения элемен-
тов после преодоления сил трения крайне велики по
сравнению со смещениями первого периода работы,
то можно считать, что перед разрушением соеди-
нения при больших пластических деформациях мы
имеем равномерную эпюру сдвигов, и потому все
заклепки ряда работают
от числа заклепок в
После того как
перемещение одного
бл
$
Фиг. 121. Распределение
усилия между заклепками
по длине соединения
одинаково независимо
продольном ряду (фиг.
стержня очень хорошо
и в СССР и за рубежом.
Работа заклепочного
изучена экспериментально
Здесь должны быть отмечены работы д-ра техн,
наук Г. А. Шапиро (ГПИ Проектстальконструкция) *,
подробно изучившего природу начальных напряже-
ний в заклепке, а также работу заклепки на от-
рыв, срез и смятие, проф. Е. Е. Гибшмана®—
по распределению усилий между заклепками и
проф. С. А. Ильясевича3 — по работе заклепок под динамической на-
грузкой.
2. Работа заклепочных соединений при повторных нагрузках
а) Повторные нагрузки с перерывами
При загрузке заклепочного соединения элементы соединения получают
деформации — сдвиги. При разгрузке вследствие упругости стержней закле-
пок соединение получает обратные сдвиги. Если сдвиги находятся в об-
ласти, в которой сопротивление перемещению одного элемента по другому еще
не превзойдено и пакет работает как цельный с передачей усилий между
элементами в основном силами трения, деформации пакета упруги и обратимы.
Однако, после того как произошел общий сдвиг, при разгрузке должны
сохраниться остаточные смещения, равные в основном этому сдвигу. Актив-
ными силами разгрузки являются упругие силы заклепочных стержней и
элементов соединения, которые производят работу обратного смещения.
Эти смещения сначала имеют упругий характер до тех пор, пока не
будут превзойдены сопротивления обратному сдвигу. После этого в случае
достаточных перемещений элементов соединения может произойти обратный
сдвиг. Нетрудно себе представить, что сопротивление обратному сдвигу
должно равняться удвоенному значению сопротивлений первому сдвигу
(фиг. 122). Действительно, для того чтобы мог произойти обратный сдвиг,
необходимо прежде всего погасить остаточные усилия, сохранившиеся после
* Г. А. Шапиро, Работа заклепочных соединений стальных конструкций, Воеи-
мориздат, 1949.
= Е. Е. Г и б ш м а н, Исследование работы заклепочных соединений, Труды МАДИ,
ОНТИ, 1934.
•С. А. Ильясевич, К вопросу о колебаниях стальных мостов, нзд.ВИА, 1940.
Работа заклепочных соединений под нагрузкой
115
первого сдвиги, и накопив» энергию для производства нового сдвига, т. е
в сумме затратить удвоенную работу по сравнению с той, которая необходима
для первого сдвига. Обратный сдвиг прекращается при полной разгрузке соеди-
нения. При новой загрузке для появ-
ления нового сдвш а, очевидно, нужно
также затратить двойную работу но
сравнению с гой, какая была нужна
для первого сдвига, поскольку и те-
перь необходимо, во-первых, пога-
сить остаточные усилия предыдущего
сдвига и, во-вторых, накопить энер-
гию для нового сдвига. В результате
цикла разгрузка — нагрузка полу-
чается петля, которая после несколь-
ких загружений постоянной агмплиту-
ды может стать устойчивой (замкну-
той), и нарастание остаточных дефор-
маций при работе заклепочного соеди-
Фиг. 122. Схема работы заклепки прн
повторных нагрузках. Образование петли
гистерезиса
нения в определенных пределах прек-
ратится (фиг. 122). Эта петля назы-
вается петлей гистерезиса цикличе-
ской работы заклепочного соединения.
Если фиксировать только начальную и конечную точки петли гистере-
зиса, работа соединения будет казаться упругой.
Приведенный модуль упругости заклепочного соеди-
нения характеризуется наклоном прямой, соединяющей начальную и ко-
бвд
печную точки петли. Он будет
тем меньше, чем большие сдвиги
___________ имелись в соединении.
Петля гистерезиса появляется
___________.2 в том случае, когда воздействие
___________1 внешней нагрузки больше 2F,
-_________где р— сопротивление первому
-----------з сдвигу. Для заклепок из стали
Ст. 3 закл. величина 2F дости-
-----------гает 8002 400 кг на 1 сж2 стерж-
ня заклепки, что, как правило,
выше фактического изменения
-----------п усилий в процессе эксплуатации.
s 6--------Поэтому клепаные конструкции
Фиг. 123. Вибрационная прочность полосы с от-
верстиями
1 полоса с отверстиями, асимметричный цикл; 2—по-
лоса без отверстий, асимметричный цикл: 3—полоса
с отверстиями, симметричный цикл; 4 — полоса без от-
верстии, симметричный цикл
из стали Ст. 3 после первоначаль-
ного сдвига работают обычно
упруго, без дальнейшего нара-
стания деформаций.
Для заклепок из стали НЛ ве-
личина 2F может быть порядка
600 -4- 1 600 кг/см*, и здесь при эксплуатации возможно появление петли ги-
стерезиса и в соответствии с этим более раннее изнашивание конструкции.
б) Непрерывные повторные нагрузки (вибрационная прочность
заклепочного соединения)
Как было указано в главе II, вибрационная прочность в сильной сте-
пени зависит от концентрации напряжений; поэтому у полосы с отверсти-
10 Н. С. Стрелецкий
146
Заклепочные соединения
йми, вокруг которых концентрируются напряжения, вибрационная прочность
ниже, чем у гладкой полосы. При полных асимметричных циклах (0 —
предел выносливости полосы с отверстиями составляет для стали Ст. з
~ 15-:-20 кг/мм*, а для стали НЛ — около 20-5-25 кг/мм1-, кривая падения
вибрационной прочности получается более крутой, и предел выносливости уста-
навливается уже при 2 Ю" циклов (фшг. 123). При полных симметричных цик-
лах предел выносливости полосы с отверстиями составляет ~ 12:- 14 кг/мм*
для стали Ст. 3 н для стали НЛ. Состояние стенок отверстий влияет на
вибрационную прочность полосы, но
ве особенно сильно; переход от свер-
леных к продавленным отверстиям
снижает вибрационную прочность на
1О°/о- Разрушение полосы (появление
трещин) происходит по диаметраль-
ному сечению отверстия, где имеют-
ся наибольшие пиковые напряжения
(фиг. 124).
При заполнении отверстии заклеп-
ками при небольших напряжениях сре-
за и смятия получается даже повыше-
ние вибрационной прочности; однако
при более напряженной работе закле-
пок вибрационная прочность соедине-
ния уменьшается, существенно завися
от соотношений напряжений в листе
(о: тср: асм), а также от диаметра за-
L„.Z
Фиг. 124. Разрушение заклепочного со-
единения от усталости в листах
и в заклепке на срез и на смятие
клепок. При отношениях, отвечающих статическому расчету (о:тср:оси=
= 1:0.9:2). обычно разрушается лист при напряжениях, равных вибра-
ционной прочности листа с отверстиями (см. выше); при более тонких за-
клепках и толстых листах, когда решающим является срез, разрушаются
заклепки; разрушение заклепок начинается при отношении тср:о—1,25;
это отношение повышается для толстых заклепок (d = 22 -5- 25 мм) до 2
и более. Вибрационная прочность заклепочных соединений при заклепках
из стали Ст. 3 закл. получается
порядка 18—20 кг/мм1 для одно-
значного цикла и 12 кг/мм* —
для симметричного цикла. Для
заклепок из стали НЛ1 нет
четко установленных цифр; по-
видимому, вибрационная проч-
ность заклепочных соединений из
стали НЛ такая же, как и для
соединений из стали Ст. 3. Раз-
Фиг. 125. Разрушение заклепочного соединения
от трещин усталости в заклепочных стержнях
рушение заклепок происходит от многократного изгиба и состоит в над-
рыве стержня заклепки (фиг. 125); поскольку при вибрационной работе
сдвиги и пластическая работа заклепок незначительны, напряжения в со-
единении не выравниваются и разрушается наиболее напряженная крайняя
заклепка.
При больших напряжениях смятия возможно разрушение от смятия.
В этом случае лист разрушается так же, как и лист с отверстиями без
заклепок, только трещины появляются несколько смещенными к переднему
краю отверстия; разрушается лист у крайней заклепки. Напряжения смя-
тия могут стать опасными, лишь при достаточно высоких значениях
(ост:а^> 3,0). Вибрационная прочность заклепочных соединений была изучена
Работа заклепочных соединении под нагрузкой
147
Г. А-Шапиро (ГПИ Проекте галькопструкцця), Н. Ф. Дембовским (ЦНИПС)1
и исследователями за рубежом.
Таким образом, при вибрационной нагрузке заклепочных соединений основ-
ной опасностью является разрушение листа. Наши нормы в прошлом недоста-
точно считались с этим и предохраняли лист косвенным образом — путем
уменьшения допускаемых напряжений на заклепки и тем самым уменьшения
напряжений смятия и среза. По проекту норм Урочного положения в про-
тивоположность предыдущим требуется проверка на выносливость не только
заклепочного соединения, но н самого элемента конструкции.
Меньшие значения вибрационной прочности требуют соответствующего
снижения расчетных сопротивлений.
В соответствии с этим по нормам при проверке заклепочных соединений
на выносливость при действии регулярной подвижной нагрузки расчетные
сопротивления умножаются на коэффициент у, равный:
для заклепок из стали Ст. 3 закл. (только для знакопеременных усилий)
7 = ~-------N---
1,0—0,5 ~-
для заклепок из стали НЛ1
I
7 = —--------у-----
1,1—0,8 ми"
(5-7)
(5.8)
При проверке заклепочных соединений на выносливость при действии
непрерывной вибрационной нагрузки величины коэффициентов у понижаются
на 20°/о.
При расчете заклепочных соединений па выносливость по допускаемым
напряжениям коэффициент у принимается равным:
для заклепок из стали Ст. 3 закл. (только для знакопеременных усилий)
7 = —-------А-----
1,0 — 0,3 тт-—•
/V
макс
для заклепок из стали НЛ1
1,1 — 0.8
**макс
(5.9)
(5.10)
Таким образом, проверка заклепочного соединения на выносливость произ-
водится по формулам:
W„ ss тп тв6 — тп 1 (5Л1)
Na тп ав“с?8 = тп do.
(5.12)
где п—число срезов или заклепок;
т— коэффициент условий работы;
7— соответствующий коэффициент понижения расчетных сопротивлений.
’ Н. Ф. Д е м б о в с к и II, Выносливость соединений на заклепках, поставленных в
холодном состоянии, сборник ЦНИПС .Исследования по стальным конструкциям ,
Госстройиздат, 1950.
Заклепочные согОинения
148
Как указывалось в главе II, при проверке на выносливость нагрузки
берутся без коэффициентов перегрузки, так как нов горение случайных пере-
грузок много раз подряд Неверов:но.
§ 4. КОНСТРУИРОВАНИЕ ЗАКЛЕПОЧНЫХ СОЕДИНЕНИИ
1. Типы заклепок
Для удобства изготовления стальных конструкций рекомендуется в одной
конструкции принимать один или в крайнем случае два диаметра заклепок.
Диаметр заклепок определяет минимальные размеры профилей, количество
заклепок в соединениях, размеры накладок, протяженность стыков и т. п.
Таким образом, выбор диаметра заклепок является одной из основных задач
конструирования.
При проектировании всегда учитывается заклепка в деле —после осажи-
вания ее в отверстии при склепывании и плотного заполнения отверстия.
Поэтому диаметр заклепки определяется отверстием. Диаметр стержня непо-
ставленной заклепки, как было указано в § 1 настоящей главы, берется на
0,5—1,0 мм меньше диаметра отверстия
Размеры заклепок принимаются по ГОСТ 1187-41 н- 1195-41.
Стандартами предусмотрены следующие диаметры отверстий: 10, 12, 14,
17, 20, 23, 26, 29, 32, 35 и 38 мм. В рабочих частях конструкций наиболее
употребительны диаметры от 17 до 26 мм; меньшие диаметры применяются
в неответственных легких конструкциях (лестницы, легкие площадки, огра-
ждения и т. п.), большие диаметры применяются редко — в очень тяжелых
конструкциях.
По форме головок различают четыре основных типа заклепок (фиг. 113):
а) заклепки с полукруглой головкой (ГОСТ 1187-41);
б) заклепки с потайной головкой (ГОСТ 1195-41);
в) заклепки с полупотайной головкой (ГОСТ 1192-41);
г) заклепки с плоской головкой для холодной клепки.
Обычно применяются заклепки с нормальной полукруглой головкой; потай-
ные или полупотайные заклепки применяются в тех случаях, когда в конст-
рукции илн части ее нужно иметь гладкую поверхность или же когда большая
высота головок нежелательна по конструктивным или эксплуатационным
требованиям.
В последнее время, как уже указывалось, для склепывания больших толщин
(более 5d) применяются заклепки с повышенной закладной головкой и кони-
ческим стержнем на части длины (фиг. 113, г).
В процессе клепки таких заклепок осаживание их производится с двух
сторон, в результате чего часть материала из закладной головки переходит
в стержень; это способствует плотному заполнению отверстия.
При толщине пакета более 7<7 следует применять болты
2. Размещение заклепок
а) Размещение заклепок в листовом металле
Размещение заклепок в конструкции производится на основе конструк-
тивных и производственных соображений и часто диктуется требуемым коли-
чеством заклепок, которое устанавливается расчетом.
Производственные условия требуют наиболее простого размещения закле-
пок, удобного для обработки изделия и производства клепки.
Центры заклепок размещаются по прямым линиям, называемым рисками.
Размещение заклепок в листах может быть рядовое (фиг. 126, с) и в шахмат-
Конструирование заклепочных соединений
149
ном порядке (фиг. 126, б). Более простым и удобным для изготовления
конструкций, а потому обычно применяемым является рядовое размещение.
Расстояние между рисками вдоль усилия называется шагом, а поперек
усилия — дорожкой (фиг. 126, а).
Минимальное расстояние 2d от центра заклепки до края элемента по
направлению усилия отвечает принятым отношениям между расчетными сопро-
тивлениями па смятие заклепки и на срез (выкол) основного металла (см.
§ 3, п. 1, „б“ настоящей главы).
Минимальное расстояние между центрами заклепок вдоль усилия прини-
мается рапным 3 d(оно несколько больше требуемого расстояния из условия
равнопрочиости на выкол и смятие, составляющего ~ 2,5 d).
Минимальное расстояние между центрами заклепок поперек усилия также
принимается равным 3 d. Меньшее расстояние приводит к сильному нагреву
материала и к расстройству поставленных заклепок при клепке смежных.
а также к концентрации вокруг отверстия местных перенапряжений. Мини-
мальные расстояния от центра заклепок до края элемента поперек усилия —
1,5 d при обрезных кромках и 1,2 d при прокатных — принимаются из условия
исключения на этом участке перегрева в процессе клепки, а также чрезмер-
ных перенапряжений в процессе работы.
Заклепки ставятся на минимальных расстояниях йезде, где требуется
иметь компактное соединение, например, в стыках, в прикреплениях эле-
ментов н т. п.
При сверлении по кондукторам 1 Наименьшее расстояние между заклеп-
ками должно равняться е = 2,15 (d-f-10) жл.
При пробивке отверстий на многоштемпельных прессах минимальные рас-
стояния между рисками, а также от крайней заклепки до края элемента
составляют 50 мм (см. главу VII, § 5, п. 3).
Минимальное расстояние между заклепками при сверлении на многошпин-
дельных станках равняется 80 мм.
Конструктивные и связующие (т. е. не передающие усилий) заклепки
ставятся на максимальных расстояниях друг от друга.
Максимальное расстояние между центрами заклепок принимается равным
3d или 126; оно определяется плотностью прилегания листов, а также устой-
чивостью листов между заклепками. В средних рядах или при окаймления
жестким элементом оно может быть увеличено до 16d или 246 для растя-
нутых и до I2d или 186 для сжатых элементов (фиг. 127). При редком
Размещении заклепок и неплотном прилегании листов в шелн попадают грязь
1 Кондуктор — шаблон, применяемый для достижения большой точности при обра-
зовании отверстий сверлением (см. главу VII, § 5).
Заклепочные соединенна
и влага, от которых начинается коррозия. Прн максимальном рас, гоянви
между заклепками в сжатых листах (126) гибкость листа
соответствует гибкости тяжелых стержней, образованных нз миоголистопых
пакетов.
Максимальное расстояние от крайнего ряда заклепок до края элемента
(Id или 88) определяется условием плотного прилегания листов.
С точки зрения упрощения производства весьма важно стандартизовать
шаг заклепок. С этой целью для наиболее употребительных заклепок диамет-
ром 20 и 23 jt.it часто принимают единый минимальный шаг 70 или 80 * мм
н расстояние до края — 45 jtjt. По направлению усилия обычно ставят не
менее двух рядов заклепок.
о) Размещение заклепок в фасонном металле
Размещение заклепок в фасонном металле (уголках, швеллерах и дву-
таврах) должно быть увязано с размерами профиля и принятым диаметром
заклепки.
В полках уголков в зависимости от их ширины заклепки можно разме-
щать по одной или по двум рискам. В полках шириной до 120 мм (одно-
2*6 илч ltd
f8S u/ni
Фиг. 127. Размещение связующих закле-
пок в листах
| Угыни.приЬ< 120мм
Фиг. 128. Размещение заклепок в
уголков
Т Угашима
& b >150мм
1
Ушки при.
Ь>120л,м
полках
рядные уголки) заклепки могут быть размещены только по одной риске
(фиг. 128, а). В полках шириной более 120 мм заклепки могут размещаться
по двум рискам, причем в полках до 150 мм заклепки обычных диаметров
размещаются в шахматном порядке (фиг. 128, б); в более широких полках
возможно также и рядовое размещение (фиг. 128, в). В последнем случае
между рисками должно быть сохранено минимальное расстояние 3d.
Минимальное расстояние от обушка до первой риски определяется воз-
можностью постановки заклепки иа плоской части полки уголка (фиг. 129, ап б)
и устройства стыка при уголковой (фиг. 129, в) и плоской (фиг. 129, а)
накладке и устанавливается после округления до 5 мм согласно табл. 2
приложения 4. Вторая риска устанавливается с таким расчетом, чтобы расстоя-
ние от нее до пера уголка было около l,5d. При сверлении но кондукторам
Прн миогошинндельном сверлении (см. тлаву VII).
Конструирование заклепочные соединении
(<|>иг. 129, к " е) положение риски зависит от расстояния а от края кон-
дукторной накладки до центра отверстия, равного а =1,15 (d-|- 10) мм.
В двутаврах и швеллерах риски принимаются согласно табл. 3 и 4 при-
ложения 4.
Фнг. 129. Минимальные расстояния от центра заклепки ло обуш-
ка уголка
3. Типы заклепочных соединений
al
Заклепочные соединения применяются в виде соединений встык, когда
соединяемые элементы располагаются в одной плоскости и перекрываются
накладками, а также в виде соединений вна-
хлестку, когда элементы, расположенные в раз-
ных плоскостях, непосредственно примыкают
друг к другу и склепываются между собой.
Соединение встык с парными накладками
является наилучшим, так как усилие здесь пе-
редается симметрично (фиг. 130, а). Соединение
встык с односторонней накладкой применяется,
когда по производственным или конструктив-
ным соображениям нельзя поставить накладки
с двух сторон. Здесь усилие передается с эксцен-
триситетом, вследствие чего происходит изгиб
л
соединяемых элементов (фиг. 130, б).
При соединении встык двух листов разной
толщины приходится применять прокладку
(фиг. 130, в). Постановка прокладки несколько
снижает жесткость соединения и ухудшает его
работу. Для увеличения жесткости рекомен-
дуется прокладку выпустить на один ряд за-
клепок за накладку. Фнг. 130 Соединение листов
При соединении гибких элементов (листов) заклепками
односторонними накладками вследствие изгиба а_ВСТык с ПаРны»н вишшк в—
элементов получается ослабление работы за-
клепок. Это обстоятельство учитывается вве-
дением коэффициента условий работы одностороннего прикрепления т = 0,9.
Когда изгиб элементов вследствие жесткого прикрепления оказывается невоз-
можным, коэффициент т не вводится.
152
Заклепочные соединения
Равным образом при передаче заклепками усилии через промежуточные
элементы (посредственная передача), вызывающей дополнительное искривле-
ние заклепок, также вводится коэффициент условий рабо1ы /н — 0,9.
Соединение плоских элементов внахлестку нерационально вследствие
получающегося эксцентриситета. Поэтому оно применяется тогда, когда
этот эксцентриситет может быть воспринят конструкцией соединения или
же при небольших усилиях.
Соединение уголков чаще всего осуществляется уголковыми накладками
(фиг. 131 а), обеспечивающими достаточную жесткость соединения. Для плот-
ного прилегания обушок уголковой накладки обрабатывают (снимают фаску).
Уголковые накладки принимаются того же сечения, что н соединяемые
уголки. Большие уголки могут перекрываться листовыми накладками, если
на накладке можно разместить два ряда заклепок (фиг. 131,6)
а — стык уголков при помощи уголковых накладок; б — то же, при по-
мощи листовых накладок; в — стык швеллеров; г — стык двутавров
Стыки швеллеров (фиг. 131, в) и двутавров (фиг. 131, г) осуществляются
при помощи накладок; при необходимости полного перекрытия сечения накладки
следует ставить как по стенкам, так и по полкам.
Сжатые стержни можно также стыковать с непосредственной передачей
усилия через торцы. Для этой цели торцы стержней специально обрабаты-
вают на торцефрезерных станках. Накладки в этом случае ставятся лишь
из конструктивных соображений и условно рассчитываются на 15% сжи-
мающей силы (фиг. 132).
Соединение сжатых элементов с фрезеровкой торцов целесообразно при
мощных профилях и тяжелых составных сечениях, когда передача усилия
посредством накладок требует большого количества заклепок и, следовательно,
большой протяженности стыка.
Типичным соединением фасонных элементов является прикрепление их
к листам внахлестку (фиг. 133, а). При значительных усилиях такое соеди-
нение требует много заклепок; для большей компактности уголки и швеллеры
можно прикреплять при помощи уголковых коротышей (фиг. 133,6). Коро-
тыши соединяются выступающими полками с основным элементом и тем самым
как бы уширяют его, создавая более широкий фронт для размещения заклепок.
Расчет заклепочных соединений при действии осевой силы
153
Часть усилия с основного элемента переходит через связующие заклепки
на коротыши. Чтобы заклепки на коротыше работали совместно с заклепками
на основном элементе, нужно
обеспечить монолитность со-
единения коротыша с основным
элементом или с фасонкой, т. е.
устранить возможность сдвигов
Фиг. 132. Стык сжатых стержней
с передачей усилия через торцы
Фиг. 133. Прикрепление уголков и швеллеров
внахлестку
между ними. С этой целью наши нормы требуют, чтобы число заклепок, прикре-
пляющих одну из полок коротыша, увеличивалось против расчета в 1,5 раза.
Фиг. 134. Прикрепление впритык
Соединение элементов под прямым углом друг к другу (впритык) обычно осу-
ществляется при помощи уголков (фиг. 134). При этом если прикрепляемый стер-
жень растянут, то заклепки, оси которых направлены вдоль усилия, работают на
отрыв головок; заклепки же, прикрепляющие фасонку, работают на срез и смятие.
&5. РАСЧЕТ ЗАКЛЕПОЧНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ ДЕЙСТВИИ ОСЕВОЙ СИЛЫ
Расчет заклепочных соединений состоит:
а) в установлении числа необходимых для передачи усилия заклепок;
б) в проверке прочности прикрепляемого или стыкуемого элемента в месте
прикрепления.
Определение числа необходимых заклепок может производиться по усилию
или по площади.
154
Заклепочные соединении
1. Расчет по усилию
Определение числа заклепок но усилию производится обычно в легких
конструкциях.
В соответствии с работой заклепок число заклепок определяется по
срезу, по смятию или по отрыву головок.
При определении требуемого числа заклепок но срезу определяется число
срезов заклепок:
п
^расч
ср 4
(5.13)
Заклепка по своему положению может иметь один, два или большее число
срезов. Наиболее распространены односрезные заклепки в прикреплениях вна-
хлестку или односторонней накладкой и двусрезные в прикреплениях парных
элементов или при перекрытии парными накладками. Двусрезные заклепки,
как правило, работают на смятие по толщине среднего элемента. Требуемое
число заклепок по смятию определяется по формуле:
я NPK4
(5.14)
Равнопрочность заклепки при работе на двойной срез и на смятие полу-
чается при толщине 8яа0,(id. Прн меньшей толщине опасным является
смятие, при большей — двойной срез.
Требуемое число заклепок прн работе на отрыв головок определяется
по формуле:
и'логР<“^’ (5.15)
Коэффициент условий работы тОТр учитывает эксцентриситеты, односто-
роннюю передачу усилий, посредственность передачи и другие обстоятель-
ства работы заклепок на отрыв головок.
Значения коэффициентов условий работы т, не равные единице, указаны
в приложении 1,1V. При вибрационной нагрузке т==у*.
После определения числа заклепок производится их размещение согласно
указаниям § 4 данной главы и проверяется прочность прикрепляемого или
стыкуемого элемента. Проверка производится по первому ряду заклепок
прикрепления или стыка (фиг. 135, а), где имеется наибольшее напряжение,
по формуле:
-^расч нт. (5.16)
Здесь fHT равняется площади сечения элемента за вычетом площади ослаблений
заклепками по первому ряду, т. е.
Рнт == Fбр — /Z jCfo,
где я, — число заклепок в первом ряду.
^ыяо указано выше, проверка на вибрационную нагрузку производится прн
коэффициентах перегрузки, равных единице, т. е. по нормативным усилиям.
Расчет заклепочных соединений при действии осевой силы
155
Для уменьшения напряжений целесообразно в первом ряду иметь не-
большое число заклепок. В следующих рядах число заклепок может быть
больше, гак как уменьшение
площади нетто в последую-
щих рядах компенсируется
уменьшением напряжений в
прикрепляемом элементе
вследствие передачи заклеп
ками предыдущих рядов ча-
сти усилия на смежный эле-
мент (например, накладку).
Однако иметь в первом ряду
одну заклейку нецелесооб-
разно, так как опа очень
перенапрягается и, как пока-
зали опыты, может разру-
шиться раньше остальных.
При шахматном расположе-
нии заклепок, малом полу-
шаге и достаточно широкой
дорожке может оказаться,
что площадь сечения по зиг-
загу между заклепками пер-
вого и второго рядов будет
меньше площади сечения по
первому ряду (фиг. 135, б).
Это будет иметь место, если полушаг заклепок принят меньше полушага
указанного в табл. 5.5 (так называемого „полушага равных площадей").
Такой случай имеет всегда место при прикреплении однорядного уголка
по двум полкам.
Таблица 5.5
Полушаги а равных площадей в мм
FKr = [2<?] -|- (л — I) /а2 -|- ei — nd] 8,
где п — число заклепок по зигзагу;
а — полушаг;
et и е — крайняя и средняя дорожки.
(5-17)
Пример 1. Требуется рассчитать стык листов сечением 260 х 12 мм, перекрытый
двумя накладками толщиной 12 мм. Материал — сталь марки Ст. 0; отверстия про-
давлены; диаметр заклепок d = 23 ,wjw. Листы работают на усилия: от постоянной
нагрузки ^ = 20 т, от временной — Nq = 12 т; коэффициенты перегрузки: постоян-
ной нагрузки Пр=1,1, временной — nq== 1,2. Коэффициент условий работы m = l.
Расчетное усилие:
Л'расч = V» + =20 • М + 12 1,2= 36,4 т.
156
Заклепочные соединения
Поскольку толщина листа б меньше Об/, расчетной является работа заклепок на
смятие.
Расчетное сопротивление заклепки смятию = 2 700 кг/см*.
Расчетное усилие на заклепку:
[ДГ]™к == 2 700 • 2,3 . 1,2 = 7 500 кг.
Требуемое число заклепок:
... ^рлеч _ 36 400 _
” IWpsK 7 500
см
Принимаем 6 заклепок. Поперек листа можно поставить заклепки по трем рискам-
расстояние от края листа до первой риски принимаем равным 40 мм и расстояние
между рисками (дорожку) — S0 мм (фйг. 136). Для уменьшения размеров накладок
размещаем заклепки в продольном направлении па минимальных расстояниях, принимая
расстояние от края листа и от края накладки ди первой риски равным 45 мм (~2d)
и шаг заклепок —70 мм (~3rf). Зазор между стыкуемыми листами принимаем равным
Фиг. 136. К примеру 1 Фиг. 137. К примеру 2
10 мм. Общая длина накладок /н= 10-)- 4 • 45+2 - 70 = 330 лсж. Проверяем сечение
листов по ослабленному сечению; площадь листа нетто:
FHI = 26 • 1,2 —3 • 2,3 - 1,2 = 22,92 см2.
Наибольшее возможное усилие в листе:
[TV], = RFm = 1 700 - 22,92 =» 39 000 > 36 400 кг.
Рассмотрим тот же пример при расчете по допускаемым напряжениям.
Усилие в листах N = 20 +12 = 32 т. Допускаемое напряжение на смятие заклепок:
И3са„к = 2 400 кг/см?.
Допускаемое усилие на заклепку:
[М]3™ = 2,3 - 1,2 • 2 400= 6 624 кг.
Требуемое число заклепок:
N 32 000
П~ 6 624 ~4’9’
Принимаем 6 заклепок.
. Пример 2. Требуется рассчитать прикрепление уголка 90 х 8 мм к листу толщиной
8 жм. Материал — сталь марки Ст. 3; отверстия просверлены; диаметр заклепок
<1 = 20 мм. Усилия в уголках: от постоянной нагрузкн Np= 10 tn, от снегопой на-
грузки Nv = 6 т; коэффициенты перегрузки: постоянной нагрузки п„= 1,1, снеговой —
Пд = 1,4. Коэффициент условий работы т=1. *
Расчетное усилие:
NPK4 = NpHp + Л'Л = Ю • 1,1 + 6 • 1,4 = 19,4 т.
Расчетное сопротивление заклепки срезу = 1 800 кг [см2.
Расчетное усилие на заклепку:
3 14 . 23
[7У]заК = 1 800 — = 5 660 кг.
ср 4
Расчет заклепочных соединений при действии осевой сиги
Требуемое число заклепок (срезов):
^раеч 19100
[М«““’5 660"%ад
ср
Принимаем 4 заклепки.
Размешаем заклепки по уголку; принимаем риску на расстоянии 50 мм от обушка,
пасстояние от края 45 мм, шаг 70 мм. Общая длина прикрепления / = 2.45-Ь
J-3 • 70 = 300 мм (фиг. 137). ~
Проверяем сечение уголка. Площадь уголка нетто:
Г„т=14-2-0,8=12,6 см1.
Наибольшее возможное усилие в уголке:
^ = ЛЛ,Г = 2100' 12,6 = 26 500 > 19400 кг.
Рассмотрим тот же пример прн расчете по допускаемым напряжениям.
Усилие в уголке N= 16 т. Допускаемое напряжение на срез заклепок:
MeV =1400 кг1сы?-
Допускаемое усилие на заклепку:
3 14.2s
(Л1]2 3 *сак= 1 400 ——-— = 4 400 кг/см1.
Требуемое число заклепок (срезов):
N 16 000
[/урм< 4 400 ~ '
Принимаем 4 заклепки.
2. Расчет по площади
Расчет заклепочных соединений по площади применяется в тяжелых
конструкциях, в которых подбор сечений производится обычно с полным
использованием сопротивления материала, и представляет собой по суще-
ству определение числа заклепок не по фактическому, а по наибольшему
возможному для прикрепляемого стержня усилию.
Поскольку это усилие равняется произведению расчетного сопротивления
на площадь сечения стержня, расчет этот и называется расчетом по площади.
Наибольшее возможное усилие для растянутых стержней:
[Л^расч = RFнт)
наибольшее возможное усилие для сжатых стержней по устойчивости:
[Л/]расч —
и по прочности:
[ЛПраст = RF„r (при коэффициенте условий работы т, равном единице).
Тогда требуемое число срезов заклепок будет равно:
_ Wpa«
«— [Лф.к >
что даст для растянутого стержня:
д= (5-18)
пзак ,
Лср 4
1.58
Заклепочные соединенна
для сжатого
стержня (по устойчивости):
?^FcP
" =------~,р
о,зк :L
W'P 4
(5.19)
или (по прочности):
/?зак
Поскольку отношение —S = ACP есть величина, постоянная для данного
типа заклепок (например, для заклепок группы В Лср = О,85), то
п = F^=P.^-T (5.20)
*СР Т
или
а = p^Fcp, (5.20')
1
где (ii==-----я—число заклепок на единицу площади прн расчете на срез.
k —
ср 4
Значения коэффициента jip зависящего только от диаметра заклепок,
приведены в табл. 1 приложения 4.
Совершенно аналогично прн расчете на смятие требуемое число заклепок
выразится для растянутых стержней:
DF г
= (5’2,)
для сжатых стержней:
л = р2?Г6р или л = рчГнт. (5.22)
Здесь |ij = -—---число заклепок на единицу площади при расчете на смя-
/?за“
тие — коэффициент, зависящий только от величин с№, поскольку kctl — ——
г\
величина, постоянная для данного типа заклепок (например, для заклепок
группы В йсм = 2).
Значения коэффициента приведены в табл. 1 приложения 4 для за-
клепок в сверленых и рассверленных отверстиях (группа В); в тяжелых
фермах продавленные отверстия не применяются.
В методике расчета по допускаемым напряжениям йср = 0,87, что не-
сколько изменяет значения коэффициентов р.,; коэффициенты остаются
без изменений.
Для стали НЛ (в методике расчета по предельному состоянию) Лср = 0,76,
что увеличивает необходимое число заклепок.
Таким образом, для определения числа заклепок нужно знать площадь
стержня нетто. Для предварительного определения площади нетто составляют
эскиз размещения заклепок (в соответствии с указаниями § 4 данной главы),
учитывая предполагаемые способы образования отверстий, и подсчитывают
площадь нетто по первому ряду заклепок; при шахматном расположении
заклепок, в случае если принятый полушаг меньше полушага равных пло-
Расчет заклепочных соединений при действии осевой силы
159
щадей, проверяется также площадь по зигзагу и берется та площадь, кото-
рая меньше.
В сжатых стержнях, кроме проверки по площади нетто, делается про-
верка по площади ср/^бр и принимается то число заклепок, которое меньше.
Пример 3. Требуется рассчитать по площади прикрепление растянутого стержня
яз двух уголков 100 х Ю мм к фасонке толщиной Ъ = 10 мм. Отверстия просверлены;
диаметр заклепок d = 20 мм.
Определяем площадь нетто угол-
ков.
При ослаблении по одной полке
(уголки однорядные):
F = 38,4 — 2 - 2 • 1 = 34,4 см*.
1 нт ’
Поскольку толщина листа 5 мень-
ше 0,6d, расчетной является работа
заклепок на смятие.
Требуемое число заклепок:
п = psF1JT = 0,25 - 34,4 = 8,5.
Принимаем 9заклепок (фиг. 138, о).
Так как число это слишком велико
и прикрепление получается слишком
длинным, ставим коротыши (фиг.
138, б). Тогда получается ослабление Фнг. 138. К примеру 3
уголков по двум полкам.
Для определения ослабления уголка по двум полкам разворачиваем уголок и опре-
деляем площадь по зигзагу (фиг. 138, в):
Гпт = 2 • 45 +V И^ + ЗЗ’ —2-2 = 31,5 см'.
Требуемое число заклепок:
п= paFHT = 0,25 • 31,5=7,8.
Принимаем 8 заклепок, из которых 5 ставим иа уголке и 3 — на коротыше; коро-
тыш прикрепляем к уголкам пятью заклепками.
Длина прикрепления в этом случае составляет 2 • 45-]' 4 • 70 = 370 мм (фиг. 138, б).
Глава VI
БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА БОЛТОВОГО СОЕДИНЕНИЯ
Болтов и с соединения появились самыми первыми в металлических
конструкциях, когда производство стали еще не было развито и конструк-
ции изготовлялись из чугуна. В дальнейшем болтовые соединения были вы-
теснены заклепочными соединениями и применялись в сравнительно редких,
специфических случаях. В настоящее время применение болтовых соедине-
ний непрерывно увеличивается благодаря появлению усовершенствованных
типов болтов, а также вследствие того, что процесс постановки болтов
значительно проще клепального процесса; надежность же болтовых соеди-
нений оказалась вполне отвечающей требованиям, которые предъявляются
к большинству конструкций.
Сборка на болтах является наиболее простым методом монтажа, значи-
тельно ускоряющим возведение сооружения; к тому же она не требует
квалифицированных рабочих и сложного оборудования. Это является при-
чиной все большего применения болтов в качестве монтажных соединений.
Помимо монтажных соединений, болты заменяют заклепки в пакетах
толщиной более 6—7 диаметров отверстий, а также в стесненных усло-
виях, когда нет места для расположения клепального молотка.
В стальных конструкциях применяются следующие виды болтовых со-
единений:
1) на чистых (точеных) болтах;
2) на черных болтах;
3) на рифленых болтах.
Надежная работа болтовых соединений определяется натяжением болтов.
Начальное натяжение в болтах, так же как в заклепках, сплачивает соеди-
няемые элементы и обеспечивает упругую работу соединения в пределах
эксплуатационных нагрузок. Для этой цели начальное натяжение должно
быть не менее осевых усилий, развивающихся в болтах при их работе.
Натяжение осуществляется закручиванием гайки при помощи специальных
гаечных ключей. Величина начального напряжения прямо пропорциональна
закручивающему моменту:
а„=йЛ1закр, (6.1)
1ДС о0 — начальное напряжение по сечению, ослабленному нарезкой;
k — коэффициент пропорциональности;
2И„жр — закручивающий момент.
Для хорошей работы болта начальное напряжение в болтах должно быть
возможно выше. Следует стремиться получить напряжения порядка 17 кг/мм*»
выше которых появляются пластические деформации скручивания.
Соединения на чистых (точеных) болтах
161
Коэффициент пропорциональности k зависит от диаметра болта и чи-
стоты нарезки. По исследованиям треста Стальконструкция при обычно
применяемых в строительстве болтах с грубо обработанными поверхностями
нарезки и гаек коэффициент пропорциональности для болтов диаметром
25 мм получается равным k = 0,27-^-0,33. Достаточно, однако, даже гру-
бой зачистки этих поверхностей напильником и предварительного провер-
тывания таек по болтам, чтобы коэффициент пропорциональности увели-
чился в 1,5 раза
Для тутою затягивания гаек применяют ключи с удлиненными рукоят-
ками длиной 400, 800 п 1 200 мм. Давление на ключ (двумя рабочими)
практически достигает 40 кг.
Следовательно в болтах без предварительной зачистки можно получить
напряжение, близкое к эксплуатационному, только при максимальной длине
рукоятки ключа с затяжкой двумя рабочими:
о = 0,30 • 40 • 120 = 1 440 кг/см\
Обычно такая затяжка не производится, что приводит к сдвигам и к не-
одинаковой работе болтов в соединении. Неопределенность степени затяжки
болтов есть основной недостаток болтовых соединений.
При недостаточном натяжении болтов растягивающие напряжения от
эксплуатационной нагрузки могут оказаться выше начальных напряжений,
в соединении могут появиться щели, дополнительные обмятия и остаточные
деформации, болты ослабнут, и их следует подтянуть. При отсутствии под-
тяжки ослабление болтов будет нарастать, в результате чего соединение
расстроится и станет ненадежным.
Точно так же наблюдается ослабление болтов и прн чрезмерных натя-
жениях, перешедших в стадию пластической работы.
Чтобы уменьшить возможность ослабления болтов, применяют специаль-
ные меры по укреплению гаек, как-то: постановку вторых гаек (контргаек),
засечку резьбы, приварку гаек.
Укрепление гаек следует производить после того, как болты получат
полную эксплуатационную нагрузку и ослабнувшие гайки будут подтянуты.
§ 2. СОЕДИНЕНИЯ НА ЧИСТЫХ (ТОЧЕНЫХ) БОЛТАХ
Точеные болты (ОСТ НКТП 3522) бывают с метрической резьбой,
диаметром от 6 до 48 мм, и с дюймовой резьбой, диаметром от */4 до 2".
Длина болтов достигает 300 мм.
Для болтов применяются шестигранные гайки по ОСТ НКТП 3312
(фиг. 139). Очень часто в соединениях на чистых болтах применяются ша-
почные гайки (фиг. 140), позволяющие обходиться без шайб, которые
вследствие своей податливости ослабляют болтовые соединения и неудобны
при монтаже.
Диаметр чистых болтов должен точно соответствовать диаметру отвер-
стия; болт должен туго входить в отверстие при помощи ударов молотка.
Поверхность чистых болтов обрабатывается по второму классу точности.
Работа чистых болтов аналогична работе заклепок. Вследствие доста-
точно плотного заполнения отверстия точеные болты, так же как и заклепки,
могут работать на срез и смятие. Однако получающийся все же значительно
больший, чем в заклепочном соединении, зазор между стержнем болта и
отверстием (порядка 0,34-0,5 мм) делает работу болта менее определен-
ной, чем работа заклепок.
11 Н. С. Стрелецкий
7Н?
Бо. i /новые сведи не ни я
Чистые бол гы всегда ставятся в отверстия. сверленные но котукторам,
или же в отверстия, продавленные на меньший диаметр, с последующей
рассверловкой в собранных элементах (группа В).
Натяжение болтов должно обеспечить достаточные силы трения между
соединяемыми элементами. а также падежную работу болтов па растяжение.
Коэффициент трения, су тя по проливе генным нссле юзаниям
равным 0.35-5-0.45 на каждую плоское гь сдвига. 1';— ...
болтов поперечные силы, передающиеся через бойня.
почему н болтовых соединениях оо >1чно имеются смещения даже при эксплуа-
тационных нагрузках.
Чистые болты применяются в
монтажных ।
1, можно принять
При обычных натяжениях
больше сил г рения,
тех местах, где они должны заменить
соединениях при передаче на болты зна-
чительных сдвигающих усилий. Расчет
болтовых соед||неп!п1 аналогичен расче-
ту заклепочных соединений.
Для болтовых соединении, так же как
и тля заклепочных, вводятся коэффи-
циенты качества отверстий, полученные
из опытов, учитывающие качество изго-
товления отверстий и условия работы
болтов в соединении.
Коэффициенты качества отверстий для
чистых болтов при работе их на срез
заклепки, а также в
Болт
Гайка
ИзОелие
Фиг. 139. Размеры болтов и гаек
Фиг. 1 Ю. Шапочная гайка
и смятие приняты равными 0,9, г. е. па 10% меньше, чем для закле-
пок, поставленных в сверленые или рассверленные отверстия (группа В); этим
учитывается меньшая плотность заполнения отверстий болтами, а также
неопределенность натяжения болтов. Коэффициент условий работы для
чистых болтов при работе их на растяжение принят равным 0.8, т. е. не-
сколько ббльшим, чем в заклепочных соединениях, что объясняется меньшим
влиянием эксцентриситета приложения нагрузки в болтовых соединениях
вследствие наличия широких шайб и гаек.
Коэффициенты однородности материала чистых болтов приняты такими
же, как и для заклепок: для болтов из малоуглеродистых строительных
сталей — 0,9, для болтов из низколегированных сталей — 0,85.
Расчетные сопротивления для соединений на чистых болгах, соответ-
ствующие указанным выше коэффициент гам однородности и качества отвер-
стий, приведены в табл. 6.1.
Размещение болтов производится аналогично размещению закле-
пок. При этом минимальное расстояние между болтами должно прини-
маться равным 3,5 d дли возможности работы ключом при завертыва-
нии гайкн.
Сочинения на черных болтах
161
Таблица 6.1
Расчетные сопротивления для болтовых соединений в кг}см-
болто- КМ’
него jiaiiptiAX-iiiioio
сое VI- * чеговнин
лени»
Чи- ।
стые Растяжение
и риф- Срез 13. . .
левые Смятие В .
болты[
Чер- 1 Растяжение
ные Срез . . . . ।
болты! Смятие. .
Бил гы иг с млн
марки Ст. U ] Бины из стали марки Ст. Л
и конструкциях I n конструкциях из стати марок
и j ста.*;1 марок }
!_ ______
Сг. О Ст. г Ст. з| Ст. О| Ст. Jj Ст. 3| Н.П НЛ2
1 700
1 35(
3 100
I 700
1 350
1 too
1 700 2 100
t 350 1 700
3 800 3 too
2 100
I 70 )
3C00
2 too 2 100
I 700 1 700
3 800 4 500
Болты
из стили
марки ИЛ1
в конструк-
циях Hi
стали марок
11.11 j НЛ2
Болты
ча стали
марки ИЛЗ
п конструк-
циях И 1
стати марок
ИЛ! [ НЛ2
2 100 2 500 2 500
1 700 1 900 I 900
5 200 1 500 5 200
2900
2200
4500
2 900
2 200
5 200
I 700 1 700 1 7001 2 100 2 1001 2 100 2 100’
ад 900 900 1 150 1 1501 I 150 — I
2 100: 2400 2 GOO'2 100 2 4Ooi 2600 — I
2 100
2500)2 500
2 0002 900
1
§ 3. СОЕДИНЕНИЯ НА ЧЕРНЫХ БОЛТАХ
Черные бол in с шестигранными головками (ОСТ 20035-38) бывают, как
и чистые болш, с метрической резьбой, диаметром от 6 до 48 .илг, и
с дюймовой резьбой, диаметром от ’Д до 2’’. Кроме того, применяют черные
болты с квадратной головкой. Гайки для черных болтов применяются со-
ответственно шестигранные и квадратные (ОСТ НКТП 3310).
Диаметр черных болтов принимается на 2—1 мм меньше диаметра
отверстий, что чрезвычайно облегчает их постановку. В основном черные
болты применяются прн работе на растяжение; сдвигающие силы могут
восприниматься ими только в пределах силы трения, возникающей от натя-
жения болтов. Поэтому в сопряжениях на черных болтах для восприятия
сдвигающих усилий часто применяются специальные упоры —столики
(фиг. 141). В менее ответственных соединениях сдвигающие силы могуг
восприниматься непосредственно стержнями болтов, что, однако, вследствие
Китовые сосдичения
больших зазоров между стержнями болтов н поверхностью отверстии СВя.
зано с значительной неравномерностью рабо ты бол гов. II э i ом c.ij чае жслатсль.
но. чтобы разница между диаметрами отверст.. бол та не превыш ыа I 2 лг.к.
В связи с пзложе...им коэффициенты качества огверепш для черных
болтов при работе их на срез и смято приняты равными 0,6. Коэффициент
условий работы для черных болтов при работе пх па растяжение принят
равным 0,8, т. с. таким же, как п для чистых болтов. Коэффнцпенгы одно-
ротности материала черных болтов приняты такими же, как и для чистых
болтов. Соответствующие расчетные сопротивления для черпых болтов при-
ведены в табл. 6.1.
Надежная работа черных болтов зависит в первую очередь от пачаль.
пых напряжении в них, а также о г жесткости фланцев, при помощи кото-
рых выполнено соединение.
Если исходить из начального напряжения в болте (но сечению брутто),
равного 17 кг/.и-ir, как предельного, после которого в соединении возни-
кают неплотности, то расчетное сопротивление черных болтов срезу (с уче-
том коэффициента трения по одной плоскости сдвига, равного 0,4) получается
равным Лср= 1 700 • 0,4 = 680 кг,'смг, что меньше значении, принятых в
нормах.
Следовательно, при работе черных болтов на срез нормами подразу-
мевается возможность сдвига соединяемых элементов. Поэтому в ответ-
ственных соединениях следует избегать передачи па черные болты сдви-
гающих сил.
Как было указано выше, при обычных условиях работы получить на-
чальное напряжение в 17 кг/см* трудно, и практически начальные напря-
жения получаются порядка 10-4-12 кг) мм1.
Несмотря на раннее появление сдвигов, разрушающее усилие для соеди-
нения на черных болтах не на много отличается от разрушающего усилия
для заклепочного соединения. Это в первую очередь объясняется значи-
тельными пластическими деформациями болтовых соединений, во время ко-
торых напряжения успевают выравняться.
Монтаж конструкций на черных болтах благодаря их легкой постановке
чрезвычайно ускоряет и упрощает возведение сооружений.
На черных болтах производятся также контрольная сборка конструкций
на заводе и предварительная установка конструкций на монтаже (если
в дальнейшем предположена постановка заклепок).
§ 4. СОЕДИНЕНИЯ НА РИФЛЕНЫХ БОЛТАХ
В последнее время некоторое распространение получили рифленые болты
(ОСТ 3310) (фиг. 142). Стержень рифленого болта имеет рифы с гранями
под углом 90°; диаметр по рифам принимается па 0,4-:-0,6 мм больше
диаметра отверстия. Стержень рифленого болта загоняется в отверстие
ударами молотка весом в 2,5>4-3 кг\ при этом рнфы сплющиваются, мате-
риал заполняет пустоты (желоба) между рифами, и болт сидит в отверстии
очень плотно.
Для плотного закрепления гайки после затягивания болта в рифленых
болтах иногда применяется специальная винтовая нарезка, желоб которой
имеет ступенчатую форму (фиг. 143). В момент окончательного затягивания
гайка смещается на верхнюю ступень нарезки, вследствие чего происходит
заклинивание гайки. По имеющимся данным, на плотность закрепления гайки
при указанной нарезке не влияют вибрации, а также потеря начального
натяжения в стержне болта.
Расчетные сопротивления и допускаемые напряжения для болтовых соединений 165
В рифленых болтах ио ОСТ 3310 принята нормальная метрическая
резьба, что п ошетствс..... соединениях требует принятия специальных
мер прогни откручивания 1аек (припарка гаек, засечка резьбы и т. д.).
Рифленые бо.иы сочетают простоту постановки обычных болтов с на-
дежностью работы заклепок и поточу могут применяться в монтажных
соединениях ответственных конструкций.
Испытания, проведенные в ЦНИПС, показали, что соединения па рифле-
ных болтах рабоиют аналогично заклепочным: первые значительные сдвиги
появляются при срезывающих напряжениях в болтах т = 20-5-24 кг/мм\
после чего следует продолжительная стадия пластической работы; разру-
шение наступает при т = 36 кг/мм1*.
Фиг. 112. Рифленый Фиг. 143. Специальная винтовая нарезка для закрепления
болт гайки рифленого болта
а — в разомкнутом состоянии; 6 — в замкнутом состоянии
Испытания па однозначную пульсирующую нагрузку с неполным циклом
(2О-5-ЗО°/о от полной нагрузки) показали, что вибрационная прочность ри-
фленых болтов не ниже, чем у заклепок.
Длина и диаметр рифленого болта ограничены. При больших диаметрах
и значительных толщинах соединений вследствие принимаемых допусков
в диаметре отверстия диаметр болта по рифам может оказаться меньше
или равным диаметру отверстия и плотного заполнения отверстия не
произойдет. Сортамент устанавливает максимальную длину рифленой части
болта—70 мм и наиболее употребительные диаметры: 17, 20, 23 и 26 мм.
Прн проектировании соединений на рифленых болтах необходимо пре-
дусматривать возможность забивки болтов в отверстия при помощи удара
молотком.
В расчетном отношении рифленые болты приравниваются к чистым бол-
там (см. табл. 6.1).
§ 5. РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ДЛЯ БОЛТОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
При расчете болтовых соединений по предельному состоянию расчетные
сопротивления принимаются по табл. 6.1.
При расчете болтовых соединений по допускаемым напряжениям по-
следние принимаются по табл. 6.2.
В табл. 6.1 и 6.2 срез и смятие В относятся к болтам, поставленным
в сверленые нли рассверленные отверстия (аналогично заклепкам).
* Е. Е. Дорн буш, Технология изготовления и работа рифленых болтов в со-
единениях стальных конструкций, сборник ЦНИПС „Исследования ио стальным кон-
струкциям", Госстройиздат, 1950.
Л'о. ипмые соединения
При работе болтов на растяжение расчетные coupon пиления (in гз(-
6.1) умножаются па коэффициент условии работы, раины!) 0,8.
Таблица 6:1
Допускаемые напряжения для болтовых соединений па стали марок Ст. 2 и Ст з
в кг см-
1 В конструкциях и< СТ.1.Н1 марок
В ‘1 бо 1ГОВОГО соединения 1 I Гид напряженного СОСТОЯНИЯ Ст. Он Ст. 2 Попе _ _Cr L. "ICTUIIH
основные основные П ДОПОЛШГТСЛКНЫС основные основные и дополнительны®
Чистые п рифленые болты Растяжение . . Срез В Смятие В. . . . 1 200 1 *200 2 S00 I 450 1 450 3 ‘200 1 200 1 200 3 ‘200 1 450 1 450 3600
Черные болты Растяжение . . Срез Смятие 1 200 S00 1 700 1 450 1 000 2000 1 200 800 2 000 1 450 1 000 2 200
Глава VII
ОСНОВЫ ИЗГОТОВЛЕНИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ 1. СОСТАВ И ОФОРМЛЕНИЕ ПРОЕКТА СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Стальные конструкции как достаточно сложные конструктивные комп-
лексы проектируются обычно по трехстадийной схеме. На основании проект-
ного задания объекта в целом составляется технический проект сооружения,
часть которого, представляющую собой технический проект стальных кон-
струкций, принято сокращенно называть КМ (конструкции металлические).
Технический проект КМ служит исходным материалом для составления ра-
бочего проекта стальных конструкций. Однако при использовании типовых
решений технический проект может быть опущен и рабочий проект выпол-
няется непосредственно по проектному заданию, расширенному данными по
принципиальной схеме сооружения. В настоящее время рабочие проекты
стальных конструкций, как правило, разрабатываются заводскими конструк-
торскими отделами или специализированными проектными организациями,
хорошо знакомыми с производством и оборудованием заводов-изготовителей.
1. Проектное задание
Проектное задание имеет целью выяснить техническую и экономическую
целесообразность предполагаемого строительства н составляется на основа-
нии общеэкономических и технологических обследований. Оно должно содер-
жать все данные, касающиеся строительной площадки, необходимые для
составления технического проекта.
В задании на проектирование завода или цеха указываются тип и габа-
риты зданий и сооружений, сроки, очередность, ориентировочная стоимость
строительства и другие данные, характеризующие технологический процесс,
а также объем и значение проектируемого предприятия. На основании утверж-
денного в установленном порядке проектного задания разрабатывается тех-
нический проект объекта, одной из частей которого является технический
проект стальных конструкций (КМ).
2. Технический проект стальных конструкций
В техническом проекте КМ решаются основные технические вопросы
проектирования и устанавливаются основные технико-экономические пока-
затели. Конструктивное оформление технического проекта КМ определяется
ого целевым назначением: дать настолько полное представление о конструк-
ции, чтобы можно было выдать заказ стали и составить рабочий проект.
В состав технического проекта КМ входят расчеты, схематические чер-
тежи отдельных групп конструкций (планы и разрезы), конструктивные раз-
IfiS Основы ил?О noe.i.'Han стплнны у конструкции
резы в общие виды сооружения, конструктивные решении основных узлов
н техническая спецификация стали.
Разработка технического проекта стальных конструкций ведется ком-
плексно в тесной увязке с технологами, архитекторами, rpjncnopiинками и
другими специалистами.
При разработке технических проектов КМ для крупных объектов необ-
ходимо знать завод, который будет изготовлять конструкции, с тем чтобы
возможно полнее использовать сто технологическое оборудование п произ-
водственные возможности.
3. Заказ стали
Заказ стали составляется на основании технической спецификации стали,
входящей в технический проект КМ, и производится с учетом нормальных
припусков на обработку.
Как указано в главе III, сталь согласно сортаменту прокатывается опре-
деленных размеров по длине; эти размеры называются нормальными. Однако
по заказу можно получить сталь и других размеров, отступающих от нор-
мальных; в частности, можно получить металл проектной длины, соответ-
ствующей требованиям конструкции. Такой металл называется мерным.
В мерных размерах целесообразно заказывать металл основных элемен-
тов конструкции (для уменьшения отходов и ускорения изготовления вслед-
ствие выпадения операции резки). Стоимость мерного металла выше в сред-
нем на 8°, 0; поэтому во всех случаях, когда это возможно, необходимо
стремиться к использованию материала в нормальных размерах.
Металл для мелких деталей заказывается в кратных длинах, определяе-
мых суммой длин деталей с некоторым припуском на отходы при после-
дующей резке.
Стопмость стали повышается также при разносортном заказе, когда
имеется много различных сортов в небольшом объеме. Поэтому следует
укрупнять заказ, т. е. конструировать таким образом, чтобы не применять
большого числа различных номеров профилей сортамента.
В заказе стати указываются: марка стали, позиции, профили стали, длины,
количество штук п вес. Под указанными позициями заказанная сталь при-
бывает с металлургического завода на завод стальных конструкций.
В заказе стали в случае необходимости приводятся особые требования
поставки (способ выплавки стали, дополнительные гарантии по механическим
свойствам, ограничения по химическому составу), связанные с условиями
изготовления и эксплуатации конструкций.
При заказе стали должны приниматься припуски в весе на отходы не
более:
а) 3% — при заказе в мерных и кратных размерах с округлением до
I шт. в ббльшую сторону;
б) 5°/, — при заказе в нормальных и складских размерах.
Припуски на отходы при заказе листовой стали для деталей непрямо-
угольного очертания должны быть подтверждены эскизами раскроя.
4. Рабочий проект
Рабочий проект стальных конструкций предназначается для изготовле-
ния н монтажа конструкций. Он состоит из рабочих чертежей, служащих
для изготовления конструкций, и монтажных схем, предназначенных Для
монтажа конструкций.
Состав и оформление проекта стальные конструкций
1йО
В пояснительной записке к рабоче-
му проекту даются указания о внесен-
ных в технический проект изменениях,
общая характеристика конструкций,
способы заводских и монтажных со-
единений, основные показатели (пло-
щадь и кубатура здания, общий вес кон-
струкций и отдельно вес сварных и
клепаных конструкций, вес конструк-
ций на единицу площади и объема) и т. п.
Рабочие чертежи (фиг. 144) вклю-
чают:
1) графическое изображение отпра-
вочных марок 1 в масштабе 4t9—'/зо
со всеми размерами и указаниями, не-
обходимыми для изготовления каждой
детали, сборки отправочных элементов
и их сварки пли клепки;
2) геометрическую схему (для ре-
шетчатых конструкций);
3) спецификацию деталей для каж-
дой отправочной марки;
4) таблицы отправочных марок, а
также таблицы сварных швов или за-
клепок;
5) примечания, касающиеся изготов-
ления конструкций.
Расположение проекций элемента,
принимаемое прн разработке рабочих
чертежей стальных конструкций, пока-
зано на фиг. 144.
Все детали обозначаются порядко-
выми числами, помещаемыми в круж-
ках вблизи деталей, и включаются в
спецификацию. В тех случаях,когда одна
деталь является зеркальным отображе-
нием другой, они обычно обозначаются
дополнительно буквами Т (так, как
изображено на чертеже) и Н (наоборот,
т. е. зеркально), например: 8Т, 8Н.
Такне детали иногда называют прямы-
ми и обратными или правыми и левыми.
Сначала нумеруются основные де-
тали, затем более мелкие. При этом
рекомендуется группировать детали по
профилям.
Размеры деталей в спецификации
указываются в окончательном виде,
* Отправочная марка (отправочный эле-
мент)— часть сооружения, изготовляемая
на заводе из одной или многих деталей и
транспортируемая как целое на место мон-
тажа.
го
Ochosn шкотовлснчч скю.итыг конструкция
.. V. после оОрлботкп. Способ обраАогкп указмпасчся u сп ипфикашш (Г|1бка
строжка п пр.). При подсчете веса фасонных деталей из листовой стали
считывается действительная площадь деталей.
К весу всех деталей отправочной марки добавляется:
al в сварных конструкциях -пес наплавленною мега ты в количестве
1.5° „ от веса всех деталей;
б) в клепаных конструкциях -вес заклепочных головок в количестве
2.5° „ от веса всех деталей. Вес наплавленного металла правильнее опреде-
лять по фактическим сечениям и длинам швов.
В примечаниях к рабочим чертежам указываются преобладающие на чер-
теже толщины швов н диаметры отверстий (размеры остальных швов и
отверстий оговариваются на чертеже около соответствующих швов пли от-
верстий). размеры обрезов 1 деталей, а также приводятся указания о марках
Фиг. 145. Пример монтажной схемы колонн со связями
При разработке рабочих чертежей следует стремиться к уменьшению
количества типов отправочных марок и деталей каждой марки, а также к
укрупнению числа применяемых сортов и профилей металла (для упрощения
и ускорения процесса изготовления конструкций и удешевления конструкций).
На рабочем чертеже даются только те размеры, которые необходимы для
изготовления конструкций Рабочий чертеж дает вид готовых отправочных
марок.
Монтажные схемы составляются для каждой группы конструкций, на-
пример:
а) схема колонн со связями (фиг. 145);
б) схема стропильных ферм, подстропильных ферм. прогонов, связей
И Т. X
На .монтажных схемах должны быть показаны: взаиморасположение всех
отправочных марок, все размеры и отметки, необходимые для установки и
выверки конструкций, детали монтажных стыков. Кроме того, монтажные
схемы должны содержать таблицы отправочных марок, а также монтажных
швов, болтов или заклепок.
В примечаниях к монтажным схемам указываются способы монтажных
соединений для каждой группы конструкций, принятые способы фиксации
Обрез расстояние от края элемента до центра ближайшего отверстия.
ОГицая схема процесса илготовления стальных конструкций 171
элементов конструкции при монтаже, маркировка (система буквенных индек-
соп) элемитов данной схемы, а также приводится абсолютное значение
условной нулево!! отметки.
Монтажные схемы вычерчиваются и масштабе ‘/1М—'/«по в зависимости
oi типа и размеров сооружения.
11а монтажной схеме монтажные и отправочные единицы отмечаются
своими марками. соответствующими марке рабочего чертежа. Для того чтобы
узнать, па каком месте рабочего проекта расположен чертеж искомой мон-
тажной единицы, монтажная схема снабжается соответствующим указателем.
§ 2. ОБЩАЯ СХЕМА ПРОЦЕССА ИЗГОТОВЛЕНИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В дореволюционной России стальные конструкции изготовлялись в при-
митивных цехах и мастерских. Конструкции проектировались весьма трудо-
емкими, не отвечающими требованиям скоростного изготовления. В цехах
преобладал ручной труд; сборка и клепка производились чаще всего на
открытом воздухе. Электрическая сварка при изготовлении стальных конст-
рукций нс применялась.
Производительность всех предприятий России, изготовлявших до Октябрь-
ской социалистической революции стальные конструкции, не превышала
SO тыс. т в год. Средняя выработка на одного рабочего в месяц составляла
около 2 т.
В Советском Союзе на базе индустриализации строительства созданы и
продолжают строиться заводы стальных конструкций, оснащенные высоко-
производительным оборудованием, позволяющим изготовлять конструкции
значительно быстрее и дешевле при одновременном повышении их каче-
ства.
В создании совершенного отечественного технологического процесса
изготовления стальных конструкций большую роль сыграл коллектив веду-
щих работников вступившего в строй в
1935 г. крупнейшего в то время в Европе
завода им. Орджоникидзе (инженеры
Н. П. Фролов, Б. И. Беляев, А. Ф. Рябов
и др.), освоивший новое оборудование и
новые методы производства.
В деле создания отечественного тех-
нологического процесса изготовления
стальных конструкций выдающиеся за-
слуга имеет инженер Николай Петрович
Фролов (1900—1944 гг.).
Ведущая деятельность Н. П. Фролова
связана со строительством и оборудова-
нием завода металлических конструкций
нм. Орджоникидзе в В. Салде (переведен
него впоследствии в Челябинск) и с ос-
воением на них новых технологических
процессов.
Н. II. Фролов разработал и внедрил
технологический процесс изготовления
Н. П. Фролов
стальных конструкций, отличающийся
большим совершенством применяемых методов работы, повышенной точно-
стью выполнения всех производственных операций и малой трудоемкостью.
Основы изготовлтшя стальных конструкций
Особенно высоки заслуги Н. И. Фролова в коренном усовершенствовав
НИИ производства мостовых пролетных строения, основанном па образовании
отверстий на мпогошге.мпсльных прессах, механизации процессов сборки и
клепки, широком применении кондукторного сверления монтажных отверстии
и исключении общей сборки с пригонкой по месту взаимных примыкании
отправочных элементов.
Новый технологический процесс позволил значительно ускорить произ-
водственный цикл, снизить себестоимость продукции и обеспечить высокое
качество изготовленных стальных конструкций.
Свой богатый и разносторонний производственный опыт II. II. Фролов
собрал и обобщил в книге „Заводское изготовление стальных конструкций',
являющейся основной монографией по отечественному опыту изготовления
стальных констр>кций на новой для ник индустриальной основе.
Современное общее направление развития стальных конструкций — пере-
ход на сварные соединения.
Значительное расширение применения сварки вызвало возникновение и
развитие новой технологии — автоматической кислородной резки, механиза-
ции сборочных работ, автоматической сварки.
В настоящее время наши заводы стальных конструкций имеют произво-
дительность от 10 до 100 тыс. т в год. Среднемесячная выработка на одного
списочного рабочего неуклонно повышается.
Серьезную роль в промышленности стальных конструкций играют ста-
хановские методы работы, базирующиеся на улучшении организации рабочего
места, разделении труда по операциям, применении разнообразных приспо-
соблений, усовершенствованного инструмента и оборудования.
Снижение трудоемкости изготовления конструкций тесно связано с раз-
работкой проектными организациями и научно-исследовагельскимп институ-
тами вопросов модульности, типизации, стандартизации и улучшения конст-
руктивной формы стальных конструкций. Трудоемкость изготовления стальных
конструкций за последнее десятилетие снижена на 30—35% * за счет улуч-
шения конструктивных решений и учета прн проектировании оборудования
заводов-изготовителей.
Перечень основных операций и их средние удельные значения в процессе
изготовления стальных конструкций приведены в табл. 7.1 (без учета внутри-
заводских транспортных операций, составляющих обычно около 30% от
общего объема работ).
Как видно из таблицы, наиболее трудоемкими операциями при изготовле-
нии сварных конструкций являются резка, сборка и сварка, а при изготовле-
нии клепаных конструкций — образование отверстий, сборка и клепка.
На фиг. 146 представлен план типового завода стальных конструкций
производительностью 20 тыс. т конструкций в год, в котором хорошо
использованы как оборудование, так и производственные площади. По этому
типовому проекту построен ряд заводов в различных местах СССР (авторы
проекта — каид. техн, наук А. С. Чесноков и инж. Д. П. Шиловцев).
Прокатная сталь с металлургического завода поступает на склад ме-
талла завода стальных конструкций, где ее сортируют и раскладывают
по штабелям. На складе сталь принимается по внешнему осмотру и по сер-
тификатам металлургического завода и подвергается правке. Отсюда сталь
поступает в цех обработки, где производятся памегка по шаблонам,
Б. И. Беляев, Увеличение производительности заводов стальных конструкций
(из опыта работ трестов I лавсталькоиструкшш), Госстройиздат, 1949.
Общая сеема процесса изготовления стальных конструкций
173
Таблица 7Л
Средний удельный расход рабочей силы по операциям при
изготовлении стальных конструкций
Снарпые конструкции
Клепаные конструкты
Операции
У тельный
расхот рабо-
силы в
%
У тельный
расхо t рабо-
чей силы н
%
Правка......................
Разметка ...................
Намстка.....................
Резка ......................
Образование отверстий.......
Строжка кромок..............
Гибка ......................
Сборка .....................
Сварка .....................
Фрезеровка торцов...........
Сверление монтажных отвер-
стий..................♦ • •
Окраска.....................
4
2
5
12
2
1
4
30
33
1
Правка . ..................
Разметка ..................
Наметка....................
Резка .....................
Образование отверстий......
Строжка кромок ............
Гибка .....................
Сборка ....................
Рассверловка...............|
Клевка ....................|
Фрезеровка торнов ..........
Сверление монтажных отпер- ,
стий......................
Окраска...................'
4
7
3
8
14
2
1
25
5
"1
4
4
Итого. . . . 100
Итого......! 100
изготовленным в разметной, резка и образование отверстий. В случае необ-
ходимости сталь подвергается строжке кромок, холодной гибке, горячей
обработке и повторной правке.
Фиг. 146. План завода стальных конструкций производительностью 20 тыс. т в год
Из цеха обработки детали поступают на промежуточный склад,
где сортируются по заказам. Далее детали направляют в сварочный или
клепальный цех, где производятся сборка конструкций, сварка, рассвер-
ловка отверстий, клепка, фрезеровка торцов и сверление монтажных отвер-
стий. В процессе сборки, сварки н клепки производится приемка конструк-
ций отделом технического контроля (ОТК) завода. Принятые отправочные
элементы поступают в малярно-погрузочный цех, где их окрашивают, марки-
руют и отгружают для отправки на место монтажа.
174
Основы нз'отов.гсни^ r,n<i 1ьны\‘ конструкции
Кроме указанных цехом, завоз до.гкеи rm ri. i а о и р a । о р и ю нсцнта_
кия материалов, хнмнческу ю забора торию, разме । и у ю лая п.|1т>10иленнн
шаблонов ио рабочим черте жам п в с и о oral, л hi м г ч а с i с р <_ к ц е:
м е т н з и у к1 — для изготовления заклепок, бол юн. i аек и шайб, а л с к i р о Ti-
ll у ю — для изготовления электродов: и нс i [ у ' е и i а л ь п у ю щя изго-
товления п ремонта инструмента; э л е к г р о г е х н и и е с к у ю для монтажа,
наладки 1. ремонта электроаппаратуры: механическую для изготовле-
ния кондукторов н приспособлении, а Также для pi моша опору новация;
компрессорную— для выработки и подачи ежа гою воздуха в пневма-
тическую сеть завода, кисло роди у ю и мал яр ну ю.
§ 3. ОПЕРАЦИИ НА I КЛАДЬ МЕТАЛЛА
На складе производятся приемка, уклатка, правка, хранение и выдача стали.
Вся прибывающая сталь подвергается наружному осмотру, при котором
следят за гем, чтобы на поверхности н на горцах нс было шлаковип, плен,
Фиг. 147. Листовравитьные вальцы
трещин, расслоений и других дефектов, отражающихся па прочности стали,
а на кромках не было рванин и заусенцев.
Поступившую на склад сталь сортируют, выправляют и укладывают
штабелями па деревянных подкладках по профилям, длинам и маркам.
Искривленная сталь вызывает затруднения при наметке, пакетном сверлении,
сборке, сварке, рассверловке и клепке. Правка листов производи гея па ли-
стоправильных вальцах (фиг. 147) путем пропуска листов через валки,
выправляющие искривления. Полезная ширина вальцов достигает 3 м.
Правку ребровой кривизны (саблевидности) универсальной и листовой
стали производят также на лисгоправильных вальцах удлинением вогнутой
Подготовка производства
175
кромки, создавая нажим па псе при помощи прокладок, уложенных между
лисюм н верхними валками (фиг. 148).
Средняя производительное 1ь листоправнльпых вальцов в смену состав-
ляй! 35 ". -50 ///.
Правка уголков производится прн помощи yi лоправильиых вальцов, ана-
логичных ио схеме и работе листоправпльпым вальцам и отличающихся oi
Фиг. 149. Схема правки на
кулачковом прессе
них только формой валков. Средняя производительность таких вальцов
в смену составляет 30-^40 т.
Правка швеллеров п двутавров производится на горизонтальном пра-
вйльно-гпбочном (кулачковом) прессе, состоящем (фиг. 149) из двух упо-
ров 2, на которые укладывается изогнутая часть стержня, н подвижного
ползуна (кулачка) /, при помощи которого производится правка.
Средняя производительность правильно-гибочного пресса в смену соста-
вляет 15-j~18 т.
§ 4. ПОДГОТОВКА ПРОИЗВОДСТВА
Из конструкторского отдела завода рабочие чертежи поступают в отдел
подготовки производства. В этом отделе производят комплектование
каждого чертежа металлом, имеющимся па складе, и составляют проект
технологического процесса изготовления конструкций и все документы,
необходимые для прохождения заказа по цехам (технологические карты,
наряды и т. п.).
Один экземпляр рабочих чертежей поступает в разметную для изгото-
вления шаблонов.
Шаблоном называется размеченная и натуральную величину и изго-
товленная деталь или приспособление, по которому ведется наметка или
обработка всех одинаковых деталей. Шаблон должен быть точным, проч-
ным и легким. По материалу шаблоны делятся на стальные, деревянные и
картонные, а по форме — на листовые, реечные и рамочные.
Стальные шаблоны отличаются наибольшей точностью; они применяются
в виде плоскостных и ленточных шаблонов. Плоскостные шаблоны имеют
относительно большой вес и поэтому применяются сравнительно редко
для сверления отверстий в листах пакетами на радиально-сверлильных
станках, а также в качестве универсальных шаблонов.
Сухие деревянные шаблоны обеспечивают достаточную точность. Дере-
вянные реечные шаблоны (фиг. 150, б), а также стальные ленточные слу-
жат для резки длинных уголков, швеллеров пли двутавров, а также для
наметки отверстий в них. Деревянные рамочные шаблоны из реек служат
Для наметки контуров крупных листовых деталей.
JT6
Oran ч изготовления стальные конструкции
Для листовых деталей весом до 20 кг и уголков длиной до I л весьМа
удобны картонные шаблоны толщиной 2- 3 мм илн фанерные шаблоны.
Фиг. 150. Шаблоны для наметки двутавров
а — чертеж детали; б — шаблон для резки; в — шаблон для наметки стенки;
г — шаблон для наметки полки
Для наметки длинных деталей из двутавров, швеллеров и универсаль-
ной стали с групповым расположением отверстий применяются комбиниро-
ванные шаблоны из деревянных реек и фанеры (фиг. 150).
Фиг. 151. Инструменты для разметки
а~ чертили; б — слесарный кернер; в — контрольный кернер
Операции в цехе обработки
177
Ипструмешами разметчика при работе на картоне и дереве являются:
стальная рулетка, стальная линейка, стальной угольник, циркуль, штанген-
циркуль и набор карандашей. При работе на металле вместо карандашей
применяются стальные чертилки (фиг. 151, а), а для фиксирования прове-
денных линий и neiiipou отверстий--слесарный и контрольный кернеры
(фиг. 151, б и »).
Разметка шаблонов
производится с точностью
0,5 мм в отношении раз-
мещения рисок н 1 мм
в о, ношении размеров
шаблонов.
Разметка шаблонов
является весьма ответ-
ственной и трудоемкой
операцией, определяющей
в значительной степени
качество и быс троту изго-
товления конструкций;
поэтому при разметке ши-
роко применяются стаха-
новские методы работы.
Усов е рш е н ст в о в а н н ые
разметочные столы ста-
Координатная сетка
КО Л tOOмм
Рамка Иля тстовкх
деталей
1,50x50*6 сселениями
бортовой угольник
детали
Размечаемая рейка
Стал йля разметки реечных
хановцев снабжаются сет- Фиг. 152. Стол стахановца Ф. К. Петриченко лая раз-
кой координатных осей, метки листовых деталей
стационарными размечен-
ными линейками, пазами для закладки размечаемых шаблонов (фиг. 152) и
другими приспособлениями, облегчающими установку шаблонов и перенос
на них размеров.
Законченные и проверенные шаблоны подаются в цех обработки для
наметки илн непосредственной обработки по ним деталей стальных кон-
струкций.
Прн разметке шаблонов для деталей сварных сплошных конструкций
необходимо учитывать уменьшение длины элемента после сварки и давать
соответствующие припуски против проектных размеров.
Припуск на усадку сварных швов принимается в среднем: 0,1 мм— на
1 пог. м вдоль шва; 1 мм — поперек шва на каждый шов.
§ 5. ОПЕРАЦИИ В ЦЕХЕ ОБРАБОТКИ
Как уже указывалось, в цехе обработки производятся: наметка, резка,
образование отверстий, строжка и фрезеровка кромок, холодная гибка,
горячая обработка и повторная правка.
1. Наметка
Наметка заключается в перенесении контуров деталей, центров отвер-
стий и надписей (всех, кроме количества штук) с шаблонов на прокатную
сталь.
Основными инструментами наметчика являются: чертилка, рейсмус
(фиг. 153, а), бортовой угольник (фнг. 153,6) и кернеры — слесарный,
контрольный (фиг. 151, б и в) и центровой (фиг. 153, а).
И. С. СтрелышпД
178
Основы ихотов тения стальные конструкции
Деревянный реечный шаблон укладывают па намечаемую сталь и плотно
прижимают к ней струбцинами пли кляммерами, после чего намотчик отме-
чает чертилкой места поперечных рисок, снимает шаблон проводит по
бортовому угольнику поперечные риски п рейсмусом продольные риски,
кернит точки пересечения рисок и навивает кружки контрольным керне-
ром. С деревянных рамочных шаблонов наметка контура детали произво-
Фиг. 153. Инструменты для
наметки
дится чертилкой по контуру шаблона, после чего шаблон снимают и линию
керият слесарным кернером. Картонные п фанерные шаблоны исполь-
вуются для непосредственной резки и продавливания отверстий в деталях
на дыропробивном прессе через шаблон.
Точность при наметке должна быть такой же, как и при разметке.
Объем наметочных работ следует всемерно сокращать обрабатывая
летали непосредственно по шаблонам или при помощи специальных при-
способлений к станкам.
2. Резка
Резка применяется при косых резах, больших припусках, некачествен-
ности торцов и кромок, при
Улар I
¥
изготовлении криволинейных деталей, а также
при обработке мелких деталей, заказываемых
в кратных размерах.
Резка осуществляется ножницами, пилами
мли кислородом.
Станина^ [ Хм, |
станка<
[Нижний нож
Фиг. 154. Положение ножей в
ножницах
сильно увеличиваются
металл скалывается.
и
а) Резка ножницами
Разрезаемую сталь помещают между двумя
ножами. Нижний нож наглухо закреплен в ста-
нине станка, а верхний имеет вертикальное
перемещение. Лезвие ножей образовано пу-
тем заточки режущей кромки под углом
10^—12° (фиг. 154). При вдавливании
вий ножей в сталь напряжения в месте
достигают предела прочности, вследствие
лез-
реза
чего
В связи с большими пластическими деформациями, получаемыми при
вдавливании ножей, сталь при резке сильно наклепывается; область интен-
сивного наклепа распространяется на 2-5-3 мм. Поэтому в ответственных
Операции в цехе обработки
179
реза. На гильотинных ножницах можно
Фиг. 155. Гильотинные ножницы
конструкциях, работающих на динамическую нагрузку, обрезанные на нож-
ницах кромки рабочих деталей толщиной более 14 мм строгают на глу-
бину 3-4-4 мм.
Для резки листовой стали применяются пресс-ножницы и гильотинные
пожшшы. II р е с с - и о ж н и ц ы используются, главным образом, для вырезки
фасонок, планок и накладок из листов толщиной до 12 мм. Средняя про-
изводительность их в смену составляет 6—8 т.
Листовые ножницы с длинными (более 1,0 м) поперечно расположенными
ножами называются гильотинными (фиг, 155) Они отличаются высокой
производительностью и чистотой
обрезать кромки листов, распу-
скать листы на полосы и произ-
водить поперечную резку листов
без ограничения длины отрезае-
мого куска. Для предотвращения
сдвига листа эти ножницы снаб-
жены прижимами. Последние ра-
ботают автоматически, прижимая
лист при включении станка перед
началом резки.
Гильотинные ножницы могут
быть использованы для продоль-
ной резки листов на ширину
своего вылета (400—3 000 мм).
Наибольшая толщина разрезае-
мых па гильотинных ножницах
листов 25 30 мм, наибольшая
ширина — 3 000 мм. Для подачи
листов ножницы оборудуют ро-
ликовыми столами. Средняя производительность гильотинных ножниц в сме-
ну составляет 10-5-12 т (300-5-400 пог. м).
Резка угловой стали производится ножницами с фигурными ножами,
в которых подвижной нож движется по биссектрисе уголка, лежащего сво-
ими наружными гранями на неподвижном ноже.
Для увеличения производительности резки у ножниц устанавливают
роликовые столы и подвижные упоры на расстоянии от ножей, отвечающем
длине разрезаемого элемента. К этим упорам прижимается конец элемента
при резке. При резке по упору исключается наметка длины уголков. Косая
резка уголков требует наметки и снижает производительность и точность
резки, а потому ее следует избегать при проектировании конструкций.
Двутавры и швеллеры разрезаются специальными ножницами.
б) Резка пилами
Для механической резки швеллеров, двутавров, крупных уголков, труб,
круглой и квадратной стали, рельсов применяются дисковые пилы.
Они разделяются на пилы с зубчатым диском, производящие резание
путем снятия стружки, и пилы трения, у которых режущий диск снаб-
жен по окружности накаткой в виде мелких зубцоз и резание осущест-
вляется в результате удаления капель металла, расплавляемого трением
Диска о разрезаемую сталь. Зубчатые пилы малопроизводительны и потому
не могут быть рекомендованы к применению.
Пилы трения обладают высокой производительностью (так, например,
двутавр № 60 разрезается за 2 мин.). Эти пилы имеют диаметр диска
ISQ Основы изготовления стальных конструкций
1 330-ь1 400 м.и и дают ширину реза 8-ь 10 мл<\ число оборотов диска
составляет 1 500 в 1 мни. а его линейная скорость достигает 150 м/сек.
Средняя производительность пил грення в смену составляет К)12 и
Пилы оборудуются роликовыми столами и упорными приспособлениями.
С точки зрения влияния обработки па струн iypy сил и резка на пиле
тает лучшее качество по сравнению с резкой па ножницах. Недостатками
пил трения являются сильный шум и искрение металла.
в) Кислородная резка
Кислородная резк’а позволяет резать детали любой толщины, а также
изготовлять криволинейные детали, не требует строжки кромок (при резке
по шаблону) и вообще является более экономичной и производительной
операцией, чем механическая резка (особенно при необходимое!и последую-
щей строжки на кромкострогальных станках).
Для массового внедрения кислородной резки заводы стальных конструк-
ций газифицируются.
При кислородной резке нагретая до белого каления сталь сгорает
в cipve кислорода и выдувается из плоскости реза под давлением 2ч~6 ат
(фиг. 156, а).
В соответствии с этим резак (фиг. 156, б) имеет два сопла: наружное,
по которому подается смесь для подогревающего пламени, и внутреннее,
по которому к раскаленному месту подается кислород, сжигающий н выду-
вающий сталь.
В качестве горючего для кислородной резки стали применяются ацети-
лен (температура пламени /=3200°) или иногда пары бензина (/ = 2600°).
Резак (фиг. 156, о) имеет кипели, через которые поступают ацетилен и
кислород. Болт разделяет струю кислорода на две части: одна идет к ба-
рашку, а другая — через вентиль в трубку, откуда, смешиваясь с ацетиле-
ном, поступает в головку резака. Для впуска кислорода служит барашек,
открывающий клапан.
Для перемещения в процессе работы резак снабжен тележкой с двумя
роликами, что позволяет соблюдать постоянное расстояние между соплом
резака и разрезаемым металлом и облегчает работу резчика.
При кислородной резке необходимо, чтобы пламя было нейтрально (не
имело избытка кислорода или горючего) и чтобы скорость резки равнялась
скорости прогревания стали. Обычная скорость ручной резки стали толщи-
ной 5-4-50 .им составляет 30-J-14 м!час. Ширина реза изменяется от 2 до
6 мм в зависимости от толщины разрезаемой стали.
Для ускорения и улучшения качества кислородной резки применяются
передвижные машины (приборы), производящие автоматически резку ио
прямой и по окружности (фиг. 157); при криволинейной резке не по окруж-
ности прибор передвигается рукой по шаблону.
Прямолинейная резка осуществляется передвижением прибора по копиру
из небольшого уголка, уложенного полкой на разрезаемый лист и при-
крепленного к нему струбцинами или прихваточными швами.
Криволинейную резку прибором не по окружности рационально произ-
водить при помощи универсального гибкого шаблона* (фиг. 158), состоя-
щего из отдельных секций.
Предложен инженерами Г. В. Ушаковым и А. 3. Карамазовым и впервые ПРИ'
мемен в 1918 г. на заводе металлических конструкций им. Молотова для серийного
изютовления цельносварных доменных печей.
Операции е цехе обработки
181
Фиг. 157. Передвижные машины (приборы) для кислородноб резки стали
прибор ПС-2 трехреааковыЛ; б — прибор ПЛ-2 двухрезвковый; н — прибор ПМП-2 с механическим приволен
1S?
Основы ихотсмигиич
стальных конструкций
Каждая секция имеет опорныН лист с вырезами, на котором установлены
'-поры Сквозь упоры пропущены зубчатые алюминиевые реНкч, к концам
которых шарнирно прикреплена гибкая (в плоскости шаблона) стальная
* полоса. Ройки перемещают-
ся при помощи ключа-зуб-
чатки н закрепляются в тре-
буемом положении винтами
на упорах Вес секции ша-
блона составляет 18/сг. При
применении универсального
гибкого шаблона отпадает
необходимость изготовле-
ния в кузнице индивидуаль-
ных криволинейных шабло-
нов, повышается точность
резки и увеличивается про-
изводительность.
На крупных заводах
стальных конструкций при-
меняются стационарные ма-
фии 153. Универсальный шаблон для резки прибором шины для кислородной рез-
ин с роликовыми нли маг-
нитными копирами (фиг. 159). Прн резке копир автоматически передви-
гается по специальному металлическому шаблону. Приборы и стационар-
ные машины с двумя или тремя резаками (фиг. 160) обеспечивают спе-
циальную обработку кромок под сварку.
Фиг. 159. Автоматическая газорезательная машина
1 каретка,,2 супорт; J траверса с резаком; 4 — копировальное устройство;
О пульт управления; б — направляющие каретки; 7 — стол машины
Кислородная резка вызывает изменение структуры стали на глубину
1,5—2,5 мм\ ближайшие 0,3-ь0,6 мм имеют структуру расплавленного и
застывшего металла, далее на 0,6-s-0,9 мм распространяется крупнозерни-
стая структура перегретой стали, затем, также на 0,6-5-1,0 мм следует
мелкозернистая структура нормализованного металла, переходящая в нор-
Операции в цехе обработки
183
нальпую структуру. Вместе с этим на глубину до 3 мм от кромки не-
сколько повышается твердость стали. При кислородной резке под сварку
п0 шаблону строжки кромок не требуется, так как в процессе сварки на-
углсрожеипая зона подвер-
гасгся расплавлению и отжи-
гу, причем избыточное ко-
личество углерода выгорает.
3. Образование отверстий
Как было указано выше
(см. главу V), образование
отверстий для заклепок и
Фиг. 160, Кислородная резка тремя резаками
болтов производится двумя
методами: продавливанием и
сверлением.
Продавливание возможно только для каждой детали в отдельности при
толщине стали до 25 мм и диаметре отверстий до 26 мм при условии,
что диаметр пробиваемого отверстия не менее толщины стали (иначе резко
увеличивается износ инструмента).
Сверление возможно при любой толщине стали и любом соотношении
между диаметром сверла и толщиной стали. Индивидуальное сверление
деталей в 4—5 раз менее производительно, чем продавливание на одно-
штемпельном прессе; зато свер-
ление листов пакетами по про-
изводительности не уступает та-
кому продавливанию, а по ка-
честву стенок отверстия превос-
ходит последнее. Поэтому отвер-
стия в крупных листах, как
правило, сверлятся, а в неболь-
ших листовых деталях — продав-
ливаются.
а) Продавливание
Наиболее простым станком
для продавливания отверстий яв-
ляется одно штемпельный
пресс (фиг. 161).
На ползуне верхнего выступа
Фиг, 16L Одноштемпелытый дыропробивной станины закрепляется штемпель
пресс (пуансон), а на нижнем выступе —
ползун; 2— пуансон; 3—матрица; 4 — маховик; 3— ПОДуШКЗ С Матрицей (фИГ. 162).
муфта дли включении ползуна; б —противовес; 7-рычаг; Ла___. „папАтСЯ на ПОДУШКУ.
з педаль дли включении муфты; 9— сбрасыватель Деталь кладется Hd huaj у»
пуансон опускается и выдавливает
в матрицу кружок (выдавку, выдру) диаметром, равным диаметру отвер-
стия. Пуансоны изготовляются двух типов (фиг. 162): тип А — с центро-
яовителем, служащий для продавливания отверстий по наметке, и тип Б
без центроловителя, предназначенный для продавливания отвервтий без
наметки.
Для уменьшения трения при продавливании пуансону придают слегка
коническую форму с углом наклона образующей 89°, причем диаметр рабо-
чею конца пуансона делается меньше диаметра отверстия матрицы на 1,5 мм.
184
Основы изготовления стильных конструкция
Диаметр отверстия матрицы делается на 2 .им больше поминального диа-
метра пролавливаемого отверстия.
Процесс продавливания отверстий аналогичен резке па ножницах: сна-
чала пуансон вдавливается в сталь, напряжения увеличиваются, пока щ,
достигну г предела прочности, после чего происходит выкалывание стали.
Пуансон
Тип А
Тип Б
Сталь У7 из.43.
Фиг. 162. Инструмент для продавливания отверстии
Глубина пластического проникания пуансона составляет около 30°/„ от тол-
щины стали. Продавливание изменяет структуру стали вблизи стенок отвер-
стия (на глубину 2—3 мм) и ухудшает ее вследствие наклепа.
Для удаления поврежденной зоны стали в рабочих деталях клепаных
конструкций, работающих на динамическую нагрузку, а также в тяжелых и
ответственных конструк-
циях отверстия продавли-
вают диаметром на 3—6 мм
меньше проектного, а затем
рассверливают после сбор-
ки конструкции.
Одноштемпельпые дыро-
пробивные прессы имеют
вылет 750 мм\ давление
их составляет 80-100 т.
Средняя производитель-
ность пресса в смену при
работе по наметке состав-
ляет 2500-J-3000 отверстий.
В процессе образования
Отверстий наибольшая за-
трата времени требуется не
на продавливание, а на пе-
Фиг. 163. Общий вид многоштемпсльвого дыропро- редвижку и установку нега-
тивного пресса лей. Продавливание отвер-
стий по картонным шабло-
нам повышает производительность пресса до 3 0004-4 000 отверстий
в смену. Шаблон прижимается к детали парой струбцин; продавливание
производят пуансоном без центроловителя (фиг. 162), устанавливая пуаи-
сои в отверстие шаблона.
Для ускорения процесса продавливания без наметки и шаблонов пресс
снабжается роликопыми и другими специальными приспособлениями. Про-
стейшее нз них состоит из ряда упоров (шпилек), расположенных по рейке
Операции в цехе обработки
т
расстояниях, отвечающих шагу отверстий. Делительная рейка распола-
гается вдоль нуги перемещения элемента под прессом. Конец элемента упи-
Г с гея в шпильки при помощи специального выступа.
Р При постоянном шаге рейка может быть заменена ловителем—пальнем,
расположенным от оси пуансона пресса иа расстоянии, равном шагу отвер-
стий. Ловитель вставляется в уже продавленное отверстие, и, таким обра-
зом элемент всякий раз перемещается на проектный шаг.
Фиг. 164. Поперечный разрез многоштемпельиого дыро-
пробивного пресса
1 — стойка станины; 2 — нижняя поперечная траверса; 3 — стол для
установки инструмента; 4— траверса с отжимным устройством; 5—гол-
зун; о — верхняя поперечная траверса; 7 — шатун; 8 — эксцентриковый
вал; 9—10— промежуточные передаточные валы; 11 — маховик; 12—16
передаточные шестерни; 17 — электромотор; 18—подушка для матриц;
19—матрица; 20 — патрон дли штемпелей; 2/— штемпельный Сонг
с гайкой; 22 —штемпель; 23— сухари для включения штемпелей;
24 — валыи рукоятки включения; 25 — направляющая ползуна; 26 — крон-
штейны передаточного механизма
Для продавливания отверстий в длинных деталях с расположением от-
верстий по прямоугольной координатной сетке применяются многоштемпель-
ные прессы с делительными устройствами.
Многоштемпельный пресс (фиг. 163 и 164) состоит из дыро-
пробивного пресса, загрузочного стола, рабочего (делительного) стола,
служащего для установки делительной рейки и опирания деталей, и тележки
с захватными приспособлениями, в которые зажимается конец детали. По
способу передвижения тележки многоштемпельные прессы делятся на руч-
ные и автоматические. В ручном прессе рабочий, вращая штурзал, пере-
двигает тележку с закрепленной на ней деталью. Тележка имеет указатель,
Основы изготовления стальных конструкций
при совмещении которого с риской на рейке, уложенной вдоль делитель-
ного стола, рабочий останавливает гележку, включает пресс, и станок 1|ро.
давливает отверстия.
В автоматическом прессе все операции (движение и остановка тележки,
продавливание отверстий и возобновление движения тележки после оста-
новки) автоматизированы.
Автоматические листовые многоштемпельпые прессы имеют, кроме того,
ножи длиной 200 .и.и, используемые для роспуска листов, а также для
одновременной резки и пробивки; при этом расстояние от кромки листа до
первой продольной риски может быть только 50 мм. а до второй — не
менее 100 дт.и.
Давление в листовых многоштемпелыплх прессах достигает 1 000 т,
а в уголковых и балочных — 550 in. Патроны со штемпелями и матрицы
Фиг. 165. Группировка рычагов многоштемпельного пресса
требуемого размещения отверстий
можно перемещать по зеву пресса и закреплять на расстояниях, соответ-
ствующих продольным рискам детали; поэтому для обработки на много-
штемпельном прессе детали должны иметь постоянные продольные риски
по всей длине. Наименьшее расстояние между соседними рисками опреде-
ляется диаметром патрона, который в листовых и уголковых прессах равен
50 мм, а в балочном — 57 мм. Расстояние от края до оси первого по-
перечного ряда должно быть ие менее 50 мм. Шаги отверстий могут быть
любыми.
Перед обработкой детали на многоштемпельном прессе все штемпели
разбивают на группы и соответственно соединяют тягами с рычагами. Число
возможных групп равно четырем; поэтому отверстия в детали должны быть
размешены так, чтобы по всем поперечным рядам их расположение могло
быть осуществлено не более, чем четырьмя комбинациями.
Так, например, для того чтобы получить размещение отверстий по
фиг. 165, достаточно иметь три группы штемпелей: при пробивке пер-
вого и второго поперечных рядов используются все три группы и вклю-
чаются три рычага, при пробивке третьего и четвертого — одна (первая)
группа (один рычаг), пятого —две (первая и вторая) группы (два ры-
чага) и т. д.
Операция в цехе обработки
18?
Псремешеиие тележки определяется шпильками делительного стола,
располагаемого вдоль пути тележки. При упоре тележки в шпильку при-
ходит в действие концевой выключатель, останавливающий тележку.
для указания прессовщику, какие из рычагов надо включать в момент
остановки каретки, па обрабатываемую деталь укладывают рейку с номе-
рами рычагов.
Производительность ручного многоштемпельного пресса в смену дости-
гает 5 0004-6 000 отверстий; производительность автоматического пресса
при серийном изготовлении крупных листовых деталей вдвое больше. Авто-
к и
магические прессы требуют относительно много времени
для настройки; поэтому их выгодно применять только на
больших заводах, выпускающих значительное количество
однотипных клепаных конструкций, при обработке круп-
ных деталей, имеющих рядовое расположение отверстий.
б) Сверление
Сверление заключается в постепенном снятии струж-
режущим инструментом-—двухперым спиральным свер-
-----150(11'900 2300
Фиг. 166. Спираль-
ное сверло
Фиг. 167. Стационарный радиально-сверлильный станок
1 — шпиндель; 2 — хобот (консоль); 3 — стойка; 4 — супорт (каретка)
лом (фиг. 166). Диаметр сверла — 6 4- 60мм *, угол между режущими кром-
ками II6° 4-118°, угол наклона винтовой канавки 26 4-30°.
Для закрепления в шпинделе станка сверло имеет конический хвостовик
с лапой. Число оборотов сверла составляет обычно 3004-1 000 в 1 мин.
и зависит от диаметра сверла, а также от материала детали и сверла.
Подача (поступательное движение) сверла зависит от твердости обра-
батываемой стали, диаметра и материала сверла и составляет 0,14-0,4 мм[об
шпинделя. Подача сверла может быть увеличена за счет усовершенствова-
* При необходимости получения точных отверстий диаметром более 60 мм при-
меняется обработка деталей и а расточных станках или приспособление к сверлильному
станку. г
1S8
Основы изготовления стальных конструкции
ння режущей поверхности сверла. В процессе работы сверло нагревается
и требует искусственного охлаждения, что достигается поливкой его 1,одой
г - - „nuxuwi.in d**/ _
Ь— DLL
радиалыю-сверлильные
тележке, передвигаю-
рельсам вдоль обраба-
деталей или конструк-
168).
с примесью 4% каустической
соды.
11а заводах стальных конструк.
ций применяю>ся радиально-свер-
лильные и мпотошпипделыше
сверлильные станки.
Стационарный радиально-
сверлильный станок (фцг.
167) сосюит из стойки 3, вокруг
которой вращается хобот (кон-
соль) 2. По хоботу перемещается
сверлильный супорт 4 со шпин-
делем 1 (в который вставляется
сверло) и электромотором. Свер-
ло может быть установлено в лю-
бой точке круга, описываемого
хоботом.
Весьма удобно помещать спа-
ренные
станки на
щейся по
тываемых
ций (фиг.
Сверление применяется: при
образовании отверстий в двутав-
рах, швеллерах и гнутых угол-
ках; в тех случаях, когда диа-
метр отверстия меньше толщины
детали; при пакетной обработке
листов, а также для образования
монтажных отверстий по кон-
дукторам. Производительность
индивидуального сверления со-
ставляет 500-5-700 отверстий
в смену.
Многошпиндельные
сверлильные станки со-
стоят из системы сверл (до 24шт.),
которые могут быть расположе-
ны в рядовом порядке на рас-
стояниях, отвечающих шагу и до-
рожке размещения отверстий.
Многошпиндельные станки де-
лаются с вертикальным или го-
ризонтальным размещением сверл
(фиг. 169). Вертикальные станки
применяются для сверления, глав-
ным образом, листовых деталей; горизонтальные — для образования мон-
тажных отверстий в отправочных элементах.
Шаг шпинделя, соответствующий патрону сверла, — 80 мм, наибольший
диаметр сверла — 26 мм, наибольшее число рядов в продольном и по-
---------- G’38£Z-
—— ъгы------------
Операции в цехе обработки
189
перечном направлениях — 6. Наибольшее расстояние от низа станины до
спхнего ряда шпинделя- 760 мм, наименьшее — 525 мм', соответствен-
но дня нижнего ряда — 445 и
210 мм.
По вертикали ишипдель-
ные патроны могут псремс-
щ’аться на 235 мм. Указанные
расстояния нужно учитывать
при конструировании. Одно-
временная подача большого
числа сверл производит доста-
точно большое давление на
просверливаемый лист, вслед-
ствие чего последний должен
быть не особенно тонким
(ь>8 мм). Многошпиндель-
ные сверлильные станки осо-
бенно удобны при сверле-
нии монтажных отверстий по
кондукторам (см. § 8 данной
главы).
- 0211
оа
,ot
1st
4. Строжка кромок
Строжка кромок произво-
дится на кромкострогальных
станках после образования от-
верстий. Строжка применяется
после резки листов (если это
требуется по техническим усло-
виям), для подготовки кромок
к сварке, при непосредствен-
ной передаче усилия на кром-
ку листа.
Резец перемещается посту-
пательным движением супорта,
а сама обрабатываемая деталь
или пакет зажимается на столе
станка электрическим или пнев-
матическим прессом, смонти-
рованным на мощной балке.
Листы, когда это представ-
ляется возможным, строгают
пакетами; в этом случае пакет
перед строжкой плотно стяги-
вают струбцинами и болтами.
Размеры строганых деталей
могут отличаться от проект-
ных не более чем на ±2 мм.
Строжка кромок является
операцией малопроизводитель-
ной, дорогой и постепенно вытесняется полуавтоматической н автомата
екой кислородной резкой, не требующей последующей обработки.
190
Основы изготовления стальные конструкций
5. Холодная гибка
Холодная гибка стали может производиться но радиусу и под углом.
Холодная гибка стали по радиусу называется пальцоикоП. Вальцовка
применяется преимущественно при изготовлении листовых конструкции и
осуществляется в основном на гибочных вальцах. Наиболее удобными, про-
стьми и надежными в эксплуатации являются четырехвалкоиые листогибоч-
ные вальцы с одним боковым валком (фиг. 170). Движение передается от
Фиг. 171. Обработка уг-
ловой стали на углогибоч-
ных вальцах
Фиг. 170. Обработка стали иа четырехвалковых листоги-
бочных вальцах
а — закладка листа в вальцы; б — подгибка кромок
мотора только нижним валкам; остальные валки увлекаются трением о вы-
гибаемый лист. Полезная ширина вальцов — 3 -и, скорость вальцовки —
4~6 м/мин.
Вальцовка угловой стали производится иа углогибочных вальцах. По-
следние имеют три ролика, два из которых являются опорными, а один —
нажимным (фиг. 171). Скорость вальцовки составляет 5 м/мин. Гибку
швеллеров и двутавров производят на листогибочных вальцах.
При проектировании следует стремиться к тому, чтобы уголки и швел-
леры не приходилось гнуть на перо во избежание выпучивания сжимаемых
Фиг. 172. Примеры деталей, изготовленных при помощи холодной гибки на
прессе
а ступень иестницы; б —фасонка каркаса градирни; в — течка бункера; г — стыковая угол-
ковая накладка
при изгибе полок. Для предотвращения наклепа при холодной гибке про-
фильной стали минимальный радиус вальцовки должен быть равен 25-крат-
ному размеру сечения, перпендикулярному осям валков (роликов), а при
сгибании уголка или швеллера на перо — 45-кратной ширине полки.
Холодная гибка под углом листовой и универсальной стали может про-
изводиться на гибочных прессах. Угол гнба изменяется от 45° до 180°
установкой матриц с различными углами раствора. Радиус закругления
пуансона принимается равным от 1,3 до 1,5 толщины листа. Холодная гибка
деталей под углом открывает новые возможности улучшения конструктив-
ных решений стальных конструкций. На фиг. 172 показаны некоторые при-
меры деталей, из1 отопленных при помощи холодной гибки на прессе.
Операции в цехе обработки
191
6. Горячая обработка
Операции, которые невозможно выполнить при холодном состоянии металла,
например: гибка сортовой и фасонной стали под углом или по малому радиусу,
пазмалковка, смалковка и высадка уголков и т. п., производятся в кузнице.
Нагрев стали производится в специальных печах или в кузнечных горнах
Фиг. 173. Примеры горячей обработки
а — высадка уголка: б — гибка уголка по дуге
Фиг. 174. Малковка уголков
а—смалкованнын уголок: б—раз-
малкованнын уголок
до светлокрасного каления (1100°). Обработку необходимо заканчивать при
температуре около 700°, а правку после обработки — при температуре не
ниже 450°, так как при дальнейшем охлаждении сталь становится весьма
хрупкой. По окончании обработки детали должны медленно и равномерно
охлаждаться во избежание коробления.
Высадка уголков состоит в резком перегибе
уголка в результате перемещения одной из полок
в параллельную плоскость, нагретый конец уголка
укладывают на стальную прокладку (фиг. 173, а)
и нажимом штампа молота осаживают до сопри-
косновения с плитой.
Гибка под углом или по кривой уголков,
швеллеров и двутавров производится на кузнеч-
ной плите по шаблону или по колкам, установленным в отверстиях плиты
(фиг. 173, б). Малковка уголка, т. е. изменение угла между полками (фиг. 174),
производится вручную или молотом.
Кузнечные работы нарушают нормальный ход технологического про-
цесса, усложняют и удорожают изготовление стальных конструкций, а по-
тому их следует избегать при проектировании.
7. Правка деталей после обработки
После окончания обработки искривленные детали тщательно выправляют
с полью ускорения и улучшения качества сборки, сварки и клепки.
Правка крупных деталей производится на правильных станках (см. § 3
дайной главы). Мелкие детали правят кувалдами на плите через гладилку,
ачество правки проверяют стальной линейкой, поставленной на ребро, по
величине зазоров между линейкой и деталью. Стрела искривления деталей
после правки не должна превышать */iooo Длины хорды.
После окончания всех операций в цехе обработки детали по каждому
ааказу комплектно сдают на промежуточный склад, где производятся их
приемка (контролером ОТК), сортировка, хранение и выдача цехам, выпу-
кающим продукцию.
1S2
Основы изготовления стальных конструкций
§ 6. ОПЕРАЦИИ В СВАРОЧНОМ ЦЕХЕ
В сварочном цехе производятся: сборка конструкции, сварка, фрезеровка
тооцов н сверление монтажных отверстии. Соорка производится на стеллажах,
расположенных в зоне действия мостовых кранов.
Стеллажом называется сквозной выровненный помост, состоящий |13
уложенных параллельно (на расстоянии 1-:- 1,5 м друг от друГа)
швеллеров пли рельсов, укрепленных на неподвижных или подвижных ко-
зелках. Высота стеллажей составляет 7004-800 лыт; назначение стеллажей_
обеспечить удобство сборки, в процессе которой рабочим не нужно было бы
нагибаться.
1. Сборка конструкций под сварку
Перед сборкой детали очищают от ржавчины, отслаивающейся окалины,
гоязп, заусенцев и т. п. при помощи скребков, стальных щеток (ручных
или пневматических), шлифовальных машинок и пескоструйных аппаратов.
Жировые пятна удаляют бензином.
Сборка под сварку является одной из наиболее трудоемких операций.
Отсутствие отверстий, определяющих взаимное положение деталей, заста-
вляет применять специальные сборочные приспособления и кондукторы.
Конструкции собирают отдельными отправочными элементами.
Сборка состоит из раскладки поданных деталей, собственно сборки и
закрепления деталей в проектном положении. Сборка отправочных элемен-
тов в зависимости от их формы, размеров и количества может произво-
диться: по разметке: по контрольным отверстиям; по копиру; при помощи
сборочных приспособлений; в кондукторах.
Кондуктором называется приспособление, фиксирующее положение соби-
раемых деталей, а также размещение монтажных отверстий.
Прн сборке по разметке положение каждой детали определяется рисками,
нанесенными иа смежных деталях. Сборка но разметке является очень мед-
ленным и дорогим процессом и потому применяется только при изготовле-
нии единичных отправочных марок, главным образом, легких ферм, или же
в тех случаях, когда первый экземпляр конструкции, собранный по разметке,
служит затем шаблоном для изготовления остальных одинаковых отправоч-
ных марок. Сборка по контрольным отверстиям производится в тех случаях,
когда в конструкции имеются отверстия, которые могут быть использо-
ваны для сборки и стягивания деталей.
Сборка по копиру (фиг. 175) применяется преимущественно при сборке
легких ферм с тавровыми сечениями нз двух уголков и заключается в том,
что на стеллажах по разметке собирается часть фермы, состоящая из оди-
ночных уголков и фасонок, образующих половину сечения поясов, стоек
н раскосов (фиг. 175, а). Уголки привариваются к фасонкам по рискам-
Полученный таким образом не законченный сборкой экземпляр фермы (без
вторых уголков поясов и раскосов) кантуется и служит шаблоном (фиг. 175, а).
Сборка второй фермы начинается с раскладки фасонок н прокладок на
одноименные детали шаблонной фермы (копира) (фиг. 175, б). На фасонки
и прокладки укладывают уголки, положение которых определяется соответ-
ствующими деталями копира (фиг. 175, б). Собранную и сваренную поло-
вину второго экземпляра фермы снимают с копира, кантуют на 18(г>
переносят и укладывают рядом (фиг. 175,6). На снятой полуферме уста-
навливают вторые уголки (фиг. 175, в), а па освободившемся копире соби-
рают следующую ферму (фиг. 175, г н б) и т. д.
Операции в сварочной цехе
т
Иногда вместо копира применяют фиксаторы, образующие простейший
кондуктор для сборки легких ферм. Для этой цели после сборки части
фермы (копира) на стеллажах по копиру прихватывают коротыши, фикси-
рующие расположение всех стержней
фермы. По этим коротышам собирают
последующие фермы.
Простейшими сборочными приспо-
соблениями являются струбцины и клям-
мсры (фиг. 176, а), стяжные приспо-
собления (фиг. 176, б) и прижимные
устройства (фнг. 176, в и г).
При сборке листовых конструкций
применяются распорные приспособле-
ния, стяжные планкн, егяжные швел-
леры, прокладки для обеспечения про-
ектного зазора и уголковые фиксато-
ры с болтами и пробками.
Распорные приспособления (фиг.
177, а) обеспечивают правильность гео-
метрической формы поперечного сече-
ния конструкции, например, цилиндри-
ческого резервуара пли трубы.
Сборка на стяжных планках (фиг.
177, б) заключается в следующем.
К конструкции приваривают на ребро
шайбы на расстоянии 150 мм от кро-
мок собираемых деталей. На шайбы
надевают стяжную планку, имеющую
прямоугольные вырезы против шайб
и приваренные около вырезов бру-
ски из квадратной стали. Забивкой че-
тырех конусных клиньев листы вырав-
нивают и устанавливают в проектное
положение. Эти приспособления весь-
ма удобны для сборки деталей, обра-
зующих вертикальный стык.
Сборка второй полоВиньг фермы
Копир
Фиг. 175. Сборка по копиру
Для горизонтальных стыков листовых конструкций применяют стяжные
швеллеры (фиг. 177, в), имеющие в стенке два выреза для пропуска ребро-
Фиг. 176. Простейшие приспособления для сборки под сварку
вых шайб, заранее приваренных к деталям собираемой конструкции на
Расстоянии 300 мм от кромок. По обеим сторонам каждого выреза
к швеллеру приварены планки. Забивая два конусных клина, можно устра-
нить депланацию листов.
И. с. Стрелецкие
194
Ссно*ы изготовления стальных коиструкц-fl
43f)
177 и-й. Специальные приспособления для сборки листовых конструкций
Операции в сварочном цехе
19й
дЛя обеспечения проект по,о зазора и стыках применяют типовые про-
кладки (фиг. 177, г) толщиной, равной величине зазора. Для повышения
точности II ускорения мои гама не-
габаритных тяжелых листовых кон-
струкций применяют уголковые фи-
кса горы с болтами и пробками (фиг.
177. й).
На фиг. 177, е показана сборка
кожуха доменной печи при помощи
указанных приспособлений.
При изго топлении большого чи-
сла одинаковых стропильных ферм
рационально применять специальный
съемный кондуктор1, позволяющий
делать одинаковыми торцевые эле-
менты ферм, примыкающие к колон-
нам. Этот кондуктор представляет
собой торцевую планку с отвер-
стиями. соответствующими отвер-
стиям для крепления фермы к ко-
лонне (фиг. 178). К фасонкам верх-
него и нижнею опорных узлов фер-
мы заранее приваривают перпенди-
кулярные фасонкам вертикальные
опорные листы с отверстиями, при-
крепляют их болтами к кондук-
тору и после этого приваривают
к фиксированным таким образом
опорным сварным таврам поясные
Фиг. 177, е. Сборка кожуха доменной печи
уголки и опорный раскос фермы, собранной по копиру. Таким образом,
фермы, имея одинаковые прикрепления, становятся взаимно заменяемыми.
Для сборки сварных
Разрез а-а а
Фнг. 178. Съемный кондуктор
кондуктор; 3 — сборочный копир; а—собираемая ферма
элементов двутаврового се-
чения применяют откры-
тые сборочные кондукто-
ры с винтовыми (фиг. 179)4
или пневматическими при-
жимами 3, которые снару-
жи подтягивают полки к
стенке.
Винтовой сборочный кон-
дуктор устанавливают на
стеллажах; упоры с винтами
могут передвигаться в на-
правлении, перпендикуляр-
ном продольной оси соби-
раемого элемента, в зави-
симости от ширины его се-
чения, и закрепляться при
помощи пробок и калибро-
а Предложен А. С. Чесноковым в 1946 г.
„ Авторы — м. М. Сахновский, Л. Б. Цальмап и И. О. Цап, 1948.
Предложен А. Д. Лашковым в 1949 г.
-HI)
Фиг. 179. Сборочный кондуктор с пинтовыми прижимами
иеподвшкаый упор; 2— подвижный упор; 3—прижимные винты; 4— поперечные балки; 5— неподвижный швеллер: 6 — подвижный швеллер; 7 — раздвижные
диафрагмы; 3—5 — установочные винты; 10 — распорки для винтов 8', 11 — съемные распорки для винтов 9
Операции в сварочной цс':е
197
ванных болтов. 113 фи'-
179 показаны два поперечных разреза такого
кон-
ЛУ Аналогичную схему имеют кондукторы с пневматическими прижимами.
Последние позволяют ускорил, закрепление деталей; так, балку пролеток
п „ высотой 1,5 Л несом 1 5 т соби- ____________
оают (без ребер) за 304-35 мин.
1 Сборка прос грапствениых решетчатых
конструкции (мачт, башен и т н.) произ-
водится в зависимости о г размеров и по-
вторяемости либо путем разбивки па пло-
ские фермы с последующей обшей сбор-
кой, либо путем сборки отправочных эле-
ментов целиком в специальных объемлю-
щих кондукторах.
Сборка габаритных листовых конструк-
ций производится двумя этапами. Сначала
собирают отдельные царги (обечайки), а
затсм__весь отправочный элемент. Сборка
парг производится па специальных стен-
дах в вертикальном положении (фиг. 180).
Общая сборка часто выполняется на роли-
ковых стендах (фиг. 181). Для придания
царге правильной формы и жесткости при
сборке ее распирают несколькими вин-
товыми домкратами или специальным рас-
порным приспособлением — пауком (фиг.
177, а).
Сварка встык, впритык и в угол тре-
Фш. 180. Стенд для сборки царг в вер-
тикальном положения
бует по сравнению с деталями клепаных
конструкций большей точности обработ-
КН кромок.
Особенно тщательно должно быть выполнено снятие фасок под сварку
так как производство этих операций во время сборки весьма трудоемко.
Фиг. 181. Механизированный роликовый стенд
2. Сварка
Сварка является наиболее трудоемкой операцией изготовления сварных
стальных конструкций. К сварке можно приступать лишь после проверки
J98
Основы изготовления стальных конструкций
контролером ОТК завода правильности предшествующих операции (обработки
деталей и сборки). Виды сварки, прпмеппемыс в стальных конструкциях,
схемы процесса сварки п типы сварных швов указаны в главе IV, § 1 „ 3
а) Электроды и флюсы
Для изготовления сварных конструкций применяют обмазанные электроды
по ГОСТ 2523*51. Диаметр электрода выбирается в зависимости от способа
сварки, толщины стали, положения шва. Ходовые дпаме1ры электродной
проволоки—-4-4-6 мм. Длина электродов — 450 мм.
Для сварки обычных малоуглеродистых сталей применяю! электроды
марки Э42 с качественной обмазкой (ОММ-5, ЦМ-7. ЦЛ-5, МЭЗ-04 и др.)
и электроды марки Э34 с ионизирующей обмазкой (меловой и др.). Низко-
легированные стали сваривают электродами марок Э50А и Э55А с качест-
венной обмазкой (УОНН-13/45, УОНН-13/55 н др.).
Обмазку па электродную проволоку наносят давлением илн окунанием,
после чего электроды сушат и прокаливают.
Для автоматической сварки конструкций применяются: электродная про-
волока, малоуглеродистая (по ГОСТ 2246*43) или марганцовистая (по
ГОСТ 178-48) и флюсы разных марок (АН-5, АН-348 и др.). Флюс изго-
товляется па специальных заводах.
б) Оборудование для электродуговой сварки
Сварочные агрегаты бывают постоянного и переменного тока, однопо-
стовые п многопостовые, стационарные и передвижные. Прн изготовлении
стальных конструкций наибольшее применение имеют однопостовые пере-
движные агрегаты.
Агрегаты переменного тока состоя г из сварочного трансформатора,
дросселя (регулятора тока) и иногда осциллятора Агрегаты постоянного
тока состоят из сварочного генератора н электродвигателя, вращающего
генератор.
К преимуществам агрегатов переменного гока относятся портативность,
дешевизна и простота обслуживания агрегата и также меньший расход
электроэнергии (в среднем 90 квт-ч на 1 т конструкций против 125 квт-ч
при сварке на постоянном токе).
При постоянном токе дуга горит более устойчиво и процесс сварки
проще. Постоянный ток целесообразно применять при наложении вертикаль-
ных и потолочных швов, при сварке тонких (8<^4 мм) и толстых (8 >20 мм)
листов, а также при сварке низколегированных сталей. При сварке в ниж-
нем положении малоуглеродистой стали средних толщин {4-4-20 мм) рацио-
нальнее применение переменного тока.
Для электродуговой сварки применяют следующие передвижные одно-
постовые агрегаты:
1) постоянного тока: с электроприводом —СУГ-26 (мощность двигателя —
1 3 кет, сила тока — 280 а, вес агрегата — 650 кг) и с двигателем вну-
треннего сгорания — СЛК-2Г (мощность двигателя — 20,6 кет, сила тока-
280 а, вес агрегата — 1 000 кг);
2) переменного тока: сварочные трансформаторы СТН-1, СТЭ-24, СТЭ-34
и мощный трансформатор типа ТСД-1000 для автоматической сварки
(табл. 7.2).
1 Осциллятор — искровый генератор высокой частоты, обеспечивающий прн пере-
менном токе спокойное горсине ду1и, сварку топкой стали и наложение потолочных
Операции в сварочном цехе
199
Таблица 1:2
Техническая характеристика сварочных трансформаторов
Гип трансфор- матора Номинальная мощ- ность (псркичнаи) В КПТ1 Номинальная сила сварочного тока в а Вес трансформатора в кг Вес регулвто- ра (дросселя) в кг
С'ГН-1 21 330 185
СТЭ-24 27,4 350 145 90
СТЭ-34 37 500 185 130
ТСД-1000 80 1000 600 —
Подключение сварочных агрегатов в электрическую сеть производится
изолированным гибким медным или алюминиевым проводом.
Провода, подводящие сварочный ток от зажимов агрегата к электро-
додержателю или к сварочной головке автомата, берутся медные изолиро-
ванные, различного сечения в зависимости от наибольшей силы тока.
в) Ручная сварка
Ручная сварка, несмотря на свои недостатки (ослепляемость, загрязнение
воздуха, зависимость качества соединения от квалификации и индивидуаль-
ных способностей сварщика, относительно невысокая производительность и
т. п.), применяется достаточно широко, что объясняется ее универсально-
стью, возможностью наложения вертикальных, горизонтальных и потолочных
швов, а также удобством выполнения прерывистых и коротких разбросан-
ных швов.
По трудоемкости и удобству работы ручная сварка делится на погон-
ную, прерывистую, узловую и неудобную. На производительности сварки
отражается также положение швов в пространстве.
Среднее количество сварных швов на 1 т стали составляет для строи-
тельных конструкций, мостов и толстолистовых конструкций 15-5-30 м,
для листовых конструкций из тонкого листа (до 12 мм)—35-5-50 ж; элек-
тродов расходуется 17-5-22 кг на 1 т стальных конструкций (с учетом
веса обмазки); средний вес наплавленного металла составляет 10-5-13 кг
на 1 т конструкций.
Принадлежностями для ручной сварки являются: электрододержатель,
коробка с электродами, щиток нли шлем с защитными стеклами, инстру-
менты для очистки мест сварки и шва (молоток, зубило, стальная щетка,
шлифовальная машинка), специальное зубило для холодной проковки швов,
шаблоны для промера швов, клеймо для клеймения швов по окончании
сварки (фиг. 182).
Если лучи электрической дуги попадают на незащищенную кожу свар-
щика, то на другой день появляются ожоги с последующим воспалением.
Поэтому сварщик должен защищать лицо щитком или шлемом, а руки и
тело — брезентовой одеждой.
Технологический процесс сварки должен предусматривать такой порядок
наложения швов, чтобы усадочные напряжения н деформации элементов
конструкции были минимальными.
Для этого необходимо:
1) вести сварку с наибольшей скоростью;
2) производить сварку в таком порядке, чтобы была обеспечена сво-
бода перемещения деталей прн усадке швов, для чего следует сначала сва-
200
Основы изготовления стальных конструкций
ривать стыковые швы отдельных частей свариваемых элемснюв, а затем
соединительные швы;
3) при стыковании листов соединять их под некоторым углом;
4) если стыковые швы по условиям сварки приходится ставить после
соединительных швов, последние оставлять иезаварепнымн на 500-^-700 мм
с каждой стороны;
5) при длинных швах производить сварку обратно-ступенчатым способом
участками по 20СЧ-300 мм',
6) при сварке многослойных швов каждый последующий слой наклады-
вать в направлении, противоположном предыдущему;
7) при сварке многослойных швов, которые по условиям сборки свари-
ваются в несвободном состоянии, применять холодную проковку каждого
слоя при температуре наплавленного металла ниже 300 .
Фиг. 182. Принадлежности для ручной сварки
а. — электро до держатели; б — щиток и шлем; в — щетки
Швы толщиной более 8-i-10 мм выполняют в несколько слоев, причем
первый слой накладывают электродом диаметром З-г-4 мм (для обеспечения
провара корня шва); перед наложением последующего слоя каждый преды-
дущий слой очищают от шлака и брызг.
В 1946 г. А, С. Чесноковым и А. Д. Бондаренко1 разработан скорост-
ной метод ручной сварки с глубоким проплавлением (метод ультракороткой
Дуги), основанный на опирании толстообмазанного электрода на свариваемые
детали обмазкой, более тугоплавкой, чем стержень.
При этом шов получается не только в результате отложения наплавлен-
ного металла, но, как и прн автоматической сварке, за счет сплавления
свариваемых деталей.
Большинство толстых обмазок допускает сварку с глубоким проплавле-
нием, что является большим достоинством рассматриваемого метода. При
этом крахмал из состава обмазки исключается, так как чехольчик, образую-
щийся на конце электрода (фиг. 74), делает ненужной газовую защиту.
А С Чесноков и А. Д. Бондаренко, Ручная сварка с глубоким прова-
ром (из опыта работы трестов Главстальконструкцин), Госстройиздат, 1949.
Операции в сварочном цехе
>01
Скорость сварки с глубоким проплавлением увеличивается приблизи-
тельно вдвое по сравнению с обычной ручной сваркой. При этом стоимость
сварочных работ снижается на ЪО-^-6О°/о, а также уменьшается расход элек-
тродов и электроэнергии. Существенным преимуществом этого метода
является снижение усадочных деформаций (за счет уменьшения количества
наплавленного металла), что особенно важно для соединений, работающих
на динамическую нагрузку.
Метод сварки с глубоким проплавлением целесообразно применять во
всех случах когда автоматическая сварка становится нерентабельной.
Для обеспечения надлежащего качества ручной сварки необходима перио-
дическая проверка квалификации сварщиков.
По действующим правилам к работе могут допускаться только сварщики,
выдержавшие теоретические и практические испытания. Каждый сварщик
независимо от стажа должен проходить испытания не реже одного раза в
год. Сварщики, выдержавшие испытания, получают дипломы, в которые
должны быть занесены результаты всех испытаний.
По окончании сварки сварщик выбивает присвоенный ему номер (клеймо)
в начале и в конце сваренных им соединений и сдает работу мастеру и
контролеру ОТК.
При сдаче готовых конструкций заказчику завод-изготовитель вместе с
очими документами передает опись дипломов сварщиков, производивших
сварку сдаваемых конструкций, с указанием присвоенных сварщикам клейм.
г) Автоматическая сварка
Автоматическая сварка повышает производительность труда в несколько
раз по сравнению с ручной сваркой и улучшает качество соединений.
Из существующих видов автоматической сварки наибольшее распростране-
ние за последние годы получила автоматическая сварка голой проволокой
под слоем флюса по методу акад. Е. О. Патона.
При автоматическом способе сварки требуются более точные и тщатель-
ные обработка и сборка деталей, чем при ручной сварке. Обычным поло-
жением шва при автоматической сварке является нижнее. Автоматическая
сварка вертикальных Швов возможна при специальных приспособлениях
для формирования шва, а потолочных швов—-еще не освоена. Применение
автоматической сварки целесообразно при наличии массовой однотипной
продукции с длинными прямыми или круговыми швами. Схема процесса опи-
сана в главе IV, § 1, п. 2. Сила тока при автоматической сварке изменяется
от 400 до 2 000 а, напряжение дуги — от 25 до 50 в при диаметре проволоки
4-4-6 мм, толщине стали 4-4-50 мм и скорости сварки 10-4-50 м'час.
Все процессы, выполняемые при ручной сварке сварщиком, производит
автоматически сварочная головка.
Сварочные головки по способу регулирования длины дуги делятся на
головки с автоматически регулируемой скоростью подачи электродной про-
волоки и головки с постоянной скоростью подачи проволоки.
В головках первого типа длина дуги поддерживается постоянной путем
регулирования напряжения дуги. Для этого применяются сложные электро-
механические системы. В головках второго типа, получивших наибольшее
распространение, саморегулировка длины дуги происходит за счет измене-
ния скорости плавления электрода. Головки с постоянной скоростью подачи
проволоки могут работать как на постоянном, так и на переменном токе.
Переменный ток более экономичен по расходу электроэнергии; его не-
достатком является зависимость работы головкн от напряжения в питатель-
ной сети (при больших колебаниях напряжения нарушаются формирование
202
Оснозы изготовления стильны* конструкций
- 44bO
Фиг. 1ЯЗ. Автоматическая свавочная установка КП-2
а •— поперечный разрез; 6 — фасад; в — схема установки
Операции в сварочном цехе
203
и провар)- Для сварки обычных строительных конструкций из мало-
' ,одистой стали при отсутствии значительных колебаний напряжения в
У целесообразнее применять переменный ток. При сварке листовых
С-онструкций, работающих под высоким давлением, а также низколегироваи-
ных сталей более рационально применять постоянный ток, обеспечиваю-
щий в этих случаях большую плотность и лучшее качество швов.
По способу перемещения во время сварки автоматические сварочные
машины делятся на: 1) установки с несамоходными головками, для
передвижения которых требуется тележка с моторным приводом; 2) установки
с с а м о х о д н ы м н головкам и, перемещающиеся по рельсовому пути,
у которых подача проволоки и передвижение головки осуществляются одним
электродвигателем, и 3) сварочные тракторы, передвигающиеся не-
посредственно по конструкции, у которых подача проволоки и перемеще-
ние головки также осуществляются одним электродвигателем.
Наибольшее распространение па заводах стальных конструкций получили
становки с самоходными головками и сварочные тракторы.
Автоматическая сварочная установка КП-2 (фиг. 183) \ осуществленная
па ряде заводов стальных конструкций, является наиболее простой и удоб-
ной в работе из всех существующих установок для автоматической сварки
„в лодочку" 2 длинных сплошных элементов. Эта установка, смонтированная
на велосипедном кране с поворотной консолью перемещается по путям,
укрепленным на колоннах здания. По поворотной консоли 1 передвигается
каретка 2 с вертикальной шгангой 3. К последней прикреплена безраскос-
ная ферма 4, вдоль которой может перемещаться самоходная головка 5.
Конструкцию сваривают на стеллажах, расположенных внутри прямо-
угольника, перекрываемого передвигающейся консолью. Для сварки ферму 4
располагают параллельно шву и на нужной высоте, что достигается пово-
ротом консоли, перемещением каретки, подъемом или опусканием штанги и
поворотом фермы.
Эти операции осуществляются легко, так как все подвижные части
смонтированы на шарикоподшипниках. Подъем и опускание штанги позно
ляют изменять уровень сварки в пределах 1 ж. Ферму 4 можно поворачи-
вать на любой угол; она имеет длину 3,5 м. Полезная длина консоли —
2,2 ж.
На концах фермы 4 расположены установочные устройства, ориентирую-
щие ферму вдоль шва. Сварка осуществляется самоходной головкой, пере-
двигающейся по ферме; все остальные части установки остаются при этом
неподвижными.
Наиболее универсальным автоматом, превосходящем в этом смысле само-
ходные головки, является сварочный трактор ТС-17 (фиг. 184), разрабо-
танный Институтом электросварки Академии наук УССР в 1948 г.3. Он
предназначен для сварки стыковых швов, угловых швов в лодочку как
прямых, так и круговых, а также соединений внахлестку. Универсальность
тракторов обеспечивается сменными бегунками тележки и большим углом
поворота головки.
Наименьшие размеры элемента двутаврового сечения нз трех листов,
который может быть сварен трактором ТС-17 без дополнительных устройств;
высота стенки-—370 мм, ширина пояса—170 мм. Наименьший диаметр
, Предложена К. К. Купаловым в 1943 г.
Положением „в лодочку** шва соединения впритык называется ннжнее пояоже-
’ап?и котором биссектриса сечення шва вертикальна.
Лкадемия наук УССР, Институт электросварки им. акад. Е. О. Патона, Ушшер-
ыиьный сварочный трактор ТС-17, Киев, 1948.
004
Сосновы изготовления стальных конструкций
внутреннего кругового шва при сварке цилиндрических листовых конструк-
ций — 1 200 .«.и.
При применении сварочного трактора направляй» электрод но шву можно
либо автоматически, либо от руки. Автоматическое направление электрода
по шву применяется при сварке стыковых швов с разделкой кромок, а также
угловых швов в лодочку и осуществляется специальными копнрными р0Лц.
ками ходового механизма. Ручное направление электрода по шву приме-
пястся при сварке стыковых швое
без разделки кромок и соединений
Фиг. 184. Универсальный сварочный трак-
тор ТС-17
внахлестку-
Сварка стыковых швов н угло-
вых' швов в лодочку производится
вертикальным электродом, сварка
соединений внахлестку— наклонным
(поперек шва) электродом; угол на-
клона принимается равным 20°.
При сварке трактором кольце-
вых швов резервуаров, газгольдеров
и труб конструкции укладывают на
механизированный роликовый стенд;
трактор устанавливают внутри сва-
риваемой конструкции внизу, таким
образом, чтобы электрод приходил-
ся против места, подлежащего свар-
ке, а направление движения трак-
тора совпадало с кольцевым швом.
После этого одновременно включают
роликовый стенд и сварочный трак-
тор, причем линейная скорость вра-
щения листовой конструкции должна
совпадать со скоростью трактора,
перемещающегося в сторону, проти-
воположную направлению вращения
оболочки. Таким образом, положение
трактора в пространстве остается
неизменным, и сварка производится
все время в нижнем положении.
Сварочный трактор может быть использован и на монтаже, например,
при сварке плоских днищ резервуаров или мокрых газгольдеров, собирае-
мых непосредственно на песчаном основании, при сварке кровель негабарит-
ных резервуаров и в других аналогичных случаях.
Основным затруднением при автоматической сварке стыковых соедине-
ний является борьба с протеканием жидкого металла вследствие того, что
температура расплавленной электродной проволоки при автоматической
сварке оказывается более высокой и металл более жидким. Этим объясняет-
ся то, что зазор при автоматической сварке па весу составляет всего
0,5 мм, в то время как при ручной сварке он может достигать 3 мм-
Для упрощения обработки деталей и их сборки применяется сварка на
остающейся стальной подкладке (фиг. 185, <1), па флюсовой подушке (фиг.
185, б), на флюсо-медной подкладке, а также сварка с предварительной
ручной подваркой кромок качественным электродом с обратной стороны
(фиг. 185, в); при этом зазор увеличивается до 3-4-4 мм и сварка ведется
без разделки кромок прн толщине стали до 16 мм.
Операции в сварочном цехе
205
для соединении впритык и внахлестку при зазоре между свариваемыми
талями превышающем 0,5 мм, применяется двухпроходная сварка.
° В Институте электросварки Академии наук УССР Г. 3. Волошкевичем
заработан метод автоматической сварки под флюсом вертикальных сты-
ковых швов толщиной от 10 до 50 мм\ для подобных швов стекание
°)
Фиг. 185. Способы наложения стыковых
ской сваркой
швов автоматиче-
ВоЭо
Фиг. 186. Автоматическая свар-
ка вертикальных швов с при-
нудительным охлаждением
жидкого металла делает сварку особенно затруднительной. Этот метод,
получивший применение для сварки вертикальных швов кожухов доменных
печей, основан на искусственном охлаждении наплавленного металла, которое
препятствует его стеканию. Металл заливается между подкладкой и перемеща-
ющейся вдоль шва медной охлаждаемой формой, формирующей шов. Охлаждае-
мая водой полая медная форма перемещается снизу вверх вслед за наложением
шва, плотно прижимаясь к конструкции; специ-
альная сварочная головка движется вместе с фор-
мой, подавая электродную проволоку в зону
сварки под углом к вертикали (фиг. 186).
При указанной сварке с принудительным
формированием шва скоса кромок листов не тре-
буется. Зазор между свариваемыми кромками со-
ставляет 10—12 мм при диаметре электродной
проволоки 5—6 мм. Сварка производится на
асбестовой подкладке. Механические свойства
металла шва и зоны термического влияния при
сварке с принудительным формированием шва
получаются такие же, как при сварке в нижнем
положении *. Ввиду относительной сложности
автоматической сварки вертикальных швов ее
следует применять лишь в монтажных усло-
виях при наличии значительной протяженно-
сти вертикальных швов и толщине стали бо-
лее 20 мм (например, при строительстве до-
менных печей, воздухонагревателей и т. п.).
Институтом электросварки Академии наук
УССР за последнее время сконструирован
шланговый полуавтомат для сварки под флю-
сом вручную, весьма удобный для наложения коротких швов в нижнем
положении2. Подача проволоки к полуавтомату производится в гибком
шланге, в устье которого помещены автоматическая головка и флюсовый
бункер с затвором (фиг. 187).
Г. 3. В о л о ш к е в и ч, Автоматическая сварка вертикальных швов, Друды но
Т** ДН° УСС П°Д ^люсом Института электросварки им. акад. Е. О. Патона
’ Академия наук УССР. Институт электросварки нм. акад. Е. О. Патона, Шлак-
овый полуавтомат ПШ-5. Киев, 1949.
Основы изготовления стальные конструмгиЧ
Псрсмс1И01ше полуавтомата производи гем на ползунке, определяющем тре-
бусмос расстояние от автоматической головки до шва. Имеются полу авто-
Фиг. 187. Общий вид шлангового полуавтомата
— кзесетм с электрошок про .адокой: 2 — механизм подачи; 3~ шланг; 4 — держатель; 5 — дроссель;
О— трансформатор; 7 — аппаратный ящик
маты, смонтированные на длинном держателе, позволяющем сваривать ниж-
нне швы стоя. Все это очень упрощает п ускоряет процесс сварки. Инсти-
тутом электросварки разработай также полуавтомат для сварки вертикаль-
ных швов.
д) Особенности сварки на морозе
Сварку стальных конструкций из мартеновской стали разрешается про-
изводить при любых отрицательных температурах с соблюдением следую-
щих условий:
а) содержание углерода не должно превышать 0,20%, а серы и фос-
фора— 0.05"/о (в отдельности);
6) должна быть обеспечена возможность свободной усадки швов в про-
цессе сварки;
в) вследствие резкого понижения ударной вязкости основного и напла-
вленного металла нс должны допускаться ударные воздействия на свари-
ваемые конструкции (при работе кувалдой, при кантовке и т. п.);
г) место сварки должно быть защищено от ветра, а свариваемые детали
должны быть тщательно очищены от снега и льда;
д) должен быть установлен тщательный контроль за выполнением при-
нятого технологического процесса сварки; для сварки нужно применять
одежду с электрическим обогревом.
При производстве сварки на морозе необходимо применять только ка-
чественные электроды.
Сварка конверторных сталей при температуре ниже — 20° запрещается.
Для предотвращения появления трещин при сварке на морозе конструк-
ций из элементов большой толщины (из стали марки Ст. 3 толщиной более
20 мм, из низколегированной стали толщиной более 12 мм) весьма поле-
зен меоный подогрев до температуры 150—200°, препятствующий слишком
быстрому остыванию шва и его закаливанию. Подогрев возможен при по-
мощи индукционных электрических нагревателей, газовых горелок, паяльных
ламп и других приспособлений.
Операции в сварочном цехе
207
3. Приемка сварных соединений
Освидетельствование швов производится: 1) наружным осмотром нево-
оуженным глазом или при помощи лупы; 2) остукиванием молотком; 3) кон-
трольным высверливанием швов; 4) промером размеров швов линейками и
шаблонами; о) лабораторными испытаниями образцов; 6) просвечиванием
рентгеновыми лучами или у-лучами препаратов радия.
F При внешнем осмотре швов выявляются большие неровности, ноздрева-
тости, шлаковины, окислы, перерывы, незаплавленные кратеры, трещины
в шве и в околошовной зоне, подрезы основного металла. Ноздреватости,
шлаковины и окислы допускаются на отдельных участках при условии некуч-
ного расположения не более чем на 5% длины швов.
Перерывы швов необходимо заваривать; незаплавленные кратеры должны
быть доварены; швы с трещинами следует вырубить и заварить вновь; под-
резы основного металла, превышающие установленные допуски, должны
быть заварены. При остукивании доброкачественный шов должен давать
такой же чистый звук, как и основной металл; глухой звук свидетельствует
о наличии дефектов, обнаруживаемых высверливанием с последующим тра-
влением засверленного места специальным реактивом (1О°/о-ныЙ водный
раствор двойной соли хлорной меди и аммония).
Контрольное высверливание швов производится по требованию прием-
щика не чаще, чем через каждые 20 пог. м шва, а также на дефектных
участках, выявленных наружным осмотром и остукиванием. Дефектные
места швов вырубают и заваривают вновь.
Наиболее надежным, но и наиболее дорогим способом контроля швов
является просвечивание рентгеновыми и у-лучами. При просвечивании вну-
тренние поры и непровары выявляются па снимке в виде темных точек
я полосок. Наиболее удобно просвечивание стыковых швов; просвечивание
угловых швов представляет большие трудности.
Проверка качества сварных швов просвечиванием применяется в стыко-
вых швах особо ответственных конструкций (кожухи доменных печей, тру-
бопроводы гидроэлектрических станций, мосты и т. п.)
Лабораторные испытания сварных швов по образцам, вырезанным нз
припусков на изделиях, производятся в особо ответственных случаях, пре-
дусмотренных проектом и специальными техническими условиями.
В конструкциях, соединения которых, помимо условий прочности, должны
удовлетворять условиям плотности (резервуары, газгольдеры и г. п.), приме-
няются следующие способы контроля; 1) испытание керосином; 2) гидравли-
ческое испытание; 3) испытание сжатым воздухом; 4) испытание вакуум-
прибором и 5) испытание методом химических реакций.
При испытании плотности швов по первому способу все швы с наруж-
ной стороны конструкции окрашивают меловой краской, после чего с вну-
тренней стороны обильно смачивают керосином. Если в течение 20—30 мин.
(в зависимости от толщины стали) на закрашенной мелом поверхности не
обнаружится темных жирных пятен, швы считаются выполненными удовле-
творительно.
I идравлическое испытание производится при давлении, указанном в проекте,
этим способом проверяется не только плотность, но и прочность шва. Во избе-
жание повторных гидравлических испытаний следует производить предвари-
тельное испытание плотности швов керосином и исправлять дефектные места.
При испытании сжатым воздухом швы снаружи промазывают мыльной
л°й; наличие пузырей указывает на дефектные места, подлежащие вы-
Убке, заварке и последующему вторичному испытанию.
2fls Основы изготовления стальных конструкции
Проверка при помощи вакуумпрпбора заключается в юм, что на нссле-
лгеммй участок шва длиной 0.4-:-0.5 и устанавливают герметичный ящик
без тна в котором ручным вакуумпасосом создается небольшой вакуум;
если в шве имеются неплотности, то манометр через 3 : -4 мин. показывает
увеличение давления.
Испытание вакуумпрпбором требует больше времени, чем другие ме-
тоды контроля плотности швов, и применяется только в тех случаях, когда
одна сторона листовой конструкции недоступна.
Метод химических реакции, разработанный и НИИСтройнеф’гп н 1949 г.
(А. С. Фальковичем, II. Е. Нейфельдом и А. А Козловской), основан на
свойстве некоторых химических препаратов-индикаторов менять свой цвет
в щелочной среде. Для целей испытания шов с досг}пной стороны поли-
вают тонкой струей индикатора (фенолфталеина), а к другой — подводят
летучий щеточный газ, например, аммиак, который, проникая сквозь неплот-
ность шва. окрашивает индикатор. Для того чтобы газ не мог улетучиться
из-под испытываемой конструкции, он подводится в специально устраивае-
мое замкнутое пространство. Метод этот особенно удобен при проверке
плотности ”швов днищ вертикальных наземных резервуаров и мокрых газ-
гольдеров. свариваемых непосредственно па песчаном основании.
§ 7. ОПЕРАЦИИ В КЛЕПАЛЬНОМ ЦЕХЕ
В клепальном цехе производятся, сборка конструкций, рассверловка от-
верстий, клепка, фрезеровка торцов и сверление монтажных отверстий.
1. Сборка конструкций под клепку
В процессе сборки отдельные детали собирают в целую конструкцию
соответственно рабочему чертежу. Сборка состоит из трех основных про-
цессов: 1) раскладки поданных для сборки деталей; 2) собственно сборки,
т. е. соединения элементов друг с другом согласно чертежу непосредственно
на стеллажах или в кондукторах; 3) закрепления деталей в проектном поло-
жении и подготовки к рассверловке или прочистке отверстий.
Для производства сборки цех оборудуется мостовыми кранами и стел-
лажами.
Перед сборкой детали очищают от ржавчины, отслаивающейся окалины,
грязи, заусенцев н т. п. при помощи скребков, стальных щеток (ручных
или пневматических), шлифовальных машинок и пескоструйных аппаратов.
Сборка производится на черных болтах, причем для механизации тру-
доемких сборочных работ применяют пневматические гаечные ключи, элек-
троключн-отвертки и т. п.
Для возможности передвижки деталей диаметр сборочных болтов бе-
рется на 2-5-3 мм меньше диаметра отверстий. Болты должны обеспечить
плотное прилегание деталей. Плотность сборки определяется щупом тол-
щиной 0,3 мм.
В результате неточности обработки деталей отверстия после окончания
сборки совпадают неполностью и поверхность отверстия получается неров-
ной, с темными закраинами, называемыми „чернотой". Последнюю сглажи-
вают рассверловкой или прочисткой отверстий перед клепкой.
Существуют два способа сборки конструкций под клепку: 1) общая сборка
конструкций с последующим расчленением на отправочные элементы; 2) сборка
отдельными отправочными элементами.
Первый способ требует больших площадей и является длительным и
трудоемким процессом; поэтому в настоящее время на заводах стальных
Операции в клепальном цехе
209
конструкций применяется исключительно второй способ сборки, который
особенно удобен при сверлении монтажных отверстий по кондукторам.
Сборка отдельными отправочными элементами обеспечивает наилучшее
использование сборочных площадей, а также более высокую производитель-
ность труда и лучшее качество работы. При этом способе расширяется
фронт работ и увеличивается съем конструкций с 1 лг производственных
площадей. Преимуществами способа сборки отправочными элементами яв-
ляются также большие доступность и удобство сборки, рассверловки и
клепки отдельного элемента, чем всей конструкции в целом.
На крупных заводах средняя производительность одного звена сборщи-
ков (3 : 4 человека) составляет около 7 т в смену, на полумехапизирован-
ных предприятиях —около 3 т.
2. Рассверловка и прочистка отверстий
После окончания сборки и приемки собранных отправочных элементов
заклепочные отверстия в ответственных конструкциях (мостах, подкра-
новых балках, конструкциях гидротехнических сооружений и т. п.) под-
вергаются рассверловке до проектного диаметра. Рассверловке подвергаются
также отверстия с чернотой (несовпадением центров отверстий) более
Сечение по л-л
Фиг. 1S8. Трехвсрая развертка
2 мм. Рассверловка производится трехперыми развертками — режущим ин-
струментом, снимающим при вращении стружку со стенок отверстия
(фиг. 188). Заборная режущая часть развертки имеет коническую форму
для центрировки, средняя режущая часть — цилиндрическую поверхность
для калибровки отверстия, задняя часть представляет собой конус с лапой,
которым развертка вставляется в патрон сверлильного станка или сверлиль-
ной машинки.
Ввиду затруднительности перемещения крупных отправочных элементов
в процессе сборки рассверловка на заводах производится радиально-свер-
лильными станками с большим вылетом, передвигающимися вдоль сборочных
стеллажей (фиг. 168). На полумеханизированных предприятиях, изготовляю-
щих стальные конструкции, рассверловка производится пневматическими
Ручными сверлильными машинками.
Рассверленные отверстия должны иметь цилиндрическую форму с глад-
кими стенками, перпендикулярными плоскости элемента. Дефектами рас-
сверленных отверстий являются чернота, косина и овальность.
Рассверловке подвергаются сначала открытые, не заполненные болтами
отверстия, затем производится перестановка болтов в рассверленные от-
верстия, после чего рассверливаются остальные отверстия.
Производительность рассверловки зависит от диаметра отверстий, тол-
щины пакета, удобства работы и составляет в смену около 800 отверстий
14 Н. С. Стрелсшшп
•2W
O'hqsn изгопочлгнич cimiyw конструкций
при рассверловке станками и 300-:-3o0 отверстий при рассверловке свер-
лильными м шишками.
В неответственных конструкциях, у которых образованно отверстий
в деталях ведется на проектный диаметр, после сборки производится про-
чистка части отверстий цилиндрическими четырехперымн развертками.
3. Кленка
Клепка может быть горячей и холодной. Процесс горячей кленки со-
стоит из нагрева заклепок, подачи, постановки их в отверстия и осадки
стержня заклепки клепальным молотком или скобой с формированием закле-
почной головки. Типы применяемых заклепок указаны в главе V. Требуемая
Фиг. 1S9. Пневматический клепальный молоток
f — корпус молотка. 2—воздушные каналы; 3 — цилиндр; 4 бо:к; -5 - нипсль; 6—рукоятка;
7 — к>рох рычага; 8— золотниковое устройство; 9 — обжимка; 10 - букса
длина стержня заклепки с полукруглой головкой I »= 1,1 Е8 |- 1,45rf, где
LJ — суммарная толщина склепываемого пакета; d — диаметр заклепки.
Нагрев заклепки производится в переносных горнах с дутьем от пнев-
матической сети или в нагревательных печах. Горячая клепка может быть
Фи1. 190. Обжимка для пневматического Фиг. 191. Пневматические под-
молотка держки
ручной и машинной. Инструментами ручной клепки являются пневматиче-
ский клепальный молоток, поддержка и обжимки.
Пневматический клепальный молоток, достаточно удобный и компактный
по своим размерам и весу, является основным механизированным инструмен-
том для ручной клепки (фиг. 189). В мологок вставляется обжимка
Операции в клепальном цехе
211
(фиг. |Н0). Доступ сжатою воздуха в молоток из шланга, присоединенного
к воздухопроводу, открывается нажатием курка, расположенного у рукоятки.
Благодаря золотниковому устройству воздух приводит в быстрое (700-5-
[ ООО ударов в 1 мин.) колебательное движение боек, который ударяет по
обжимке, передающей н свою очередь удары на заклепку. Оптимальное
давление воздуха для полноценной работы молотка — 5-5-6 ати.
Длина молотка (без обжимки) — 460—510 мм, требуемый габарит для
клепки пневматическим молотком — около 600 мм. Поддержки применяются
ручные и пневматические (фиг. 191) в зависимости от характера работы.
Пневматическая поддержка представляет собой переносный пресс, который
давлением воздуха плотно прижимает закладную
менту.
Машинная клепка производится клепальной
скобой, позволяющей значительно увеличить про-
изводительность труда и улучшить качество
клепки. Клепальная скоба (фиг. 192) состоит из
массивной полурамы, на открытых концах кото-
рой располагаются с одной стороны неподвижная
поддержка, а с другой — подвижной штемпель,
давлением которого осаживается стержень и фор-
мируется головка. Скоба либо подвешивается на
талях к неподвижной раме, а элемент передви-
гается на вагонетке, либо перемещается краном
вдоль элемента. Для должного стягивания пакета
заклепку необходимо выдерживать под давлением
скобы после образования головки в течение
4-5-6 сек.
Вылет клепальной скобы— 1 000-=- 1 200 мм
при высоте зева 500-5-600; поэтому назначение
ширины пояса клепаной балки более 500 мм,
а продольного стыка стенки балки на расстоянии
от края, большем 1 000 мм, часто делает невоз-
можным применение машинной клепки. В связи
с этим в балках высотой более 2 000-5-2 400 мм слепует принимать не-
симметричное расположение продольного стыка стенки.
Наибольшее давление клепальных скоб составляет 80 т. Обжимки кле-
пальных скоб имеют большие диаметры, чем диаметры обжимок клепальных
молотков, что оказывает влияние на размещение заклепок в профильной
стали. Это обстоятельство учтено при установлении положения рисок, ука-
занных в главе V, § 4.
По трудоемкости клепка делится на рядовую, узловую, выборочную и
стесненную.
Средняя производительность рядовой клепки составляет при работе
пневматическими молотками 400, а при машинной клепке 1 300 заклепок
в смену (при диаметре заклепок 23 мм). В решетчатых конструкциях, где
заклепки в небольшом количестве разбросаны по узлам (узловая клепка), а
также при стесненной клепке производительность значительно уменьшается.
Клепка является после сборки самой дорогой и трудоемкой операцией
в процессе изготовления клепаных конструкций, составляя 20—25% от °®'
щего расхода рабочей силы (см. табл. 7.1).
Поэтому уменьшение количества заклепок крайне важно, тем более,
что при этом уменьшается также объем наиболее трудоемких операций по
образованию отверстий, сборке и рассверловке; можно приближенно счи-
головку заклепки к эле-
i6so
Фиг. 192. Клепальная скоба
212
Основы пжотолления стильны г конструч {ift
тать что стоимость изготовления клепаных конструкции пропорциональна
количеству заклепок. Количество заклепок на I т строительных конструк-
ций и мостов составляет 80-:- 150 шт.
В последнее время начали применять холодную клепку стальных кон-
струкции пневматическими скобами при диаметре заклепок до 26 мм.
К основным преимуществам холодной клепки относятся экономия топлива
и рабочей силы, а также лучшее заполнение отверстия при клепке. Недо-
статками холодной клепки являются необходимость более то того изгото-
вления заклепок и образования отверстий, наклеп заклепок и основного
мета яла вблизи места клепки, а также трудность смены бракованных закле-
пок На основании экспериментальных исследований Проекте гальконструк-
ппи (Г. А. Шапиро) и ЦНИПС (Н. Ф. Дембовскпй) для холодной клепки
приняты коническая (фиг. 193, а) и плоская (фиг. 193, б) головки. Для за-
клепок холодной клепки следует применять
6) сталь марки Ст. 2 закл. с содержанием угле-
у—рода О,12-:-|Э,1д*,/о.
f " )_ Холодная клепка целесообразна при усло-
[—-zzid вии возможности и рентабельности применения
Фяг. 193. Замыкающая головка пневматических клепальных скоб.
заклепки при холодной клейке Качество клепки проверяется внешним ос-
мотром, остукиванием головок и измерениями.
Для контроля качества заклепок, обнаружения брака и ш.мерен ня сте-
пени дефекта применяют: 1) стальной щуп толщиной 0,3 мм для проверки
величины щели; 2) контрольный молоток весом 0,3—0,4 кг для остукива-
иия головок заклепок; 3) стальные шаблоны толщиной 3—5 мм для про-
верки правильности и полномерности головок, с вырезами, соответствующими
размерам стандартных головок; 4) стальной метр для промера расстояний
между заклепками.
По дефектам, относящимся к внешнему виду заклепок, разрешаются
некоторые допуски. Совершенно не допускаются и подлежат замене дро-
жащие заклепки, заклепки с неплотно прижатыми или подчеканенными
головками, а также пережженные заклепки.
Дефектные заклепки подлежат замене, причем их удаление должно
производиться без повреждения смежного металла; срезка головок произво-
дится пневматическим зубилом или кислородным резаком, а выбивка
заклепки — выколоткой.
Плотность стягивания деталей заклепками должна быть такой, чтобы
между ними не проходил щуп толщиной 0,3 мм.
§ 8. ОКОНЧАТЕЛЬНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ ОТПРАВОЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
После сварки и клепки происходит окончательное оформление отправоч-
ных элементов, которое состоит в фрезеровке торцов и образовании мон-
тажных отверстий.
Операции эти производятся в сварочном и клепальном цехах; этим
операциям подвергаются чаще всего тяжелые и ответственные конструкции,
перевозимые на место монтажа отдельными элементами.
1. Фрезеровка торцов
Фрезеровка торцов осуществляется на ториефрезерных станках (фиг. 194)
и применяется при необходимости иметь точную длину элемента, а также
гладкий и перпендикулярный оси элемента торец для облегчения' образова-
Окончите льнов оформление отправочных элементов
2П
пия монтажных отверстий и при передаче сжимающих усилий непосред-
ственно через торен, минуя стыковые накладки.
Рабочее движение зорцсфрезерного станка осуществляется: вращатель-
ное— резцовой головкой (планшайбой), поступательное — движением каретки
по параллелям. Обрабатываемый элемент устанавливается неподвижно и
закрепляется на станине ручными или пневматическими зажимами.
Для установки резцовой головки по риске имеется возможность осевого
передвижения шпинделя; головка диаметром 1,0ч-1,5 м медленно переме-
щается в горизонтальном направлении и ровно обрезает конец элемента.
Путь резцовой головки (наибольшая длина фрезеровки) — 2ч-3,6 ж, макси-
мальная ширина (высота) фрезеровки—1,0 ч-1,5 м.
Фиг. 194. Торпефрезерный станок
1 — станина станка; 2— загрузочный стол; 3— направляющие каретки; 4— каретка; 5— резцовая го-
ловка; 6 — станок для заточки резцов
Применяются также станки, производящие обработку торцов при помощи
фрез диаметром 250 мл и позволяющие фрезеровать торцы размером до
1,8 X 3,6 м В поворотных станках имеется возможность фрезеровать ско-
шенные концы. Двухконцевые станки фрезеруют торцы элемента с двух
сторон одновременно, причем длина обрабатываемого элемента не может
быть больше 18 л.
После фрезеровки двух торцов длина элемента ие должна отличаться
от проектной более чем на 2 мл.
Плоскость фрезеровки проверяется стальной линейкой, поставленной на
ребро, и щупом, причем зазор между линейкой и фрезерованной поверх-
ностью допускается не более 0,3 мм. Уклон между фрезерованной плоскостью
и проектной не должен превышать 1/1500 (что соответствует углу в 2)
Припуск на фрезеровку дается около 5 мм.
2. Образование монтажных отверстий
Существуют следующие способы образования монтажных отверстий:
1) продавливание или сверление на меньший диаметр с рассверловкой
после сборки смежных элементов;
2) сверление на проектный диаметр по кондукторам в отдельных отпра-
вочных элементах;
«4
Основы изготовления стальных конструкций
3) сверление на проскпгыП инамщр ни много........индольных станках
в отдельных отправочных элементах.
В малоответстиенпых конструкциях монтажные отверстия продавливают
(или сверлят) в отдельных деталях сразу на полный диаметр, без их после-
дующей обработки после сборки.
При выборе способов образования монтажных отверстий необходимо
учитывать тип конструкции, повторяемость одинаковых отправочных марок,
оборудование завода-изготовителя, наличие площадей для сборки па заводе,
а также технические условия па изготовление конструкций.
Рассверловка и прочистка монтажных отверстий производятся после
контрольной сборки смежных отправочных элементов ипевмаирюскнми
машинками; работа эта в сильной степени замедляет темпы изготовления
конструкций; очень часто опа переносится па монтаж. При бол мной повто-
ряемости монтажных стыков следует ее заменять более совершенным свер-
Фиг. 195. Типы накладных кондукторов для сверления монтажных отверстий
леи нем по кондукторам, улучшающим качество монтажных отверстий и
обеспечивающим взаимозаменяемость одинаковых отправочных марок и уско-
рение монтажа.
Кондукторы могут быть накладными и стационарными. Накладной кон-
дуктор (фиг. 195, а и б) представляет собой стальной шаблон с запрессо-
ванными цементированными или калеными втулками (фиг. 195, в) для сверления
монтажных отверстий в готовом отправочном элементе. Точность установки
втулок zt 0,25 мм. Основой применения накладных кондукторов являются
точное их расположение в соответствии с геометрической схемой конструк-
ции и точное их соответствие расположению монтажных отверстий.
Поскольку кондукторы накладывают на уже готовый, сваренный нлн
склепанный, стержень, точное размещение кондукторов, отвечающее гео-
метрической схеме сооружения, погашает исе неточности изготовления
стержней и гарантирует осуществление требуемой геометрической схемы.
Концевые накладные кондукторы для монтажных стыков накладывают
на фрезерованный торец стержня (объемный кондуктор). Плоские наклад-
ные кондукторы обоих концов стержня иногда связывают между собой
уголком, точно фиксирующим расстояние между ними и монтажными сты-
ками. Тогда оба кондуктора накладывают на стержень одновременно.
Через кондуктор сверление отверстий производится радиально-сверлиль-
ными или мнокмштнндельными станками н ручными машинками. Втулка
Окончательное оформлена? отправочных элементов
21.5
направляет сперло и предотвращает овальность и косину отверстий. Точность
разметки кондуктора гарантирует точность размещения отверстий (фнг. 196).
Для узловых фасонок применяется так называемый общий кондуктор
(фи1. 195, о), связывающий в одно целое 1астные кондукторы прикрепления
раскосов и стоек (фиг. 195, а).
Установка общего кондуктора
производится на фасонке, при-
крепленной к поясу. Примене-
ние общею кондуктора значи-
тельно повышает ючноегь об-
разования монтажных отвер-
стий, так как при этом наибо-
лее сложная работа но опреде-
лению углов наклона стержней
переносится в механическую
мастерскую, изготовляющую
кондукторы. Частные кондук-
торы и соответствующий им
общий кондуктор изготовляют
одновременно путем пакетного
сверления, н потому они пол-
Фиг. 196. Сверление монтажных отверстий по свя-
занным накладным кондукторам
ностью совпадают.
К недостаткам способа об-
разованпя мои гажных о свер-
стай по накладным кондукторам относятся: необходимость иметь постоянный
штат высококвалифицированных разметчиков для точного нанесения осей, по
которым устанавливают кондукторы, и возможность ошибок в расположении
групп монтажных отверстий (в результате разметки установочных осей на
Фнг. 197. Сверление монтажных отверстий в стационарном кондукторе
каждом элементе) при переносе осевых линий с одной плоскости на другую
и при установке накладного кондуктора.
Эти недостатки исключаются при сверлении монтажных отверстий в ста-
ционарных кондукторах. Стационарные кондукторы размещаются на жесткой
станине на расстоянии, отвечающем расстоянию между монтажными стыками.
На станине точно устанавливают отправочный элемент (стержень). Кондук-
216
Основы u.vamot ichiiv сто ibhhx конетпгкииП
торы могут обнимать стержень с двух сторон (например, со стороны двух
полок двутаврового сечения)! сверление стенки гребуег специального кон-
дуктора.
Для каждого стержня определенной длины требуется cnoli стационарный
кондуктор. Следует поэтому стремиться иметь в конструкциях возможно
большее число стержней одинаковой длины, которые можно было бы офор-
мить в одном стационарном кондукторе (фттг. 197).
При применении кондукторов для сверления монтажных отверстий ста-
новится ненужной контрольная сборка, так как совпадение с проектными
размерами конструкции гарантируется точностью кондукторов, а совпадение
монтажных отверстий — сверлением кондукторов по одному шаблону. Стои-
мость кондукторов относительно высока; поэтому их применение целе-
сообразно при условии серийного изготовления большого количества одина-
ковых конструкций. С точки зрения скоростного монтажа применение
кондукторного сверления монтажных отверстий на заводе весьма жела-
тельно. Оно возможно при условии максимальной типизации и стандартиза-
ции всех элементов и их монтажных соединений.
Для увеличения производительности сверления монтажных отверстий
весьма рационально применение многоыпнндельпых станков (фттг. 169),
производящих одновременно сверление всех отверстий стыка через кон-
дуктор.
§ 9. ОПЕРАЦИИ В МАЛЯРНО-ПОГРУЗОЧНОМ ЦЕХЕ
В малярно-погрузочном цехе производятся сдача, приемка, окраска, мар-
кировка и отгрузка конструкций.
1. Сдача и приемка
Готовые конструкции подлежат сдаче до нанесения защитною покрытия
(окраски и пр.).
Прн приемке готовой конструкции наружным осмотром устанавливают:
1) правильность геометрической схемы; 2) отсутствие трещин, изломов,
местных повреждений и раковин, появившихся в результате применения
недоброкачественного металла или низкого качества производства работ;
3) соответствие геометрических размеров и сечений указанным в проекте;
4) прямолинейность отдельных элементов.
2. Окраска и маркировка
После приемки отправочные элементы защищают от коррозии различ-
ными покрытиями. Перед нанесением покрытия конструкции тщательно
очищают от ржавчины, грязи, окалины, влаги и масла ручными механизиро-
ванными или пламенными щетками, скребками, шлифовальными машиикамн
и г. п. Надежность и долговечность покрытий, защищающих стальные кон-
струкции ог коррозии, в первую очередь определяются качеством подго-
товки поверхности стали перед наложением первого слоя покрытия (грун-
товки).
Существующие механические и химические способы очистки стали недо-
статочно совершенны. В последнее время для очистки поверхности стали
используется газовое пламя, причем вначале с поверхности металла бензином
удаляют жировые пятна.
Для огневой очистки стали применяется газ, содержащий 50% кислорода
и 50% ацетилена. Очистка производится специальной многопламенной горел-
Операции в малярно-погпупо"но« neve
217
кс<1 шириной 12-5-15 сл. Горелка передвигается со скоростью 5-J-15 м/лич,
нагревая поверхность стали до 120-ь 150° и полностью ее обезвоживая.
При нагреве возникает разность температур между окалиной и основным
металлом, вследствие нею большая часть окалины отделяется. Сталь, под-
вергнутая огневой очистке, теряет до 60"/(| окалины. Оставшаяся плотно
приставшая окалина не препятствует нанесению надежного защитного
слоя, поскольку под покрытием не остается влаги. Поверхность грунтуют
в теплом состоянии — после предварительного удаления проволочными щет-
ками частиц отслоившейся окалины и высушенной ржавчины. Антикорро-
зийная стойкость конструкций, очищенных пламенем перед нанесением
покрытия, увеличивается почти вдвое. На некоторых заводах применяется
огневая очистка прокатной стали бескислородной горелкой, работающей на
коксовом газе и сжатом воздухе, хотя по производительности и качеству
очистки этот способ уступает кислородно-ацетиленовой очистке.
Наземные конструкции окрашивают масляной краской (по грунтовке
олифой), алюминиевой краской или битумным лаком.
Нанесение покрытий производится вручную маховыми кистями, а также
электрическими или пневматическими краскораспылителями. Все недоступные
для окраски места, а также щели зашпаклевывают мастикой, приготовленной
из свинповпго сурика на олифе с добавлением мела. Подземные и гидро-
технические конструкции защищают от коррозии битумными покрытиями по
грунтовке праймером (раствор из 1 ч. битума н Зч. бензина) и электрохими-
ческими способами (катодная защита). Праймер наносят в холодном состоя-
нии, битумное покрытие — в горячем
при помощи лейки и кистей.
Поверхности металла, соприкасаю-
щиеся с бетоном или кладкой, не окра-
шивают. а покрывают на заводе цемент-
ным молоком. Фрезерованные торцы сма-
зывают техническим вазелином, тавотом
или солидолом. Отверстия для шарни-
ров защищают деревянными пробками.
После нанесения покрытия все от-
правочные элементы маркируют в соот-
ветствии с рабочими чертежами.
3. Отгрузка конструкций
Погрузка на железнодорожные плат-
формы производится по правилам МПС с
соблюдением железнодорожных габари-
тов. 11ормальный провозный габарит при-
веден на фиг. 198. В отдельных случаях
при условии согласования с дорогами
следования возможна перевозка негаба-
ритных конструкций, причем в этом слу- фиг 198. Нормальный пропозиый же-
чае увеличивается только ширина габа- лезиодорожный габарит
рита, а высота его остается постоянной.
Длина отправочного элемента при погрузке на одну двухосную плат-
форму не должна превышать 10 м, при погрузке на сцен из двух нормаль-
ных платформ — 20 м. Ширина пола платформы — 2,7-ь2,8 м\ грузоподъем-
ность двухосной платформы—16,5-ь20 т.
Конструкции укладывают на шпалах или брусьях, ограждают стойками
и обвязывают проволокой. Фермы и балки устанавливают и укрепляют на
218
Основы изготовления стальных конструкции
платформах в вертикальном положении. Колоппы укладывают плашмя пли
на ребро в зависимости от их поперечных размеров п очертания.
Погрузка производится пароиугевымн пли мостовыми крапами. Оггрузка
конструкций должна производиться с максимальным использованием провоз-
ных габаритов и железнодорожных платформ.
При отправке иа место установки готовых конструкций одновременно
с ними направляют: 1) монтажную схему сооружения с указанием всех эле-
ментов; 2) перечень отправочных элементов с указанием их марок, количе-
ства и веса; 3) ведомость монтажных метизов (заклепок, болтов и пр.) и
электродов; 4) заводские накладные с наименованием отправляемых элемен-
тов, их количества и веса.
§ 10. ПРОИЗВОДСТВЕННЫЕ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ПРОЕКТУ
При проектировании стальных конструкций необходимо считаться с ниже-
следующими основными требованиями, связанными с особенностями завод-
ского изготовления:
1) учитывать транспортабельность отправочных элементов и соответствие
их веса грузоподъемности заводских кранов и условиям перевозки;
2) учитывать при разбивке стыков желательность заказа металла в нор-
мальных длинах;
3) стремиться к уменьшению числа различных элементов в сооружении
и проектировать сечения из наименьшего количества прокатных профилей;
для колонн, балок и ригелей широко применять сечения из одного прокат-
ного двутавра;
4) в пределах отправочного элемента применять заклепки и болты одного
диаметра, а в сооружении—-не более двух-трех диаметров;
5) для отверстий, пробиваемых на прессе, диаметр отверстия принимать
не менее толщины металла;
6) кузнечных работ, как правило, не применять;
7) максимально сокращать общее количество заклепок и сварных швов,
избегая трудоемких соединений (прорезей, электрозаклепок и пр.);
Ь) широко применять конструкции тяжелых колонн с (фрезерованными
торцами при соответствующих возможностях завода-изготовителя;
9) избегать косой резки фасонных профилей;
10) обращать внимание на удобство сборки, сварки и клепки;
11) предусматривать возможность применения автоматической сварки,
машинной клепки и кондукторного сверления монтажных отверстий на мно-
гошпиидельных станках.
Глава VIII
БАЛКИ И БАЛОЧНЫЕ КЛЕТКИ
§ I. ТИПЫ БАЛОК
Стальные балки, как правило, проектируются двутаврового сечения и
могут быть прокатными или составными — сварными или клепаными (фиг. 199).
Прокатные балки по условиям прокатки имеют избыточную толщину стенок
против необходимой для обеспечения прочности и устойчивости и поэтому
требуют большей затраты стали, чем составные, но зато они значительно
менее трудоемки в изготовлении и дешевле. Составные балки следует при-
менять тогда, когда прокатные балки не удовлетворяют условиям прочности,
жесткости и устойчивости, а также в тех случаях, когда применение про-
катных балок связано с значительными кон-
структивными осложнениями или с боль-
шим перерасходом стали. Составные балки
в настоящее время делаются преимуще-
ственно сварными вследствие их большей _
экономичности, особенно при изготовле-
нии при помощи сборочных кондукторов
и автоматической сварки. Клепаные балки
применяют при необходимости иметь в поя-
сах многолистовые пакеты; поэтому весь- Фиг. 199. Типы сечений двутавровых
ма мощные балки (например, подкрановые балок
балки для мостовых кранов грузоподъем-
ностью более 75 т, а также для кранов с жестким подвесом независимо
от грузоподъемности) обычно делают клепаными.
На выбор типа и сечения балки оказывают влияние оптовые цены на
различные виды проката. Цена на листовую сталь в настоящее время выше
цены на универсальную (широкополосную) сталь в среднем на 15—20“/,.
Это отражается на рациональном распределении материала между стен-
кой и поясами балки, так как условием экономичности балки вместо мини-
мума веса становится минимум стоимости. Наиболее дешевы крупные про-
катные двутавры.
С точки зрения статической схемы балки могут быть разрезные, ие-
разрезные и консольные. Разрезные балки, перекрывающие каждый
пролет самостоятельно, наиболее удобны для изготовления и монтажа. Работа
их под действием нагрузки наиболее ясна и определенна, осадка опор не
сказывается на работе балки, температурные воздействия зависят только
от трения на опорах, разрушение одного пролета не сказывается на со-
седних, почему разрезную балку наиболее легко восстановить. Поэтому
в стальных конструкциях применяются преимущественно разрезные балки,
хотя с точки зрения затраты металла они менее выгодны, чем иераз-
резные.
220
Белки и балочные клетки
§ 2. КОМПОНОВКА БАЛОЧНОЙ КЛЕТКИ
Система несущих балок перекрытии, площадок, проезжен части мостов
п т. п. называется балочной клеткой. Обычно балочная клетка состоит из
перекрестных взаимно перпендикулярных балок. Балки, передающие давление
от полезной нагрузки и собственного веса на опоры, называются главными.
Балки, опирающиеся па главные, называются в с п о м о г а г с л ьи ы м в; иа
последние может опираться еще одна система вспомогательных балок, пер-
пендикулярных первым. Таким образом, вспомогательные балки могут быть
поперечные и продольные. Величина отсека между балками зависит от типа
настила и берется такой, чтобы настил мог быть полностью использован.
При компоновке балочной клетки большую роль играют вопросы модуль-
ности н стандартизации.
1. Типы балочных клеток
Применяются следующие типы балочных клеток.
1) Упрошенный тип. в котором имеются только главные балки, не-
посредственно поддерживающие настил перекрытия (фиг. 200, а). Этот тип
целесообразно применять
при мощных настилах, пере-
крывающих большие рас-
стояния, или при малых про-
летах, так как частое разме-
щение длинных балок нера-
ционально и утяжеляет кон-
струкцию.
2) Нормальный тип.
Фнг. 20Э. Типы балочных клеток
в котором имеются две си-
стемы балок — главные и по-
перечные вспомогательные
балки (фиг. 200, 6). При по-
вышенном расположении
вспомогательных балок от-
носительно главных настил
опирается только на вспомо-
гательные балки и работает
как пластинка, опертая по
двум противоположным сто-
ронам, при расположении
в одном уровне — как опер-
тая по четырем сторонам.
3) Усложненный
тип, состоящий из главных
балок, поперечных вспомо-
гательных балок и продоль-
ных вспомогательных балок
(балок настила) (фиг. 200, в).
Обычно балки настила опи-
раются на поперечные вспо-
сопряжение), что приводит
могательные балки сверху (этажное
к опиранию настила по двум сторонам.
При стальном настиле, приваренном к главным и продольным вспомога-
тельным балкам, последние могут быть включены в рабогу главных балок,
Котомочка бало'Ной клетки
221
если только они достаточно близко расположены к главном балке (т. е.
находятся в пределах рабочей ширины настила, см. фиг. 207) и если настил
досгаго ню устойчив. Тогда продольные вспомогательные балки будут рабо-
тать двояко: на местный изгиб между поперечными вспомогательными бал-
ками и на изгиб по пролету главной балки как часть эюй балки.
Таким образом, продольные вспомогательные балки могут несколько раз-
грузить главные. Разгрузка главных балок может иметь место и при железо-
бетонном пастиле, если последний жестко связан с главными балками; такой
настил также работает в двух направлениях: в продольном — вместе с балкой
и поперечном — между балками.
Существенная доля работы железобетонного настила в работе всего пере-
крытия делает выгодным усиление мощности настила; это приводит к воз-
можности непосредственного перекрытия настилом расстояния между глав-
ными балками, т. е. к упрощенной балочной клетке. При этом получается
наиболее простое решение, которое в настоящее время является весьма
распространенным.
Выбор типа балочной клетки производится путем технико-экономиче-
ского сравнения вариантов. При этом нужно исходить из простейших реше-
ний; если они оказываются нецелесообразными или невыгодными, следует
переходить к более сложным.
2. Основные размеры балочной клетки
Основные размеры балочной клетки зависят от величины пролета главных
балок, интенсивности нагрузки, типа настила и строительной высоты.
а) Оптимальный пролет главной балки
Расчетный пролет главной балки зависит от величины пролета в свету,
т. е. расстояния между лицевыми гранями опор. Последнее определяется
шириной габарита помещения под перекрытием, т. е того пространства,
которое должно остаться свободным для возможности эксплуатации поме-
щения, и задается технологом или архитектором.
При отсутствии ограничений в размещении опор последние наиболее целе-
сообразно разместить таким образом, чтобы суммарная стоимость балок и
опор была наименьшей. При этом можно считать, что вес и стоимость пере-
крытия, поддерживаемого главными балками (на 1 йог. м балки), т. е. на-
стила и вспомогательных балок, не зависят от пролета главной балки, так
как они определяются типом настила и конструкцией вспомогательных балок.
Что же касается веса и стоимости I пог. м главной балки, то таковые
с увеличением ее пролета I увеличиваются.
Обозначив постоянную нагрузку перекрытия на 1 пог. м главной балки
через р и временную через q, найдем наибольший изгибающий момент
главной балки:
момент сопротивления (прн коэффициенте условий работы zn=l):
и площадь сечения;
222
Балки и балочные клетки
Здесь я„ — коэффициент перегрузки для постоянной нагрузки;
п —коэффициент перегрузки для премешюП нагрузки;
А> — расчетное сопротивление;
D==3ft — ядровое расстояние, прямо пропорциональное высоте балки.
Вес балки на I пог. .и длины:
где у — удельный вес стали;
б — конструктивный коэффициент балки, поклзываюишН, во сколько
раз фактический вес балки больше теоретического; g,T = /7y.
Таким образом, вес балки иа 1 пог. м длины выразится:
где s-—некоторый коэффициент, имеющий размерность кг/л4, не зависящий
от Л и I.
При неизменной погонной нагрузке высота балки увеличивается вместе
Л
с пролетом; обозначив отношение высоты балки к пролету у-= л, получим:
^=2./ = а/. (8.2)
Коэффициенты а для многих балок изучены, и для них составлены таблицы.
Таким образом, вес и стоимость I пог. м балки прямо пропорциональны
ее пролету.
Стоимость опоры зависит от ее материала и объема. Здесь надо разли-
чать два случая.
В случае массивной опоры (например, кирпичного или бетонного столба)
ее размеры зависят от конструктивных особенностей самой опоры и вслед-
ствие небольших напряжений, развивающихся в ней, мало меняются при
небольшом изменении пролетов балок и их давлений.
При небольших изменениях пролета объем опор может быть принят
постоянным. Тогда кубатуру и стоимость опоры и ее фундамента можно
считать независимыми от пролета. В этом случае стоимость перекрытия и
опор на 1 пог. м главной балки будет равна:
С = Сн -f- -|—у» (8-3)
где Сн стоимость настила и вспомогательных балок, отнесенная к I пог. м
главной балки;
Q — стоимость I т главной балки;
Со — стоимость опоры.
Взяв производную выражения (8.3) по пролету и приравняв ее нулю,
получим наивыгоднейший пролет:
dC Со А
й1 = с^- --. = 0,
откуда / -1/^ (8.4)
Следовательно: Сб^опт == Со, (8.5)
Компоновка балочной клетки
2’3
т е. при оптимальном пролете стоимость одного пролета главной балки
должна ранни।вся стоимости опоры с ее фундаментом.
В случае сравни гелыю легкой опоры (например, стальной) размеры ее
сечения приблизительно пропорциональны давлению на нее балок. Давление
балки пропорционально пролету. С уменьшением пролета и давления будет
уменьшаться и вес колонны; однако он не может быть умепьптен до нуля,
так как ио конструктивным соображениям мы не можем назначить сечение
колонны сколь угодно малым. Обозначив вес этой наименьшей возможной
по конструктивным соображениям колонны через GJ, можем вес колонны
при пролете / принять равным:
Gk = G: + G'/, (8.6)
где G'Kl — увеличение веса колонны при увеличении пролета главной балки.
Подставив выражение веса колонны в формулу стоимости, получим:
с G°
с= с„+с6ол+-у!+с0о;,
где с0 — стоимость единицы веса или кубатуры колонны и ее фундамента
откуда
<8‘7)
И с6а!'„Т = с0а, (8.8)
т. е. в этом случае при оптимальном пролете стоимость одного пролета
главной балки должна равняться стоимости не всей колонны, а только по-
стоянной части ее стоимости, равной стоимости наименьшей, возможной по
конструктивным соображениям колонны. Таким образом, в этом случае (при
стальных колоннах) оптимальный по весу пролет получается весьма неболь-
шим, и фактический пролет в большинстве случаев определяется габарит-
ными размерами помещения под перекрытием.
б) Высота балки
Высота балки определяется из условий экономичности, жесткости и кон-
струкции сопряжения балок.
Полная конструктивная высота перекрытия, включающая балочную клетку
и настил, не должна быть больше строительной высоты — разности
отметок верха настила и верха габарита помещения под перекрытием.
Строительная высота определяет, таким образом, наибольшую возможную
высоту балок.
При увеличении высоты балки, отвечающей определенной интенсивности
нагрузки, вес поясов уменьшается, а вес стенки увеличивается. Суммарный
вес сначала уменьшается до оптимальной высоты, а затем увеличивается.
Делать высоту балки выше оптимальной не имеет смысла, так как мы
при этом проигрываем в весе и ухудшаем конструкцию, поскольку более
высокие балки менее устойчивы и требуют большего развития связей.
Вес балки, равный сумме веса поясов и веса стенки, на 1 пог. м:
с6 = G„ + GCT = + *8„тКт. <89>
где М — изгибающий момент от расчетной нагрузки;
—расчетное сопротивление;
---усилие в одном поясе;
224
Балки и балочные клепки
коэффициент с<1 указывает, что в восприятии момента частично участвует
и стенка, почему усилие в поясе сплошной конструкции меньше, чем сквозной,
лп> ^’г____конструктивные коэффициенты пояса и стенки, указывающие,
во сколько раз фактический вес поясов (из-за наличия стыковых накладок
и других деталей) и фактический вес стенки (из-за наличия стыковых на-
кладок и ребер жесткости) больше их теоретических весов.
Конструктивные коэффициенты зависят от конструкции балки: в сварных
балках I, бс, 1.20, в клепаных — 1,30-5- 1,50, фС1г=»1,30. В балках
переменного сечения конструктивный коэффициент поясов получается зна-
чительно меньше (часто даже меньше единицы), так как он является сред-
ним коэффициентом, отнесенным к наиболее тяжелому сечению балки. По-
этому балки переменного сечения имеют меньшую оптимальную высоту, чем
балки постоянного сечения.
Закон изменения толщины стенкн в зависимости от высоты различен:
в малых балках (Л<^1 -«) из-за коррозии, а также в клепаных больших
балках (Л >2,50 .«) нз-за возможности продавливания отверстий толщина
берется постоянной; в балках средней высоты толщина несколько увеличи-
вается с высотой.
Если считать
выражения (8.9)
высоту балки:
толщину стенки балки постоянной и. взяв производную
по высоте, приравнять ее нулю, то получим оптимальную
откуда
dG6 2Мс Т'п . - , „
БГ = R • V +^ет = О,
где коэффициент k равен: для сварных балок 1,3; для клепаных ~ 1,2-5- 1,4.
Подставляя значение Лопт в выражение (8.9), получим, что при оптималь-
ной высоте и постоянной толщине стенки вес поясов равняется весу стенки,
т. е. иа пояса приходится примерно половина всей площади сечения балки.
Если считать толщину стенки переменной и задать ее линейным законом
8сг = эЛ, то выражение веса балки будет:
сс = ^Т?п+ч/г2уф<
(8.1I)
что дает оптимальную высоту балки:
(8.12)
Коэффициент k в этом случае равен: для сварных балок 1 20, для кле-
паных ~ 1,25;
v=8cT=J '
Л 100 • 250 •
Таким образом, если предполагать, что толщина стенки при повышении
высоты увеличивается линейно, оптимальная по весу высота балки получается
ниже, чем при постоянной толщине стенки; в этом случае при оптимальной
высоте на пояса приходится 66% всей площади сечения балки.
Компоновка балочной клетки
Пи самом деле толщина стенки изменяется более медленно. Положил
п общем случае 2 = чА"‘, где /л<4, получим вес балки:
‘ Т}ст, (8.13)
откуда общая формула оптимальной высоты:
“ Г.2/---U7
Ло..т = й у (8.14)
™е '^™~с
k= у (8.15)
В этом случае материал балки при оптимальной высоте распределяется
в отношении I. Обычно лг£»О,5, и, таким образом, при опти-
' ст
шальной высоте на пояса приходится 6О"/о всей площади сечения балки1.
Как было указано выше (см. главу III), в настоящее время стоимость
универсальной стали, которая идет на пояса балок, меньше, чем стоимость
широкого листа, идущего на стенки высоких балок.
Поэтому нанвыгоднейшая высота балки по стоимости несколько отли-
чается от наивыгоднейшей высоты по весу.
Если принять отношение стоимостей листовой и универсальной стали
—=г2> I, то стоимость балки в общем случае переменной толщины стенки
Су
0 = 4/;'” выразится [см. формулу (8.13)]:
с = т^"Су + '^гсу,
откуда оптимальная высота по стоимости
. К ”+17---------ь m + y2V
AonT=Ax гяе kl= У -Й7- (8I6)
Мы видим, что оптимальная высота балки по стоимости меньше опти-
мальной высоты по весу в отношении у/г; при гя5»1,20 это дает умень-
шение: при постоянной толщине стенки в j/г= 1,20^ 1,10_ раза, г. е.
на Ю°/о; при линейном возрастании толщины стенки в у г = 1,07 раза,
т. е. на 7%, и т. д.
Поскольку вес и стоимость составной балки меняются лишь незначи-
тельно при некотором отступлении (до 15—20°/о) от оптимальной высоты,
проектная высота балки может приниматься несколько меньше нанвыгод-
нейшей.
Требование жесткости определяет наименьшую возможную высоту балки.
Исходя из прогиба разрезной балки, можно написать:
___J5 __________j5 МР __ 5 о^/’
' ““ 384 ‘ EJ 48 ’ EJ 24* Eh ’
(8.17)
1 В. М. В а х у р к и н, Форма двутавровой балки в условиях наименьшего расхода ме-
талла и в условиях наименьшей стоимости, .Вестник инженеров и техников" № 5,1951.
Н. С. Стрелецкий
litl 1KU и баЛМНЫ? K.U'lHKtl
_ —наибольшее краевое напряжение п середине балки or поюнноп
нагрузки с/.
Отсюда наименьшая высота разрезной балки:
h — 2.. V- «,,, —-1L-
И l'\f\ ю;|/Г
(К. 18)
где [/]— наибольший допускаемый прогиб.
Определение прогибов соответствует расчету ио второму предо.'..ому
состоянию и производится без учета коэффициентов перегрузки, тогда как
подбор сечения балки иа постоянную и временную нагрузки производится
по расчетным нагрузкам (г. е. с учетом коэффициентов перегрузки). Если
0 и с ___напряжения от постоянной и временной нормативных нагрузок
(без коэффициентов перегрузки), то
^ = 7 “ лЛ + лЛ=/?-
где п — соответствующие коэффициенты перегрузки.
Отсюда
R
в соответствии с чем формула наименьшей высоты по
быть переписана так:
Л . _ 5 I R
I ~24‘Е|/] ’ прр
жесткости может
(8.19)
При расчете по допускаемым напряжениям
Л —Л 1 м
Z—21’£[/] (8-19)
Ч
Таким образом, наименьшая высота балки по жесткости зависит только
от пролета, меры жесткости , материала балки и соотношения постоян-
ной и временной нагрузок. При заданных величинах указанных параметров
она получает совершенно определенную величину.
Если наименьшая высота балки больше той, которая может быть принята
в соответствии со строительной высотой перекрытия, балка не может быть
осуществлена при полном использовании несущей способности материала,
и компоновка перекрытия должна быть изменена.
Мы видим из формул (8.19) и (8.19'), что чем больше отношение постоянной
нагрузки к временной, тем меньше может быть минимальная высота балки
по жесткости.
Аналогичные формулы могут быть получены и для других схем балок
и нагрузок. Отношение нормативного (наибольшего допускаемого) прогиба
к пролету (мера жесткости) принимается:
для подкрановых балок— 1/500 —5— 1/750;
для балок рабочих площадок цехов — I /250 ч- 1 /600;
Компоновка балочной клетки
227
для балок между.гаж..х перекрытий—I/250г 1/400;
для балок покрытий 1/200 4- 1/250.
Практически высот.i балки принимается между наименьшей п оптималь-
ной высотой (ближе к оптимальной). Эта высота должна отвечать правиль-
ным конструктивным соотношениям элементов балки, указанным ниже, в
в значительной степени определяется имеющейся в распоряжении строитель-
ной высотой, а также конструкцией сопряжения балок.
в) Расстояние между балками
Поскольку главные балки располагаются обычно в плоскости колонн,
расстояние между главными балками (или пролег поперечных вспомогатель-
ных балок) ус ганавлипае гея расстояниями между колоннами, определяемыми
в первую очередь габаритами помещения.
Если размещение колонн возможно без всяких ограничений, то расстояние
между главными балками целесообразно определять, исходя из принципа
полного использования конструктивно удобного и рационального сечения
поперечных вспомогательных балок или настила (при упрощенной балочной
клетке).
Вообще, чем больше пролет балки, тем мощнее должны быть балки и
расстояние между ними — больше.
О слишком частом размещении балок легко судить по получающейся
высоте балки. Если балок слишком много, то на каждую балку приходится
незначительный изгибающий момент /И, в результате чего получается незна-
чительной и оптимальная высота балки по весу, зависящая от величины
^=117 [формулы (8.10), (8.12), (8.16)1. Если эта высота меньше минималь-
К
ной по жесткости [формула (8.18)[, балка не может быть рационально ском-
понована, и число балок необходимо уменьшить.
Аналогично разрешается вопрос о расстояниях между поперечными вспо-
могательными балками; и здесь наиболее правилен принцип полного исполь-
зования рационального сечения вспомогательных продольных балок, опираю-
щихся на поперечные, или настила. Мы подбираем рациональное сечение
продольной балки высотой, не меньшей минимальной высоты по жесткости,
и определяем то расстояние между балками, при котором это сечение будет
полностью использовано. С другой стороны, расстояние между балками опреде-
ляется мощностью настила. Приняв рациональную конструкцию настила (очень
часто она является заданной), определяем тот пролет (расстояние между
балками), при котором настил может выдержать действующую нагрузку.
Если расстояния между балками, определенные по полному использованию
балки и полному использованию настила, резко отличаются друг от друга,
приходится менять тип балочной клетки или же сечение балок.
3. Сопряжение балок
Сопряжения балок применяются следующих типов.
а) Этажное сопряжение (фиг. 201, а), которое наиболее удобно
Для изготовления и монтажа, но имеет наибольшую конструктивную высоту.
б) Повышенное сопряжение (фиг. 201, б), при котором вспомо-
гательные балки примыкают к главным сбоку, но имеют отметку верхней
* При наличии штукатурки прогиб балок междуэтажных перекрытий только от
полезной нагрузки ие должен превышать
22S
Калки и балочные клетки
полки, большую, чем v главных балок, почему верхняя часть их вырезаекя
для пропуска верхнего пояса главной балки. .~)го сопряжении более трудо-
емко, чем этажное, но зато уменьшает конструктивную высоту перекрытия,
увеличивая тем самым возможную высоту главных балок.
в) Сопряжение В одном уровне (фиг. 201, в). Эго г гни дает паи-
более солидное сопряжение балок и еще более увеличивает возможную
высоту главных балок, над которыми размешается юлько нас)ил. При сопря-
жении балок в одном уровне настил можно рассчитывать как плиту, опер-
тую по четырем сторонам; при всех других типах сопряжений балок пастил
Фиг. 201. Типы сопряжения балок
опирается обычно по двум сторонам. Вследствие этого подобный тип сопря-
жения балок наиболее целесообразен прн больших нагрузках, когда важно
уменьшить толщину рабочего настила.
г) Пониженное сопряжение (фиг. 201, г), при котором вспомога-
тельные балки примыкают к стенке главной балки в пределах высоты балки
и ниже ее верха; этот тип сопряжения проще, чем предыдущие два типа.
Пониженное сопряжение применяется при усложненном типе балочной клетки
для осуществления возможности этажного соединения продольных вспомо-
гательных балок с поперечными, а также при нормальном типе балочной
клетки и толстом настиле.
Тип сопряжения устанавливается иа основании имеющейся в распоряжении
строительной высоты, пролета, возможной конструктивной высоты главных
балок, типа настила перекрытия, а также сравнения стоимости вариантов.
§ 3. НАСТИЛЫ БАЛОЧНЫХ КЛЕТОК
I. Типы настилов
Настилы, перекрывающие балочные клетки перекрытий, могут быть
весьма разнообразны в зависимости от назначения перекрытия. Обычно они
состоят из нижнего—-несущего настила, работающего как конструкция
между балками перекрытия, и верхнего — защитного настила, восприни-
Пастилы балочных клеток
229
лающего внешние nai рузки, передающего их на нижний слой и защищаю-
щею последний о г непосредственного воздействия внешних агрессий.
С конструктивной гонки зрения настилы прежде всего различаются по
виду материала; несущие настилы могут быть деревянные, железобетонные,
стальные, реже — каменные и чугунные; защитные настилы также делаются
деревянные, асфальтовые ио той или иной подготовке (песок, бетон), камен-
ные (клинкерные), чутуппые и стальные.
Правильный выбор защитного слоя (пола) крайне важен для эксплуатации
помещения, и потому тип верхнего настила устанавливают технолог и
архитектор; тип нижнего несущего пастила устанавливают конструктор и
архитектор.
На выбор типа нижнего настила весьма существенно влияют вес и стои-
мость настила, весьма различные для разных типов, а также капитальность
перекрытия (долговечность, количество ремонтов в течение срока службы
сооружения).
2. Стальной настил
В рабочих площадках промышленных зданий часто применяется стальной
пастил, состоящий из листов, прикрепленных (приваренных) к балкам (фиг. 202).
Такой насгил крайне легок а)
и прочен, что является его ----------ы--------------у--------------у-----
большим преимуществом; недо- Ill
статок его заключается в боль-
шой затрате стали. Плоский g) .—. ,—. у—, у—. у—ч
стальной настил (фиг. 202, а) / \ \ / у_______f
часто совмещает в себе функ-
ции несущего и защитного на- ________________________________________
стилов. Листы плоского насти-
ла работают на изгиб и рас-
тяжение (вследствие привар- г) __
ки их к балкам). Соотноше- | 1 |
ние между работой настила Фиг. 202. Типы стальных настилов
на изгиб и на растяжение о _ мосгай. „ _ СИ1ОТ„Ы#. , _ ре6рястый;, _ .ясачяй
зависит от толщины листа:
при мощных настилах (4-<^50, где I—пролет настила^ влиянием продоль-
ной силы можно пренебречь и рассчитывать настил только на поперечный
изгиб; очень тонкие настилы ^4-300у можно рассчитывать только на про-
дольную силу. Обычно настилы вследствие опасности коррозии делаются не
очень тонкими 8 ~ и не менее 6 :-8 мя^, что заставляет рассчитывать
их на изгибающий момент и продольную силу.
Вследствие наличия продольной растягивающей силы момент в настиле
будет меньше, чем в простой балке. Если момент в настиле, рассматриваемом
как балка, на 1 погонную единицу полосы настила единичной ширины равен
^ = Т>
где q — соответствующая нагрузка на 1 погонную единицу полосы настила еди-
ничной ширины, то действительный момент в настиле будет равняться:
= (8.20)
где ф — коэффициент, меньший единицы.
Балки гг балочные к гетки
Точно так же будет меньше и прогиб настила; если пригни оалки равен;
f _ 5 Ч‘' _ 1 Ч‘‘
-'б —3S4'tV 6,4 EV
то прогиб нас i ила:
(8.21)
где ш — коэффициент. меньший единицы.
Коэффициенты фиш являются функциями гибкости пастила, в качестве
, , Л
которой можно принять отношение k— . .
В функции этого отношения указанные коэффициенты вычислены
С. Д. Лейтесом ’.
Удлинение настила от растягивающей силы N равняется разности длин
пзогнгтой оси настила и его пролета (хорды!:
NI
Фиг. 203. Расчетная схема плоского стального
настила
где /1 — хорда изогнутого на-
стила (фиг. 203).
Нетрудно видеть, что
Д/=/ — /] = I (1 — cosa)rfxs=»
~ 2-J te2“^=4 j
где а — угол наклона элементарного участка настила при сю изгибе;
у— ордината прогиба настила.
Следовательно:
Ел 2 J \dx)
откуда продольная сила (распор) N может быть определена в виде:
(8.22)
где и — функция отношения прогиба у к толщине настила 8.
Величина и также вычислена С. Д. Лейтесом в функции гибкости на-
/б
стиля —.
с
Величины ф, ш и и, необходимые для расчета плоского настила, даны
на графике (фиг. 204).
По указанной методике для расчета настила необходимо задаться его
толщиной, вычислить балочные момент и прогиб настила; по величине
определить коэффициенты ф, со и и и по ним — момент и продольную силу
настила, а также его прогиб.
При определении момента и продольной силы нагрузки должны быть
взяты с соответствующими коэффициентами перегрузки (расчет по первому
предельному состоянию), при определении прогиба — без коэффициентов пе-
регрузки (расчет по нторому предельному состоянию).
1 *-* Д- Лейте с, О несущей способности стальных пластинок С закрепленными
кромками, ГПИ Проектстальконструкцня, вып. 77Э, 1950.
Пастилы балочных клеток
Напряжение и пастиле:
N . М
е — r+w
0*0“
(8.23)
Предельная мера прогиба пастила—1/100/.
Прикрепление настила к балкам должно быть проверено на продольную
силу; однако обычно при сплошной приварке, необходимой для предохра-
й 16^50 мХмЫw 6Z64 №й
м>и
цхюго.
Фиг. 204. Коэффициенты w и и для расчета плоских настилов
нения от коррозии, минимальный шов удовлетворяет с избытком этому тре-
бованию.
Приваренный к балке настил может работать совместно с балкой как
усиление верхнего пояса балки; при достаточной мощности настила балка
может вовсе не иметь поя-
са и стенка ее может быть < »« -
непосредственно приварена
к настилу. Такой случай
встречается в гидротехни-
ческих конструкциях, насти-
лах рабочих площадок и
т. д. (фиг. 205).
Для того чтобы настил
мог работать совместно =
с балкой как ее верхний фИг. 205. Плоский стальной настил, служащий
пояс, необходимо, чтобы поясом балки
была обеспечена его устой-
чивость; для этого настил укрепляют продольными ребрами. Расстояние
между ребрами не должно превышать 50 толщин настила.
Однако, если настил и не потеряет устойчивости, ои не может работать
по всей своей большой ширине с одинаковыми напряжениями: наибольшие
напряжения изгиба в настиле получаются по оси балки; по мере удаления
от оси они уменьшаются по вогнутым кривым (фиг. 206). Это явление хо-
рошо изучено теоретически и экспериментально. Всегда может быть найдена
такая ширина настила, которая в предположении равномерного распределе-
Балки и балочные клетки
имя по ней напряжений эквивалентна работе пастила с неравномерным распре-
делением напряжений
Фиг. 206. Распространение напряжении по широко-
му листу пояса
по фиг. 206. Эта ширина называется рабочей шириной
нас 1 илл. Она зависит от про-
лета балки и полной ши-
рины нас шла (расстояния
между балками). Согласно
исследованиям А. 3. Смоль-
евой (МИСИ им. Куйбыше-
ва), рабочая ширина может
быть определена по графику
фиг. 207. Если ребро, укре-
пляющее пастил, входит
в пределы рабочей ширины,
оно также может быть вве-
дено в сечение пояса, и,
таким образом, постановка
ребра не влечет за собой
дополнительной затраты ма-
териала. Каждая прямая гра-
фика (фиг. 207) соответ-
ствует определенному отно-
шению рабочей ширины на-
стила к полной его ширине
й s'
Пример I. Требуется опре-
делить рабочую ширину плоско-
го стального настила при про-
лете балки /=10лг и полной
ширине настила (расстоянии между балками) В~4 м. По графику ла фиг. 207 находим,
что координаты /=10 м и В = 4 м соответствуют значению k = ~ = 0,25. Следо-
В
вательно, рабочая ширина настила в данном случае b = kB = 0,25 4,0= 1,0
Фиг. 207. Графическое определение рабочей ширины листа широкого пояса
В - ища ширина сия по ому сторону; I - пролет гланиой балки; Ь ~ , где Ь - рабочая ширина
листа ио одну сторону
Расчет и конструирование балок
233
§ 4. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ БАЛОК
1. Прокатные балки
Балки iiociosiuiioio сечения применяются прокатными во всех случаях,
когда эго возможно по величине изгибающего момента. Основными профи-
лями прока гнои балки являются двутавр и швеллер.
Прокатные балки применяются в качестве продольных и поперечных
вспомогательных балок перекрытий, подкрановых балок под крапы небольшой
грузоподъемности, прогонов покрытий, ригелей фахверка, а иногда — при
малых прологах—и главных балок перекрытий.
Обыкновенный (не широкополочпый) прокатный двутавр хорошо работает
на поперечный изгиб в плоскости стенки (при условии обеспечения устой-
чивости балки), но. имея малую боковую жесткость, плохо работает па
косой изгиб.
Швеллер является асимметричным профилем, и потому при работе на
изгиб в нем возникает также кручение; он менее устойчив, чем двутавр, и
требует более частого размещения связей, но обладает большей боковой
жесткостью и более удобен для прикрепления к другим элементам. Поэтому
швеллер широко применяется в прогонах покрытия и ригелях фахверка.
Местная устойчивость стенок и полок прокатных двутавров и швеллеров
полностью обеспечивается имеющимися в сортаменте толщинами.
Как указывалось в главе II, прокатные балки, закрепленные от потери
общей устойчивости и работающие на статическую нагрузку, можно рас-
считывать с учетом пластических деформаций при небольшом развитии сре-
зывающих напряжений; по техническим условиям принимается, что срезы-
вающие напряжения не должны при этом превышать 0,4 расчетного сопро-
тивления стали растяжению.
Таким образом, наибольший расчетный изгибающий момент М для про-
катных балок при учете развития пластических деформаций равен:
M^mRW^ (8.24)
где М— расчетный изгибающий момент с учетом коэффициентов пе-
регрузки;
т — коэффициент условий работы балки;
/? — расчетное сопротивление стали;
lFnj,— момент сопротивления при пластической работе материала (см.
главу И, § 8).
В случаях, когда развитие пластических деформаций в прокатных балках
не может быть учтено, наибольший расчетный изгибающий момент М равен:
!Л s? mR IF’,
где IF— момент сопротивления балки.
Коэффициент условий работы т для прокатных балок принимается рав-
ным единице, за исключением: 1) балок перекрытий под залами кино, клубов,
архивов и других помещений при весе перекрытий, большем или равном
полезной нагрузке; тогда принимается /п = 0,90; 2) прогонов кровель зда-
ний, расположенных в I н II районах снеговой нагрузки при весе кровли
150 кг/м* и более и в III районе прн весе кровли 300 кг/м1 и более;
тогда принимается /п = 0,95 (см. приложение 1,1V).
В случае косого изгиба балок учет пластических деформаций произво-
дится только для слагающей нагрузки, действующей в плоскости наиболь-
шей жесткости балки.
Калки и балочные клетки
Для прокатных балок можно принимать:
1Г„.,= 1,15Г. (8.25)
Расчет прокатных балок по допускаемым напряжениям производится:
при учете развития пластических деформаций — по формуле
<==-^-<[0]; (8.24')
без учета пластических деформаций — по формуле
Неразрезные прокатные балки (при тех же ограничениях и при прибли-
зительно одинаковых пролетах, отличающихся друг о г друга не более чем
на 200/о), работающие на статическую нагрузку, могут рассчитываться с
Фиг. 208. К расчету неразрезной балки при учете пластических деформаций
учетом пластических деформаций согласно теории выравнивания изгиба-
ющих моментов.
Поскольку неразрезная балка является статически неопределимой систе-
мой, она может разрушиться только после появления в ней нескольких шар-
ниров пластичности в соответствии с ее статической связностью.
Предположим, что мы имеем крайний пролет неразрезной балки, загру-
женный возрастающей нагрузкой, и пусть нагрузка расположена таким образом,
ито наибольшая ордината эпюры моментов находится в пролете (фиг. 208, о.)-
В сечении балки, соответствующем этой ординате, момент раньше всего
достигнет предельной величины, равной:
Alnp=UZn^,
и остановится в своем развитии; в этом сечении появится шарнир пластично-
сти. Однако от этого система не потеряет своей несущей способности; оиа
только превратится из л-пролетной неразрезной балки в п—1-пролетную
с консолью в первом пролете, на которую опирается разрезная балка дли-
ной а, и с предельным моментом Жлр = WnjR, действующим в шарнирной
точке соединения. Такая система обладает несущей способностью, и нагрузка
может возрастать далее; вместе с этим будет увеличиваться отрицательный
момент па первой опоре до тех пор, пока и он не достигнет значения пре-
Расчет и конструирование балок 235
дельного момспга Afrp= при котором образуется шарнир пластично-
сти. Тогда в первом пролете окажутся три шарнира (два на опорах и один
и прологе) и система станет геометрически изменяемой.
Как ясно из эпюры моментов (фиг. 208, а), после появления второго
шарнира пластичности предельные моменты будут связаны с моментом
разрезной балки /I4pajp следующей зависимостью:
Altip Ц- Afnp--^разр, (8.26)
где а—расстояние о> пролетного шарнира пластичности до нулевой опоры,
откуда
A1„p==J!W. (8.27)
'+т
Если а ^="2> 4то является наиболее частым случаем,
Л1па..п 2
Мпр = -р“р = з ЛГразр. (8.28)
Когда нагрузка находится в среднем пролете, то для того, чтобы балка
потеряла несущую способность, также необходимо появление трех шарниров
пластичности (фиг. 208, б). Первым может появиться шарнир пластичности
в точке максимума моментов (предположим, в какой-либо точке пролета);
система делится на две части, связанные шарниром, но сохраняет свою не-
сущую способность. Далее появляется шарнир на одной из опор, но и при
наличии двух шарниров система сохраняет несущую способность, работая
как консольная; лишь после появления третьего шарнира на второй опоре
несущая способность теряется и система становится геометрически изменяе-
мой. При наличии трех шарниров (на опорах и в пролете) зависимость
между предельными моментами и моментом разрезной балки, очевидно,
выразится следующим образом:
М„р + у Af„p + Мрр = Л!разр, (8.29)
где а — расстояние от пролетного шарнира пластичности до левой опоры;
отсюда
Л111р =^р”р . (8.30)
Для балок постоянного сечения расчетным моментом является момент
в первом пролете. Поэтому неразрезные балки постоянного сечения раз-
решается при учете пластических деформаций подбирать согласно формуле
(8.28) по моменту:
2
А1пр---д' А1разр
Однако в этом случае в запас прочности указанное выше влияние про-
никания пластичности внутрь сечения не учитывается и балка проверяется
по фибровой текучести, т. е. по формуле:
Map = mRW. (8-3D
При расчете по допускаемым напряжениям
(8-ЗГ>
Балки, работающие на подвижную или динамическую нагрузку, рассчи-
тываются без учета развития пластических деформаций.
235 Ka.iKii и liiM-iuut клетки
При изгибе балки может иметь место и кручение
Как было указано (см. главу 11. § 9). кручение не имеет места лишь
в том случае, копа равнодействующая внешних сил в каждом сечении про-
ходит через центр изгиба, совпадающий с Петром тяжести только в сече-
ниях. имеющих две осн симметрии. Таким образом, при асимметричном се-
чении. например, швеллерном, центрально изгибаемые балки, кроме изгиба,
скручиваются. При этом в незамкнутых сечениях появляются нормальные
напряжения кручения, которые алгебраически суммируются с нормальными
напряжениями от изгиба в соответствии с формулой (2.31).
Для того чтобы нормальное напряжение кручения вычиталось из напря-
жения изгиба, необходимо чтобы знак напряжения кручения,в наиболее
напряженной площадке был обратен знаку суммарного напряжения изгиба.
Такой случай имеет место прн работе па косой изгиб прогонов кровли из
швеллеров.
Таким образом, неучет кручения при расчете прогопон идет в запас
прочности. х
Проверка срезывающих напряжений в прокатных балках обычно является
чисто формальной и может не производиться за исключением случая, когда
полка и часть стенки вырезаются у опоры прн сопряжении балок
(фиг. 201,6 и в).
Высота балки должна быть больше наименьшей высоты, обеспечивающей
надлежащую жесткость балки (см. § 2 данной главы).
При относительно большом пролете балки и редком расположении по-
перечных балок или связей необходимо производить проверку общей
устойчивости балки по формуле (см. главу II, § 12):
Л4расч = тф6/?1Г/6р> (8.32)
где — коэффициент уменьшения несущей способности балки при проверке
общей устойчивости.
При расчете по допускаемым напряжениям устойчивость балки прове-
ряется по формуле:
° = (8-32'}
В прокатных балках ввиду одинаковости построения их геометрических
элементов коэффициент зависит только от пролета балки. Значения коэф-
фициента Фс указаны в табл. 5 приложения 2. Вообще свободная длина
сжатой полки двутавровой балки между ее закреплениями (для того чтобы
можно было не опасаться потери устойчивости балки) не должна превы-
шать 166 (где 6 —ширина полки балки) для балок из стали Ст. 3 и 126 —
для балок из стали НЛ (при загрузке по верхнему поясу). Для швеллеров
желательно иметь свободную длину не более 126.
2. Составные балки
а) Компоновка и подбор сечения балки
Составные балки имеют двутавровое сечение, состоящее из стенки и
двух поясов, приваренных к стенке в сварных балках или соединяемых со
стенкой при помощи поясных заклепок—-в клепаных (фиг. 199). Количество
В. 3. Власов, Тонкостенные упругие стержни, Стройиздат, 1940.
Расчет п конструирование балок
237
прокатных профилей, образующих сечение составной балки, должно быть
по возможное!и меньше. Так, пояс сварной балки следует делать из одного
листа; и клепаной балке число листов в каждом поясе также желательно
иметь небольшим.
Область применения составных балок крайне обширна: она охватывает
как балки перекрытий и площадок, так и тяжелые подкрановые и мостовые
балки. Нижний предел применения составных балок ограничивается прокат-
ными балками верхний предел все время повышается. Составные балки
завоевывают все новые позиции вследствие меньшей трудоемкости изгото-
вления по сравнению с фермами (главным образом из-за упрощения сборки
н возможности применения автоматической сварки), а также более спокой-
ного и красивого внешнего вида. В последнее время повышенная стоимость
листовой стали ставит некоторые ограничения применению высоких сплош-
ных балок, и сквозные и комбинированные системы начинают вытеснять
составные балки, однако последние все же применяются в промышленном
строительстве при пролетах до 40 м, а в мостах — при еще больших
пролетах. Сварные балки постоянного сечения рассчитываются с учетом пла-
стических деформаций аналогично прокатным балкам (см. п. 1 данного па-
раграфа).
Пояса сварных балок при этом во избежание потери местной устой-
чивости допускаются только из одиночных листов толщиной не менее
их ширины с приваркой к стенке сплошными швами.
Высоту балки устанавливают, исходя из условий строительной высоты,
экономичности, жесткости (см. § 2 данной главы), соответствия высоты
стенки ширине листов сортамента голстолистовой и универсальной стали
(см. главу III), а также нз способа сопряжения с вспомогательными балками
(см. § 2, п. 3 данной главы).
Необходимо, кроме того, учитывать повышенную стоимость листовой
стали шириной более I 600 мм.
Толщина стенки назначается из условий прочности на срез и местной
устойчивости стенки. Наименьшая толщина стенки из условия сопротивления
срезу определяется по формуле:
(8-33)
где Q — расчетная поперечная сила с учетом коэффициентов перегрузки;
т — коэффициент условий работы составной балки, принимаемый в соот-
ветствии с приложением 1,1V;
/?ср — расчетное сопротивление срезу;
Убр — момент инерции брутто сечения балки относительно нейтраль-
ной оси;
Sep — статический момент брутто полусечения балки относительно ней-
тральной оси;
8 — толщина стенки балки.
При расчете по допускаемым напряжениям наименьшая толщина стенки:
8—0£ (8.33')
Учитывая, что разрезные балки, как правило, не заводятся за ось опоры
и потому в опорном сечении работает только стенка (так как пояса не
Балки и балочные клетки
успевают включиться в работу), наименьшую
можно определять по формуле:
а 1 г V
0 = 1,0 —п—г
"'А*,,,/'
толщину I п ики таких балок
(8.34)
(Г1С h__высота стенки балки на опоре), так как плечо внутренней нары
прямоугольного сечения равно '/3 высоты сечения.
Кроме того, толщина 8 должна быть достаточной дли обеспечения мест-
ной устойчивости стенки. При укреплении стенки одними только попереч-
ными ребрами жесткости толщина с генки из условия местной устойчивости
должна быть:
(8.35)
При меньшей толщине стенку приходится укреплять и продольными реб-
рами или ставить поперечные очень часто. Так как толстые сгенки тяжелы
и неудобны для обработки, толщина стенок по мере увеличения высоты
относительно уменьшается н в очень высоких балках доходит до 8 = 2бо
и менее. Применение для стенки листов толщиной более 24 мм нерацио-
нально, особенно в клепаных балках, так как при этом затрудняется резка
на гильотинных ножницах, а также образование отверстий на .многоштем-
пельных прессах.
Наименьшая толщина стенки принимается равной 8 мм. Обычное соот-
ношение:
h 100 ’ 140'
Ширина пояса балки определяется из условия общей устойчивости балки,
местной устойчивости сжатого пояса, а также из конструктивных и произ-
водственных соображений.
В составных двутавровых балках для обеспечения общей устойчивости
балки, так же как и в прокатных, ширина пояса должна быть не менее */,в
расстояния между закрепленными в поперечном направлении сечениями
сжатого пояса для стали Ст. 3 и не менее этого расстояния для стали
НЛ; при более узких поясах необходимо производить проверку общей
устойчивости балки (см. ниже, стр. 249).
Для унификации профилей, удобства заказа стали и упрощения изгото-
вления составные балки желательно проектировать симметричными (с оди-
наковыми поясами). Однако в ряде случаев целесообразно применять и не-
симметричные балки (например, подкрановые балки), с большим развитием
нагруженного пояса. В этом случае нужно учитывать неравномерность работы
пояса и при необходимости укреплять пояс ребрами против потери устой-
чивости (фиг. 206) 1
Требуемая площадь сечения пояса симметричной балкн определяется по
формуле:
= <8'36)
или при расчете по допускаемым напряжениям:
сМ
h 1=1 ’
(8.36')
Расчет и конструирование балок
2V
Здесь с коэффициент, равный ~ 0,85, учитывающий, что часть момента
воспринимается стенкой балки;
М — расчешын изгибающий момент;
Л рассеяние между центрами тяжести сечений поясов; прн пред-
вари тельном подборе h можно принимать равным высоте стенки.
_ сМ
1акпм образом, ------продольное усилие в поясе при наибольшей воз-
можной пат ручке.
В клепаной балке требуемая площадь пояса брутто принимается на 20%
больше величины, определяемой по формуле (8.36), из-за ослабления сече-
ния заклепочными отверстиями.
Обычно ширина пояса составляет от % 5 до ’/, высоты балки.
При ширине пояса, большей */2>8 высоты балки, необходимо учитывать
неравномерность распределения в нем напряжений (фиг. 206 и 207).
По конструктивным и производственным соображениям нерационально
иметь ширину пояса менее 170 мм. Ширина неясны
кратной 10 мм.
Из условий местной устойчивости ширина сжатого
пояса в сварных балках не должна превышать 25 его
толщин для стали Ст. 3 и 20 толщин для стали НЛ.
В поясах мощных сварных балок желательно прини-
мать толщину листов не более 50 мм', очень толстые
листы перенапрягают поясные швы (вследс твие повышен-
ного сопротивления их сокращению швов при остыва-
нии). В то же время они имеют худшие механические
характеристики из-за меньшего обжатия при прокатке
и легкости перехода в хрупкое состояние после частич-
ного нагрева. Конструировать в сварной балке пояса из не-
скольких листов нерационально, так как многолистовые
пакеты, скрепленные только по краям фланговыми
швами, работают очень неслитно (фиг. 209). Длинный путь передачи усилий
от стенки до наружных листов приводит к отставанию напряжений в средней
части последних, отчего перенапрягаются внутренний поясной лист и стенка.
Таким образом, наилучшим типом сварной балки является балка из трех
листов.
В клепаных балках толщину поясных уголков удобно брать одинаковую
с толщиной стенки, так как это облегчает устройство монтажных стыков.
В высоких балках толщина уголков может приниматься на 4 -т- 6 мм
больше толщины стыковой накладки стенки, которую для удобства заказа
стали обычно назначают равной толщине стенки. Толщина уголков должна
быть также согласована с площадью сечения и условиями работы пояса;
желательно, чтобы она была не менее '/10 ширины выступающей полки
уголка. Применение уголков болыцой толщины особенно целесообразно
в том случае, когда на пояса передаются значительные сосредоточенные
силы, например, в подкрановых балках. Ширина выступающих полок поясных
уголков обычно назначается около ‘/ю высоты балки
В балках высотой более 2 м поясные уголки принимаются наибольшей
ширины по сортаменту.
Для обеспечения более равномерной работы уголков и большей концен-
трации материала у стенок желательно, чтобы площадь поясных уголков
составляла не менее 30% 01 площади всего пояса.
Если стенка обрабатывается па мпогоштемпельном прессе, то нужно
при выборе поясных уголков считаться с возможностью размещения на них
листов назначается
Фиг. 209. Распределе-
ние напряжений в
поясных листах свар-
ной балки
Нилка а балочные клетка
рисок, отвечающих рискам пресса (см. главу V, § 4 и главу VII, § 5)
При кондукторном сверлении монтажных о гверс mil необходимо при подборе
сечения уголков предусматривать возможное п. установки кондукторов
(см. главу V, § 4 и главу VII, § 8).
Поясные уголки применяются равнобокие и исрапиобокие. Последние
прикрепляют к стенке узкими полками. Неравпобокне уголки более эконо-
мичны, но при наличии мощных поясов их применять не следует, гак как
прикрепление их к стенке и к поясным листам неравиоирочио.
Наименьшая ширина поясных .листов в клепаных балках определяется,
как сумма ширины двух уголков, толщины с гонки и ширины двух свесов не
менее, чем по 10 .ил каждый. Ширина поясных листов, как уже указы-
валось, округляется до целых сантиметров.
Наибольшая ширина поясных листов диктуется условиями размещения
заклепок и равномерного распределения напряжений по широкому пакету.
Для обеспечения местной устойчивости свес одиночного сжатого поясного
листа, считая от крайней риски до кромки листа, не должен превышать
128 для стали Ст. 3 (фиг. 210, а) и 108—для стали НЛ; в многолистовом
пакете с рядовым расположением заклепок вне пределов поясных уголков
свес листов должен быть не бо-
лее 88 (фиг. 210,6) для обеспе-
чения плотности сопряжения и
слитности работы поясных листов.
Для уменьшения трудоемкости
изготовления количество листов
в поясе клепаной балки должно
быть не больше трех.
Желательно, чтобы толщина
поясного листа была одинаковой
с толщиной поясного уголка, так
как иначе усложняется устройство стыков. Наибольшая толщина поясного
пакета в стыках лимитируется удобством и экономичностью клепки. Для
обеспечения надлежащего качества и высокой производительности клепки
при обычном способе производства работ суммарная толщина пакета в стыке,
включая стыковые накладки, как уже указывалось выше (см. главу V), не
должна превосходить о диаметров заклепки.
Задавшись на основании указанных соображений наиболее рациональ-
ными элементами балки, производят подбор ее сечения, т. е. определяют
размеры сечения таким образом, чтобы получить момент сопротивления
балки, удовлетворяющий ее работе под нагрузкой. Ход расчета рассмотрим
на примере.
Фиг. 210. Наибольшие свесы поясных листов
в клепаных балках
Пример 2. Требуется подобрать сечение разрезной клепаной баяки по следую-
данным: пролет/=10 м; временная нагрузка q = 9 т/м; постоянная нагрузка
р — и,£) т/м; коэффициент перегрузки временной нагрузки «„ = 1.2- коэффициент
перегрузки постоянной нагрузки np=\tl; коэффициент условий работы т = 1Д
наибольшая возможная высота балки, ограниченная строительной высотой перекры-
тия, 1,1 м; материал — стать марки Ст. 3.
Расчетный изгибающий момент:
м _ (гф + прр)Р __ (1,2 • 9 + 1,1 - 0,25) KF
8--------------------g----------= 138,4 тл.
Требуемый момент сопротивления:
нг mR
13840000
Т,0 • 2 100
= 6600 сж1.
Расчет и конструирование балок
241
(Лиималыгая высота балки по формуле (8.10);
1'2 |/'-Т'= 1.2 = 109 с.«.
Учитывая стыковые накладки поясных листов, заклепочные головки и допуски
принимаем высоту балки в середине пролета h = 105 см, а высоту стенки Лсг = 100 еж»
Требуемый момент инерции нетто:
/ТР = Ц7грЛ
ЦТ |1т 2 '
Требуемый момент инерции брутто:
= 1.2 Л7,’ = 12 W1H 4 = 1 -2 • 6 600 = 415 00° см'.
Устанавливаем размеры сечений элементов балки.
Расчетная поперечная сила на опоре;
_ (nqq + прр} I _ (1,2 • 9 + 1,1 • 0,25) 10
W 2 2
= 55,4
m.
Наименьшая толщина стенки [по формуле (8.34)]:
5 = 1Д
<?
т/?срЛст
1,5 -55 400 „
1,0- 1500- 100 —О*64 см>
принимаем 5 = 8 мм.
Ширина поясных уголков 7уг = ~ = 100 мм.
Принимаем уголки 100 X 8 и ширину поясных листов:
*л = 4= 250 мм.
Производим подбор сечения. Момент инерции стенки:
, 0,8-100* „7Л_
= TF =--------12— = 66 700 см'-
Учитывая возможность неточной резки, располагаем поясные уголки, выступаю-
щими иа 5 мм за кромку стенки. Тогда расстояние между обушками поясных уголков
Луг=1010жж.
Расстояние от центра тяжести поясного уголка до нейтральной оси балки*.
буг = 50,5 — 2,75 = 47,7 см.
Момент инерции четырех уголков:
^уг = 4 (^уг 4" ^уг°уг)»
где ^уг — момент инерции уголка относительно оси, проходящей через центр тяжести
уголка и параллельной нейтральной оси сечения балки.
Таким образом, находим:
7уг = 4(147 J-15,6 • 47,7s) = 142 400 см>.
Момент инерции стенки и уголков:
£7 = 7СТ 4- 7уг = 66 700 4- 142 400 = 209 100 еж4.
Момент инерции, приходящийся на поясные листы:
47 = 7j£ £7 = 415 000 — 209100 = 205900 еж4.
Задаемся расстоянием между центрами тяжести поясных листов:
Лд= 10104-20= 1030 мм.
Н. С. Стрелецкий
242
Балки и балочные клетки
Момент инерции
поясных листов относительно нейтрально!। осп балки равен;
где Ь — ширина поясного листа:
а — суммарная толщи™ листов одного пояса.
При этом моментом инершш поясных листов относительно собственной оси пре-
нсбрсгаем ввиду его относительной малости.
Отсюда требуемая толщина листов одного пояса при и при ширине
б =250 мм будет равна:
= = =.,55«.
Ъ h 25 • |03а
Принимаем 2 листа толщиной по S леи. Тогда
, 25-1,6 • 102,6s O1AC(V1 *
г-------»-----!— =210500 см*.
2
Подобранное сечение балки следует проверить. По существу расчетным действием
является только проверка, которая п входит в текст расчета; самый подбор является
предварительным процессом устанавливающим необходи-
мые размеры.
Проверка сечения (фиг. 211).
Момент инерции брутто подобранного сечения балки
равен:
2-250*8
—1000*8
1,100*100*8
Фиг. 211. Сечение клепа-
ной балки (к примеру 2)
J стенки = 66 700 слс4
/уголков =142 400 ,
J поясных листов = 210 500 .
/бр = 41960Э см*
Для определения ослабления сечения заклепочными от-
верстиями принимаем шаг заклепок по вертикальной риске
стенки равным 100 мм и диаметр заклепок — 20 мм
(фиг. 211). Тогда момент инерции ослабления стенки:
/"д = 2 ‘ 0,8 • 2 (5а 4-152 Ч- 25s 4- 35а 4- 453) = 13 200 см*.
Учитывая ослабление поясов только вертикальными
заклепками (так как заклепки на горизонтальных и верти-
кальных полках уголков ставятся в шахматном порядке и
находятся в разных плоскостях), находим момент инер-
ции ослабления поясов:
Отсюда
где о — толщина пояса, включая уголки;
уп — расстояние от центра тяжести отверстий для вер-
тикальных заклепок до оси балки.
С» = 4 ’ 2 • 2,4 - 50,9s = 50 000 см*.
Общий момент инерции ослаблений:
<сд = 13 200 4- 50 000 = 63 200 см*.
Фактический момент инерции нетто:
— •/„„ = 419 600 — 63 200 = 356 400 Ы£»;
итФ — 2J«I 2 -356400 „„ „ „„
И'нт — — —10 46---~®840> 6600 см2.
Таким образом, условие расчета по первому предельному состоянию;
M^mRW^
удовлетворено.
Расчет и конструирование балок
243
При тшатслыюм подборе сечения левая часть неравенства не должна отличаться
от правой более чем на 5'/,,.
Пример 3. Требуется подобрать сечение разрезной клепаной балки по данным
предыдущего примера, пользуясь методикой расчета по допускаемым напряжениям.
Наибольший И31 ибающиП момент:
(p + qW _ (0,25 + 9,00) • Ю>
—------8----------------8--------= 115,6 тм.
Требуемый момент сопротивления:
117тр_ М _ 11 550 000
VV»T “ Н “ 1 боо
= 7230 мс’.
Оптимальная высота балки по формуле (8.10):
СМ.
Принимаем высоту балки в середине пролета h—105 см, а высоту стенки
h„ = 100 см.
Требуемый момент инерции сечеиия балки брутто
J^=l,2 -7230^ = 455000 см*.
Наибольшая поперечная сила на опоре:
п_ (р + 9)1 _ (0,25 + 9,00) 10
Ч~ 2 2
= 46,2 т.
Наименьшая толщина стенки по формуле (8.34'):
1,5
О
ЛИ
1,5 ♦ 46 200
100 1 000
= 0,69 см;
принимаем о = 8 мм. Размеры сечеиия поясных уголков и толщину поясных листов
принимаем из предыдущего примера. Ширину поясных листов увеличиваем до 280мм.
~ . 28 • 1,6 • 102,6s оп.ола л
Тогда Ja = -——— 235 300 слг.
Проверяем подобранное сечение балки.
Момент инерции брутто сечения равен:
J стенки = 66 700 еле4
/уголков = 142 400 „
/поясных листов = 235 300 .
/* =444 400 с.и4
Момент инерции ослабления сечения балки заклепочными отверстиями остается
прежним: /осл = 63200 см*. Фактический момент инерции нетто:
/*=/*-/осд = 444400 - 63 200 = 381 200 см*.
напряжение а = -M - = = 1 580 < I 600 кг/ см*.
W*r 7 320
Аналогично производится подбор сечеиия сварной бачки; ои проще вследствие
отсутствия уголков и ослабления сечения.
Проверка несущей способности балки по срезу может иметь значение при отно-
сительно небольших пролетах балок, работающих на значительные сосредоточенные
2W
Балки и балочные клетки
Фнг. 212. Прямой стык поясных ли-
стов разной ширины
б) Определение мест изменения сечения чалки
Очертание балки обычно принимается с параллельными поясами, ио с раз-
личными на разных участках балки сечениями этих поясов в соответствии
с эпюрой наибольших изгибающих моментов. Последняя строится по цра.
вилам строительной механики н представляет собой кривую пли ломаную
линию в зависимости or вида нагрузки. При подвижной нагрузке стро-
ится огибающая значений наибольших моментов, определяемых для разных
сечений (обычно через ‘/го пролета) по
линиям влияния.
Изменение сечения пояса сварной бал-
ки, состоящего из одного листа, осуще-
ствляется путем изменения толщины или
ширины листа. При перемещении места из-
менения сечения поясных листов по длине
балки меняется суммарный объем материа-
ла поясов и стенки. Если выразить вес бал-
ки G через искомое расстояние места изменения сечения от опоры.г и приравнять
производную нулю, то получим наивыгоднейшее положение стыка пояса.
В разрезной балке с параллельными поясами при равномерной нагрузке
и ступенчатом изменении ширины листов наивыгоднейшее место изменения
сечения поясов находится на расстоянии около */г, пролета от опоры.
Вариант t
Раскрой
Фиг. 213. Варианты раскроя поясов сварной балки переменной ширины
При постоянной ширине поясного листа меняется его толщина. Для ра-
боты сварной балки изменение толщины поясного листа хуже изменения
его ширины, особенно в балках, работающих на динамическую нагрузку,
так как изменение толщины создает концентрацию напряжений. Разнообра-
зие толщин усложняет заказ стали и изготовление балки. Переменная тол-
щина поясного листа менее удобна при этажном сопряжении в балочной
клетке, а также для укладки рельсов по подкрановым балкам. Поэтому
рациональнее изменять сечение поясного листа балки за счет его ширины
(фиг. 212), а не толщины. Ширина узкой части поясного листа должна быть
-более Vio высоты балки и не менее 170 мм. Наличие только одного изм*
Par-чет и конструирование балок
215
пения сечения поясов балки (по одну с торонуо г оси симметрии) дает эконо-
мию стали и 10ч-12% ио сравнению с балкой с параллельными поясами.
Введение второго изменения сечения поясои дает дополнительную эконо-
мию, равную всего лишь 3-:-4%.
Болес значительную экономию с гали(до20%) может да гь непрерывное изме-
нение сечения поясов11одобиое очертание поясных листов может быть полу-
чено диагональным раскроем
широкополосной стали (фиг.
213). При применении ки-
слородной резки такой рас-
крой не представляет осо-
бых затруднений Нафиг.213
приведены два возможных
варианта раскроя поясов
сварной балки пролетом 18м.
Ширину узкого конца балки
можно принимать равной %
или */4 наибольшей шири
ны пояса.
В основу определения
мест изменения сечений поя-
сов балки кладется эпюра
наибольших расчетных из-
Фиг. 214. Определение мест изменения сечения поясов балки
о — сварной; б — клепаной
гибающих моментов балки. Для этого эпюра наибольших расчетных момен-
тов строится по обе стороны от оси абсцисс; в каждую сторону отклады-
вается значение ~ (М-—расчетный изгибающий момент с учетом коэффи-
циентов перегрузки). Деля эти ординаты на расчетное сопротивление и
коэффициент условий работы, превращаем эпюру изгибающих моментов
в эпюру требуемых моментов сопротивления (фиг. 214):
Предложение канд. техн, наук В. М. Вахуркииа.
34^
Балки и бампные клетки
Далее оирелетяем момент сопротивлении концевого сечения балки lf/J
W'o1’
и проводим прямые, параллельные осп эпюры, на рассюянип до пересе-
чения с эпюрой требуемых моментов сопротивления. Точка пересечения
дает место изменения сечения. В месте изменения сечения располагается
стык пояса; если стык косой, он как равнопрочный может находиться не-
посредственно х места изменения сечения; прямой сгык возможен здесь
только при качественной сварке согласно yi азаниям главы IV; при обычных
требованиях к сварке его приходится передвинуть до сечения, где напря-
жение в балке равняется RCB уфиг. 214. а).
В клепаной балке изменение сечения происходит путем обрыва поясных
листов (фиг. 214.0 и 215). Для этого определяем значение фактических
моментов сопротивления 1Г,* для балки без поясных листов, с одной, двумя
и так далее парами листов и проводим прямые, параллельные оси абсцисс,
на взаимных расстояниях, равных значениям соответствующих ординат Ц7*т.
Пересечение этих прямых с эпюрой IF,*? определяет положение тех се-
чений, в которых фактический момент сопротивления балки равняется Ц7^.
За каждым из этих пересечений по направлению к середине пролета
фактический момент сопротивления балки уже меньше соответствующего
значения и поэтому, начиная с этого места, необходимо поставить
следующую пару поясных листов.
Для того чтобы в месте теоретического обрыва поясной лист включился
в работу полностью, следует продолжить его к опоре на длину, необходи-
мую для его прикрепления. Ввиду того что сечение балки после включения
в работу нового листа имеет за местом обрыва запас, считается возможным
для уменьшения длины листа определять число заклепок, необходимых для
его прикрепления, по половине площади его сечения:
n = ^v-,FUT. (8.37)
Здесь FKr — расчетная площадь сечения поясного листа (с учетом ослаб-
ления заклепочными отверстиями);
)Г| — коэффициент для расчета заклепок по площади на одиночный срез
(см. приложение 4).
Во всяком случае число заклепок для прикрепления поясного листа
должно быть не менее двух в каждом ряду. Каждый лист на участке
между действительным местом его обрыва и местом обрыва предыду-
щего листа должен быть прикреплен из расчета на полную площадь сече-
ния листа.
Расчет и конструирование балок
217
в) Проверка приведенных напряжений
В местах изменения сечения балки, а также в местах наиболее небла-
гоприятного сочетания изгибающих моментов и поперечных сил проверяют
приведенные напряжения (см. 1лаву II, § 13); эти напряжения проверяют
на уровне поясных швов или поясных заклепок.
Приведенные напряжения определяют по формуле:
°np = V + Зт* sS mR, (8.38)
где о и т — расчетные (с учетом коэффициентов перегрузки) нормальное и
срезывающее напряжения в стенке па уровне поясных швов (пли заклепок)
в рассматриваемом сечении балки. Напряжения опт должны отвечать одной
и той же одинаково расположенной нагрузке.
При расчете по допускаемым напряжениям приведенное напряжение про-
веряется но формуле:
’пр = /з2 + Зт* sg [о]. (8.38’)
г) Расчет соединения поясов со стенкой
Соединение поясов составной балки со стенкой осуществляется: в свар-
ных балках — поясными швами, а в клепаных — поясными заклепками.
Соединение поясов со стенкой работает на сдвигающие усилия, возни-
кающие при изгибе балки и стремящиеся сдвинуть пояс относительно стенки
(фиг. 216).
В сварных балках для возможности применения автоматической сварки,
предотвращения отставания сжатого пояса от стенки, а также в целях
Фиг. 216. Работа поясных швов и заклепок
борьбы с коррозией поясные швы следует делать сплошными. Наименьшую
толщину шва (по катету) Лщ можно принимать равной 0,5 толщины стенки,
но не менее 6 мм.
Сопротивление сплошных поясных швов (на 1 пог. см) должно быть
больше сдвигающей силы Т между поясом и стенкой:
Т = ~ -g 2 • 0,7hamRcp, (8-39)
Asp
где Q — наибольшая поперечная сила в рассматриваемом сечении (с учетом
коэффициентов перегрузки);
/?ср — расчетное сопротивление углового шва срезу;
•4р — момент инерции сечения балки;
•Si, — статический момент пояса относительно нейтральной оси балки;
— толщина шва (по катету);
m — коэффициент условий работы.
241
1>а1ки и балгг'нн* h 1лтхц
Сдвитаюш иг.ше, прихо гяшет ся
ii<i одну jdi лип у при nidi е а,
Р'МШО;
Га
<Л
(8.40)
^Гто усилие не должно Пронины ri.
Таким обратом, итат поясных .ьл.леноь определяется из формулы:
расчетною усилии пл заклепку
IM.
откуда шзг:
08,,
Л,.
а т |?/[
«|N| ,Л.,
а ~
<А
(8Л1)
При расчете по допускаемым напряжениям щ-личипы [А'),„к и (^определя-
ются без коэффициентов перегрузки; т=1
Расчетное усилие на иклеш у |А'|.ак обычно берется но смятию; только
при очень толстой стенке оно отвечает работе телепни па двойной срез.
Шаг поясных заклепок не должен превытать 12 диаметров заклепки и
1Ь толщин полки у юлка во избежание отставания полок поясных уюлков
от стенки в сжатом поясе. Ш.н таклепок, прикрепляющих поясные листы
к уголкам, получается по расчету большим, чем шаг заклепок, скрепляю-
щих пояс со стенкой. Однако увеличивать этот тпат не имеет смысла как
по соображениям удобства изтотопления, так и потому, что заклепки пояс-
ных листов при большом шаге сильно дг формируются от расслоения пакета
при скручивании балки. Шаг заклепок, прикрепляющих поясные листы
к уголкам, не должен превышать 12 толщин поясного листа во избежание
выпучивания листа сжатою пояса между соседними заклепками.
Если иа балку непосредственно действует подвижная сосредоточенная
нагрузка, то давление от ше распределяется поясом балки на некоторую
длину стенки (обычно такая нагрузка перемещается по рельсам, как, па-
пример, в подкрановых балках). Длина распределения будет гем больше,
чем больше жесткость пояса и рельса и чем податливее стопка. Эти обстоя-
тельства учитываются техническими условиями, которые устанавливают рас-
четную длину распространения давления сосредоточенной нагрузки в зави-
симости от момента инерции пояса и рельса, толщины стенки и вила
соединения. В соответствии с этим толщина поясных швов Лш при действии
на пояс подвижной сосредоточенной нагрузки Р определяется по равнодей-
ствующей сдвигающей силы и нагрузки Р из формулы:
2 • 0,7//(||шР
О,
(8.42)
а шаг поясных заклепок - из формулы:
С, ________ т 1АГ)мк
V₽K4 « , - - -
(8.42’)
Pafrtn и кпнгтпуиповпние 6'i.uik
249
При расчеь'- по допускаемым напряжениям голщина поясною шва опреде-
ляется по формуле: __
|/ OS, 1 /яР *
. ' >'/ >
h"' ------17 н—-•
г пит поясных заклепок по формуле:
В этих формулах:
(8.12”')
а — коэффициент, принимаемый: 1) при наличии пристрожки стенки к внут-
реннему листу верхнею пояса о. = 0,4; 2) при отсутствии пристрожки
стенки ч. — 1;
>—расчетная длина, па которую распределяется сосредоточенная на-
грузка, определяемая но формуле ':
Х = йЬ/Л?Л (8.43)
" й ’
тле Ъ— толщина сгеики балки:
Ju — момент инерции сечения пояса балки и рельса;
k — коэффипит иг, ранный 3,25 для сварных и 3,75 для клепаных балок.
В случае приварки рельса швами, воспринимающими срезывающие на-
пряжения, есть общий момент инерции сечений рельса и пояса балки;
при иных способах крепления рельса есть сумма моментов инерции сече-
ний пояса и рельса опюсигельпо собственных осей. При тяжелых нагруз-
ках Р во избежание перенапряжений поясных заклепок и швов рекомен-
дуется в клепаных балках применять пристрожку стенки, а в сварных — сва-
ривать пояса и стейку К-образными швами.
При неподвижной сосредоточенной нагрузке предусматривается уста-
новка в местах приложения этой нагрузки ребер жесткости с пригнанными
к верхнему поясу торцами; в этом случае указанная проверка не нужна.
3. Проверка общей устойчивости балок
Высокие и узкие балки под действием нагрузки, расположенной в пло-
скости балки, деформируются в плоскости изгиба лишь до определенной
величины нагрузки, после чего они .могут потерять устойчивость и скру-
ти! ьги (фиг. 217).
Величина на, ручки, при которой балка теряет общую устойчивость,
является критической нагрузкой балки. Очевидно, критическая нагрузка
должна отвечать общему условию устойчивости (см. главу II, § 12).
Искривление балки при потере устойчивости характеризуется изгибом
поясов балки и поперечном направлении и скручиванием балки.
1 1>. М. Г> роуле. Устойчивость стенки баткн прн действии сосредоточенной на-
грузки, ГНИ 11роектсталькоиструкция, выв. 196, 1945.
’V»
Не ки и баловные киеткч
Проверка устойчивости балки, как было указано выше (см. главу Ц
§ 12), производится по формуле:
-И|1а-Ч /Л^-.УСП op* (8.44)
а при расчете по допускаемым напряжениям — по формуле:
°=d^l°b (8Л4'>
где — коэффициент уменьшения несущей способности балки при про-
верке общей устойчивости, равный:
, Л, i Л\а
= ’ (8-45)
ф— коэффициент, зависящий от положения нагрузки и геометрических
соотношений балки; значения коэффициента ф в функции величины
(8.46)
даны в табл. 4 приложения 2.
Здесь b — ширина пояса балки;
В, — толщина пояса (включая горизонтальные полки уголков в клепа-
ных балках);
Е— толщина стенки (включая вертикальные полки уголков в клепа-
ных балках);
d — половина высоты балки d = -Q в сварных балках и высота пояса
(включая вертикальные полки поясных уголков) — в клепаных.
Коэффициенты для прокатных балок даны в табл. 5 приложения 2.
Коэффициент =б предполагает центральное приложение нагрузки и нс
включает запасов иа случайные эксцентриситеты.
Потеря устойчивости возможна:
а)свободно лежащих отдельных балок при нагрузке по верхнему поясу
(наиболее неблагоприятный случай) или по нижнему поясу; для таких балок
свободной длиной I является про-
лет балки;
б) балок, находящихся в си-
стеме балочной клетки, связан-
ных между собой поперечной
конструкцией или связями; сво-
бодная длина таких балок рав-
няется расстоянию между точка-
ми закрепления балок от закру-
чивания или горизонтального сме-
щения. Наиболее опасными для
Фш. 217. Схема деформации балки при потере таких балок являются средние
ею общей устойчивости панели, па протяжении которых
момент имеет наибольшее значе-
ние достаточно постоянной величины; поэтому можно считать, что такие
балки теряют устойчивость от действия чистою изгиба (последняя графа
табл. 4 приложения 2).
Если на балках лежит напил, который препятствует горизонтальному
смещению верхнего пояса, балка может считаться закрепленной от потери
устойчивости и не проверяться на устойчивость.
Расчет и конструирование балок
251
Основной мерой повышения устойчивости свободно лежащей балки при
нагрузке по верхнему поясу является развитие этого пояса; при этом в слу-
чае необходимости возможно конструирование балки несимметричного сече-
ния. Несимметричные балки легче закручиваются, чем симметричные, так
как их центр изгиба не совпадает с центром тяжести; поэтому коэффи-
циенты ф формулы (8.45), от которых зависят значения коэффициента <f6i
у них меньше; увеличение критического напряжения и коэффициента
получается только за счет повышения момента инерции балки Jv. Поэтому
необходимо в первую очередь стремиться к увеличению этого момента
инерции, хотя при этом обычно увеличивается асимметрия балки.
Устойчивость балок балочных клеток обеспечивается должным размеще-
нием связей; ч тобы коэффициент был достаточно близок к единице, рассто-
яние между закрепленными сечениями балки (узлами связей), как было указано
выше, не должно быть больше 16 ширин верхнего пояса (для стали Ст. 3). Обыч-
но из конструктивных соображений это расстояние получается меньше, и балки
с теоретической точки зрения оказываются обеспеченными от потери устой-
чивости. Однако нагрузка всегда прикладывается с некоторым эксцентрисите-
том, влияние которого коэффициентом <р6 не учитывается; поэтому, несмотря
на теоретическое обеспечение устойчивости балки, необходимо принимать
меры для повышения сопротивления балки скручиванию. Полезным мероприя-
тием является постановка поперечных ребер, связывающих верхние и нижние
пояса балки и препятствующих их депланации. Особенно важно здесь иметь
ребра жесткого профиля, например, ребра из уголков, приваренных к стенке
балки пером уголка, а к поясному листу — полкой, параллельной стенке.
Такие ребра в несколько раз увеличивают сопротивление балки скручива-
нию и потому являются крайне желательными.
Ребра должны ставиться во всех узлах связей, расстояние между кото-
рыми определяет свободную длину балки I.
Достаточно широкие балки при ширине листа сжатого пояса более
свободной длины балки (Ст. 3) и ’/is (сталь НЛ) при нагрузке по верхнему
поясу и соответственно '/25 и */!g при нагрузке по нижнему поясу можно
не проверять на потерю устойчивости.
4. Проверка местной устойчивости элементов балки
Листы, из которых состоят элементы балок, при недостаточной своей
толщине могут потерять устойчивость и выпучиться ранее потери общей
устойчивости балки в целом; это явление носит название потери местной
устойчивости. Если балка надежно закреплена от потерн общей устойчи-
вости, потеря местной устойчивости отдельных элементов не является осо-
бенно опасной; элемент только выключается из работы, а напряжения пере-
распределяются на оставшиеся части сечения. Однако при этом изменяется
форма оставшейся рабочей части сечения: сечение становится несимметрич-
ным, центр изгиба уже не совпадает с центром тяжести, балка относительно
легко закручивается, что может привести к более ранней потере общей
устойчивости. Очевидно, что потеря местной устойчивости более опасна
для свободно лежащих балок, чем для балок балочных клеток.
Меньшая опасность потери местной устойчивости по сравнению с поте-
рей общей устойчивости и потерей несущей способности балки учитывается
нашими нормами, принимающими при проверке местной устойчивости
коэффициент условий работы m( = l,15. Вместе с тем нормы учиты-
вают понижение критических напряжений вследствие возможных искривле-
ний листа, вводя дополнительный коэффициент условий работы /п2 = 0,85.
25?
и балочные клетки
В результате, промзветеиие обоих коэффициентов получается равным около
единицы.
Элементы балки (листы) могут потерять свою устойчивость от действия
нормальных или срезывающих напряжении, а также от совместного дей-
ствия тех и других. Прн этом они выпучиваются по поверхностям, завися-
щим от характера силовых воздействий. Для повышеппя сопротивления
выпучиванию нужно увеличить жесткость элемента, дли чего необходимо
либо увеличить толщину листа, либо укрепить его жестким ребром.
Послетнее мероприятие требует меньшей затраты материала; поэтому
балки обычно делают с топкими стенками, укрепленными ребрами жесткости.
Для того чтобы ребра были эффективны, необходимо, чтобы они были рас-
положены нормально к поверхности выпучивания листов.
Если ребра имеют достаточный момент инерции, они при потере устой-
чивости стенки не выпучиваются, а остаются прямыми; таким образом, они
делят стенку на отсеки (напели), которые теряют устойчивость независимо
один от другого.
Критическая сила при потере устойчивости пластинки под действием
нормальных напряжений выражается аналогично эйлеровой силе (на 1 пог. с.и):
cEJ
. (8.47)
с г
где £7ц = -р- — цилиндрическая жесткость пластинки;
ц — коэффициент Пуассона;
а — ширина пластинки (перпендикулярная действию силы);
с — коэффициент, зависящий от закрепления пластинки, закона распре-
деления напряжений и соотношения размеров пластинки.
Критическое напряжение:
<8-48)
где
сЕ
С' — 12(1д)=-
Наименьшее критическое напряжение пластинки, опертой по двум сто-
рокам (при равномерном сжатии), равняется:
акр=700^~) 10[ кг 1см* (8.49)
и отвечает квадратной пластинке.
Для более коротких пластинок критическое напряжение довольно резко
повышается; повышается оно и для более длинных, но достаточно медленно,
так как повышению напряжений препятствует переход кривой выпучивания
с одной полуволны на две и более. Узловые линии, разделяющие полуволны,
располагаются перпендикулярно направлению сжимающих напряжений
(фиг. 218,п). Поэтому правильно несколько в запас прочности считать кри-
тическое напряжение по формуле (8.49) для пластинок любой длины.
Для длинной пластинки, защемленной но одной из длинных стерон
(выступ верхнего пояса), критическое напряжение согласно исследованиям
Б. М. Броуде1 равно:
о,р = 81 ( * у 10‘ кг)см*. (8.50)
1 Б. М- Броуде, Устойчивость пластинок в элементах стальных конструкций»
Машстройиздат, 1949.
Расчет и конструирование балок
253
Очевидно, можно найти такое отношение , при котором критическое на-
пряжение равняется нормативному сопротивлению, т. е. потеря устойчивости
не является более опасной, чем потеря несущей способности.
Для пластинок, защемленных- по одной из длинных сторон, это дает
(для стали С г. 3):
«I jo
2 400“ 1Й’
-"- = 100
Л
Обычно несколько в запас предельную ширину выступа принимают равной
(12-I- 15)о, так как полное защемление пояса вследствие податливости стенки
нс имеет места.
Фиг. 218. Поверхности выпучивания ври потере устойчивости пластинки
а —пре рапномерном сжатии; б— прн изгибе. Изменение критических напряжений при и,гибе вря уве-
личении — ; в — при действии срезывающих напряжений; г — при действии сминающтх напряжений,
d — прн действии сминающих напряжений на отсек стенки
Для низколегированной стали выступ не должен превышать 10—12 толщин.
Таким образом, пояс шириной в 20—25 толщин является вполне обес-
печенным от потери местной устойчивости.
Для сжатой пластинки, опертой по двум сторонам (фиг. 218, а), предель-
ное вполне безопасное отношение:
4=100
о
24
Б<1 oct: и балочные к четки
Стенки балок упруго защемлены в поясах, и ио обсюяюльсгво увели-
читает критическое напряжение погори их местной устойчивости. Влияние
защемления стенкн в поясах изучено Б. М. Броудс и учтено в технических
условиях введением специального коэффициента, зависящего от отношения
жесткости пояса на кручение к цилиндрической жесткоеги стенкн. Для обыч-
ных- балок коэффициент этот мало изменчив, почему о......... в нормах
в виде постоянной величины х=1.40—1,20 в зависимости от вида потери
устойчивости. Учитывая указанный коэффициент, предельное отношение
• S
для равномерно сжатой пластинки, нс требующей укрепления против потери
местной устойчивости, принимают равным 70 (для стали Ст. 3).
Для низколегированной стали это отношение принимается равным 60.
Коэффициент с, формулы (8.48) зависит от закона распределения напря
жений по сечению, выраженного отношением разности наибольшего и наи-
меньшего напряжений у кромок сечения к наибольшему напряжению, т. е. от
коэффициента:
g — а
макс мин
а=-------------------------------------------.
снакс
При а = 0 (равномерное сжатие) коэффициент с,, как указывалось,
равен 700; при а=1 (треугольная эпюра) с1 = 2 100; при а. = 2 (изгиб
пластинки) с, = 4 540.
Таким образом, критическое напряжение потери местной устойчивости
стенки балки при изгибе от действия нормальных напряжений (фпг. 218, б)
в предположении, что она оперта по краям:
скр =4 540 101 кг] см*
достаточно велико, и только тонкие стенки балок являются опасными с точки
зрения потери местной устойчивости от нормальных напряжений изгиба.
Предельная толщина стенки в этом случае определится из равенства:
ожр = 4 540|-^- 101 =ат = 2 400 кг/см1,
что дает:
140.
При учете защемления стенки в поясах критическое нормальное напря-
жение равно:
о,р = 6 300 10‘ кг) см*, (8.51)
а предельная толщина, при которой еще нс требуется укреплять стенку от
потери устойчивости, i = (для стали Ст. 3).
Для низколегированной стали предельная толщина стенки
Аналогично при упругом защемлении по краям равномерно сжатая пла-
стинка имеет критическое напряжение:
o„p = 1000^j 10* кг/см1. (8.49')
Все указанные значения являются наинизшими значениями критических
напряжений; для пластинки, подверженной изгибу (а=2), эти напряжения
Расчет и конструирование балок 2 >5
отвечают длине пластинки, равной — 0,7 ширины (высоты); для более коротких
пластинок кри гическпс напряжения резко растут; для более длинных они уве-
личиваются медленно, так как повышению напряжения препятствует переход
кривой выпучивания на несколько полуволн. Волны выпучивания разделяются
узловыми линиями, перпендикулярными направлению нормальных напряжений
(фиг. 218, б). Поэтому вполне целесообразно применять наименьшие крити-
ческие напряжения для пластинок любой длины.
Поскольку критические напряжения потери устойчивости пластинок (потери
местной устойчивости элементов балок) меньше предела текучести, в расчет
элементов балок должен быть введен коэффициент понижения несущей спо-
собности при потере местной устойчивости
Так, коэффициент понижения несущей способности при потере местной
устойчивости о г нормальных напряжений:
ф’и = ^<1. (8.52)
и обеспеченность против потери местной устойчивости от действия нормаль-
ных напряжений выражается условием:
°<°кР=фм/? (8.53)
Значения коэффициента в функции коэффициента
а — с
макс мин
Ц =-----------,
°иак2
где амакС , oUi«i — наибольшие и наименьшие напряжения на расчетных концах
пластинки при условии упругого защемления пластинки (стенки балки) на
краях (в поясах), принятые в наших технических условиях, даиы в табл. 1
приложения 5.
Аналогично решается вопрос о потере устойчивости пластинки (стенки
балки) при действии срезывающих напряжений, что может иметь место
в опорных панелях балки.
При действии срезывающих напряжений панель балки перекашивается,
причем восходящая диагональ панели сокращается, а нисходящая — растяги-
вается. При этом стенка может выпучиться по направлению сжатой диаго-
нали, образуя ряд наклонных волн (фиг. 218, в).
Критическое срезывающее напряжение потерн местной устойчивости стенки
Л .
балки зависит от двух аргументов: отношения сторон панели |т — — 1
и отношения толщины стенки 8 к меньшему размеру панели а и равняется
(при свободном опирании сторон панели):
т.„ = (1 020 + 10‘ кг!см\ (8.54)
а с учетом защемления стенки:
т1[р = 1,23 (1 020 + Ю‘ = (1 250 F^°)(i)’ 10* кг/см\ (8.55)
Коэффициент понижения несущей способности стенки при потере местной
устойчивости от действия срезывающих напряжений, отнесенный к пределу
текучести:
25*
F : IKK и би кг'ныг Kienvu
и <.C1U4^IIHOC.« против потери устойчивости определяю 1СЯ условней:
(8.56)
Значения коэффициента =м в функции отношений и. = —}>1 н -- дапы
I - Л.ч. 4 приложения 5.
Стенки балок становятся опасными с точки зрения потери устойчивости
от срезывающих напряжений при -° }> 100; однако наши нормы, исходя из
влияния нормальных напряжений, которые действуют одновременно со сре-
зывающими и при небольшой своей величине не учитываются, требуют про-
верки стенок на устойчивость прн °-}>80 для стали Ст. 3 и при 2> 65____
для низколегированной стали.
При не очень тонких стенках ребра ставятся па расстояниях, больших
высоты стенки, и тогда а = Л, где Л— расчетная высота стенки (между
поссными швами или внутренними рисками поясных уголков).
Таким образом, стенка при обычных отношениях высоты к толщине теряет
устойчивость от действия срезывающих напряжений ранее, чем от действия
нормальных. На срезывающие напряжения проверяется опорная панель, на
нормальные — средняя.
В ряде случаев весьма существенны сминающие напряжения р (или av),
действующие перпендикулярно оси балки, от которых также может произойти
потеря устойчивости стенки балки.
Критическое сминающее напряжение определяется формулой:
/ 5 2
= с± 1 — ) 10* кг/см1,
(8.57)
где а — длина пластинки (расстояние между поперечными ребрами жест-
кости).
Напряжения ау быстро уменьшаются по мере удаления от кромки балки
и потому менее опасны для потери устойчивости, чем напряжения оЛ., кото-
рые убывают медленнее; поэтому в формуле (8.48) и значения р1р
получаются меньше предела текучести только для сравнительно тонких
стенок. Коэффициент с, возрастает по мере уменьшения высоты стенки Л
(так как при этом напряжения а, убывают более интенсивно) и увеличения
отношения
П
Особенно существенно возрастание коэффициента с2 с увеличением
в той случае, когда сминающая нагрузка представляет собой сосредоточенные
силы, распределенные на ограниченных участках по длине стенки, как это
имеет место в подкрановых балках.
Выпучивание стенки происходит в этом случае в области больших сми-
нающих напряжений у сжатой кромки стенки (фиг. 218, г).
В том случае, когда сминаемая пластинка представляет собой часть стенки,
напряжения не равны нулю по нижней кромке пластинки (фиг. 218, д).
Это ухудшает условия устойчивости и уменьшает значение коэффициента
который зависит от отношения (где ht—высота пластинки) и убывает
с уменьшением этого отношения.
Расчет и конструирование балок
257
Коэффициент понижения несущей способности при потере местной устой-
чивости от действия сминающих напряжений:
Значения коэффициентов для пластинок высотой, равной высоте стенки
балки или меньшей ее высоты, в предположении упругого защемления по краям
(в поясах) — с двух сторон в первом случае и только по верхнему краю —
во втором, а также при наличии сминающей нагрузки в виде сосредоточен-
ных грузов, распределенных на длину балки по формуле (8.43), даны в табл. 5
и 6 приложения 5 в функции отношения и — или соответственно
Обычно на стенку балки действует не одно, а несколько напряжений.
Так, при изгибе действуют нормальные и срезывающие напряжения, при
значительной подвижной нагрузке по верхнему поясу балки прибавляются
сминающие напряжения, тогда стенка теряет устойчивость от совместного
действия указанных напряжений.
Очевидно, критические напряжения от совместного действия напряжений
меньше, чем от действия одного из них, так как совместное действие ухуд-
шает устойчивость. Поэтому, если мы назовем через ОкРр; критиче-
ские напряжения при совместном действии, то
ат’й
«р
Ркр
/’.р
При потере устойчивости эти соотношения должны находиться в опре-
деленной зависимости. Если стенка укреплена только поперечными ребрами
жесткости (фиг. 220, а), то при действии нормальных и срезывающих напря-
жений зависимость эта может быть выражена уравнением окружности:
(8.58)
Б. М. Броуде 1 уточнил эту зависимость и дал ее в следующем виде:
(8.59)
\т«р/ 6 °ч> т,р
Поскольку расчетные напряжения в стенке опт для должной устой-
чивости должны быть меньше <£р и т^р, т. е. т rKJ, формулу (8.59)
можно написать и так:
(8.60)
или, имея в виду, что = 4>м —
(8.61)
что и является условием устойчивости стенки.
* См. сноску иа стр. 252.
17 Н. С. Стрелецкий
Ба iKii и ба ю*ные клетка
При действии нормальных, срезывающих и сминающих напряжений уточ-
ненная зависимость имеет вид:
откуда тем же приемом получаем условие устойчивости:
(8.62)
(8.63)
При расчете по допускаемым напряжениям размещение поперечных ребер
по ТУ 1946 г. проверяется по формуле:
1 (K+ir+<^°L
(8.63')
где Л,, fc>. *з — коэффициенты, аналогичные коэффициентам а£; ci; с£, ука-
занные в табл. 7, 8 и 9 приложения 5;
.4 — величина, учитываемая при наличии сминающей нагрузки н опре-
деляемая по табл. 10 приложения 5;
с — коэффициент, принимаемый для сварных балок с — 1,5 и для кле-
паных балок с=1.
В формулах (8.61), (8.63) и (8.63'): о — краевое сжимающее напряжение
на расчетной границе стенки (у поясных швов или заклепок) по середине
рассматриваемого отсека, вычисленное по сечению брутто без введения коэф-
фициента с6 понижения несущей способности балки;
Q
~=k —среднее срезывающее напряжение;
Р
р=^ — — сминающее напряжение при наличии подви кной сосредоточен-
ной нагрузки Р, приложенной к верхнему поясу балки;
к = y — длина распространения давления по стенке [см. формулу (8.43)];
JB—общий момент инерции сечения рельса и пояса балки в случае
приварки рельса швами, воспринимающими срезывающие напря-
жения, или сумма моментов инерции сечений рельса и пояса
при иных способах крепления.
При действии каждого напряжения порознь коэффициенты <sM должны
быть меньше единицы, но при совместном действии они могут быть и больше
единицы, так как при этом условие устойчивости определяется не значе-
ниями <р.<1, а значением 1, где <рм1'и“— некоторый приведенный
коэффициент уменьшения, равный:
прив
^прнв_ кр
г“ — °т 1
где акр —приведенное критическое напряжение, выражаемое левыми частями
формул (8.61) и (8.63).
Сминающие напряжения препятствуют выпучиванию стенки от действия
нормальных напряжений и увеличивают протяженность первой полуволны
выпучивания (фиг. 218, б). Этим можно воспользоваться для уменьше-
ния толщины стенки, так как критические напряжения акр при попышепии
протяженности первой полуволны выпучивания увеличиваются; поэтому
Расчет и конструирование балок
259
u приложении 5 дана табл. 2 коэффициентов ci (в функции отношения-5-^,
учитывающих это обстоятельство. Этими коэффициентами можно пользо-
ваться только при совместном действии напряжений, когда р 0.
При больших сминающих напряжениях приходится иногда расстояние
между ребрами жесткости делить на части, располагая между ними короткие
ребра — длиной около 1/3 высоты стенки (фиг. 219). Расстояние s между
ними определяется по условию устойчивости стенки под действием одних
сминающих напряжений; стенка между ребрами при этом принимается закреп-
Фпг. 219. Размещение коротких ребер
ленной по трем сторонам и свободной с четвертой стороны. Критическое
напряжение для такой пластинки:
ркр = 4 300 ( у У 10‘ кг/см', (8.64)
а условие устойчивости:
р Ркр = ?£ R, (8.65)
где
Отсюда можно определить величину s.
В этом случае влияния сминающих напряжений на устойчивость всего
отсека стенки между основными ребрами жесткости можно не учитывать,
т. е. проверять стенку можно по формуле (8.61).
Устройство коротких ребер в сварных балках нежелательно, так как
в этом случае получаются концентрация усадочных напряжений и выгиб
степки.
Устойчивость стенки при -^-^>80 (для стали Ст. 3) и -г->65 (для
стали НЛ) следует проверять: 1) на действие срезывающих напряжений
у опоры; 2) на совместное действие нормальных и срезывающих напряжений
иа участках стенки, расположенных у места изменения площади сечения
пояса. Для тонкостенных балок 160 для стали Ст. 3 и -^->120 для
26fi
K> ikii и 6.1 н>чны<- к lemvu
стали HJ? следует также сделать проверку средних учапкив сгонки на
действие нормальных напряжений. В необходимых случаях следует учитывать
и сминающие напряжения.
Поперечные ребра (фиг. 220. а) недостаточно обеспечивают работу стенки
на нормальные напряжения, так как располагаются параллельно узловым
линиям выпучивания; поэтому при больших значениях нормальных напряжений
стенку следует укреплять продольным ребром (фиг. 220. б).
Продольное ребро располагается обычно на расстоянии h, = ‘/ц-т-’/г вы-
соты от сжатого пояса и делит стенку на дна отсека: первый — между
сжатым поясом и ребром, работающий на неравномерное сжатие, срезы-
вающие п сминающие напряжения, и второй между ребром н нижним
Фиг. 220. Типовое размещение ребер жесткости поперечных и продольных
поясом, работающий на неравномерное растяжение, срезывающие и сминаю-
щие напряжения.
Общая зависимость для первого отсека имеет вид:
^+г1+(т^)=1- <8-66>
кр Ркр \ жр /
которую тем же приемом, какой был указан при проверке устойчивости
стенки между поперечными ребрами [формулы (8.61)—(8.63)], можно при-
вести к условию устойчивости:
(867)
Здесь — коэффициент потери несущей способности стенки от действия
нормальных напряжений, взятый в зависимости от нормальных на-
пряжений ом1жс и амян на границах рассматриваемого отсека и
соответствующего коэффициента а (см. табл. 1 приложения 5);
Фм — коэффициент потери несущей способности стенки от действия
сминающих напряжений, учитывающий то обстоятельство, что
сминающие напряжения по высоте рассматриваемого отсека пол-
ностью не погашаются, т. е. взятый ио табл. 6 приложения 5-
Расчет и конструирование балок
261
Часть стенки 01 ребра до нижнего пояса работает на неравномерное
растяжение и может быть проверена по формуле (8.63), в которой послед-
ним членом можно пренебречь, т. е. по формуле:
/й+й’+йГ*"- <“>
Здесь о* — коэффициент потери устойчивости стенки от действия нормаль-
ных напряжений при неравномерном растяжении, т. е. при коэффи-
циенте а^> 2; коэффициенты эти указаны в табл. 3 приложения 5;
□ напряжение у продольного ребра, равное 0 = 0]^!—, где
□] — напряжение на кромке балки, Л, — высота отсека балки выше
ребра; h — высота стенки;
р' сминающее напряжение на уровне ребра; если нагрузка р прило-
жена к верхнему поясу, можно принять, что р' = 0,4/>; если на-
грузка приложена на уровне ребра (при соответствующем распо-
ложении поперечной конструкции) — р =р',
— коэффициент, принимаемый по табл. 5 приложения 5 в функции
высоты нижней пластинки h — h, нли отношения -г—с .
л — л.
При расчете по допускаемым напряжениям проверка устойчивости стенки
между сжатым поясом и продольным ребром производится по формуле:
Участок стенкн между продольным ребром и растянутым поясом балки
проверяется по формуле (8.63') как стенка балки высотой 2^-----
где — расстояние между ребром и осью балки, причем значения/1
из табл. 10 умножаются на 0,4.
Вся изложенная теория справедлива в пределах упругости; поэтому необ-
ходимо, чтобы средние (по середине рассматриваемых участков) приведенные
напряжения (см. главу II, § 13) были меньше предела текучести.
Это особенно существенно для отсека между продольным ребром и
сжатым поясом. Соответствующая проверка при действии нормальных и сре-
зывающих напряжений имеет вид:
/а?7+31р = / (1 -|-3(0,9т)’Со,,
где □ и т — расчетные нормальные и срезывающие напряжения в соответ-
ствующем сечении балки.
Аналогично при действии нормальных, срезывающих и сминающих на-
пряжений:
О*р -|- pip -ОсрРср 4“ Зт£р от.
При расчете по допускаемым напряжениям соответствующие формулы
имеют следующий вид:
р/Оср 4“ Зт’р [о]
и
°ср 4“ Р^р °сррср 4“ Зтср 1°|-
Fd.iKH и ба.и'чны? K.temvu
Размещение ребер жесткости зависит or общей конструкции балки и
расположения нагрузки и проверяется расчетом стенки bi местную устой-
чивость. Как было указано выше, основными являются поперечные ребра
проходящие по всей высоте стенки и прикрепляемые к стенке и обоим
поясам (фиг. 220).
В балках с отношением в стенке у ^>160 средние напели, где велики
нормальные напряжения, дополнительно укрепляются продольным ребром
(фиг. 220. б); при у 160 средине панели остаются без дополнительного
укрепления (фиг. 220. <т).
В местах приложения неподвижной сосредоточенной нагрузки следует
предусматривать постановку поперечных ребер жесткости.
Наибольшее расстояние между поперечными ребрами не должно превы-
шать 2й, где й — расчетная высота стейки.
Фиг. 221. Прикрепление ребер жесткости сварной балки
Поперечные ребра следует располагать симметрично (попарно) относи-
тельно плоскости стенки, для эффективного укрепления стенки размер высту-
пающей части ребра должен быть пе менее:
б = (8.69)
где Л — полная высота стенки в .им.
Толщина ребра должна быть не менее */,, ширины выступа.
Ребра можно приваривать односторонним швом. Приварку ребер при
автоматической сварке поясных швов нужно производить после приварки
поясов к стенке.
При наличии продольного ребра, а также в случае применения фасонных
профилей для поперечных ребер, момент инерции сечения поперечного ребра
относительно оси стенки должен быть не менее У=Зйо3.
Требуемый момент инерции продольного ребра относительно осн стенки
определяется по формуле’
J = 2,5 — 0,45 ° “’б3, (8.70)
Л Л
но принимается не менее 1,5й83 н не более 7й£3. (Здесь а — расстояние
между поперечными ребрами жесткости.)
В местах пересечения продольного ребра с поперечными продольное
ребро прерывается.
Расчет и конструирование ба юк
263
Для пропуска поясных швов углы ребер жесткости скашивают (фиг. 221, а).
Желательно избегать концентрации швов п сильно напряженных растя-
нутых частях балок; поэтому не рекомендуется приваривать ребра жесткости
к растянутому поясу балки длинными поперечными швами, особенно в балках,
работающих па динамическую нагрузку. В этом случае возможно либо припа-
ривать ребро к поясу короткими поперечными швами (фиг.
делать ребро жесткости из уголка с приваркой его -------- -------
дольным швом (фиг 221. б).
В клепаных балках ребра жест-
кости при ширине выступающей пол-
ки более 90 .н.и целесообразно вы-
полнять из неравпобокпх уголков,
прикрепляемых к стенке узкой пол-
кой (фиг. 215). Иод уголками жест-
кости помещаются прокладки; при-
крепление уголков жесткости с вы-
садкой применяется более редко
из-за увеличения трудоемкости из-
готовления
5. Укрепление стеики балки
над опорой
221, а), либо
поясу только про-
Фиг. 222. Укрепление стеики балки над
опорой
с —парным ребром жесткости; б~ торцемым ре-
бром жестиосга
и полоса стенки шириной до 158
Участок стенки балки над опорой
укрепляют ребром жесткости (фнг.
220, 221, 222) и условно рассчиты-
вают на продольный изгиб из пло-
скости балки, как стойку, нагру-
женную опорной реакцией. В рас-
четное сечение этой стойки вклю-
чаются опорное ребро жесткости
с каждой стороны ребра. Расчетная длина стойки принимается равной высоте
стенки. Указанная проверка опорной стойки балки на продольный изгиб
производится как стержня с шарнирными концами по формуле:
N^m^RFep, (8.71)
где о— коэффициент понижения несущей способности при продольном изгибе;
N— расчетная опорная реакция балки (с учетом коэффициентов пере-
грузки);
Fsp — расчетная площадь сечения опорной стойки балки брутто (см. выше).
При расчете по допускаемым напряжениям опорная стойка балки прове-
ряется на продольный изгиб по формуле:
N
Опорные ребра жесткости должны быть плотно пригнаны к нижнему поясу
балки и проверены на смятие торцов от действия опорной реакции по формуле:
(8-72)
где FCM — площадь торцов опорных ребер в сварной балке или площадь
торцов выступающих полок опорных уголков в клепаной балке
(пригонку торцов полок, прилегающих к стенке, произвести трудно
из-за наличия выкружки у поясных уголков);
RCK — расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности, равное 1 Л/?.
(8.70
364
Памп и балочные клетки
При расчете по допускаемым напряжениям проверка lopnou опорных ре.
бер жесткости па смятие производится по формуле:
N . .
Оси = г-« Нем. (8.72')
1 см
Прикрепление опорных ребер жесткости к балке условно рассчитывается
на полную величину опорной реакции.
§ 5. СТЫКИ БАЛОК
1. Расположение и типы стыков
Расположение и конструкция стыков балок зависят от назначения стыка,
типа балки и производственных условий. По назначению стыки делятся на
заводские и монтажные.
Заводские стыки служат для сопряжения отдельных элементов балки
(листов стенки, уголков и листов пояса) п выполняются на заводе стальных
конструкций.
Монтажные стыки служат для сопряжения отправочных элементов балки
и осуществляются на строительной площадке (чаще всего при укрупни-
тельной сборке).
Расположение заводских стыков отдельных элементов балки обусловли-
вается заказными длинами проката по сортаменту и конструктивными сообра-
жениями (стык не должен совпадать с примыканием вспомогательной балки,
с ребрами жесткости и т. п.). Элементы балки должны иметь по возмож-
ности одинаковые длины, хотя н различные для разных элементов, так как
стандартность деталей облегчает изготовление. Это приводит к симметрич-
ному расположению стыков относительно середины балки. Пример разме-
щения заводских стыков приведен на фиг. 223.
Размещение монтажных стыков определяется наибольшими возможными
размерами и весом отправочных элементов балки, зависящими от условий
перевозки и от грузопод ьемности кранов. Для удобства транспортировки
и сборки монтажные стыки должны проектироваться совмещенными, т. е
такими, в которых стыкуются все элементы сечения. При концентрации
стыков всех элементов в одном месте уменьшаются число и протяженность
Стыки ба юк
2бг>
мон1ажных соединений, более дорогих, чем заводские; торец каждого отпра-
вочного элемента становится плоским или имеет минимальные свесы листов
потому менее подвержен повреждениям при перевозке и разгрузке; значн-
Фиг. 224. Пример размещения монтажных стыков
тельно упрощается сборка балки при монтаже. Поэтому сосредоточение
стыков отдельных элементов балки в одном сечении является основным
требованием, предъявляемым к монтажным стыкам (фиг. 224).
2. Конструкция стыков сварных балок
Заводские стыки стенки сварных балок могут осуществляться без накла-
док и с накладками (фиг. 225).
Прямой шов встык без накладок, сваренный качественными электродами,
является наилучшнм типом стыка стенки (фиг. 225, а). Если стык стенки
расположен вблизи наиболее напряженного сечения балки, напряжения в пря-
мом стыковом шве могут
оказаться выше расчет-
ного сопротивления свар-
ного соединения встык
растяжению. В этом слу-
чае в крайних частях стен-
ки, имеющих повышен-
ные напряжения, иногда
устраивается косой стык
при помощи вставок
(фиг. 225, б). Такое ре-
шение не может быть
Фиг. 225. Типы стыков стенки сварной балки
рекомендовано из-за кон-
центрации напряжений в углах вставок, усложнения изготовления и уве-
личения количества отходов.
Вместо вставок иногда на стенку с обеих сторон наваривают усиливаю-
щие накладки ромбического очертания (фиг. 225, в); располагают их у краев
стенки и обваривают наклонными швами. Однако применение накладок тоже
мало удачно. Поэтому желательно во всех случаях применять прямой стык
стенки без накладок.
По нашим нормам расчетное сопротивление растяжению шва встык,
выполненного автоматической сваркой, а также ручной сваркой качествен-
_w
Ло.ьта и балочняе K.u'mvtt
нычи электродами. при применении повышенных мегодоп кош роля за каче-
ством сварных швов разрешаете» принимать равным расчетному сопро-
тивлению стали Ст. 3. и. таким образом, прямые заводские сварные стыки
при указанных vc-товичх моте г быть применены и любом месте балки, что очень
улучшает конструкцию. Монтажные стыки стенки при возможности органи-
3..UUU указанного контроля также рационально конструировать прямыми или
размешать их в менее напряженных сечениях балки.
Стыки поясов выполняются сваркой встык (без накладок) прямым или
косым швом, причем н здесь нужно стремиться к прямым швам.
Ввиду ответственности стыков балки необходимо применять для их сварки
качественные злектроды (марки Э42) и выводи гь кратеры швов за пределы стыка.
Конструкция монтажных стыков сварных балок зависит от условий мон-
тажа. Если производится укруипнтелытая сборка балки на стеллажах мон-
Фиг. 226. Монтажный стык сварной
балки, выполняемый наверху
7, 2. 3.4, J — поряюж сварки
тажной площадки и имеется возможность
кантовать балку при сварке, то кон-
струкция монтажных стыков отличается
от конструкции заводских только тем, что
стыки стенки и поясов расположены в
одном месте или сближены друг с другом.
Если сборка и сварка балки производятся
после подъема отправочных элементов,
то конструкция монтажных стыков отли-
чается от заводских стыков балки на-
правлением наложения швов.
Порядок сварки зависит от конструк-
ции стыка и размеров балки. Для равно-
мерности и симметричности усадкн слои
многослойных стыковых швов поясов на-
плавляют поочередно в верхнем и нижнем
поясах, или же два сварщика сваривают их
одновременно.
Сварку стыков в верхнем и нижнем
поясах и в стенке высоких балок лучше
всего производить одновременно. В этом случае усадочные напряжения
будут наименьшими.
На фиг. 225 приведен монтажный стык балки, свариваемый наверху после
подъема отправочных элементов конструкции. Стык балки не имеет накладок.
и с точки зрения экономии .металла и эффективности работы швов является
весьма удачным. Снизу в стейке вырезано небольшое окно для пропуска
электрода. Сварка стыка производится в следующем порядке: сначала свари-
вают стенку /, затем нижний пояс 2, потом верхний пояс 3; в последнюю
очередь доваривают участки поясных швов 4 и 5 по обе стороны стыка,
оставленные незаверенными для большей свободы деформации свариваемых
поясных листов и стенки.
Сварку нижнего пояса выполняют два сварщика, находящихся по обе
стороны стенки. Наличие окна, необходимого для сварки нижнего пояса по
всей его ширине в нижнем положении (сверху), полезно и для работы балки,
так как отодвигает силовой поток от места концентрации вертикального
и горизонтального швов.
Работа сварных балок в сильной степени зависит от порядка сварки
стыковых швов, так как этим определяются усадочные напряжения, а послед-
ние влияют на жесткость исей балки, появление пластических деформаций,
а также на несущую способность балки при динамической нагрузке.
Стыки балок
267
Правильный порядок сборки и сварки балки, при котором обеспечиваются
свобода деформаций отдельных элементов балки и наименьшая величина
усадочных напряжений, следующий: 1) собирают и сваривают отдельно поясные
листы и стенку; 2) собирают балку целиком и заваривают поясные швы.
Однако такой порядок возможен лишь при заводской сварке. При наличии
монтажною стыка, как уже было указано, для того чтобы дать поясам
возможность смещаться при
сварке относительно стенки,
поясные швы по обе сторо-
ны стыка не заваривают на
протяжении около 1 м
(фиг. 226) и доваривают
уже после окончания свар-
ки стыка.
Иногда в сварных бал-
ках применяют монтажные
клепаные стыки. Они отли-
чаются от монтажных сты-
ков клепаных балок только
б)
Фиг. 227. Типы заводских стыков стенки клепаной
балки
3-4d
отсутствием уголков, что
сильно упрощает устрой-
ство стыка.
Клепаные стыки сварной балки располагают преимущественно в таких
сечениях, где не требуется (вследствие более низких напряжений) местного
усиления балки, компенсирующего ослабление сечения заклепочными отвер-
стиями. В противном случае в месте стыка приходится утолщать элементы балки.
3. Конструкция стыков клепаных балок
5=3^4
Фиг. 228. Типы заводских стыков поясных уголков
клепаной балки
Заводские егыки стенок клепаных балок осуществляют с неполным и
полным перекрытием стенки (фиг. 227). Стык с неполным перекрытием
стенки (фиг. 227, а) возмо-
жен в слабо напряженных
сечениях. Стык с полным
перекрытием стенки (фиг.
227, б) обеспечивает слит-
ную работу всех стыковых
элементов и равнопрочность
стыка с цельным сечением
балки.
Заводские стыки пояс-
ных уголков устраивают при
помощи уголковых (фиг.
228, а) или плоских (фиг.
228, б) накладок. Заводские
стыки поясных листов кле-
паных балок перекрывают
накладкой того же сечения,
что и стыкуемый лист. Как уже было указано, в монтажном стыке желательно
располагать стыки всех элементов балки в одном сечении так, чтобы торец
каждого отправочного элемента не имел бы выступов. Это наиболее удобно
Для перевозки и монтажа.
В обычном решении монтажного стыка поясные уголки прерывают для
пропуска стыковых накладок стенки, которые проходят по всей высоте
лд ikii и бамчные a lenihti
Фиг. 229. Монтажный стык клепаной балки с од-
ной парой поясных листов
стенки и имеют толщину, рав.
иую толщине уголкотЦфиг.ОД)
Поясные утолки стыкуют при
помощи уголковых накладок
проходящих поверх накладок
стенки. При очень толстых
уголках толщина накладок
стенки берется меньше толщи-
ны уголков, а под вертикаль-
ные полки стыковых уголков
ставят прокладки. Наименьшая
толщина прокладок равна 4.«л
Поясной пакет из двух листов
при данном решении стыка
также легко перекрывается в
одном сечении, так как каждый
поясной лист может быть пе-
рекрыт своей накладкой. Воз-
можность перекрытия пояс-
ного пакета с внутренней
стороны объясняется тем, что
.между уголковой накладкой и внутренним листом остается зазор в плоско-
сти горизонтальных полок поясных уголков, где н располагается внутренняя
Фиг. 230. Обрыв утотков для возможности пропуска внутренней накладки
поясного пакета на двух листов
накладка поясного пакета. Последняя состоит из двух полос, заполняющих
указанный зазор. При этом желательно, чтобы толщина поясного листа была
равна или меньше толщины уголка (для возможности перекрытия пакета
листов двумя накладками прибли-
зительно одинаковой толщины).
Если стыковые накладки стенки
слишком узки для размещения
внутренних стыковых накладок
поясного пакета, то уголки пре-
рывают несколько раньше — на
расстояниях, отвечающих длине
накладки пояснот о листа(фит .230).
Если поясной пакет имеет бо-
лее двух листов, то монтажный
стык удобнее всего конструиро-
вать расширенным (фиг. 231).
Торец отправочного элемента
Фиг. 231. Монтажный стык клепаний балки
с устройством расширенного стыка поясных
листов
Сnib/кп балок
262
этом случае не будет имен, иысгупающих частей, по такое реше-
" п требует большою количества монтажной клепки. Для уменьшения
"“„„ветла монтажных заклепок устраи- —____________________________
вают crynciiuaibill стык (фш. 232), ----L....{.и . , -----J
р lipn этом торен отправочною эле- I------1------- Г -------------1----।
мента уже нс является гладким. Сту- j [ |
„сичатые стыки, как правило, распо- , i |
лагают по диагонали. I , ।
При кондукторном сверлении мон- | I [
тажных отверстии поясные уголки и , j
стопку прерывают в одном сечении
(фиг. 233). Стенка стыкуется тремя
элементами с каждой стороны: наклад-
кой между уголками и плоскими на-
кладками поверх уюлков. Последние
перекрывают одновременно стык при-
легающих к стенке полок уголков и
стык стенки; толщина каждой из этих
накладок должна быть нс меньше сум-
мы толщины полки поясного уголка
и половины толщины стенки. Высту-
пающие полки уголков перекрывают
стыковыми накладками, перекрываю-
щими поясные листы (фиг. 233). Торец
отправочного элемента фрезеруют для
возможности установки кондукторов.
Преимуществом этого решения явля-
ются удобство применения кондукторов
для сверления монтажных отверстий, ;
Фиг. 232. Монтажный стык клепаной бал-
ки со ступенчатым перекрытием поясных
листов
также независимость толщины основ-
ных накладок стенки от толщины поясных уголков.
Фнг. 233. Монтажный стык при кондукторном сверлении
монтажных отверстий
4. Расчет стыков
Обычно стыки отдельных элементов балки рассчитывают независимо
ДРуг от друга. Так, стык стенки рассчитывают на изгибающий момент,
воспринимаемый стенкой, равный:
<4 * * * 8-73)
27Р
Балки и балочные клешни
где И6 — изгибающий момент в сечении балки;
Лт — момент инерции стеики;
Je— момент инерции всего сечения балки.
Стик пояса рассчитывают на усилие:
л/ = Л^.
Л
где h — расстояние между
центрами тяжести поясов.
В сварных балках прн отсутствии специальных мер контроля прямые
стыки стенки размещают в сечениях балки, где напряжение a^RCB.
Накладки, усиливающие прямо!! стык стеики (фиг. 225, в), рассчитывают на
тс часть изгибающего момента, приходящегося на стенку, которая не может
быть воспринята прямым швом,
проходящим по все!! высоте
стенки. Для этого, задавшись
площадью накладок F„, опре-
деляют напряжение в сечении
стеики, усиленном накладками,
которое не должно быть боль-
ше RcB‘
(8.74)
Ус
где
+ (8-75)
Здесь et и ег — расстояния между наружными и внутренними
накладок.
кромками
Усилие в накладке:
---Р в°н>
где ая — напряжение на уровне центров накладок.
По этому усилию определяют длину угловых швов, прикрепляющих
накладки, в соответствии с указаниями глапы IV.
В клепаных балках стык стенки проверяют на момент Л1Ст и всю попе-
речную силу Q.
Расчет заклепочного соединения стыка стенки, работающего на изгиб,
основан иа предположении, что элементы соединения при изгибе повора-
чиваются относительно центра заклепочного поля полунакладки (фиг. 234).
При этом давления заклепок на стенки отверстий, пропорциональные расстоя-
ниям от центра заклепочного поля до заклепок, образуют реактивные
пары Ne, уравновешивающие внешний момент:
Л4С1 = £ Ne = N,et -|- N*, + N3e, .. (8.76)
Здесь N—усилие в заклепке;
е — расстояние от заклепки до центра заклепочного ноля.
Стыки балок
271
Поскольку усилия в заклепках пропорциональны их расстояниям от
центра заклепочного ноля, можно псе усилия выразить через наибольшее
усилие в крайней заклепке N, = NUM _
к/ N«aKcet_ ______N43KCe3
2 g >3 е • • -
макс емакс
Подставляя эти выражения в формулу (8.76), получим:
макс / емакс
откуда максимальное усилие в наиболее удаленной заклепке:
Л/макс = Мт • (8.77)
Этот способ расчета применяется в тех случаях, когда отношение вы-
соты заклепочного поля полунакладки к его ширине меньше трех.
В клепаных стыках стенок высоких балок это отношение, как правило,
• больше трех. В этом случае вследствие вытянутости заклепочного поля
полунакладки можно пренебречь вертикальными составляющими усилий
в заклепках, и тогда мы на основании соображений, аналогичных выше-
изложенным, получим наибольшее усилие в крайнем горизонтальном ряду
заклепок стыка:
AfMaKC = AftT^-, (8.78)
где г—расстояние между двумя горизонтальными рядами заклепок, сим-
метрично расположенными относительно нейтральной оси сечения
балки;
г„ак— расстояние между крайними горизонтальными рядами заклепок сты-
ковой накладки.
Горизонтальное усилие в одной заклепке крайнего ряда стыка:
. (8.79)
где п — число заклепок в крайнем горизонтальном ряду.
При наличии в стыке поперечной силы Q вертикальное усилие в каждой
ваклепке:
= (8-80)
где т — общее количество заклепок в полунакладке.
Таким образом, предполагается, что поперечная сила равномерно распре-
деляется между всеми заклепками половины стыка.
Равнодействующее усилие, приходящееся на одну (наиболее напряжен-
ную) заклепку:
должно быть меньше усилия, допускаемого на одну заклепку.
Следует стремиться к тому, чтобы в полунакладке было всегда два
вертикальных ряда заклепок; однако в некоторых случаях приходится уве
личивать число заклепок в горизонтальных рядах для уменьшения осла ле-
ния сечения балки заклепочными отверстиями.
Ihi.iKn и fia.iMHW клетки
Шаг заклепок по вертикали принимается равным (1 : 8)rf; расстояние
между рядами — (З.о4) </-
Стыки поясных уголков и поясных листов обычно рассчитывают ц0
площади, г. е. число заклепок определяют но формуле:
" = Р1Л1Г.
где Frr—площадь нетто уголка пли листа;
Uj — число заклепок на единицу площади (ем. приложение 4).
Иногда этн стыки рассчитывают по усилию; тогда
Fш° л|Л 11ак»
где а — напряжение по осп уголка пли в листе;
|Л’]и«— тсилпе, выдерживаемое заклепкой при работе на одиночный срез
(см. главу V).
Хотя заклепки стыка уголков работают одновременно п как поясные
заклепки на сдвигающие силы, последние при расчете заклепок стыка не
считываются, поскольку они действуют в разных плоскостях среза. То же
относится и к передаче
поясными заклепками сосре-
доточенного давления.
При перекрытии не-
скольких поясных листов
одной накладкой, т. е. при
устройстве ступенчатого
Фиг. 235. Ступенчатый стык поясных листов стыка, стык в крайних своих
частях работает неодина-
ково (фиг. 235); в той части стыка, где обрывается ближайший к на-
кладке поясной лист, усилие передается с листа па накладку непосред-
ственно и число заклепок п — роиста! в средней части стыка усилие также
непосредственно передается с одного листа на другой при том же числе
заклепок; в последней части стыка усилие с накладки передается на нижний
лист через промежуточный элемент, и поэтому число заклепок согласно
Техническим условиям увеличивается против расчетного на 10%, т. е. бе-
рется равным 1,1л.
В расширенном стыке имеет место непосредственная передача усилий,
и число заклепок определяется обычным способом, т. е. л = ранета-
§ 6. ОПОРНЫЕ ЧАСТИ БАЛОК
В балке, уложенной на опоры (опертой балке), все действующие на нее
нагрузки передаются иа стены, колонны и пр. через опорные части, фикси-
рующие положение и направление опорных реакций.
В свободно опертых балках должна быть обеспечена возможность пере-
мещения конструкции относительно опор, для чего один конец балки со-
единяется с опорой неподвижно, а другой — подвижно. В соответствии с этим
опорные части балок делятся на подвижные и неподвижные.
При опирании балок на каменные стены или иеармированные столбы
применяются следующие типы опорных частей (фиг. 236):
при пролетах до 20 м — плоские опорные плиты;
при пролетах до 40 м — тангенциальные опорные плиты;
при пролетах более 40 ж — катковые опоры.
Опорные часта балок
273
При опирании балок на железобетонные или стальные колонны при
условии проверки последних на горизонтальные воздействия сил трения
разрешается применять плоские опорные плиты при любых пролетах.
Весьма удобно (при стальных колоннах) использование и качестве опорной
части опорного ребра балки (фиг. 222, б). В этом случае ребро приваривают
Фнг. 236. Опорные части балок
а — плоская; б — тангенциальная; в — катковая
к торцу балки н выпускают несколько ниже пояса балки; нижнюю кромку
ребра фрезеруют, и она передает опорное давление. Благодаря сравнительно
небольшой толщине ребро четко фиксирует передачу давления.
Толщина ребра должна отвечать условию:
«Мт* (8-82)
где А — опорное давление;
b — ширина ребра;
/?см — расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности, равное 1,5/?.
Опорные части, воспринимающие небольшие реакции, можно выполнять
из чугуна; при больших давлениях их делают из литой нли толстой листо-
вой стали.
Площадь плоских и тангенциальных опорных плит должна быть доста-
точна для передачи на кладку или бетон опорного давления. Различие
между этими опорными плитами заключается в форме их верхней поверх-
ности, а именно: в плоских плитах поверхность горизонтальна, а в танген-
18 Н, С. Стрелецкий
274
Балки п балочные клетка
шильных — выпукла. При выпуклой поверхности обеспечивается рапномер.
нос давление пл опору, так как балка при се прогибе опирается па верх-
нюю образующую выпуклости, а не па ребро пли гы, как это может иметь
место при плоско!! опорно!! плите (фиг. 222. а). Закрепление конца балки
осуществляется шипами (фиг. 236, а) или болтами (фиг. 236,6).
Для возможности перемещения конца балки отверстия и поясе последней
на этом конце делают овальными или же закрепление вовсе не делается.
Плиты после установки подливают цементным раствором.
Необходимая толщина опорной плиты 8 определяется по формуле:
Ц7 — №а_Л1паеч
н — б “ mR (8.83)
Здесь Л1р«сч — максимальный расчетный изгибающий момент в среднем сече-
нии плиты, равный:
_______А а -----Аа
ЛТрасч----------У • -J--"g ,
где а — длина плиты;
А — наибольшее возможное (расчетное) давление балки па опору.
Радиус тангенциальной опорно!! плиты определяется из условия местного
смятия при свободном касании плоской и цилиндрической поверхности
(см. ниже).
Катковые опоры (фиг. 236. в) состоят из отливок, называемых верхним
и нижним балансирами; между балансирами располагается шарнир (вкла-
дыш); под нижним балансиром помещаются катки (один или несколько). Ниж-
ний балансир рассчитывают на изгиб, как консольную балку, опертую на катки,
причем давление считается распределенным между катками поровну. Катки
располагаются на опорной плите и соприкасаются с плитой по образующим
цилиндра; при этом возникает местное смятие. Такое опирание называется
свободным касанием.
Вместо проверки катков по довольно сложной формуле местного смятия
при свободном касании в Технических условиях принята более простая про-
верка катков — на диаметральное сжатие, согласно ко горой:
А mnRcx. к dl. (8.84)
Здесь т—коэффициент условий работы;
п — число катков;
d — диаметр катка;
/ — рабочая длина катка;
/?сж. I — расчетное сопротивление катков диаметральному сжатию при
свободном касании, равное: для стали Ст. 3 — 80 кг)сл?, для
литой стали марки 35-5015 — 65 кг/см*.
Расчет катков по допускаемым напряжениям на диаметральное сжатие
производится по формуле:
Осж> = ^-<[с]сж.к, (8-8Т)
тде ж — допускаемое напряжение на диаметральное сжатие катков при
свободном касании, равное: для стали марки Ст. 3 — 60 кг/см ,
для литой стали марки 35-5015 — 50 кг/см2.
Формулы (8.84) и (8.84’) могут быть применены и при расчете танген-
циальной опорной плиты, но в этом случае вместо d надо подставить удвоен-
ную величину радиуса поверхности плиты.
Формула (8.84) является условной; она определяет смятие не по диамет-
ральному сечению катка, а по линии соприкасания; поэтому она может быть
применена и при расчете тангенциальной опорной плиты и срезных катков.
Сопряжение балок
273
§ 7. СОПРЯЖЕНИЕ БАЛОК
Сопряжение балок в балочной клетке, как указывалось в § 2 дайной
главы, может быть этажное, повышенное, в одном уровне и пониженное.
1. Этажное сопряжение
Конструкция этажного сопряжения наиболее удобна для изготовления и
монтажа (фиг. 201, а).
Обычно вспомогательные балки соединяются с главными при помощи
болтов или сварки. Если главная балка прокатная, то она может остаться
не укрепленной ребрами жесткости в местах опирания вспомогательных
балок, так как се стопка и полки имеют достаточно большую толщину по
условиям прокатки.
При больших давлениях вспомогательных балок, широких поясных листах
и относительно тонкой стенке необходима постановка ребер жесткости
п местах этажного сопряжения, причем эти ребра должны быть прн ука-
занных условиях плотно пригнаны к верхнему поясу нижней балки для
предотвращения его оггиба. При небольших давлениях вспомогательных ба-
лок пригонки верхних торцов ребер не требуется. При переменном числе
листов в верхнем поясе главной балки под вспомогательные балки ставятся
прокладки.
Недостатком этажного сопряжения является относительно большая кон-
структивная высота перекрытия, ие всегда вписывающаяся в заданную строи-
тельную высоту.
2. Повышенное сопряжение и сопряжение в одном уровне
В этих сопряжениях вспомогательные балки примыкают к главным сбоку
и располагаются против ребер жесткости последних.
При сопряжениях этих типов во вспомогательной балке вырезают
верхнюю полку, приходящуюся против пояса главной балки. Стенку вспо-
могательной балки обрезают
по расстоянию в свету между
стенками соседних главных
балок с зазорами на каждую
сторону по 10—20 жж и при-
крепляют к ребру главной бал-
ки сбоку. Для возможности
примыкания вспомогательной
балки к ребру главной ниж-
нюю полку двутавра также
вырезают (фиг. 237). Такое
сопряжение позволяет произ-
Фиг. 237, Примыкание вспомогательной балки к реб-
ру главной балки при сопряжении в одном уровне
водить монтаж вспомогатель-
ных балок в каждом отсеке между главными самостоятельно. Сопряжение
вспомогательных балок через стенку главной на болтах не может быть
рекомендовано, так как. связывая постановку балок по обе стороны глав-
ной, сильно затрудняет монтаж.
Учитывая частичное защемление вспомогательных балок на опоре, со-
пряжение обычно рассчитывают на опорное давление, увеличенное на 20—30°/^
В балочных клетках, требующих повышенной жесткости, применяется
сопряжение балок в одном уровне при помощи .рыбок* (горизонтальных
Бачки и битные клетки
на*.лапок). При pamoil высок* балок
Cib> HIU XIIIИ рСИ ИС ИЛИ КОНСОЛЬ .1
Фиг.238. Сопряжение балок в одном
уровне при помощи рыбок и сто-
лика
к более низкой прикрепляют cooinc*
голик* 0|нп. 238).
Фиг. 239. Пониженное сопряжение
балок при помощи рыбки и столика
на снарке
Такое сопряжение (на средних балках) можем воспринять опорный момент,
который принимается равным 0,6 наибольшего момента разрезной балки:
Мо — 0,6А1рд ф.
Опорный момент М(, уравновешивается парой сил N, одна из которых
передается на рыбку а другая- на столик (фиг. 239) или па вторую рыбку
(фиг. 238). Усилие в рыбке:
АТ
(8.85)
Опорное давление f{ вспомогательной балки переданiся па главную балку
тибо непосредственно путем прикрепления стенки и уширения вспомогатель-
ной балки к стенке главной,
либо через столик. При нали-
чии столика стенка вспомога-
тельной балки обычно не при-
крепляется к стенке главной,
опорное давление передается
па столик и балка не требует
точной резки; прикрепление ра-
ботает только па опорное да-
вление, так как весь момент
воспринимается рыбками.
3. Пониженное сопряжение
Фиг.
нию
что
иыы
240. Пониженное сопряжение балок при по-
мощи столика
Ио своей конструкции по-
ниженное сопряжение апало-
111Ч1Ю иопытнепному сопряже-
и сопряжению в оди м уровне и отличается от них только тем,
не требует выреза верхней час|и пспомотагельиой балки. Весьма удоб-
для изготовления и монтажа является сопряжение балок по фиг. 239.
Экспериментальные исследования работы балок
277
Оно ПС требует точной резки вспомогательных балок и дает возможность
все монтажные швы сваривать в нижнем положении. Расчет такого сопря-
жения аналогичен вышеприведенному расчету сопряжения балок в одном
уровне при помощи рыбки
н столика.
При небольшом разнице
и уровнях главной и вспо-
могательных балок сопря-
жение их может быть осу-
ществлено по фиг. 240, уде
опорное давление вспомо!3-
гсльиых балок полностью
воспринимается столиком.
При небольших значе-
ниях поперечных сил воз-
можно прикрепление стенок
вспомогательных балок к ре-
брам жесткости главных ба-
лок сбоку (фиг. 241). Такое
соединение рассчитывают на
опорное давление, увели-
ченное на 20—30%, учиты-
вая частичное защемление
балки на опоре. С точки
удобнее, чем прикрепление
главной балки.
Фиг. 241. Пониженное сопряжение балок
зрения монтажа это соединение значительно
вспомогательных балок на болтах через стенку
§ 8. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТЫ БАЛОК
Основной целью экспериментальных исследований являются изучение действи-
телыюй работы конструкций н сравнение полученных результатов с теоретическими.
Широкое систематическое экспериментальное изучение работы стальных конструкций
в Советском Союзе началось в 1919 г. (раньше, чем за границей) в Научно-техниче-
ском комитете НК ПС под руководством проф. Н. С. Стрелецкого.
Одно из первых экспериментальных исследований работы стальных балок промыш-
ленных зданий было проведено в 1931 г. в Киевском политехническом институте
акад. Е. О Патоном н Б. Н. Горбуновым *, которые исследовали прочность и же-
сткость сварных, клепаных и прокатных балок, а также влияние ширины и толщины
сжатого пояса на устойчивость балок. В процессе испытаний балки теряли несущую
способность от потери местной устойчивости (выпучивания сжатого поясного листа)
(фнг. 242) или от потери общей устойчивости. Испытания показали, что: 1) прочность
и жесткость сварных балок больше, чем клепаных, и такая же, как у прокатных
балок; 2) в широких поясах напряжения распределяются неравномерно, уменьшаясь
к краям; 3) наиболее прочная и легкая балка получается в том случае, когда она
имеет одинаковые общую и местную устойчивость’.
Сравнительное исследование работы сварных п клепаных балок под статической
и ударной нагрузками, выполненное под руководством акад. Е. О. Патона, впервые
выявило преимущества сварных балок перед клепаными и положило начало широкому
применению снарки при изготовлении н возведении стальных конструкций*.
Вслед за исследованиями акад. Е. О. Патона в ЦНИПС в 1933—1935 гг. Б. Г. Аб-
рикосовым и Г. А. Николаевым (см. отчет ЦНИПС за 1934 и 1935 гг.) были произве-
дены обширные экспериментальные исследования сварных и прокатных двутавровых
балок, а также испытания сварных соединений балок. В этих исследованиях изучались:
Распределение напряжений в стыках сварных балок, работа поясных швов под дей-
ствием сосредоточенных сил, устойчивость стенки балок в зависимости от способа
приварки ребер жесткости, а также упруго-пластическая работа балок.
1 См. работы Института электросварки АН УССР, 1932—1937.
“ Е. О. Патон и Б. Н. Горбунов, Испытание сварных балок из трех листов,
нзд. АН УССР, 1936.
278
Палки и балочные клетки
Дальнейшие экспериментальные пселеиныппя лействитсльиоП работы стальных
балок производились, главным образом, ЦНИПС, ГНИ Проскгсталькопструкция и Ин-
ститутом электросварки J краинской Академии паук.
К основным экспериментальным работам ЦНИПС относя гея исследовании упруго-
пластической работы балок, выполненные В. С. Туркиным, А. 11. Кпкчпым и др. под
Фиг. 242. Деформации балки при потере устойчивости сжатого пояса
jno исследованиям акад. Е. О. Патона)
руководством С. А. Бернштейна \ а также исследования работы балок на изгиб и
кручение, произведенные Н. Г. Добудогяо и Д. В. Бычковым.
Экспериментальные исследования упруго-пластической работы балок имели целью
изучение процесса перехода балок от упругого состояния к предельному. При иссле-
довании упруго-пластической работы балок из рассмотрения сознательно исключались
случаи потери местной устойчивости стенки, составляющие особую задачу.
Фиг. 243. Сохранение закона плоских сечений при упруго-пласти-
ческой работе балкн (В. С. Туркин)
Основные выводы этих исследований заключаются в следующем.
I) Для сталей, обладающих площадкой текучести, можно пренебречь областью
самоу проч нения и вести расчет но диаграмме идеального упруго-пяастнческого
материала.
2; I ипотеза плоских сечений для упруго-пластической работы балок подтверждается
экспериментами (фиг. 243/.
3/ Теоретический предел несущей способности балок хорошо совладает с опытным.
4/ Включение шарниров пластичности в систему происходит почти мгновенно
при предельной для данного сечения нагрузке.
5) Экспериментальные прогибы балок соответствуют теоретическим.
1 Сборник ЦНИПС, Расчет металлических конструкций с учетом пластических де-
формаций, Стройиздат, 1938.
Экспериментальные исследования работы балок
279
Анализ общей устойчивости нсразрезных балок в связи с пластическим предель-
ным состоянием, выполненный В Г. Добудогло, также показал соответствие экспе-
риментальных и теоретических результатов. Исследование Н. Г. Добудогло выявило
большое влияние пнецснтрснного приложения нагрузки и начального искривления
стенки на величину критической нагрузки при потере общей устойчивости балки.
Экспериментальные исследования работы балок на совместное действие изгиба и
кручения, проведенные Д. В. Бычковым \ полностью подтвердили правильность
теории В. 3. Власова1 2.
В 1950 г. капд. техн, наук А. В. Геммерлинг (ЦНИПС) произвел исследования
устойчивости балок при центральной и внепентрепной нагрузках. Исследования пока-
зали, что наилучшее совпадение с опытом дает теория кручения В. 3. Власова. При
этом изгибно-крутильные характеристики могут вычисляться по теории упругого
расчета, несмотря па то, что потеря устойчивости происходит в пластической области.
Влияние эксцентриситета достаточно существенно: при его значении, равном 0,4£
(^—ширина поясного листа), критическое напряжение уменьшается иа 34%.
Экспериментальные работы ГПИ Проектстальконструкция в большинстве случаев
производились на заводах стальных конструкций или иа строительных площадках,
причем испытанию подвергались не модели, а реальные конструкции.
В 1948 г. в ЦНИЛСС ГПИ Проектстальконструкция И. Е. Спеиглеро.м 3 4 были про-
ведены испытания 13 сварных подкрановых балок пролетом 6 м и высотой от 0,6 до
1,1 м с отношением высоты стенки к ее толщине от 70 до 145.
Основной задачей исследования являлось изучение устойчивости стенки подкра-
новых балок, находящейся под действием нормальных, срезывающих и сминающих
напряжений. Испытания подтвердили, что предельное состояние подкрановой балки
определяется достижением предела текучести нормальными напряжениями в сжатом
поясе (при потере общей устойчивости) или приведенными напряжениями в стенке
под грузом при потере местной устойчивости.
Экспериментальные исследования балок, проведенные И. Е. Спенглером, подтвер-
дили правильность метода расчета устойчивости пластинок в элементах стальных кон-
струкций, предложенного Б. М. Броуде, а также правильность определения последним
теоретической длины распределения местного давления по стенке балки.
Исследования А. 3. Смольской (МИСИ им. Куйбышева, 1950 г.) установили закон
распределения напряжений по широкому листу пояса.
Экспериментальные исследования стыков балок были произведены акад. Е. О. Па-
тоном и его школой, Г. А. Николаевым и др. Опыты показали, что статическая проч-
ность клепаных стыков весьма значительна и разрушение балки крайне редко проис-
ходит по стыку. Это объясняется гем, что в месте стыка благодаря наличию накла-
док балка имеет избыточные моменты сопротивления и пониженные напряжения, а
пластические деформации заклепок в первый период загрузки балки выравнивают воз-
можную неравномерность в работе заклепок.
Статическая прочность сварных балок зависит от типа стыка. При тонкообмазан-
иых электродах прямой стык иа 30% слабее клепаного; косой стык по прочности не
уступает клепаному стыку; упругие деформации сварных стыков меньше, чем клепа-
ных. При сварке толстообмазднными электродами, а также под слоем флюса стык
часто имеет ту же прочность, что и основной металл.
Сварные стыки балок, осуществленные стыковым швом при помощи толстообма-
занных электродов, оказались по вибрационной прочности выше клепаных балок; это
объясняется тем, что сварка встык оказывает значительно меньше сопротивлений
прохождению силовых потоков, чем клепаное соединение. Сварные стыки балок необ-
ходимо выполнять толстообмазаннымн электродами или под слоем флюса и тща-
тельно контролировать их качество.
Экспериментальные исследования работы сопряжений балок, проведенные зкад.
Е. О. Патоном *, показали, что при этажном сопряжении нсразрезная вспомогательная
балка работает как балка на упругих опорах с уменьшенными (но сравнению с не-
разрезной балкой) опорными и увеличенными пролетными моментами. Поэтому пра-
вильнее такие балки рассчитывать, как разрезные. Прн устройстве сопряжения в одном
уровне с перекрытием рыбками также получается балка на упругих опорах, но со
1 Д. В. Бычков, Испытание металлических балок на совместное действие изгиба
и кручения, «Строительная промышленность- № И—Г2, 1939.
s В. 3. Власов, Тонкостенные упругие стержни, Стройиздат, 1940.
1 И. Е- С п с я г л е р, Экспериментально-теоретическое исследование сварных балок,
ЦНИЛСС ГПИ Проектстальконструкция, вып. 441, 1949. См. также сборник МИСИМ G
Госстрийиздат, 1950. л „ 1<М1
4 Е. О. Патон, Опытный мост Киевского бюро ЦИС НКПС, Трааспечать,
280
Балки и балочныо клетки
значительно меньшей распределяющей способностью. Fenn неразрезное пересечение
перераспределяет на главные балки до *10%, сосредоточенной нагрузки, то прикрспле.
ние рыбками перераспределяет всего 20—25%. Уменьшение положительных моментов
по сравнению с разрезной балкой составляет при этом около 25%. Рыбки вследствие
пониженного значения опорною момента работают с большим недоиапряженнем
Сравнительные исследования сварных и клепаных сопряжений балок показали, что
клепаное соединение на вертикальных уголках является весьма податливым: «ри самых
малых нагрузках его деформации в IB раз больше теоретических и процесс разруше-
Фиг. 244. Исследование жесткости различных типов сопряжений ба-
лок (акад. Е. О. Патон)
О — теоретическое прч полной жесткости; 1 — клепаное на вертикальных уголках;
2 — обваренное по контуру; 3 — обваренное по контуру с рыбкой н столиком
ния весьма длителен (рис. 244). Отсюда следует, что такое сопряжение по характеру
своей работы близко к шарнирному *. Сварные соединения значительно жестче кле-
паных, и процесс их разрушения короче.
При обварке_ по контуру пластические деформации начинаются прн напряжениях
порядка 1 000 —1 оОО кг/см-. Таким образом, эта конструкция может считаться нераз-
резной только при низких напряжениях.
Наиболее жестким оказалось сопряжение прн помощи рыбок. Разрушение сварных
соединений происходило по шву илн по основному металлу около швов.
* Е’ Ч',Да Опытное исследование прикреплений сварных и клепаных ба-
лок, изд. АН УССР, 1932.
Глава IX
КОЛОННЫ И СТОЙКИ, РАБОТАЮЩИЕ НА ЦЕНТРАЛЬНОЕ СЖАТИЕ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА КОЛОНН
ФунОамегт
Фиг. 245. Ос-
новные эле-
менты ко-
лонны
Оюлобся
В стальных конструкциях широко применяются колонны н стойки, ра-
ботающие на центральное сжатие. Колонны балочных площадок и между-
этажных перекрытий, стойки эстакад, путепроводов, трубопроводов и т. п.
обычно проектируются центрально сжатыми. Сжатые элементы тяжелых
сквозных конструкций (ферм, колонн) также относятся к цен-
трально сжатым стержням.
Колонны передают нагрузку от вышележащих конструкций
на фундаменты илн на нижележащие конструкции. Каждая ко-
лонна состоит из трех основных конструктивных частей, опре-
деляемых нх назначением (фиг. 245):
а) оголовок колонны, на который опирается выше-
лежащая конструкция, нагружающая колонну;
б) стержень колонны — основной конструктивный
элемент колонны, передающий нагрузку от оголовка к базе;
в) база (башмак) колонны, передающая нагрузку от
стержня на фундамент.
Конструкции перекрытия в целях упрощения монтажа обычно
либо свободно опираются на оголовок опоры, либо примы-
кают к ней сбоку без жесткого прикрепления к колонне; такое
опирание может считаться шарнирным. База колонн чаще всего
жестко защемляется в фундаменте; в отдельных случаях для
большей ясности работы стержня колонны делаются шарнир-
ными с обоих концов.
Широкое применение в прошлом имели чугунные колонны.
Чугун хорошо работает на сжатие, не подвергается кор-
розии и легко отливается в любые формы. Однако сопряжение
чугунных колонн с конструкциями перекрытия получается более
сложным и менее надежным. Кроме того, вес чугунных ко-
лонн очень велик. Поэтому в настоящее время колонны де-
лаются почти исключительно стальными.
Однако в специфических условиях различных агрессивных
сред чугунные колонны могут находить применение и сейчас
вследствие большей стойкости чугуна против коррозии.
Стальные колонны делаются сплошными и сквозными. По своей статиче-
ской схеме и характеру передачи нагрузки колонны могут быть одноярус-
ные и многоярусные. В данной главе рассматриваются одноярусные колонны,
многоярусные — рассмотрены в главе XXIV.
2X2
Колонны и стойка, работающие на центральное сжатие
§ 2. СПЛОШНЫЕ КОЛОННЫ
Обычно сечение сплошной колонны проектируется в виде широкополоч-
ного двутавра, прокатного пли сварного, наиболее удобного в изготовлении
при помощи автоматической сварки и позволяющего просто осуществлять
примыкание поддерживаемых конструкций. Различные гнпы двутавровых сече-
ний сплошных колонн показаны на фиг. 246.
Для того чтобы колонна была равноустойчива, необходимо, чтобы гиб-
кость колонны в плоскости оси х— х равнялась гибкости в плоскости оси
v___v. т. е. ХЖ = Х„. Однако в двутавровых сечениях это условие не со-
блюдается, поскольку в нем радиусы инерции весьма различны. Действи-
тельно. в двутавровом сечении радиус инерции относительно оси х—х
гл «а 0,43 Л, а радиус инерции относительно оси у-—у гу 0,24 b (см. при-
ложение 6); следовательно, для получения равноустойчивого сечения нужно,
чтобы 0,43 Л = 0,24 b или 6г=«2Л, что приводит к весьма глубоким, кон-
структивно неудобным сечениям, практически пепримепяемым.
а) е) е)
к) -У
Фиг. 246. Двутавровые сечения колонн со сплошной стенкой
L
г
Самой простой и дешевой сплошной колонной является колонна из про-
катного двутавра. Обычный двутавр (фиг. 246, а) ввиду незначительной
ширины его полок совершенно не отвечает основному требованию равно-
устойчивости и потому редко применяется для сплошных колонн. Приме-
нение его может оказаться целесообразным только при различных расчет-
ных длинах колонны в разных плоскостях. Обычный двутавр может быть
усилен добавлением листов, что дает более равноустойчнвую конструкцию
(фнг. 246, г).
Прокатный широкополочный двутавр (фиг. 246, б и в) может иметь
Ь = что также не удовлетворяет условию равиоустойчивости, но все же
дает сечение, достаточно жесткое в обоих направлениях.
Сварные колонны из трех листов (фиг. 246, д) являются наиболее эко-
номичными по затрате материала, так как позволяют назначать минимальную
толщину стенки и поясных листов, исходя из условий местной устойчивости
(до для стенки и до l/w b для поясов), и дают возможность развивать
необходимую ширину колонны. Однако колонны из прокатных двутавров зна-
чительно дешевле. С развитием автоматической сварки появился дешевый,
индустриальный способ изготовления сплошных сварных колонн, сильно
стимулирующий их применение.
В сварных колоннах особенно опасна потеря местной устойчивости пояс-
ных листов, которые, выпучиваясь, выходят из работы; это значительно
уменьшает запас устойчивости колонны в целом, так как на оставшееся
в работе сечение нагрузка будет действовать с эксцентриситетом.
Сплошные колонны
28t
Хорошие перспективы внедрения имеют колонны крестового сечения,
сваренные из трех листов (фиг. 247). Основные преимущества таких ко-
лонн—равпоустойчивость в двух перпендикулярных плоскостях и простота
изготовления. Из условия местной устойчивости свободный выступ листа
крестовой колонны не должен быть более 15 толщин (фиг. 247, о).
Усиление крестовой колонны в случае отсутствия необходимой толщины
прокатной стали менее удобно, чем двутавровой, поскольку для сохранения
симметрии сечения его приходится усилить восемью листами (фиг. 247, б},
тогда как для усиления двутавровой колонны обычно достаточно двух листов
на полках двутавра.
Фиг. 247. Крестовое сечение колонны
а — из трех листов; б — усиленноj
При одинаковых габаритах сечения колонн крестовое сечение обладает
меньшей жесткостью, чем двутавровое, так как имеет радиус инерции
гЛ.=г„я« 0,2 Ь, что меньше, чем у двутавра, имеющего гу — 0,24 Ь. В тя-
желых колоннах это обстоятельство не имеет существенного значения.
Клепаные колонны (фиг. 246, е) требуют соединительных уголков, более
трудоемки, менее жестки и потому в настоящее время применяются как
исключение.
Жесткие, компактные и дешевые сечения колонн могут быть получены
из комбинации обычных двутавров и швеллеров (фиг. 246,ж), а также из
крупных тавров специального профиля (фиг. 246, з).
«) е)
Фиг. 248. Замкнутые сечения колонн
Сварка дает возможность получить колонны замкнутого сечения в виде
трубы из двух швеллеров (фиг. 248, а), которые при больших нагрузках
могут быть усилены листами (фиг. 248,(5).
Сечение легких колонн и стоек может быть образовано из двух уголков
(фиг. 248, в). Возможно также применение стальных труб (фиг. 248, г).
Весьма экономичное сечение легкой колонны может быть получено из
тонкостенных штампованных профилей (фиг. 248, й).
Преимуществами колонн замкнутого сечения являются равноустойчивость,
компактность, приятный внешний вид; недостатками — несколько большая
2S4
Комины и emoitxit, работающие на центра иное сжатие
трудоемкость изготовления и трудность прикрепления примыкающих кон-
струкции. Такне колонны должны быть защищены от проникания внутрь
влаги во избежание коррозии. Колонны замкнутого сечения, весьма удачные
с точки зрения своего внешнего вида, часто проектируются в виде качаю-
щихся стоек для поддержания неразрывных систем — с шарнирным опира-
нием внизу и вверху.
§ а СКВОЗНЫЕ колонны
Стержень сквозной центрально сжатой колонны обычно составляется из
двхх ветвей (швеллеров или двутавров), связанных между собой решеткой
(фиг. 249). Ось, пересекающая ветви, называется материальной; ось
параллельная ветвям, называется свободной. Расстояние между ветвями
устанавливается из условия равноустойчпвостп стержня. В случае приме-
нения швеллеров в сварных конструкциях последние выгоднее ставить пол-
ками внутрь (фиг. 249, с), так как в этом случае решетка получается мень-
шей ширины; в клепаных конструкциях необходимо при этом оставлять за-
зор между полками швеллеров не меиее 100 мм для возможности осуще-
ствления приклепки элементов. Вообще же клепку удобнее производить при
постановке швеллеров полками наружу (фиг. 249,б).
Более мощные колонны могут иметь ветви из двутавров (фиг. 249, в).
Полки двутавров узкие и имеют наклонные внутренние грани; поэтому
в клепаных конструкциях крепление решетки к ветвям нз двутавров более
сложно, чем к ветвям из швеллеров, имеющих более широкие полки.
Решетка обеспечивает совместную работу ветвей стержня колонны; она
применяется разнообразных систем — раскосного (фиг. 250, а, б и в) и
безраскосного (фиг. 250, г) типов — и существенно влияет на устойчивость
колонны в целом и ее ветвей. Решетка обычно соединяет ветви колонны
в двух плоскостях.
В колоннах, нагруженных центральной силой, возможен изгиб от слу-
чайных эксцентриситетов. От изгиба возникают поперечные силы, воспри-
нимаемые решеткой, которая препятствует сдвигам ветвей колонны отно-
сительно ее продольной оси.
Раскосные решетки, состоящие из одних раскосов или раскосов с рас-
порками (фиг. 250, б), более жестки, так как образуют в плоскости грани
колонны ферму, все элементы которой работают на осевые усилия.
Планки (фиг. 250, г) создают в плоскости грани колонны безраскосную
систему с жесткими узлами и элементами, работающими на изгиб, вслед-
ствие чего безраскосная решетка получается менее жесткой. Если расстоя-
ние между ве/вямн вначительно (0,8-Ы,0 м и более), то элементы безрас-
(Злияние решетки на устойчивость стержня сквозной колонны
285
косной решетки получаются тяжелыми, и в этом случае следует отдавать
предпочтение раскосной решетке.
Элементы раскосной решетки — раскосы и распорки — принимаются
обычно из одиночных уголков; уголковое сечение обеспечивает необходимую
жесткость стержней решетки, воспринимающих сжимающие усилия.
в)
Фиг. 250. Типы решеток сквозных колони
В тяжелых колоннах для раскосов могут потребоваться более мощные
уголки или небольшие швеллеры. Безраскосная решетка является более
простой и приятной на вид; она часто применяется в колоннах и стойках
сравнительно небольшой мощности (с расчетной нагрузкой до 200-5-250 т).
§ 4. ВЛИЯНИЕ РЕШЕТКИ НА УСТОЙЧИВОСТЬ СТЕРЖНЯ СКВОЗНОЙ КОЛОННЫ
Решетка, связывая ветви колонны, обеспечивает их совместную работу
и определяет общую устойчивость стержня. Вследствие деформативности
решетки гибкость стержня сквозной колонны относительно свободной оси
больше гибкости сплошной колонны Х=у, где /0 — расчетная длина ко-
лонны, 11 зависит от типа и работы решетки.
Критическую силу составной колонны можно определить из общего
условия потери стержнем устойчивости (см. главу II, § 10):
Д7) = Д7'е, (9.1)
где ДТ^ — приращение внутренней энергии стержня при его изгибе в мо-
мент потери устойчивости;
ДТе — приращение работы внешних сил, приложенных к стержню, на
их перемещениях в результате изгиба.
В данном случае (фиг. 251) приращение внутренней энергии состоит из
приращения энергии изгиба
<а2>
• J Z.L.J 4CJ J
0 О
Колонны и стойки, работающие на центральное сжатие
286
и приращения энергии сдвига:
Д7> = | \ dx,
о
где Q — поперечная сила изгиба;
7 — угол сдвига.
Работа внешней силы при опускании копна стержня в результате
искривления осн:
(9-3)
дТ. = РД/= j Pdx(\ —cosa
о
dx, (9.4)
Фи г. 2 51. Дефор-
мация колонны
при продольном
изгибе
где а — угол между осью стержня и касатель-
ной к упругой линии в рассматриваемой точке.
Фиг. 252. Перекос раскосной решетки
Отсюда условие
потери устойчивости (9.1) выразится уравнением:
dx —
dx.
(9.5)
о б о
Здесь во втором члене левой части уравнения принято во внимание, что
M = py.Q™™y. 7 = 7, =
dx dx 1 и * и v >
гле 7i—угол сдвига при Q=1—величина, постоянная при данном типе
решетки.
Задавшись видом кривой
изогнутой оси стержня:
А • ПХ
y==Astn -
и произведя интегрирование
кр
уравнения (9.5), получим критическую силу:
u'EJ,__________ EdJ.
(9.6)
б
Полученный коэффициент приведения расчетной длины составного стержня.
(9.7)
Влияние решетки на устойчивость стержня сквозной колонны
2S7
зависит от угла сдвига величина которого различна для разных Систем
решеток.
Для колонн с раскосной решеткой угол перекоса у, может быть при-
нят равным (фиг. 252):
т — М
1 a cos а ’
где а — длина панели;
дг/—удлинение раскоса при Q=l.
Усилие в раскосе решетки, поставленной в плоскости действия попе-
речной силы (при Q = \ и при двух решетках):
q ___ 1 .
₽ 2 cos а’
удлинение раскоса: $
= ЪК- = ТТ--------F7— ,
СГр 2cosasmaErp
где Др — площадь сечения раскоса.
Таким образом, угол перекоса решетки:
S a Cos a 2 sin a cosaaEEp * ' ' ’
и, следовательно, коэффициент приведения свободной длины:
<9-9>
Учитывая, что при обычных углах наклона раскосов от 30° до 60°
выражение sin a cos2 а приблизительно равно 0,35 и принимая Jf — 2FyTy,
получим: _________
‘+S’ (9Л0)
где F„— площадь сечения одной ветви;
— ------гибкость стержня относительно оси у —у.
Отсюда приведенная гибкость стержня с раскосной решеткой равна:
^p=F>.p=|/xi + 2^. (9.U)
Сжатые стержни с безраскосной решеткой представляют рамную си-
стему, все элементы которой при общем прогибе колонны изгибаются по
S-образной кривой (фиг. 253).
При одинаковых расстояниях между планками и одинаковой их мощ-
ности, что обычно имеет место, нулевые точки моментов можно прибли-
женно принимать по середине длины планок и по середине расстояния
между планками в ветвях колонн. В нулевых точках действуют только по-
перечные силы, возникающие от изгиба стержня.
Пренебрегая деформацией планок как весьма жестких по сравнению
с ветвями сечения и считая, что поперечная сила поровну распределяется
между ветвями, получим, что угол сдвига у, будет соответствовать проги у
ветви как консоли от силы, равной
__ 8 I (оУ 1 2 а (9.12>
ь— — 2\2] ЗЕЛ' а~~24ЕЛ~
2
2SS
K’o.iovK.v п стойки, работающие на центральное сжатие
Подставляя значения у, в формулу (9.7), иолучик коэффицисш цриве,
денной гибкости:
Принимая во внимание, что .7,— FbrB', Jy — ~FBryi (гибкость ветви);
— — у, (гибкость стержня), где г„—радиус инерции одной ветви, г^, —ра-
диус инерции стержня в плоскости решетки, получим:
(9.13)
Отсюда приведенная гибкость стержня с безраскосной решеткой равна:
>.пр =?).,,= /л^4->-в •
(9.14)
Соединительные элементы (планки или элементы раскосной решетки)
центрально сжатых колонн
Фиг. 253. Деформация безрас-
косиой решетки
рассчитывают на поперечную силу от продоль-
ного изгиба, принимаемую постоянной по всей
длине стержня.
Эта поперечная сила определяется из усло-
вия наличия случайных эксцентриситетов от
внеиентренности загружения и криволинейности
стержня. Случайные эксцентриситеты вызы-
вают изгибающие моменты, обусловливающие
появление поперечных сил.
Предельный возможный эксцентриситет
определяется предельным моментом, который
может выдержать стержень и который вызы-
вает в нем напряжения, равные пределу теку-
чести. Функцией такого момента и является
поперечная сила, применяемая для расчета ре-
шеток.
Поперечная сила есть производная изги-
бающего момента; величина ее пропорцио-
нальна стрелке прогиба колонны и величине ее сжимающей силы и, следо-
вательно, пропорциональна гибкости, а также мощности или площади
стержня.
Это обстоятельство учитывалось ранее действовавшими нормами, в ко-
торых поперечная сила была задана уравнением:
Q — F
ЫУ
В проекте норм Урочного положения для Q принято осредненное зна-
чение, определяемое в функции одной площади по формулам:
Q = 20Fcv кг для стали Ст. 3
Q = 40Fcp кг для стали НЛ,
(9.15)
(9.15')
где Fey — площадь сечений брутто стержня в см*.
Выбор расчетной схемы, и типа ко юнны
2<?9
§ 5. ВЫБОР РАСЧЕТНОЙ СХЕМЫ И ТИПА КОЛОННЫ
1. Выбор расчетной схемы
Расчетная схема одноярусной колонны характеризуется способом закрепле-
нии ее коппов, а также способом прикрепления балок, передающих нагрузку
на колонну.
Соединение колонны с фундаментом может быть жестким или шарнир-
ным. Если фундамент достаточно массивен, база колонны развита и имеет
хорошее анкерное крепление, то колонну можно считать защемленной
в фундаменте (фиг. 262, а).
При расчете колонн малой н средней мощности соединение с фундамен-
том несколько в запас прочности чаще всего принимают шарнирным,
гак как базы получаются довольно компактными с легкими анкерными бол-
тами, поставленными по оси колонны.
В одноярусных колоннах можно опирать балки или другую поддержи-
ваемую конструкцию на колонну сверху (фиг. 254, а); помимо четкости
Фиг. 254. Схемы сопряжения балок с одноярусной колонной
центральной передачи нагрузки, такое соединение при защемленных внизу
колоннах удобно для монтажа; как уже указывалось, при расчете колонны
оно рассматривается как шарнирное. Тогда при жестком закреплении ко-
лонны в фундаменте расчетная длина колонны принимается равной 0,7/,
а при шарнирном—/, где /—геометрическая длина колонны от фунда-
мента до балки.
Более жестким соединением является присоединение балочной конструк-
ции к колонне сбоку (фиг. 254, б).
При достаточно мощной балочной конструкции и жестком прикреплении
балок к колоннам последние можно считать защемленными вверху. Тогда
расчетная длина в плоскости главных балок может приниматься равной 0,7/
при шарнирном закреплении колонн в фундаменте и 0,5/ — при жестком.
Однако и в последнем случае чаще принимают 0,7/ (поскольку полного за-
щемления практически трудно добиться).
При низких и глубоких сечениях двутавровых колонн главные балки
удобнее прикреплять не к стенке, а к поясным листам колонны (фиг, 254, а).
В этом случае при расположении временной нагрузки с одной стороны
*9 Н. С. Стрелецкий
2<V
Ко.ченны и cmoHvu, работающие на центпаоьное сжатие
колонны последняя работает на внеисигренное с:катие. При этом момент
у словно принимается равным:
М-Ре.
1Де р__опорное давление от односторонней полезной нагрузки;
е — эксцентриситет приложения силы /*.
Обычно расчетным случаем является полная центрально приложенная
нагрузка.
Ппн игчгч якании сбоку к крестовым колоннам балки обычно располагаются
в плоскости биссектрисы угла крестового сечения и опираются на столики
между листами колонны, что также приводит к эксцентриситету приложения
давления при односторонней нагрузке (фиг. 254, г).
2. Выбор типа колонны и сечения стержня
При выборе типа колонны и сечения стержня необходимо стремиться
получить наиболее экономичное решение, учитывая величину нагрузки,
удобство примыкания поддерживаемых конструкций, условия эксплуатации,
возможности изготовления и наличие сортамента.
Прежде всего надо установить, будет ли колонна сплошной илн сквоз-
ной. Максимально возможная расчетная нагрузка для сквозных колонн из
двух швеллеров достигает 2704-320 т, для колонн из двух двутавров —
550 -4- 600 т. При больших нагрузках сквозные колонны получаются более
сложными в изготовлении, хотя, как правило, все же более дешевыми, чем
сплошные. Здесь более рациональны сплошные колонны из трех листов.
Сплошные колонны из широкополочных двутавров малых номеров
(фиг. 246, бив) или штампованных профилей (фиг. 248, д) прн расчетной
длине в пределах до 6 .и могут оказаться конкурентоспособными со сквоз-
ными и при самых малых расчетных нагрузках (Р= 40-:- 80 т) благодаря
простоте изготовления.
§ 6. ПОДБОР СЕЧЕНИЯ И КОНСТРУКТИВНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ СТЕРЖНЯ
КОЛОННЫ
1. Подбор сечения сплошной колонны
Задавшись типом сечения колонны, определяем требуемую площадь
сечения по формуле:
где N—расчетное усилие в колонне (с учетом коэффициентов перегрузки);
т — коэффициент условий работы, равный единице за исключением
случаев, указанных в приложении 1, IV.
Для определения коэффициента <f задаемся гибкостью колонны ).= °-
В первом приближении можно задаться гибкостью достаточно смело, так
как возможная ошибка легко корректируется во и гором приближении.
Для сплошных колонн с расчетной нагрузкой до 150 т и длиной
5-4-6 м можно задаться гибкостью /. = 80-1-100; для более мощных
колонн с нагрузкой 300 -1-350т гибкость можно принять равной ). = 60-4-70.
Задавшись гибкостью и найдя по табл. 1 приложения 2 соответствующий
ей коэффициент 9, определяем в первом приближении требуемую площадь
Подбор сечения и конструктивное оформление стержня колонны 231
по формуле (9.16) и соответствующий заданной гибкости требуемый радиус
инерцию
г’р=у- (9.17)
Зависимость радиуса инерции от типа сечения приближенно выражается
формулами:
Гу = аД
(9.18)
где h и b — габариты сечения колонны;
о,1 11 а2 — коэффициенты для определения соответствующих радиусов
инерции, указанные в приложении 6.
Отсюда определяются требуемые генеральные размеры сечения колонны:
(9.19)
которые в одноярусных колоннах редко встречают ограничение с точки
зрения габаритов помещений, проездов и т. п.
В сплошных колоннах обычного двутаврового сечения коэффициент а,
примерно в 2 раза больше коэффициента а2; поэтому определяют требуемый
размер b, a h принимают по конструктивным н производственным сообра-
жениям, руководствуясь, например, возможностью заводки между полками
колонны полки балки при примыкании ее к стенке, удобством приварки
или приклепки полок к стенке и т. п.
Установив генеральные размеры сечения Ь и Л, подбираем толщину
поясных листов и стенки, исходя из требуемой площади колонны Др и
условий местной устойчивости.
По условиям местной устойчивости, как уже было указано, наименьшая
толщина стенки и поясных листов 'в сваРних колоннах).
Обычно в первом приближении не удается подобрать рациональное се-
чение, чтобы оно удовлетворяло трем условиям: F1?, blv и h^,, так как
при их определении исходная величина гибкости была задана произвольно.
Выяснив несоответствие, вносят в указанные величины коррективы. Если
заданная гибкость X принята очень большой, то получаются слишком тол-
стые стенки при сравнительно мало развитых размерах b и Л. следова-
тельно, надо развить сечение, одновременно уменьшив площадь Fip, т. е.
уменьшить принятую гибкость.
Если принятая гибкость чрезмерно мала, то получаются слишком тонкие
стенки при сильно развитом сечении; тогда следует увеличить Др, умень-
шив габариты сечения.
Откорректировав значения F, Ь и h, производим беглую проверку се-
чения, определяя:
— Гу = а^Ь-,
и предельное усилие
; — _________-
'макс— г >
гмин
?мвв —/(Дакс)
Л/пр = m9uira /?ДР.
Колонны п стойки, работающие на центральное сжатие
Если требуется, вносится еще одна поправка в сечение, обычно по-
следняя.
Установив окончательно размеры сечения, производим проверку его не-
сущей способности по предельному усилию:
N дкрмип fiFep, (9.20)
здесь коэффициент си„„ берется по действительной наибольшей гибкости,
для вычисления которой определяем фактические моменты инерции и радиус
инерции сечения колонны.
В клепаных колоннах при <рмия^>0,85 необходимо произвести дополни-
тельную проверку сечения на прочность по формуле:
N^mRFuT, (9.21)
причем можно принимать F„T=0,85 Fcp.
При незначительных усилиях в колонне сечение ее подбирается по пре-
дельной гибкости > макс =120, установленной нормами, для чего определяют
минимально возможный радиус инерции:
/о
и. установив по нему наименьшие габариты сечения:
6мна=^; Аыив=^5. (9.22)
окончательно компонуют сечение по конструктивным соображениям.
Толщина стенок в этом случае принимается наименьшей из условия
устойчивости, причем площадь сечения должна отвечать условию:
F5» ——.
— mzR
Пример 1. Требуется подобрать сечение стержня сплошной центрально сжатой
колонны длиной 1 = 6,5 м, защемленной внизу и шарнирно опертой наверху. Материал —
Фиг. 255. К примеру 1
сталь марки Ст. 3; расчетное сопротивление /?=
= 2 100 кг/см-. Давление на колонну от норматив-
ных нагрузок:
от постоянной нагрузки Ри= 100 т;
от временной нагрузки Qu = 250 tn.
Коэффициенты перегрузки:
постоянной нагрузки
Пр—1.1.
временной нагрузки
Коэффициент условий работы /л = 1.
Определяем расчетное усилие в стержне колонны:
ЛГ=М - 100-f-1,2.250 = 410 т.
Принимаем сварное сечение стержня колонны из трех листов по фиг. 256.
Свободная длина
/в = 0,7/= 0,7 . 6,5 = 4,55 м.
Задаемся i яркостью /.=60; нз табл. 1 приложения 2 находим ф= 0,800,
Требуемая площадь сечения:
^’Р ~
требуемый радиус инерции:
N _ 410 000 _
ту/? 0,«б • 2 100 ~ ’
г -455-7Г
Г’Р 60 — 7,6 с'“’
Подбор сечения и конструктивное оформление стержня колонны
293
твебусмая ширина сечения:
. Гтр 7.6
Дгр — — = т-тт = 32 см.
аа 0,24
Принимаем высоту сечения Л равной Атр.
Сопоставляя эти размеры с Ftp, получаем слишком толстые листы; следопатетьно,
сечение колонны должно быть более развито, ио тогда площадь может быть меньше.
Принимаем сечение:
2 — 40 X 2,0= 160 см1
1 -40 X 1,2= 48 .
/' = 208 с.ч1
Производим беглую проверку:
гу = а.* = 0,24 • 40 = 9,6 с.ч;
X = J65=47; 9 = 0,9;
n„p — mtRF=0,9 • 2 100 • 208 = 392000 < 410000 КЗ.
Увеличиваем толщину полок до 2,2 см и делаем окончательную проверку сечения.
Состав сечения Площадь F в см'1 jyy в СМ*
Полки 2 — 40 х 2,2 Стенка 1 — 40 X 1,2 176 48 2^^=23500
224
^=/^=10-2 СМ- ’=11 = ^ ¥ = °’905-
Предельная несущая способность стержня:
Nnp = m?RF= 0,905 - 2 100 • 224 — 425 000 > 410 000 кг.
Рассмотрим тот же пример при расчете по допускаемым напряжениям.
Допускаемое напряжение для стали Ст. 3 [г] = 1 600 кг]см*.
Задаемся гибкостью Х = 60; ? —0,860.
Требуемая площадь:
N _ 100 000 + 250 000 ,
тр— ? [о] — 0,850 - I 600
Принимаем сечение:
2 — 40 X 2,2=176 см1
1—40Х 1.2= 48 .
/’=224 см3
и пользуемся вычисленными геометрическими характеристиками:
5,= 10,2 см; Х = 45; ? = 0,905.
Проверяем напряжение:
с=-оЙ^Г=,730>,600 кг/,ж’
Увеличиваем ширину полок до ^2 см, а толщину стеики до 1,4 см и делаем окон-
чательную проверку напряжения.
Состав сечения Площадь F в см* ]УУ • CjH
Полки 2 — 42 X 2,2 Стенка 1 — 40 X 1,4 184,8 56 2^2^=27 200
455
___ 240,8
Э=,0'6схХ=т^=43:’=а9'-
Напряжение:
_ 350000 = j 59э < 1 600 кг/см3.
0,91 240,8
2°4
Колонны и стоики, работающие ни центральное сжатие
2. Конструктивное оформление стержни сплошной колонны
В колоннах, работающих на тгептр.тлг.ное сжатие. сдвигающие усилии
между стенкой и поясными листами и .4ia4iuin.nu, так как величина 1Ю11С
речной силы, возникающей от случайных воздеИсггшй, невелика (см. § 4
данной главы). Поэтому поясные типы в сварных колоннах принимаются
конструктивно равными 4— 6—S .г/.ч.
В клепаных колоннах расстояния между поясными заклепками могут при-
ближаться к максимальным (12d пли |8£). Максимальные расстояния от
крайних рисок до кромки листа принимаются такие же, как и н балках
(см. главе VIII, § 4); так же как и в балках, поясные утолки следует выпу-
скать на 5 мм за стоику.
Толщину стеик! колонны выгоню прнштм.ггь возможно меньшей, так
как сечение стенки, нс увеличивая момента инерции огиосигсльнр оси
v —у' хвеличивает площадь и, следовательно, уменьшает радиус инерции
г, = J ~р и жесткость колонны.
Наименьшая толщина стеики определяется условием местной устойчи-
юсти. При прикреплении к сгенке мощных балок сгонка не должна быть
чрезмерно тонкой, так как н противном случае она оказынаг гея в месте
прикрепления балок перенапряженной.
Стенка колонны работает как равномерно сжатая пластинка, закреплен-
ная по длине в полках.
Критическое напряжение, при котором пластинка теряет устойчивость
(в предположении пластинки, опертой по краям), может быть определено
по формуле (%.49) (см главу VIII, § 5, и. 4):
□ ,? = 7Oofyj 10‘ кг/см'-, (9.24)
а в предположении защемления на краях — по формуле:
а,Р z= 1 000 f10* кг/см1, (9.24')
i. 1 I
что дает предельное отношение • = Г(-до которого никаких дополни-
fl Ъи /U
тельиых укреплений стенки не требуется. Если же толщина стенки меньше,
то ее укрепляют по середине продольным ребром, которое уменьшает
расчетную ширину пластинки в 2 раза н, пересекая полны выпучивания,
придает стенке необходимую жесткость (фиг. 256, б), по значительно увели-
чивает трудоемкость изготовления.
Продольное ребро опирается на горизонтальные ребра жесткости и диа-
фрагмы, которые укрептяют контур сечения колонны при потере устойчи-
вости и ставятся на расстоянии (2,5-4-3,0) й друг от друга, но не менее
чем в двух местах на каждом отправочном элементе.
В колоннах с достаточно развитым сечением горизонтальные ребра и диа-
фрагмы ставят и при отсутствии продольною ребра, так как они придают
жесткость контуру поперечного сечения колонны, препятствуют сто искри-
влению при закручивании и служат кондукторами, обеспечивая правильное
положение элементов колонны при ее изготовлении (фит. 256,с).
Иногда по условиям гибкости колонны (например, при большой высоте
колонн) приходится проектировать ее сечение с широкими полками, кото-
рые могут оказаться неустойчивыми. В этих случаях для обеспечения устой-
чивости полок целесообразно укрепить их продольными ребрами, крива-
Ihxliiop сечения и конетруктивипе оформление стержня колонны
295
репными но кромкам (фиг. 256, б). Эти ребра проектируют непрерывными
по iicell высот с колонны и при расчете ииолят и состав сечения. Однжо
из-за
Фиг. 256. Продольные и поперечные ребра жесткос!и в стержне
сплошной КОЛОППЫ
значительного увеличения трудоемкости
такие сечения применяют
сравнительно редко.
Одноярусные колонны обычно имеют длину и пределах
поэтому стыков, как правило, не имеют.
длин проката и
3. Подбор сечения сквозной колонны
Прн подборе сечения сквозной колонны устойчивость ее относительно
свободной оси проверяют не ио гибкости >. ==—2-, а по приведенной гиб-
* Гу
кости Х„р, которая вследствие деформативности решеток больше |см.
§ 4 данной главы, формулы (9.11) и (9.14)].
Приведенная гибкость зависит от расстояния между
ветвями, устанавливаемого в процессе подбора сече-
ния. Расстояние b между ветвями (фиг. 257) опреде-
ляется требованием равноустойчивостн сквозной ко-'
лопни относительно осей х — х и у—у, для чего
гибкость относительно материальной оси должна быть
равна приведенной гибкости, т. е.
Фиг. 257. К подбору
7. пр-
о . сечеиия сквозной ко-
(9.25) дойны
Подбор сечения сквозной колонны начинается с расчета на устойчивость
относительно материальной оси х - х, т. е. с определения требуемой пло-
шали сечения по формуле (9.16):
F =-N
41 т<рхЛ1 ‘
2?6
Колонны и стойки, работающие на центрально'' сжатие
Здесь, так же как и при подборе сечеиия сплошных колонн, надо за.
даться гибкостью, чтобы получить коэффициент продольного изгиба <рг.
Благодаря равиоустоПчипости сквозных колони расчетная гибкость у них
бывает несколько меньше, чем у сплошных, при прочих равных условиях.
Для сквозных колонн с расчетной нагрузкой до 150 т и длиной 5-=-7 Л
можно задаться гибкостью X = 70-4-90; для более мощных колони, с иагруз-
кой 250-i-300 т, гибкость можно принять равной Х = 50-ь70.
Задавшись гибкостью и определив ио ней коэффициент <р (табл. I прило-
жения 2), получаем требуемую площадь по формуле (9.16) и требуемый ра-
диус инерции относительно материальной оси гЛ. =.——, так как гибкость
1 зад
относительно материальной осп равняется расчетной гибкости.
Определив требуемую площадь и требуемый радиус инерции, подбираем
по сортаменту соответствующий нм профиль швеллера пли двутавра. Если
эти величины по сортаменту не будут совпадать в одном профиле, что
бывает при неудачно заданной гибкости, то нужно взять профиль, в котором
величины Лтр и гх имели бы значения, наиболее близкие к найденным.
Приняв сечение, делаем проверку его пригодности по формуле (9.20):
где коэффициент определяем по действительной гибкости ).х = р-_
Если сечение подобрано удовлетворительно, то следующим этапом яв-
ляется определение расстояния b между ветвями из условия равноустойчи-
вости по формуле (9.25) ).Л. = г.гр.
Приведенная гибкость определяется по формулам (9.11) пли (9.14) в
зависимости от типа решетки (см. § 4 данной главы).
В колоннах с планками рекомендуется принимать гибкость ветви равной
Хв=30-=-40.
Задавшись >.в и исходя из условий (9.25) и (9.14), находим требуемое
значение гибкости относительно свободной оси:
’>= lAiip — >-'i= XJ.
(9.26)
Необходимо иметь Ху^>>.в, так как в противном случае возможна потеря
несущей способности ветви ранее потери устойчивости колонны в целом.
Определив гибкость Х>я находим соответствующий ей радиус инерции:
и расстояние между ветвями, которое связано с радиусом инерции отно-
шением:
(>= г*.
а.
Коэффициент а, зависит от типа сечеиия ветвей и берется по приложе-
нию 6.
Полученное значение b должно быть увязано с допустимым габаритом
колонны и, если колонна клепаная, с возможностью постановки заклепок,
прикрепляющих планки.
Подбор сечения и конструктивное оформ тение стержня колонны 297
В колоннах с раскосной решеткой в формуле (9.11) для определения
приведенной гибкости приходится задаться сечением раскосов Лр. Имея
отношение jr, определяем:
(9.27)
а затем гу и Ь, как в колоннах с планками.
После окончательного подбора сечения колонны производится проверка
ее устойчивости относительно оси у — у.
4. Расчет решетки
а) Расчет безраскосной решетки (планок)
Установив окончательное сечение сквозной колонны, переходим к рас-
чету решетки.
Расстояние между планками определяется принятой гибкостью ветви и
радиусом инерции ветви:
^>в=7>вП>. (9.28)
В сварных колоннах за свободную длину ветви принимается расстояние
между планками в свету (фиг. 258, а), в клепаных — расстояние между
центрами крайних заклепок планок (фиг. 258, б).
Принятое на данном этапе расстояние между планками является пред-
варительным; окончательно это расстояние устанавливается при конструиро-
вании, после того как определены размеры базы и оголовка колонны.
Расчет планок заключается в определении сечения планок и расчете
прикрепления их к ветвям. Планки работают на изгиб от действия перере-
зывающей силы Т„.ъ величина которой определяется из условия равновесия
вырезанного узла колонны (фиг. 258, в):
Qnil___у е
—2 пл
(9.29)
Ко ЮННЫ и стойки, работающие на центра./ьно • слепшие
где Q„ — поперечная сила, приходящаяся па систему планок, расположен-
ных в очной плоскости. равная при двух системах планок поло-
вине поперечной силы стержня колонны, вычисленной по формуле
(9.15): в колонне нз двух ветвей поперечная сила, приходящаяся
(?»д .
на одну ветвь, равна ——,
I — расстояние между осями планок;
с — расстояние между осями ветвей.
Отсюда
ГПд=(?"-. (9.30)
Ширина планки d„, обычно определяется из условия прикрепления. Учи-
тывая. что вывод формулы приведенной гибкости основан па наличии жестких
планок, ширину планок не следует принимать слишком малой; обычно она
принимается в пределах (0.75-ч- 1,0) Ь для клепаных колонн и (0,5 :0,75) Ь —
для сварных, где b — ширина колонны.
Толщина планок берется конструктивно oi ti то 10 мм в пределах
10^25/
В месте прикрепления планок действуют поперечная сила ГПД и наги-
бающий момент Л1цл, равный:
Л1„ = Т„| = ^. (9.31)
В сварных колоннах планки прикрепляют к ветвям внахлестку и прива-
ривают угловыми швами, причем планки обычно заводят на ветви всего
на 20ч-30 мм (фиг. 258, а).
Прочность углового шва определяется по формуле:
смакс — V^'iu ~Т" *7 т^ср,
(9.32)
г ie —напряжение в шве oi изгибающего момента;
Т ПЛ
~ш=~а-----напряжение в шве от поперечной силы;
— расчетное сопротивление срезу угловых швов;
т— коэффициент условий работы, равный единице.
Момент сопротивления шва:
цп 0,7Ли|<1*,
площадь шва:
Рщ—0,7Лшг/пл.
В клепаных колоннах планки следует прикреплять к петвям ие менее
чем тремя заклепками; только в очень легких колоннах возможно прикреп-
ление двумя заклепками.
Подбор сечения и конструктивное офор к гение стержня колонны
299
Задавшись количеством заклепок, проверяем усилие в крайней заклепке
(см. главу VIII, § 5, п. 4).
Горизонтальная составляющая сдвигающего усилия
бающего момента (фиг. 259):
в заклепке от нзги-
н вертикальная составляющая от поперечной силы:
п
(где п — количество заклепок) дают равнодействующее
усилие среза:
;Эак
ср -у ,
(9.33)
Фиг. 259. К расчету
заклепок, прикрепляю-
щих планку
где /?срК— расчетное сопротивление срезу заклепок;
т — коэффициент условий работы заклепок.
Пример 2. Требуется подобрать сечение стержня и рассчитать безраскосную
решетку сквозной -..—«---------- -----* • ~ -------------
креплением вверху
Z = 6,0 лс с шарнирным «pu-
центрально сжатой колонны длиной Z = 6,0 м с шарнирным при-
внизу. Материал—Ст. 0; расчетное сопротивление R=. 1700 кЦсм*.
Соединения — сварные, электроды с тонкой обмазкой. Нагрузки:
постоянная Рн=35 т, временная QH = 50 т.
Соответствующие коэффициенты перегрузки:
пр=1,1; л?=1,2.
Коэффициент условий работы т~\.
Определяем расчетное усилие в стержне колонны:
N=l,l -35+1,2.50 = 98,5 т.
Задаемся гибкостью X —70; из табл. 1 приложения 2 нахо-
дим с = 0,810.
Расчет относительно материальной оси
Требуемая площадь сечения:
__W _ 98500
ТР — mzR ~ 0,810- 1700
требуемый радиус инерции:
600 о с
Г’Р=^=8-6
По сортаменту подбираем два швеллера № 24b со значе-
ниями F И г, близкими к требуемым:
Л= 2 • 39,0 = 78,00 см3; Л = 24 см;
Гибкость:
li
Фиг. 269. К приме-
ру 2
9,17 см.
Хл==9°П = 65: <?=0'835-
Проверяем несущую способность подобранного сечения:
N — m<fRF= 0,835 - 1 700 • 78,00 = 111 000 > 98 500 кг.
Поскольку сечение имеет запас, пробуем сечение из двух
швеллеров № 24а:
!1 = 68,42 см'; Гх — 9,45 см;
gj- = 63; <? = 0,815.
Проверяем несущую способность сечения:
/V = 0,845 * 1 700 - 68,42 = 98 000 98 500 кг.
Оставляем сечение из двух швеллеров ЛЛ 24а (фиг. 260).
SCO
Колонны и стойки, работающие на центральное сжатие
Расчет относительно свободной осн
Определяем расстояние между ветвями колонны b нз условия равиоустойчивостц
колонны в двух плоскостях, т. е. Хпр = ХЛ.
Тогда требуемая гибкость относительно свободной оси:
Х,,= /xi-ХЁ.
Принимая гибкость ветви равной 10, находим:
X,, — Уб^^40’ = 48,6.
Полученной гибкости соответствует радиус инерции:
600
rv = 48,6 = 1213 СМ-
Требуемое расстояние между ветвями:
б = ГУ =4^-= 28 ем.
а3 0,44
Так как колонна сварная, то полученное расстояние b должно оыть только не
меньше двойной ширины полок швеллера; в данном случае 2 - 78 = 156 < 2S0 мм;
следовательно, полученную ширину можно принять. Коэффициент аг берется по при-
ложению 6.
Проверка сечення относительно оси у—у
Имеем:
JB = 173,8 см*; гв = 2,25 ем;
Jy=2(\73,8 -J- 34,21 • 11,92) = 10036 см*.
Свободная длина ветви:
1в = /йгв = 40 • 2,25 = 90 см.
Радиус инерции стержня относительно свободной оси:
гу=
Г нбкость:
Приведенная гибкость:
10036 1О1
68,42 = 12,! см.
_ 600
У~ 12,1
= 50.
Хор= /Xj + X|= /505 + 403 = 64: ? = 0.840.
Проверяем несущую способность сечения:
= 0,840 • 1 700 • 68,42 = 97 700 98 500 кг.
Расчет планок
Поперечная сила, приходящаяся иа одну систему планок [по формуле (9.15)]:
Л Q 1 1
— 20F6p=Л 20 • 68,42 = 684 кг.
Изгибающий момент и поперечная сила в месте прикрепления планки:
м = 684 90 = 30 800 кгем',
Ты = —= 684 90 - = 2580 кг.
ь ZO — Z • Z, I —
Принимаем пдаикн сечением 200 X 10 мм (d„c = 0,754) и привариваем их к пол-
кам швеллеров угловыми швами толщиной 8 мм.
Площадь шва:
= 0,7 • 0,8 20= 11,2 см'.
Подбор сечения и конструктивное оформление стержня колонны 301
Момент сопрогнвясиия шва:
Vvjjj =----g------— 37,3 см*.
Напряжения в шве от момента и поперечной силы:
= К'ж = 3^3° = 825 кг'см'- ^=-Т1 = 2п;20 = 230 кг'ся'-
Проверяем прочность шва по результирующему напряжению:
с«а«с = /’L + ’в= /!825’ + 23№ = 860 < 900 кг/сл1
Рассмотрим тот же пример при расчете по допускаемым напряжениям.
Допускаемое напряжение для стали Ст. 0 [с] = 1 400 кг]см\
Расчет относительно материальной оси
Задаемся гибкостью Х==70; 9 = 0,810.
Тпебуемая площадь сечения:
Н р _ N _35000-Ь50 000
ТР ф |SJ 0,810 • I 400 ~ СМ'-
требуемый радиус инерции:
Принимаем два
Гибкость:
швеллера №
F = 78,00
600 о о
rIp = ^Q- = 8,6c«.
24b:
см*; h — 2^ см; rx =
Напряжение:
600 _
g 17 = 65; © — 0,835.
Сечение годится.
О 835 °78 00 = 1 310 < 1 400 Кг,СМ'-
U,Oou • /с,ии
Расчет относительно свободной оси
Требуемая гибкость относительно свободной оси:
Ху= /
Принимаем гибкость ветви равной 40, тогда
Ху=|/~659 —409 =51.
Полученной гибкости соответствует радиус инерции:
600 ., „
ry = -gj- — 11,8 см.
Требуемое
расстояние между ветвями:
* = ^=7^ = 27 см-
0,44
Проверка сечения относительно осн у—у
Имеем:
7В = 194,1 см'; гв =2,23 см;
JV = 2(I94,1 4-39,00 - ПЛ?”) =10650 см*.
Свободная длина ветви:
/в = >.о гв = 40 • 2,23 = 89,2 90 см.
Радиус инерции стержня относительно свободной оси:
= 11,6 см.
302
А\» Юнны и стойки, работающие на центра гьное сжатие
Гибкость:
60 J _ - ,
Приведенная гибкость:
Хи = У 52а + 46*" = 66; ® == 0,830.
Напряжение:
0,8зоХо--1310<1100№
Расчет планок
Поперечная сила, приходящаяся на одну систему планок [по формуле (9.15)|:
<’„., = $7 = 4- 20/7ор = V 20 78-00 = 780
Изгибающий момент и поперечная сила в месте прикрепления планки:
Л1„л = <’пл4'=780 Г = 35 100 ,UCV'
= 780 .д Jf. где = 3 060
Принимаем планки сечением 200 х 10 млс. Заводим планки на полки на 30 мм и
привариваем их угловыми швами толщиной 10 мм.
Напряжение в шве от момента:
Л<„л
Фиг. 2)1. К расче-
ту раскосной ре-
шетки
35 100 - 6 ,
°ш~ «7Ш 0,7-1,0-20“ 750кг/с-“-
Напряжение в шве от поперечной силы:
_ ^пл _____________ 3 063 __ 3
-ш— /гш — 0>7. ] 0.20 — 219kJc« .
Результирующее напряжение:
W = /4+4,= /750Ч7219“ =
= 780 < 800 кг!с и2.
б) Расчет раскосной решетки
при
треугольной
Усилие
как фермы
решетке
в раскосах решетки при расчете последней
на действие поперечной силы (фиг. 261):
-sp = -4,4
р sin а
(9.34)
при
перекрестной решетке
=
р 2 sin а
(9.35)
где <2,—поперечная сила, приходящаяся на одну плоскость решетки;
а — угол наклона раскосов к вертикали.
Раскосы всегда рассчитывают по сжимающему усилию как наиболее
опасному.
Усилия в раскосах решетки обычно невелики и требуют небольших се-
чений уголков. В сварных колоннах наименьший уголок следует брать
40 X 5 В клепаных колоннах наименьшее сечение уголка определяется
диаметром выбранной заклепки.
При значительных усилиях сечения элементов решетки подбирают
в соответствии с правилами подбора сжатых стержней ферм, причем
Ба ibi (башмаки) колонн
rV)3
согласно требованию норм в расчетные сопротивления вводится коэффи-
1иент условий работы /« = 0,75 из-за несимметричности прикрепления
одиночных уголков (см. приложение 1, IV).
Распорки служат для уменьшения расчетной длины ветви колонны и
обычно принимаются такого же сечения, что и раскосы.
В легких клепаных колоннах допускается прикрепление элементов рас-
косной решетки одной заклепкой.
§ 7. БАЗЫ (БАШМАКИ) КОЛОНН
1. Типы и конструктивные особенности баз
Типы сопряжения колонны с фундаментом и конструкция базы должны
отвечать принятому в расчетной схеме способу закрепления колонны
в основании.
Базы разделяются в
основном на два типа:
бесшарнирпые и шарнир-
ные (фиг. 262).
Наиболее распростра-
ненная бесшарнирная ба-
за (фиг. 262 а) представ-
ляет собой уширенный
конец колонны размер
уширения определяется
прочностью материала
фундамента. Давление на фундамент передается при помощи опорной плиты.
Опорная плита соединяется со стержнем распределяющей конструкцией
Юл 150*300
de/поль „Ь
Корень подварить
Ю
Фиг. 263. Сварная база с
треугольными ребрами
базы (фиг. 262 а) или же передача усилия на
плиту производится фрезерованным торцом стерж-
ня с незначительным крепежным устройство:!
(фиг. 262, б).
Шарнирные базы, отделенные от стержня
колонны шарниром, четко отвечают расчетной
схеме, но применяются редко, славным образом,
из-за конструктивной сложности и трудности
монтажа (фиг. 262, в).
Таким образом, основными элементами бес-
шарнирной базы колонны без фрезерованного
торца являются распределяющая конструкция и
опорная плита.
Распределяющая конструкция базы представ-
ляет собой уширение стержня колонны; в свар-
ных колоннах оно может быть
осуществлено путем приварки
к стержню треугольных ре-
бер (фиг. 263), связывающих
более широкую плиту со
стержнем, или короткой по-
перечной балочки-траверсы
(фиг.р 264). В первом реше-
нии давление распределяется
во все стороны, что более
Колонны н стойки, работающие на центральное сжатие
отвечает работе центрально ежа roll колонны, во тором преимущественно
в одном направлении. Базы с грйверсамн неско 1ько проще баз с треуго/н,.
Фиг. 264. Сварная база с траверсой из
листов
Фиг. 265. Опирание легкой ко-
лонны через плиту
Траверсы рассматриваются как двухконсольные балки (фиг. 267) вли
как две консоли (фиг. 264), воспринимающие изгибающий момент от ре-
активного давления фундамента. Они располагаются в направлении, удобном
для прикрепления их
к
Фиг. 265. Закрепление анкер-
ных болтов базы
стержню колонны, или в плоскости действия мо-
мента (при возможности появления в колонне
изгибающего момента).
Траверсы устраивают из листов (фиг. 264)
или швеллеров (фиг. 267), прикрепляемых к
стержню колонны и плите. Концы траверс
иногда соединяют диафрагмами (фиг. 264). В
клепаных колоннах листы траверсы прикле-
пывают к плите уголками (фиг. 268).
В легких колоннах усилие со стержня ко-
лонны па плиту можно передать простой об-
варкой его по контуру (фиг. 265). В этом слу-
чае траверсы могут потребоваться лишь для
укрепления свесов плиты. Приварка плиты
к стержню колонны по контуру требует точ-
ной и ровной обрезки торца колонны.
В колоннах, работающих на центральное
сжатие, сильно вытянутые базы (при отноше-
нии длины к ширине более двух) нерацио-
нальны. В этом случае при больших усилиях в колонне лучше применять
уширенные базы с укрейлеиием свесов пли гы треугольными консольными
ребрами (фиг. 263); такие базы легко доступны для сварки, в чем их большое
Базы (башмаки) колонн
305
преимушестпо по сравнению с базами с траверсами. Но оии более мно-
юдельны п часто требуют устройства более толстой плиты.
Треугольные ребра припаривают симметрично с двух сторон стержней
колонны к жестким элементам стержня (например, полкам колонн) так,
чтобы они могли уравновесить воспринимаемые ими изгибающие моменты.
Расстояние между ребрами определяется толщиной плиты.
В колоннах с фрезерованным торцом основным элементом базы является
влита, имеющая достаточную толщину, для того чтобы непосредственно
передать давление фундаменту без укрепления ее 1раверсой или ребрами
(фиг. 262, б).
Конструкция базы при фрезерованном торце значительно проще прочих
типов баз и потому применяется в настоящее время весьма широко. Более
толстые плиты, которые получаются при этом решении, не являются суще-
ственным недостатком, так как толстый прокат (до 40 ,«.и) в настоящее
время широко распространен. Прн ббльших толщинах применяются слябы.
В центрально сжатых колоннах анкерные болты имеют второстепенное
значение и ставятся для фиксации положения колонны, закрепления ее
в процессе монтажа и восприятия усилий от случайных моментов. Обычно
ставят два или четыре анкерных болта, диаметр которых назначается кон-
структивно (20-4-25 мм). Анкерные болты закрепляют в фундаменте крю-
ками (фиг. 266) пли шайбами. Для возможности некоторых передвижек
колонны в процессе установки отверстия в плите для анкерных болтов прини-
маются в 1,5 : 2 раза больше диаметра болта. Анкерные болты следует устана-
вливать точно по шаблону и заливать бетоном до верхнего обреза фундамента.
Для точной фиксации колони по высоте базы колонн ответственных
сооружений (например, высотные здания) снабжаются тремя установочными
винтами (фиг. 271, а). Чтобы нс загромождать помещение, базы колонн
обычно располагают ниже уровня пола н для защиты от коррозии обетс-
пивают.
2. Расчет и конструктивное оформление базы без фрезерованного
торца стержня колонны
а) Расчет плиты
После того как на основе указанных выше соображений выбран тип
базы, устанавливают расчетом размеры плиты в плане и ее толщину.
Требуемая площадь плиты:
^=^7- <9-36>
где N—расчетная нагрузка на колонну;
/?Ф—расчетное сопротивление материала фундамента.
Расчетное сопротивление бетонного фундамента может определяться
во формуле:
= (9.36')
Г пл
где /?6ст — кубиковое сопротивление бетона;
Дф — площадь фундамента под колонной;
Гпл — площадь опорной плиты базы колонны.
Плита работает как пластинка на упругом основании, воспринимающая
Давления от гравере и диафрагм. Однако в расчете это обстоятельство
обычно не учитывается и давление под плитой принимается равномерно
20 Н. С. Стрелецкий
Ko юнны и стойки. работающие ча центральное сжатие
распределенным; прн этом обычно принимаются невысокие осредпенные рас-
четные сопротивления бетона фундамента, порядка /?ф = 35-5-80 кг!см\
Ширина плиты определяется по конструктивным соображениям. В базах
с траверсами ширина плиты пр....шастся равно!! (фнг. 267):
^ = ^ + 2/^4-2с,
где Лур — расстояние между ветвями траверсы, т. е. ширина или высота
сечения колонны;
/,1Р — ширина ветви траверсы;
с— свободный выступ плиты за траверсу, обычно принимаемый рав-
ным 2—6 см.
По требуемой площади н ширине плиты определяем се длину:
(9.37)
Если длина плиты получается больше удвоенной ос ширины, то следует
переходить на х-ширенную базу, так как слишком длинные базы требуют боль-
Фиг. 267. К расчету базы колонны
того количества диафрагм между ветвя-
ми траверсы и потому неконструктивны.
Плита рассчитывается как пластинка,
опертая на ветви траверсы и диафрагмы
и нагруженная равномерно распределен-
ным реактивным давлением фундамента.
В соответствии с конструкцией баш-
мака плита может иметь участки, опер-
тые на четыре канта (при отношении раз-
меров плиты менее двух), на три канта,
на два канта (параллельных друг другу или
соприкасающихся под углом), и консоль-
ные (фиг. 267). Исследования работы
пластинки, опертой по контуру, прове-
денные акад. Б. Г. Галеркиным *, дают
возможность представить изгибающие мо-
менты, действующие на полосу шириной
в 1 см в направлениях, параллельных бо-
лее короткой и более длинной сторонам
плиты, в виде:
7И|=а|д'а8; (9.38)
М 2 = а2^а8, (9.39)
где а£ и а?—коэффициенты, зависящие от отношения длины b (более длин-
ной стороны) к длине а (более короткой);
q—давление на 1 смг плиты.
Значения коэффициентов а, и приведены в табл. 9.1.
Таб л и на 9.1
Коэффициенты о для расчета на изгиб плит, опертых на четыре канта
о 1 1,1 1.2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 СО
□ j 0,048 0,055 0,003 0,069 0,075 0,081 0,086 0,091 0,094 0,098 0,100 0,125
0,048 0,040 0,050 0,0.50 0,050 0,030 0,049 0,048 0,048 0,047 0,046 0,037
‘ Б. Г. Га леркин. Упругие тонкие плиты, Гостехиздат, 1936.
Балы (башмака) колонн
307
Требуемый момент сопротивления плиты шириной в 1 см:
ш/ _Е‘ _ М
пл------------------------------- р -— —т;—• .
6 т/?вд
ь „
При отношении сторон -- 2 плита рассчитывается как однопроле.тная
балочная и изгибающие моменты определяются по формулам:
при свободном опирании
(9.40)
при упругом защемлении (в клепаном башмаке)
(9.41)
Размеры а п Ь берутся между кромками укрепляющих плиту ребер.
Обычно толщина плиты принимается в пределах 20-4-40 лм; если толщина
плиты получается больше, конструкция башмака нерациональна и ее следует
изменить.
При отсутствии бортовой диафрагмы у конца траверсы (фиг. 267),
а также в боковых отсеках уширенной базы (фиг. 263) плита оперта па
три канта или па два канта, соприкасающихся под углом; здесь наиболее
опасной точкой является середина свободного края плиты, где изгибающий
момент равен:
Ж=₽<7а8. (9.42)
Здесь а — длина свободного края плиты (фиг. 267); значения коэффициен-
тов 3 приведены в табл. 9.2.
Таблица 9.2
Коэффициенты fl для расчета на изгиб плит, опертых на три или два канта
/л а 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,2 1.4 2 СО
х1 0,060 0,074 0,088 0,097 0,107 0,112 0,120 0,126 0,132 0,133
При опирании на два канта, соприкасающихся под углом, несколько в
запас можно принимать: размер а — по диагонали между кантами, размер Ь, —
равным расстоянию от вершины угла до диагонали.
Изгибающий момент в консольном участке плиты (фиг. 267):
M = S-£==mRn!l\Vnll. (9.43)
Заменяя q = /?ф и Ц7|1Л = , получим:
4 = 1/ (9.44)
(при /?„;,= 2 100 кг/см* для стали Ст. 3 и тп=1\
Значения отношения 4- в функции /?ф даны в табл. 9.3.
ЗОЯ
Колонны и стойки, работающие на центральное сжатие
1 а б л и ц а у।
Значения отношения в функции Л^,
*ф 30 । 45 60 । 1 75 90
с с 1 4,8 3,ч 3,4 1 3,1 2,8
б) Расчет траверс, диафрагм и ребер
Усилие со стержня колонны передастся па траверсу через сварные швы
или заклепки. Размещение швов требуемой длины или требуемого количе-
ства заклепок определяет высоту траверсы, которая обычно с избытком
отвечает условию ее прочности.
Если траверса объемлет стержень колонны (фиг. 264), ю суммарная
длина швов для прикрепления одной ветви траверсы:
N
2-0,7 тЦ^Нш
(9.45)
где Л' — полное расчетное давление на колонну.
При этом толщина углового шва Лш принимается не более (I-: 1,2)8тр.
Количество заклепок необходимое для прикрепления одной ветви тра-
версы:
(9Л6)
причем заклепки обычно размещаются иа минимальных расстояниях (фиг. 268).
Если для размещения швов или заклепок требуется слишком большая
высота траверсы, то можно учесть передачу усилия иа плиту путем непо-
средственного прикрепления к плите элементов стержня колонн. Это при-
крепление производится обваркой по контуру стержня колонны (в сварных
колоннах, фиг. 264) или постановкой дополнительных коротышей (в клепа-
ных колоннах, фиг. 268).
В обычных клепаных конструкциях (при отсутствии фрезеровки ил»
пригонки) листы траверсы и стержень колонны на 5 мм не доводят до
плиты, и все усилие со стержня переходит на плиту через прикрепляющие
уголки. Поэтому уголок должен прикрепляться к листу траверсы таким же
числом заклепок, как лист траверсы к стержню колонны (фиг. 268).
Если траверса невысокая и имеет значительный вылет, сечение ее необ-
ходимо проверить иа изгиб в месте прикрепления к стержню колонны
(фиг. 267).
Изгибающий момент траверсы (двух ветвей) равен:
Л41р=вплаф-1Р , (9.47)
где стр —расстояние от первого шва или первою ряда заклепок, прикреп-
ляющих траверсу, до края пли гы;
°ф—/. напряжение в фундаменте под подошвой плиты.
Проверка несущей способности траверсы при изгибе выразится:
mRVf'rj, >Л(,р.
li/i'u (башмаки) колонн
зпа
Здесь И'^р— момент сопротивления траверсы нетто, берегся как сумма мо-
ментов сопротивления траверсы и плиты, гак как швы или
заклепки, соединяющие плиту с траверсой, не рассчитываются
па весьма большую поперечную силу короткой траверсы и не
могут обеспечить их совместную работу.
Фиг. 268. База легкой клепаной колонны
Прикрепление диафрагмы к ветвям траверсы рассчитывается несколько
в запас прочности на усилие:
Л^л = <ЗфаЬ, (9.48)
где b—расстояние между диафрагмами;
а — расстояние между ветвями траверсы.
Уширенные базы, чаще всего применяемые в сварных конструкциях,
обычно проектируются квадратными (фиг. 263). В таких базах, как уже
было указано, свесы плиты укрепляют консольными ребрами, которые пере-
дают нагрузку от стержня колонны на плиту.
При расчете консолей несколько в запас прочности исходят из балоч-
ной работы плиты, опертой па два канта, т. с. принимают, что плита все
давление передает на соседние консоли, не учитывая при этом поддержи-
вающего влияния конструкции стержня колонны между консолями. При
опирании плиты на три или два канта линия раздела передачи давления при-
нимается по биссектрисе угла.
sw
Колонны u етойки. работающие на центральное емютие
Прикрепление консольных ребер к стержню колонны ряссч1пыиастся на
момент и поперечную силу.
Момент в плоскости прикрепления равен:
= ЯфСк
(9.49)
гдс с<___среднее расстояние между консолями и соответствии с линиями
раздела;
1К — длина консоли.
Поперечная сила в консоли
С?к —
(9.50)
Швы, прикрепляющие консоли к стержню колонны, рассчитываются на
нормальные напряжения от изгиба, срезывающие напряжения oi поперечной
силы а также на приведенные напряжения:
Опр -- j/3' Н- Зт- Ь- /?ср.
П ита уширенной базы рассчитывается, как указано выше, и соответст-
в ’ с характером опирания на консольные выступы базы.
Фиг. 269. К примеру 3
Длина плиты равна:
Пример 3. Требуется рассчитать и сконструировать базу к сварной колонне из
дв\1 швеллеров .\s 24 (фиг. 269). Материал плиты — сталь Ст. б; расчетное сопротивле-
ние Rai = 1 ТОО кг,'см*; расчетное сопротивление сжатию ма-
териала фундамента — бетона марки 100— /?ф=45 кг/см-.
Нормативная нагрузка па фундамент:
Г) от постоянной нагрузки Рн = 25 т;
2) от временной нагрузки Qu = 60 т;
3) от собственного веса колонны с башмаком G„=
= 0,43 т.
Коэффициент условии работы /я=1.
Расчетное давление на фундамент:
Лг= 1,1 (25 + 0,43)+ 1,2-60= 100,0 т.
Требуемая площадь плиты башмака:
N _ 100 ото
™ mR6~ 45
Конструируем башмак с траверсой пз листов толщи-
ной Южл и выпуском плиты за листы траверсы по 60.w.w.
Ширина плиты равна:
ДП1=2402-102-60 = 380 мм.
__ 2 220
ПЛ 38
58,4-<=60 см.
Вылет консольной части траверсы:
60-27 if.
—2— = lf‘,5
см.
Определяем толщину плиты из
ния колонны/.
п ь 270 ,
Для отношения = ^—-=1,1
и 24/)
Расчетный момент в плите:
участке, опертом па
из табл. 9.1 находим
четыре канта (внутри сече
а, =0,055.
М = Cj /?фй- = 0,055 - 45 • 24* = 1 425 кгем.
Бази (башмаки) колонн
311
Требуемый момент сопротивления плиты:
_ М 1 425 „ „„
оя R,.„ 1 700 ~ 0,83 см'
откуда толщина плиты: ___ ___________
/0,83-0 = 2,2 см.
Определяем толщину плиты на участке, опертом на три канта (между листами
траверсы и ветвью колонны)
Для отношения = -^-=0,69 из табл. 9.2 находим Ji = 0,037.
Расчетный момент в плите:
Л1=^Яфа= = 0,087-45-24> = 2250 кгсм.
Требуемая толщина плиты:
, __ 1/ЛГ7_1/’225(Кб' „„
V R'6 У 1700 ~2,82 см'
Определяем толщину плиты на консольном участке.
Расчетный момент в плите:
45-6’
М ———=810 кгсм.
Требуемая толщина плиты:
1 /Л1 . -I <810-6
ff'6=l/ 1700
1,7 c.tf.
Принимаем толщину плиты 30 мм в соответствии с расчетом участка, опертого
па три канта.
Требуемая длина угловых швов, прикрепляющих листы траверсы к ветвям колонны,
при толщине шва Лш= 10 мм и электродах марки Э34:
, W 100000
ш 4-0,7/?свЛ 4-0,7.900-1
ср ш
Толщина швов, прикрепляющих листы траверсы к плите, определяется из расчета
передачи вертикального усилия. Учитывая, что на консольных участках листы тра-
версы привариваются с двух сторон, находим:
N 100000
Лп,=
0,85 см-
0,1 -900-2 (60 4- 2-16,5)
0,7Я™£/ш
Принимаем /^ = 10^1.
Производим проверку траверсы
Опорное давление на 1 пог. см
на изгиб.
одной ветви траверсы:
9тр= 45 (12 + 1 + 6) = 860 кг/см.
Изгибающий момент:
860-16.58 .ИЛЛА
Л1 =---------------------------— = 47 000 кгсм.
Несущая способность листа траверсы у места приварки к колонне:
1.40*
М =/?ид\17=1 700— 453 000 > ШОООкгс.м.
Пример 4. Требуется решить пример 3 для клепаной колонны (фиг. 270).
Первоначально конструируем башмак с траверсой из листов толщиной 10 мм и
уголков 90 х 10; плиту выпускаем за уголки на 10 мм.
Ширина плиты равна:
£п,, = 240 4-2-10 4-2-90 4-2-10 = 460 мм.
Тогда требуемая длина плиты равна:
£ —48 см.
ид 4b
Определяем толщину плиты.
Колонны и стойки, работающие на центральное сжатие
Требуемая толщина плиты на участке, опертом па четыре канта, равна
(см. пример 3).
Для участка, опертого на три канта, но отношению
2,2 су
^1
а
пользуясь табл. 9.2, находим:
= 1^5 = 0,43^ 0,5,
24
г 0,06-45'.24^6
1 700 “
,5 слг. Ввиду незначительного выступа плиты за
Принимаем плиту толщиной 2,5 см. Ввиду незначительного выступа плиты за
траверсу проверку напряжений в консольной части не
производим.
Траверсу прикрепляем к ветвям колонн заклепками
d — 20 мм. Определяем требуемое количество закле-
пок из условия работы заклепок па срез в рассвер-
ленных отверстиях:
100000
" = 314^--------= IS ШТ’
-1 800
4
Из условия размещения в одной ветви девяти закле-
пок в ряд длина траверсы получается равной:
£тр = 4,0 4-2 • 6,0-1-4 - 9,0 4-2 • 6,04-4,0 = 68 см.
Полученная длина больше требуемой по расчету
длины плнты £пл = 48 см.
Принимаем неравнобокие уголки 130x 90x10 и
размещаем заклепки по фиг. 270. Тогда
£тр— 2-4,0 4-6-9,0 = 62 см.
Заклепки, скрепляющие плиту с уголками траверсы,
размещаем конструктивно.
Высота траверсы определяется из условия разме-
щения заклепок (фиг. 270):
Лтр=41 см.
Стенки ветвей колонны (швеллеров) конструктивно
прикрепляем к плите уголками 130 X 90 х 10.
3. Расчет и конструктивное оформление базы при фрезерованном
торце стержня колонны
При фрезерованном торце стержня колонны (фиг. 271, а) плита обычно
принимается квадратной со стороной:
B = V (9-51)
Так как свесы плиты не укреплены, то плита иногда получается значи-
тельной толщины, толще обычного прокатного толстого листа (40—50 лыт),
в связи с чем требуется применение литых плит. В литых плитах могут
оказаться внутренние раковины, вследствие чего они менее надежны и рас-
считываются с пониженными расчетными сопротивлениями (/?= 1 400 кг/см
для марки 15-4020 и /? = 1 750 кг/см* для марки 35-5015).
В очень мощных колоннах плиты устраиваются ребристые или же вместо
плит применяются ростверки из прокатных балок.
Плита при фрезерованном торце стержня колонны работает, как пластинка,
на давление, сконцентрированное на участке, ограниченном контуром стер*118
(фиг. 271, б).
Пали (башмаки) колонн
313
Ведя расчет и запас прочности, можно определить изгибающий момент
в плите по кромке колонны, рассматривая трапецеидальный участок плиты
как консоль шириной /> (у сопряжения с колонной)!
Ж = афГс, (9.52)
где р__площадь трапеции, заштрихованной па фнг. 271, б;
с— расстояние от центра гяжесги трапеции до кромки колонн.
Требуемая толщина плиты:
6Л1
"'Я-?
(9.53)
Точный расчет, учитывающий фактический пространственный изгиб плиты,
для прямоугольной пластинки весьма сложен; однако он может быть упро-
щен, если заменить прямоугольную пластинку равновеликой ей по площади
круглой, а сечение колонны — круглым столбом (фнг. 271, в).
В каждой точке такой пластинки возникают моменты: Мг в радиаль-
ном направлении и Mt— в тангенциальном направлении, которые могут быть
выражены формулами:
Mr = krN', <9-54)
M, = k,N, (955>
где N— полное расчетное давление колонны на плиту;
kr и kt — коэффициенты, зависящие от отношения ширины столба к ширине
а Ь
плиты р = — ,
Значения kr и kt для точек, лежащих на границе плиты и колонн!.,
даны в табл. 9.4.
Колонны и стойки. работающие на центральное сжатие
314
Таблица 'и
коэффициенты для расчета плиты под фрезерованным торцом колонны ка1/
круглой пластинки
? 0,3 0,4 0,5 Цб
0.0815 0,0517 0,0331 0,0200
0.1020 0,0752 0,05-11 0,0377
По найденным моментам определяют нормальные напряжения:
И
6Л|Г
°г-- О'
пл
срезывающие напряжения;
6AIf
©3
пл
(9.56)
2пго,
(9.57)
Приведенное напряжение (см. главу II, § 13):
ь
(9.56)
Расчет плиты как консоли следует производить при— >0,5; если
<2 0,5, то плиту более правильно рассматривать как круглую пластинку.
Прикрепление стержня колонны к плите рассчитывается на усилие,
составляющее 15°/0 от общего давления, для возможности восприятия на-
пряжений от случайных моментов и поперечных сил.
Прикрепление должно быть достаточным, чтобы воспринять момент в за-
щемлении от продольного изгиба стержня:
М = ^-
(9.59)
где Q — поперечная сила продольного изгиба, определяемая по формуле (9.15);
I — длина колонны.
Пример 5. Требуется рассчитать и сконструировать базу с фрезерованным тор-
ной (фиг. 271, ai к сварной колонне из примера I (фиг. 255).
Материал платы — сталь Ст. 3; А., = 2 100 кг! см*. Материал фундамента — бетон
марки 200; /?ф — 80 кг/см*.
Нормативная нагрузка на фундамент:
О от постоянной нагрузки Ри = 100 от;
2) от временной нагрузки <2а = 250 от;
3) от собственного веса колонны с башмаком G = 1,-1 от.
Коэффициент условий работы от = 1.
Расчетное давление на фундамент:
М=1,1 (100+1,1)+1,2 - 250 = 415 от.
Принимаем плиту квадратной и определяем размер стороны плиты:
415 0<иГ
80 ~7~ СМ'
Первый вариант расчета толщины плиты
Определяем требуемую толщину плиты, рассматривая трапецеидальный участок
плиты как консоль.
Рмссюявис оа края контура колонны до центра тяжести консоли:
„ lfi 2- 72 + 44,4 QP
6 3(72 + 44,4) ~8,J СМ-
В
Базы (башмаки) колонн
315
Плошал» консоли:
72 + 44,4 „„
16'——-=930 см‘.
Изгибающий момент в заделке консоли:
М = ’ 72 '930 ’ 8-6 = 642 000 кгсм.
Требуемая толщина плиты:
V 2 100-44,4 — 6,5 см-
ПЛ
Второй вариант расчета толщины плиты
Принимаем размеры плиты, полученные по предыдущему расчету, п проверяем
напряжения в плите, рассматривая ее как круглую пластинку.
Ширина плиты — 720 мм, толщина плиты — 65 мм.
Радиус круга, равновеликого по площади квадратной плите:
а ==
1^ = 41
3,14
СМ.
Радиус круга, равновеликого по площади контуру стержня колонны:
, 1/44,4“40 о.
Ь = У -ЗД4- = 24
24
По отношению р = тг= 0,585 по табл. 9.4 находим коэффициенты Л,=0,0221 и
41
А'( = 0,0101 и по ним вычисляем значения изгибающих моментов:
Л4г = 0,0221 - 415=9,15 тм.
М,= 0,0401 • 415= 16,6 тм.
Определяем наибольшие нормальные и скалывающие напряжения:
6 • 9 150 , .
°г = —— — 1 300 кгсм-;
о,о3
6-16600 .
с, = ~ . ъ,— = 2 350 кг/смг;
415 000 .
’ " 2.3,14.24 ~6^5 ~ 415 * * * * * * * * 424 К2'СН -
Проверяем приведенные напряжения:
спр = /> 3002 + 2 350* — 1 300 • 2 3504-3-424s = 2 150 2100 кг!см\
4. Шарнирное сопряжение колонны с фундаментом
При сопряжении стержня колонны с базой через шарнир последний
устраивается или в виде цилиндрического валика — цапфы, расположенной
и гнездах балансира (фиг. 272,а), или в виде плитки, центрирующей давле-
ние колонны по ее оси (фиг. 273).
Второе сопряжение проще и чаще применяется в конструкциях промыш-
ленных и гражданских зданий.
Балансиры работают как консоли на изгиб; они скрепляются со стерж-
нем колонны и фундаментом при помощи болтов. В соответствии с расчет-
ным сопротивлением материала фундамента нижний балансир часто делают
шире верхнего.
При передаче давления через плитку торец колонны обычно фрезеруют
и укрепляют ребрами жесткости; плита опирается на фундамент или при
тяжелых колоннах—на ростверк из прокатных профилей.
316 Колонны а стойки, работающие на центральное сжатие
Фиг. 2,2. Шарнирное опирание колонны через балансир с плотным касанием
Напряжения сжатия в плотно вложенной цапфе балансира распреде-
ляются неравномерно, изменяясь от наибольшего по вертикальной оси до
нуля у границы гнезда.
Фиг. 273. Шарнирное опирание колонны через плитку
Расчетное сопротивление стали смятию при плотном касании прини-
мается сравнительно небольшим (для литой стали марки 15-4020 —
1 050 кг/см* и стали марки 35-5015—1 300 кг/см*) ввиду невозможно-
сти обеспечить фактическое соприкосновение по всей поверхности гнезда
балансира.
Оголовки колонн и сопряжение балок с колоннами
317
ТТПТПТШ
—
Фиг. 274. К расчету
балансира
С другой стороны, наибольшее напряжение на вертикальной оси яв-
ляется местным, что позволяет допустить более высокие напряжения.
Если считать, чго давление по цилиндрической поверхности цапфы изме-
няется по закону косинуса и ограничить в запас прочности передачу давле-
ния углом, равным (рис. 272,6), то можно получить наибольшее напря-
жение на вертикальном диаметре из уравнения:
7Г
т
N='2b j* acos-cprdtf,
t*
откуда
______________________0,8 N_1,6 Н
oua«e — -ir —gg-.
По методике предельного состояния прочность цапфы
проверяется но формуле:
1,25ллг/?(„. м rb, (9.61)
где /?£«. к — расчетное сопротивление местному смятию при плотном касании;
г — радиус цапфы;
b длина цапфы;
d диаметр цапфы.
Если радиус цапфы шарнира меньше радиуса выкружки гнезда балан-
сира, происходит свободное касание, и напряжение местного смятия по
образующей определяется по формуле Герца:
сма„, = 0,42 |/ (4 — «= /?«. (9.62)
где I—-длина цапфы;
Е— модуль упругости;
г—радиус цапфы;
Г г, — радиус выкружки гнезда балансира.
В случае, когда центрирующая плитка опирается своей выпуклой поверх-
ностью на плоскую поверхность плиты (фиг. 273), т. е. при rt=<x>, формула
(9.62) принимает вид:
о»акс=0,42|/^^/?;м. (9.63)
В этом случае может быть принят и более простой расчет по диамет-
ральному сжатию в соответствии с указаниями § 6 главы V1IL. Расчетное
сопротивление местному смятию при свободном “касании /&< может быть
взято весьма высоким, поскольку напряжения в этом случае проявляются
только по одной образующей и соседние ненапряженные части соприка-
сающихся тел значительно повышают сопротивление нагруженной фибры.
При расчете на местное смятие прн свободном касании по Герцу
расчетное сопротивление может быть принято: для литой стали марки
15-4020 /?'„ = 5 600 кг/см* и для стали марки 35-5015 — 7 000 кг/см*.
§ 8. ОГОЛОВКИ КОЛОНН И СОПРЯЖЕНИЕ БАЛОК С КОЛОННАМИ
1. Типы сопряжений
Сопряжение балок с колоннами может быть свободное, гибкое (полу-
жесткое) и жесткое. Под свободным прикреплением понимается такое при-
соединение, при котором с балки на колонну передаются только верти-
31S
Колонны и стойки, работающие на центральное сжатие
кзльная it горизонтальная силы, по не моменты, п балка относительно к0
лопны может свободно повернуться. Под жестким прикреплением hohip
мается такое прикрепление, при котором балка с колонной соединяется па
глухо такими деталями, которые могу г воспринять воздействие изгибающих
моментов. Гибкое или полужеегкое присоединение является промежуточ-
ным между свободным и жестким. При гибком соединении с балки на ко-
лонну передаются преимущественно вертикальные н горизонтальные силы
а также частично н моменты; при этом угол, образованный балкой и ко-
лонной. может изменяться за счет деформации соединяющих деталей.
Свободное прикрепление балок к колоннам применяется в тех случаях
когда на систему действуют только вертикальные нагрузки п система в це-
лом как во время монтажа, так и во время эксплуатации закреплена про-
тив горизонтальных смешений. Свободное прикрепление наиболее просто и
удобно прн монтаже. Гибкое присоединение балок к колоннам применяется
в тех случаях, когда на систему действуют только вертикальные нагрузки
(или наряду со значительными вертикальными силами — небольшие гори-
зонтальные), но систему необходимо укрепить прогни горизонтальных сме-
щений и придать ей жесткость на время монтажа. Жесткое присоедине-
ние балок к колоннам применяется в тех случаях, когда на систему наряду
с вертикальными действуют и горизонтальные силы, для восприятия кото-
рых система конструируется и рассчитывается как рама (см. главу XXIV, § 3).
Крепление балок к колоннам осуществляется на сварке, заклепках и
болтах.
2. Свободное сопряжение балок с колоннами
В сплошных колоннах свободное опирание
балок сверху наиболее
просто осуществляется через верхнюю плиту (фиг. 275), образующую пло-
Фиг. 275. Свободное опирание
балок на колонну сверху
щадку для установки балок. Плита привари-
вается к торцу стержня колонны по периметру
его сечения. Толщина швов определяется из
расчета передачи давления от плиты на стер-
жень колонны по формуле:
Недостатком такой конструкции является
необходимость точного изготовления длины
стержня колонны. Если давления, передавае-
мые па колонну, значительны О 100-Т- 150m),
то торец колонны целесообразно прифрезе-
ровать к плите. Колонну, как правило, сле-
дует ориешировагь стенкой по направлению
балок и давления балок передавать через их
опорные ребра, поставленные над полками ко-
лонны (фиг. 275); толщина плиты при этом
получается конструктивной, порядка 20—30 Ml.
Колонну при таком опирании необходимо про-
верить па внецентренное давление при загру-
жении временной нагрузкой балки, примыкаю-
щей с одной только стороны. При опирании
балок на плиту через центрирующую плит-
ку (фиг. 276) давление можно считать при-
Оголовкп колонн и сопряжение балок с колонна ян
319
ложеииым центрально, даже при одностороннем загружении балок. Для
равномерной передачи давления на колонну н уменьшения толщины плиты
центрирующую плитку целесообразно располагать вдоль стенки колонны
(фиг. 276. «). Если колонна ориентирована по отношению к балкам так,
что центрирующая плитка уложена поперек стенки колонны, то верхнюю
плиту необходимо укрепить ребрами (фиг. 276, б). Опорное давление в этом
случае передается через ребра и вызывает значительные местные напряже-
ния в стенке, вследствие чего стенка не должна быть слишком тонкой.
В легких колоннах оголовок может быть осуществлен в вте столика
из двух уголков или швеллеров, приваренных к стенке (фиг. 277). Такой
Фиг. 276. Передача давления через центрирующую плитку
оголовок позволяет иметь ббльшие допуски в длине колонны. Прикрепление
столика должно иметь некоторое протяжение по длине колонны, чтобы
усилие постепенно перераспределялось со стенки на все сечение колонны.
В сквозных колоннах с малыми нагрузками свободное опирание также
может осуществляться через плиту, приваренную к верхнему торцу стержня
колонны. Если плиту снизу укрепить ребром, поставленным между ветвями
(фпг. 278), то опирание будет таким же, как в сплошных колоннах.
В клепаных колоннах из двух ветвей оголовок при свободном опира-
нии также конструируется в виде столика. Столик состоит из диафрагмы,
прикрепляемой к ветвям вертикальными коротышами, и плиты, прикрепля-
емой горизонтальными коротышами к диафрагме (фиг. 279).
В легких колоннах диафрагму можно принимать из обрезка двутавра;
в этом случае полка двутавра заменяет плиту.
Количество заклепок, прикрепляющих вертикальные коротыши к диа-
фрагме, очевидно, будет равно:
N
П~ '
(9.65)
где о — толщина диафрагмы.
3 V> Ко Юнны tt стойки, работающие на центральное сжатие
При большом количестве заклепок можно взять коротыши с двухряд.
к ;м расположен гем заклепок в полках, примыкающих к диафрагме.
Фиг. Z/9. Оголовок клепаной колонны
Заклепки, прикрепляющие коротыши к стержню колонны, односрезные;
следовательно, требуемое их количество равно:
= N
я"<7’
(9.66)
Здесь ставить заклепки по двум рискам нерационально, гак как второй,
более удаленный от диафрагмы ряд заклепок работает плохо; лучше удли-
нить уголки ниже диафрагмы, если заклепки не размешаются в пределах
се высоты.
Огнлоти колонн it сопряжение балок с колоннами
321
Для большей жесткости соединения рационально принимать более тол-
стые уголки.
Количество заклепок, прикрепляющих горизонтальные коротыши к диа-
фрагме, должно быть гакое же, как и у вертикальных, г. е. определяется
по формуле (9.65).
При больших нагрузках наша может быть пристрогана к диафрагме;
тогда горизонтальные коротыши имеют конструктивное значение.
Диафрагмы работают как балки малого пролета и большой высоты
прочность которых обычно проверяется по срезу. Поскольку диафрагмы
обрезают у места прикрепления к ветвям колонны, в расчет па срез сле-
дует вводи гт, одну лишь с гонку, так как полки не успевают включиться
в работу на коротком отрезке прикрепления:
где Q = nj- — перерезывающая сила;
/?ср—расчетное сопротивление стали срезу;
h— высота диафрагмы за вычетом заклепочных отверстий;
6 — толщина диафрагмы.
В легких колоннах горизонтальный выступ столика (фиг. 277) прове-
ряют на изгиб, причем, учитывая некоторый изгиб выступа, равнодействую-
щую нагрузки считают приложенной на расстоянии ’/а выступа столика:
М = Р *
где Р—равнодействующая давления на выступ;
с — величина выступа до грани стенки столика;
W—момент сопротивления выступа.
Легкие балки могут примыкать к колонне сбоку по сипам свободного
примыкания вспомогательных балок (см. главу VIII, § 7 и главу XXIV, § 3).
3. Гибкое сопряжение балок с колоннами
Гибкое сопряжение балок с колоннами, работающими на центральную
нагрузку, не должно передавать значительных моментов; поэтому, как пра-
вило, такое сопряжение осуществляется лишь по стенкам балок, без при-
крепления полок (фиг. 280), по типу сопряжения балок (см. главу VIII, § 7).
Все же и при гибком соединении колонну можно рассматривать как защем-
ленную в балочной конструкции, и, таким образом, вся конструкция
представляет собой рамную систему. Однако, поскольку погонная жесткость
колонны -,к- значительно меньше погонной жесткости балок -б , моменты,
передающиеся на колонну, невелики и при подборе сечения колонны могут
не учитываться.
Наиболее рационально прикреплять балки к полкам колонны (фнг. 280, а).
Однако такое крепление создает внецеитренную передачу нагрузки на колонну
при загружении временной нагрузкой одной балки. В одноярусных сплош-
ных колоннах возможно также прикрепление балки к стенке колонны
(фиг. 280, б), вполне соответствующее центральному приложению нагрузки.
21 Н. С. Стрелецкий
322
Колвчнк и cmoivtt, рабочею..... • на центре ц,ное сжатие
Стенку балок прикрепляют к кол ри номощ.! юрцсвой планки или
уголков (в клепаных колоннах) по THl’y сопряжения балок. Прикрепления
может б ть осх шсствлсно на сварка. ^пленках или болтах; в настоящее
время из хстовия простоты мон! ;а чаш всего применяю! болт пли сварку
В монтаже рассматриваемое соединение неудобно, так как поднятую
балку приходится держать на крюк, крана до момента закрепления ее
монтажными б лтами, причем посадить балку па отве-репт довольно трудно.
оо Б-Б
Фиг. 280. Гибкое сопряжение баток с колоннами
В случае же примыкания балок к стенке колонны с двух сторон поста-
новка балок крайне затруднена, так как поднятую балку нельзя закрепить
болтами, пока не поставлена соседняя. В целях устранения указанных затруД"
нений к колоннам на заводе приваривают или приклепывают монтажные
столики (фиг. 280, а и б), которые служат только для укладки балок во
время монтажа.
Возможно также опирание балок на рабочий столик (фиг. 280, в, ?)•
при котором вертикальное опорное давление балки передастся через при-
строганный горец опорного ребра на столик. Столик обычно проектирую1
из листа толщиной 20—30 мм или из крупною уголка. Швы, прикрепляю-
щие столик к колонне, должны быть рассчитаны на опорную реакцию,
болты, прикрепляющие опорное ребро балки к полкам колонны, ставятся
в этом случае конструктивно.
,9. г^а^нталъну ,:сс.1^до9анця рнГюты центра who сжатых колонн 323
Ввиду необходимости достаточно плотного прилегания прикрепляющих
уголков к колонне (с допуском 1 мм на сторону) необходимо точное изго-
товльнпе оалок, что является недостатком такого вида соединений.
Если балки прикрепляют к ветвям сквозной колонны, то между ветвями
на высоту прикрепления ставят диафрагму (фиг. 280, г).
§ 9. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТЫ ЦЕНТРАЛЬНО СЖАТЫХ
КОЛОНН
Экспериментальное изучение действительной работы центрально сжатых колонн
сплошного сечеиия проводили Н. Д. Жуднн 1 и А. В. Геммерлянг*.
На несущую способность центрально сжатых колонн существенное влияние ока-
зывает качество изготовления стержня. При начальной кривизне оси стержня, искри-
в-енш: продольных кромок полок, неточном центрировании опорных устройств и тому
подобных дефектах с самого начала работы стерж-
ня появляются начальные эксцентриситеты, в ре-
зультате чего несущая способность стержней сни-
жается. Так как «идеальных* условий работы прак-
тически получить невозможно, то эксперименталь-
ная предельная нагрузка всегда несколько мень-
ше расчетной. В отдельных случаях разница между
экспериментальной и расчетной нагрузками дости-
гает !5'7о’ Чем тщательнее поставлен эксперимент
и изготовлен стержень, тем ближе предельная
нагрузка к се расчетному значению.
При двутавровом сечении колонны особенно
опасно влияние эксцентриситета в плоскостистенки.
При появлении текучести по всему сечению полки
Фиг. 281. Исследование несущей способности стальных колони
двутавровый стержень сразу теряет несущую способность, так как оставшееся резко
несимметричное сечение становится неспособным нести полученную ранее нагрузку.
При эксцентриситете в плоскости полок текучесть распространяется от кромок
полок к центру сечения постепенно и стержень сохраняет свою несущую способность
до тех пор, пока текучесть не достигнет такой глубины, что наступит потеря его
общей устойчивости.
При наличии начальных искривлений кромок полок напряжения по сечению стержня
распределяются неравномерно; искривленные кромки полок работают с недоиапряже-
инем, более жесткая часть сечения в месте пересечения полок со стенкой имеет
большие напряжения.’ При этом напряжения на кромках на 10—15% ниже среднего
напряжения. Вследствие наличия начальных эксцентриситетов искривление стержня
начинается уже при сравнительно небольших напряжениях (1 000—1 500 кг[см*), далее
1 Н. Д. Ж уди н, Испытания моделей колонн Дворца Советов, изд. АН УССР, 1941.
’ А. В. Г е м м е р л и н г, Несущая способность сжатых и сжато-изогиутых эле-
ментов, «Сборник экспериментальных исследований стальных конструкций". Госстрой-
издат, 1950.
А'лточчь V гтгЙм/. работающие на центральное сматие
< ростом нагрузки поперечные деформации нарастают более интенсивно, и цроц.т
разрешения центрально сжатого стержня (При малых гиокостях А = 20 —30) имеет
пластичный характер (фиг. 2S1Y
Легкая волнистость полок появляется при сравните into небольших пагрузках ,
затем, постепенно развиваясь, переходит в местную потерю устойчивости.
Падение нагрузки при больших ширинах полок связано с местными
искривлениями, которые становятся значительными после развития текучести в обла-
сти стенки.
Существенное влияние на работу составного сжатого стержня оказывают соеди-
нительные решетки. Работы акад. К. К. Симпнскиго (1925 Г.) П зарубежные работы
в х мшенные анализу катастроф сооружений, показали, что решетки, рассчитанные на
поперечную силу <?==0,92А’ (где А' - сжимающее усилие стержня), являются доста-
тс-и'ыми. Работы эти выявили зависимость поперечной силы Q от гибкости стержня
_ также большое влияние потери местной устойчивости элемент он стержни па его
несущую способность.
Глава Y
ФЕРМЫ
§ 1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ. СИСТЕМЫ ФЕРМ, ПРИМЕНЯЕМЫХ
В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
Фермы являются широко распространенным видом стальных строитель-
ных конструкций. Они представляют собой жесткую и экономичную в отно-
шении затраты материала конструкцию, простую в изготовлении и изящную
с внешней стороны. Сквоз-
ным системам можно при-
дать почти любое очерта-
ние, требуемое условиями
технологии, архитектуры и
работы их под нагрузкой.
Сквозные системы осущест-
вляются самой разнооб-
разной несущей способно-
сти: от легких конструкций
из уголков и даже круглых
стержней (прутковые фер-
мы) до тяжелых ферм, стерж-
ни которых составляются из
нескольких элементов круп-
ного сечения (из листовой
или профильной стали).
Наибольшее разнообра-
зие форм и типов получили
стропильные фермы, поддер-
живающие кровлю в про-
мышленных и гражданских
зданиях, ангарах, павильо-
нах, вокзалах, рынках. Мо-
сты, подкрановые эстакады,
конструкции подстанций, ра-
диомачты и мачты линий
электропередач, надшахт-
ные копры, мостовые н ко-
провые краны также в боль-
шиистпе случаев имеют
сквозную конструкцию в ви-
де ферм.
Фермы проектируются
в виде балочных (фиг. 282,
о, б и в), арочных (фиг. 282, г),
Фиг. 282. Системы ферм
о, <Т, • — балочные; а — арочпаа; д — рини
826
Фермы
балочные фермы, почему они и
висячих и рамных (фиг. 282, '?) систем. Однако типовыми, наиболее рас,
пространенными и сквозных системах (точно так же, как и в сплошных)
являются балочные фермы; они наиболее удобны и пзгоювленпи и имеют
самые простые и наименьшие но размерам опоры.
Системы балочных ферм (так же, как и сплошных балок) могут быть
разрезные одиопролетные (фиг. 282, о), неразрезные (фиг. 282, б) и К0||.
сольные (фиг. 2S2, в).
Наиболее простыми в изготовлении и монтаже являются разрезные
имеют наибольшее распространение. Полу-
чаемая при применении псразрезных и кон-
сольных многопролетпых систем экономия
в материале, в большинстве случаев в лег-
ких фермах, несущественна и в значитель-
ной степени поглощается большими затруд.
нениями в изготовлении (изготовление шар-
ниров в консольных системах) и в монтаже
(устройство стыков). Дополнительные на-
пряжения от неравномерных осадок опор и
температурных воздействий также в извест-
ной степени могут понизить эффективность
применения неразрезных ферм. Все же
в отдельных случаях, в особенности в тя-
желых фермах, где усилия от собствен-
ного веса зачастую имеют главенствующее значение, оказывается рацио-
нальным применять неразрезные и консольные фермы.
В эксплуатационном отношении неразрезные системы рациональны тем,
что дают слитную, более жесткую многопролетную конструкцию.
Промежуточной системой между фермой и сплошной балкой является
комбинированная система, состоящая из балки, усиленной либо снизу подвешен-
ной цепью (шпренгельная балка, фиг. 283, а) пли сквозной фермой
(фиг. 283, <5), либо сверху— аркой (фиг. 283, в) или фермой. Распор цепи или
арки, а также воздействия сквозной фермы уменьшают изгибающий момент
в балке. Комбинированные системы просты в изготовлении (особенно при
сварке) и рациональны в тех случаях, когда нагрузка передается не в опре-
деленных узлах, а является равномерно распределенной или же подвижной
(подкрановые балки). Они весьма рациональны и с точки зрения стоимости,
поскольку в них обычно используются дешевые прокатные балки.
Фиг. 2S3. Комбинированные системы
§ 2. КОМПОНОВКА КОНСТРУКЦИЙ ФЕРМ
1. Очертание ферм
а') Требования, предъявляемые к очертанию ферм
Одним из первых вопросов проектирования ферм является выбор очер-
тания фермы. Тип фермы определяется в первую очередь назначением со-
оружеиия, а затем его компоновкой, т. е. конструктивной увязкой отдель-
ных элементов, примыкающих к ферме. Так, например, очертание стропиль-
ных ферм промышленного здания зависит от назначения здания, о г типа
кровли, от типа и размеров фонарей, от способа соединения ферм с ко-
лоннами (шарнирное или жесткое), от схемы расположения прогонов и т. Д-
Эти требования являются главенствующими.
Вместе с тем очертание фермы должно соответствовать ее статической
рхеме и виду нагрузок. Так, например, консольную часть фермы радио-
Компоновка конструкций (берм
327
нально проек i иронагь треугольной; одноиролегной ферме с равномерной нагруз-
кой при равных прочих показателях рационально придавать очертание
в соответствии с характером эпюры моментов и т. п.
Большое разнообразие типов ферм нежелательно, так как оно повышает
трудоемкость изготовления. Целесообразно в пределах одного вида соору-
жений (стропильные фермы, мосты) иметь унифицированные схемы ферм,
позволяющие стандартизовать стержни ферм и их узлы, что может суще-
ственно повысить серийность выпускаемой заводами продукции.
б) Фермы треугольного очертания
Фермы треугольного очертания применяются в основном в качестве
стропильных ферм и являются старейшим типом стропильной фермы, соот-
ветствующим простейшему очертанию глухой крутой кровли (фиг. 284, а).
С|ропильные фермы тре-
угольного очертания
имеют ряд конструктив-
ных недостатков. Острый
опорный узел сложен и
позволяет устраивать
лишь шарнирное сопря-
жение фермы с колонна-
ми, при котором значи-
тельно снижается попе-
речная жесткость кон-
струкции здания в це-
лом. Фермы треугольного
очертания применяются,
как правило, при значи-
тельных уклонах кровли;
при этом в середине про-
лета ферма имеет излиш-
нюю неиспользуемую вы-
соту (до % поскольку
наибольшее усилие в поя-
се такой фермы возни-
кает у опоры. Элементы
решетки в средней части
фермы получаются чрез-
мерно длинными, и сече-
Фиг. 281. Фермы треугольного очертания
нпе их приходится под-
бирать по предельной гибкости, что вызывает перерасход металла.
Применение треугольных ферм, как правило, ограничивается зданиями
с холодной и крутой кровлей (этернит, волнистые асбестоцементные
листы, кровельная н волнистая сталь и т. п.), главным образом, при уста-
новке ферм на каменных стенах или железобетонных колоннах.
Треугольные фермы часто проектируются с приподнятым (ненарушенным)
нижним поясом для увеличения полезной высоты помещения (в горячих
пехах) и уменьшения длины элементов решетки (фиг. 284, б).
в) Фермы трапецеидального и полигонального очертаний
Большое распространение имеют в настоящее время фермы трапецон
дальнего и полигонального очертаний со слабо вспарушенным поясом
(фиг. 285). В кровельных покрытиях эти фермы пришли на смену тре-
З’Я
Фермы
угольным вследствие появления рулонных кровельных материалом, требующих
малых уклонов. Конструктивным преимуществом легких трапецеидальных
ферм (фиг. 285. а) является возмож-
ность образования с металлическими
колоннами поперечных рам с жест-
кими узлами, а также уменьшение
излишне длинных элементов решет-
ки благодаря чему эти фермы стали
основной конструкцией покрытия
промышленных зданий.
Иногда при значительном про-
чете и наличии и средней части фер-
мы фонаря верхний пояс фермы
проектируется с двумя переломами
и горизонтальной средней частью,
в результа те чего ферма получает по-
Фиг. 285. Фермы трапецеидального и поли-
гонального очертаний
лигональнос очертание (фиг. 285,в).
Такое очертание весьма конструк-
тивно и экономично по затрате ма-
териала; в соответствии с величи-
ной усилия средняя часть пояса
может быть запроектирована более
мощной, чем крайние, при наличии
всего лишь двух стыковых соединений. Наличие горизонтальной части
верхнего пояса часто позволяет уменьшить высоту фермы до требуемых
<р размеров, обеспечивающих перевози-
\Ч\1\И/УИ
мость фермы в целом виде.
Фермы полигонального очертания
весьма распространены в тяжелых пере-
крытиях больших пролетов, где суще-
ственно влияние изгибающих моментов.
г) Фермы с параллельными поясами
так и тяжелых ферм (фиг. 286, а, б и в). Конструктивными преимуществами
ферм с параллельными поясами являются: одинаковое ib длин элементов
Компоновка конструкций ферм
З’о
поясов и решетки, а потому возможность применения стандартных элемен-
тов решетки и типовых узлов, а также минимальное количество стыков
поясов, что способствует типизации этих ферм и индустриализации их изго-
товления. Фермы мостов, эстакад, мостовых кранов, радиомачт (на оттяж-
ках), как правило, проектируются с параллельными поясами.
В неразрезпых системах моменты в пролетах и на опорах примерно
равны друг другу, так что в фермах с параллельными поясами благопри-
ятно используется материал при применении иеразрезных систем.
В кровельных конструкциях фермы с параллельными поясами приме-
няются там, где не надо создавать уклона кровли; примером таких ферм
могут служить подстропильные фермы, а также легкие сквозные прогоны,
непосредственно поддерживающие кровельный настил.
Особенно большие возможности применения ферм с параллельными поя-
сами появились с развитием систем, в которых фонарные надстройки зани-
мают почти весь пролет фермы, а иногда и весь пролет (прн поперечных
фонарях), вследствие чего фермы из конструкции, образующей форму крыши,
превращаются в простую поддерживающую конструкцию (фиг. 286, г).
д) Фермы специального очертания
В ряде случаев фермам приходится придавать специальное очертание
в зависимости от компоновки
жить шедовые крыши (фиг.
287, а), устраиваемые в зда-
ниях, где требуется большая
и равномерная освещенность.
Треугольные фермы, образую-
щие шедовую крышу, имеют
один остекленный крутой скат
с углом наклона в 60°—90°
п другой — более пологий, по
которому укладывают кровель-
ный материал. Такое очерта-
ние ферм мало рационально
с точки зрения их статиче-
ской работы, но оправдывается
общей компоновкой конструк-
ции здания, отвечающей тре-
бованиям производства. В при-
стройках к промышленным зда-
ниям нередко применяются
односкатные треугольные фер- фпг. 287. Фермы специатьиого очертания
мы (фиг. 287, tf), но при зна-
чительных пролетах они нерациональны и с успехом могут быть заменены
фермами с параллельными поясами (фнг. 287, в).
2. Генеральные размеры ферм
а) Пролет ферм
Пролет ферм определяется расстоянием между' опорами в свету и типом
опорных устройств и задается технологической или архитектурной схеме
сооружения. Фермы устанавливаются на опоры сверху (преимущественно
при железобетонных и каменных опорах) или примыкают к опорам с оку
(при металлических колоннах), образуя поперечные рамы.
330
Фермы
При опирании на каменные или железобетонные опоры расчетный про,
лет фермы (расстояние между осями опорных час roll) в качестве первого
приближения может быть принят ранным:
L — L„-\-a,
1ДС [_— расстояние между опорами в свету на отметке опирания ферм-
а =& 0.5 .к.
При примыкании ферм к металлическим колоннам сбоку расчетный про-
лет принимается равным расстоянию между колоннами и свету на отметке
примыкания ферм.
В тех случаях, когда пролет конструкции нс диктуется технологиче-
скими требованиями, например, в эстакадах под трубопроводы или мосто-
вые краны, а иногда в многопролетных мостах, он должен назначаться на
основе экономических соображений таким, чтобы суммарная стоимость
фермы и опор была бы наименьшей. Определение напвыгодиейшего пролета
для ферм вполне аналогично определению напвыгодиейшего пролета для
балок, приведенному в главе VIII, § 2, п. 2.
б) Высота треугольных ферм
В треугольных фермах (фиг. 284) высота является функцией пролета и
уклона кровли, который зависит от материала кровли. Обычно треугольные
фермы проектируют под кровли, требующие значительных уклонов (25°—45°),
что дает высоту ферм Л= у-5--у
Высота треугольных ферм, как правило, бывает выше требуемой из
условия наименьшего веса фермы; поэтому треугольные фермы получаются
тяжелее трапецеидальных или ферм с параллельными поясами.
в) Оптимальная высота ферм трапецоида гьных и
с параллельными поясами
Обычно высота трапецеидальных ферм, а также ферм с параллельными
поясами назначается на основе конструктивных требований и увязки кон-
структивных элементов сооружения в целом. В том случае, когда нет осо-
бых стеснений, она может быть назначена из условия наименьшего веса
фермы, т. е. но экономическим соображениям.
Вес фермы складывается из веса поясов н веса решетки. Вес поясов
уменьшается с увеличением высоты фермы, так как усилие в поясах обратно
пропорционально высоте
(ЮО
Вес решетки, наоборот, с увеличением высоты фермы увеличивается,
так как увеличивается длина раскосов и сгоек. Следовательно, может быть
найдена оптимальная высота фермы, при которой общий вес поясов и Ре'
тетки будет наименьший.
Вес поясов может быть выражен формулой:
Сд = 2
М1„
hmR '><"•
(10.2)
Компоновка конструкций ферм
33/
, 1С iVB = -ft —расчетное усилие в поясе;
W,'
теоретическая площадь стержня;
/п — длина стержня пояса, равная длине напели;
у — удельный вес стали;
ф„— конструктивный коэффициент поясов
Диалогичным образом может быть выражен вес решетки раскосов:
Ор = 2wT?/p 7'*'р = 2 cos a mR 7'''Р = 2 cosa а mR !l ’ ^10,3^
где Мр — '^'а---Расчстное усилие в раскосе;
, h
—---------длина раскоса;
в cos а 1
а — угол наклона раскоса к вертикали;
фр — конструктивный коэффициент раскосов.
Таким образом, вес всей фермы (поясов н раскосов) равен:
МЛ. Vi Q
Подставив в формулу (10.4)
I /1 V
---—=1 4- tg2a=l+ -Я ,
COS-а 1 ь * \. Л /
получим:
°*=21^7^+2т^--4 7,!>р+2^Л7^р- <|о-5>
Взяв производную no h и приравняв ее нулю, получим:
Io VAIZB Г I ll1 I V 1 л лпи
~ЗЛ =-[? 2^7? 7фп +2 71'р J 7? +2^7^ = °’ (10-6)
откуда наивыгоднейшая высота фермы:
(Ю.7)
поскольку 1„ = —, где
2ЕЛ1 ,
—Г~
Величина ' ,—
- V ?р
фермы:
L — пролет, л — число панелей.
близка к 0,7, и тогда напвыгоднейшая
Ло..т = /п /0,7л-Н=-^ /0,7/z+L
высота
(Ю.8)
а наивыгоднейшее ио весу соотношение:
(1J.9)
Таким образом, наивыгоднейшее отношение высоты фермы к ее про-
лету зависит от числа панелей и уменьшается при увеличении этого числа.
При наличии стоек в формулу (10.4) войдет еще вес стоек. Прн раскосной
S32
Ф,'П uw
решетке (см. ниже) стойки
нптио, раипястсч:
р.пюгшог iij поперечную силу, п пес их, ЬЧ(.
гче ,j,fr_конструктивный коэффициент стоек.
Вставив в формулу (10.1) нес стоек и приравняв производную получен-
ною выражения пулю, очевидно, получим:
Отношение и. следовательно:
______
ПТ ___ I | Р0,7 ft |~ 1
L п г 3
(I0.D')
При треугольной
Тогда, очевидно:
решетке стойки работают на местную нагрузку Р,
поскольку Р Q я фС1 % • в среднем:
и, следовательно:
(10.9")
Таким образом, оптимальная высота ферм по весу очень сильно зависит
от системы решетки; при раскосной решетке опа примерно па 40%
меньше, чем при треугольной решетке без стоек и примерно па 20%
меньше высоты ферм при треугольной решетке со стойками.
Если принять, что вес решетки увеличивается с увеличением высоты
линейно, а вес поясов уменьшается по гиперболическому закону, т. с. счи-
тать, что вес фермы изменяется по закону:
^Ф=%
где С| и с,— постоянные числа, то, как в балке с постоянной толщиной
стеики (см. главу VIII, § 2), оптимальная высота по несу получается тогда,
когда вес поясов равняется несу решетки.
Вышеуказанные формулы оптимальной высоты но несу дают значение
высоты, которое не следует превышать во избежание перерасхода мате-
риала, если это нс вызывается конструктивными или компоновочными уело*
ииячи.
Обычно принимают несколько меньшие высоты, а именно: в фермах
с параллельными поясами или близких к ним —около 1/а — ’/ю пролета;
в легких фермах принимают меньшие значения, чем н тяжелых. Условия
компоновки сооружения часто могут дополнигелыю ограничить высоту
Компоновка конструкций ферм
333
фермы. Так, .... высота подстропильной фермы может быть ограни-
чена габариюм проезда снизу и уровнем кровли (карнизом) сверху и т. д.
Весьма сущее шенны ограничения, диктуемые условиями перевозки но же-
лезной лоро! е; фермы, перевозимые в целом виде или крупными отправоч-
ными элементами (а к таким принадлежат все легкие фермы), должны
иметь высоту, меньшую размеров габарита подвижного состава (см.
главу VII, § 9, и. 3).
г) Высота ферм из условий прогиба
Наименьшая возможная высота фермы определяется условиями ее про-
гиба. В обычных случаях кровельных покрытий жесткость ферм значительно
превосходит требования, предъявляемые условиями эксплуатации. В кон-
струкциях, работающих па подвижную нагрузку (фермы подкрановых эстакад,
мостовых кранов и т. и.), условия жесткости часто являются достаточно
высокими (///= 1/700-:-1/1 000), что требует проверки прогиба ферм.
Величина прогиба фермы может быть получена аналитически по фор-
муле Мора:
V NN,l
ЕЕ
(где N—усилие в стержне фермы от заданной нагрузки; Лг(— такое же
усилие от силы, равной единице, приложенной в точке определения про-
гиба по направлению прогиба) пли графически — построением диаграммы
Виллно. Построение этой диаграммы целесообразно в тех случаях, когда
нужно получить линию прогиба нижнего или верхнего пояса фермы.
Исходя из формулы Мора, предполагая ферму с параллельными поясами
п взяв среднее значение аргументов, можно получить формулу отношения
наименьшей высоты к пролету, аналогичную соответствующей формуле для
сплошных балок (см. главу VIII, § 2, п. 2) в функции прогиба фермы:
h__С,5 d ( , 2Л\
I — 24 '(/М ' ‘ Г
(10.10)
в которой второй член (в скобках) выражает влияние решетки.
Здесь |/]/Z — мера жесткости для ферм (обычно ~ 1/500 -S-1/1 000);
а — максимальное напряжение в поясе от нагрузки, вызывающей прогиб.
д) Высота ферм на опорах
В фермах трапецеидального очертания, помимо высоты в середине про-
лета, необходимо установить высоту па опоре. Высота опорной стойки за-
висит от высоты фермы в пролете и
уклона кровли. Обычно при уклонах
1/10-4-1/7 она получается в пределах
от ’/is ДО ’/ю пролета, что конструк-
тивно вполне приемлемо.
Прн более крутых уклонах (напри-
мер, 1/4) опорные стойки получаются
чрезмерно короткими, узлы неконструк-
тивными, и тогда следует переходить
к фермам треугольного очертания или к фермам, имеющим перегиб ниж-
него пояса (фиг. 288), которые получаются легче обычных треугольных.
cPepvi.'
3. Системы решетки ферм и их характеристика
От системы решетки зависят вес фермы. |руцоемкосгь изготовления,
се внешний вил: решетка должна cooi веге снопа гь схеме приложения пл'
грузок. так как нагрузки ио избежание местного изгиба пояса, как правило,
передаются на ферму в узлах. Решетка ферм работает на поперечную
ch.iv. выполняя функции стенки сплошной балки.
л) Системы решетки в треугольных фермах
Из многочисленных систем решетки треугольных ферм наиболее рацио-
нзльнымн являются раскосная и треугольная.
Раскосная система решетки состоит из стоек и раскосов, которые
следует принимать нисходящими к середине фермы (фиг. '289, а). Нисходя-
щие раскосы расположены но короткой диагонали панели, благодаря чему
получаются минимальные длина и вес решетки. Вместе с гем они подходят
в тупой мол трапеции панели иод углом к верхнему иоясу, близким к пря-
мому. что облегчает конструирование узла, уменьшая размеры фасонки и
Фнг. 289. Решетка треугольных ферм
упрощая ее очертание. Эти преимущества обусловливают применение нисхо-
дящих раскосов, несмотря на то. чго они в фермах треугольного очерта-
ния в отличие от прочих ферм сжаты, а более короткие элементы — стоп-
ки — растянуты.
Треугольная система (фиг. 289,6) имеет меньшее количество
узлов, однако эти узлы полу чаются различных типов и более сложными,
чем в раскосной системе. Поэтому треугольная решетка в фермах треуголь-
ного очертания применяется реже. При крутых кровлях (а=35°—45°) и
сравнительно больших для треугольных ферм пролетах (/=18—20 м) наи-
более рациональной является система, состоящая из двух полуферм, свя-
ганных затяжкой (фиг. 289, в). В такой системе элементы решетки имеют
небольшую длину и конструирование узлов сильно упрощается. Приподня-
тая затяжка увеличивает полезную высоту помещения. Образующие систему
жесткие полуфермы и затяжка могут изюювлягься па заиоде с последую-
щим транспортированием на место возведения тремя отправочными элемен-
тами.
6) Системы решетки в фермах трапецоиоамных и с параллельными
поясами
В фермах трапецеидальных и с параллельными поясами применяются
раскосная и треугольная системы решетки. Раскосная система для лучшего
использования материала должна иметь нисходящие раскосы (фиг. 286, а),
которые при указанных очертаниях ферм имеют растягивающие усилия.
Компоновка конструкций ферм
335
ЖЖ
в)
кккш
Фиг. 290. Специальные системы ре-
шетки
а — шпренгельная; б — крестовая; в — полу-
раскосная
Более легкой и удобной является треугольная решетка. В треугольной
решетке могут отсутствовать стойки (фиг. 286, б), благодаря чему количе-
ство узлов уменьшается и резко уменьшается суммарная длина элементов
решетки. Однако такая система имеет большую панель, которая может не
отвечать конструкции перекрытия (например, рациональному расстоянию между
прогонами кровли). В этом случае треугольная решетка дополняется про-
межуточными стойками.
В фермах с дополнительными стойками, укрепляющими верхний пояс
(фиг. 285, а п 286, в), суммарная длина элементов треугольной решетки
также получается меньше, чем раскосной, так как стойки располагаются
через узел и количество узлов по нижнему поясу уменьшается. В тяжелых
фермах, а |акже в фермах поддерживающих подвесной потолок, часто
устраивается треугольная решетка с дополнительными стойками и подве-
сками, которые нужны для прикрепления
элементов поперечной конструкции и
уменьшения свободной длины поясов
(фнг. 285, а). Путь усилия от узла, к ко-
торому приложена нагрузка, до опоры
при треугольной решетке значительно
короче, чем при раскосной, поскольку
дополнительные стойки и подвески рабо-
тают только на местную нагрузку и не
участвуют в передаче усилий. Вследствие
этого количество заклепок или швов, при-
крепляющих решетку треугольной систе-
мы меньше, чем раскосной. Указанные
обстоятельства всегда компенсируют не-
которое утяжеление сжатых раскосов по
сравнению с растянутыми раскосами рас-
косной решетки.
Применение раскосной решетки целе-
сообразно при малой высоте ферм, а также
тогда, когда по стойкам передаются
большие усилия; последний случай возможен в подстропильных фермах,
к стойкам которых прикрепляют тяжелые стропильные фермы.
Наивыгоднейшнй угол наклона раскосов в треугольной решетке ~45э,
а раскосной 35° (см. ниже, п. 4). Таким образом, в треугольной решетке
длина панели должна быть близка к высоте, а в раскосной — несколько
более высоты, что удобно только при малой высоте ферм. Поэтому при
большой высоте ферм (~ 4-ь5 л) приходится устраивать шпренге л ьную
решетку (фиг. 290, а), чтобы уменьшить панель в соответствии с систе-
мой перекрытия, не отступая от нормального угла наклона раскосов
(45°—50'). Шпренгельная решетка является решением вынужденным и тре-
бует большего расхода металла; зато она дает возможность получить ра-
циональное расстояние между элементами поперечной конструкции при
больших пролетах и высотах ферм, а также уменьшить расчетную длину
сжатых элементов. Так, например, в стропильных фермах шпренгельная
решетка позволяет сохранить нормальное расстояние между прогонами
(2—3 м), удобное для поддержания элементов кровли.
В высоких башнях шпренгельная решетка уменьшает расчетную длину
поясов и тем самым позволяет снизить общий вес конструкций.
Крестовая решетка (фиг. 290, б) имеет две системы раскосов.
Прн работе обеих систем раскосов она является более жесткой, но, будучи
336
фермы
тяжело!» п трудоемкой, применяется почти исключительно я фермах, Д)111
которых жесткость является особенно важной н которые работают на дПу.
стороннюю нагрузку. Такими фермами являются горизонтальные ветровые
связи промышленных зданий и других конструкций, вертикальные фермы
мачт, башен и высоких знаний.
Для того чтобы работали обе системы раскосов, последние должны
быть достаточно жесткими или натянутыми настолько, чтобы в них не
могли появиться сжимающие усилия. Весьма часто (например, в связях про-
мышленных зданий) крестовую решетку проектируют из достаточно гиб-
ких элементов. В этом случае при действии нагрузки с одной стороны
работает только одна система растянутых раскосов; сжатые же раскосы
вследствие своей большой гибкости выключаются из работы и в расчетную
схему не входят. Такая система является рациональной ио расходу стали
при небольших усилиях в элементах решетки.
Полураскосные (фиг. 290, в), мпогораскосиые и другие системы сложных
решеток ввиду большой их трудоемкости в настоящее время употребляются
только в особых случаях (например, в мачтах, в связях — для уменьшения
свободной длины стержней и т. п.).
Таким образом, наплучшей системой решетки является простая тре-
угольная; в соответствии с этим унифицированные модулиронанные стропиль-
ные фермы (см. ниже) имеют простую треугольную решетку без стоек (фиг. 293).
4. Панели ферм
Одновременно с выбором системы решетки устанавливают размеры па-
нелей фермы. В стропильных фермах размеры панелей определяются си-
стемой перекрытия — расстояниями между прогонами и видом кровельного
настила. В настоящее время эти расстояния колеблются от 1,5 м (самые
легкие виды асбестоцементных кровель) до 2—2,5 м (тяжелые кровли из
железобетонных плит) и даже до 3 м (новейшие типы кровельных насти-
лов, отвечающие модульным решениям ферм и шатра, см. п. 6). В других
конструкциях размеры панелей также должны отвечать рациональным рас-
стояниям между точками приложения нагрузки к ферме, поскольку на-
грузка обычно прикладывается к узлам ферм. Вместе с тем размеры пане-
лей должны соответствовать оптимальному углу наклона раскосов, при ко-
тором суммарный вес решетки получается наименьшим; как уже было ука-
зано, оптимальный угол наклона раскосов для треугольной решетки соста-
вляет" около 45", а для раскосной решетки — около 35°.
Из конструктивных соображений — компактности фасонки в узле и
удобства прикрепления раскосов — желательно иметь угол, близкий к 45°.
При очень малых углах фасонки получаются слишком вытянутыми, при
больших — высокими, что делает их громоздкими и неэкономичными.
За последнее время получил распространение упрощенный тип покрытий,
в которых настил непосредственно укладывается на пояса ферм (беспро-
гонные покрытия), дающий существенную экономию стали за счет отсут-
ствия прогонов. В этом случае возможно;
а) поскольку пояс работает на местный изгиб,—уменьшать панель»
переходом на шпренгельную решетку или другими приемами;
б) конструировать верхний пояс жестким, превращая его в балку, и
в соответствии с этим увеличивать панель, полностью используя жесткость
пояса. В этом случае ферма переходит в комбинированную систему — балку
с подпружной сквозной фермой; такая конструкция получается менее трудо-
емкой и при правильном расчете (как сложной статически неопределимой
системы) приемлемой по весу.
Компоновка конструкций фер
337
6. Устойчивость ферм. Связи
В вопросе устойчивости сквозной системы (как и сплошной, см. главу' VIII,
§ 4; нужно различать устойчивость системы в целом и устойчивость отдель-
ных элементов (стержней) системы. Сквозная плоская система (ферма)
вследствие малой своей жесткости в плоскости, перпендикулярной плоскости
фермы, обычно неустойчива и приобретает устойчивость только при соеди-
нении с другим устойчивым элементом илн другой
пространственный ус гойчивый
брус (фиг. 291, а). Для юго
чтобы такой брус был устой-
чив, необходимо, чтобы он
был геометрически неизме-
няем, а для этого необходимо,
чтобы все грани его были
неизменяемы. Грани блока (фиг.
291, а) образуются: двумя пло-
скостями (abb'a' и dcc'd') спа
ренных ферм; двумя перпен-
дикулярными им плоскостями
(ebb'd и daa'd') связей, распо-
ложенных по обоим поясам
ферм, 11 не менее чем двумя
плоскостями (abed и a'b'c’d')
поперечных связей, обычно в
торцах ферм. Все эти грани
должны быть неизменяемы. За
счет увеличения числа попе-
речных связей в случае необхо-
димости может быть исключе-
на одна из систем связей,
расположенных вдоль поясов
ферм. Поскольку пространст-
венный брус в поперечном се-
чении является замкнутым и
обычно достаточно широким,
он крайне жесток на кручение
и на изгиб в поперечном на-
правлении, почему потеря его
общей устойчивости в изгибае-
мых системах невероятна толь-
ко в том случае, когда такой
значительные сжимающие нагрузки (например, в башенных конструкциях),
может возникнуть вопрос о потере общей устойчивости системы. Конструкции
мостов, кранов, шпилей, башен, мачт, укосин и др. представляют собой
такие пространственные брусья, состоящие из сквозных ферм (фиг. 291, tf).
В шатрах зданий решение получается более сложным ввиду большого
количества поставленных рядом плоских стропильных ферм. Такие фермы,
связанные между собой только одними прогонами, имеют свободную длину
из своей плоскости, равную пролету, и легко могут потерять устойчивость
(фиг. 292, а). В этом случае устойчивость как шатра в целом, так и отдель-
ных элементов плоских ферм обеспечивают тем, что в конструкции шатра
образуют несколько пространственных устойчивых блоков из двух соседних
фермой, образуя с ней
в
Диафрагма.
г;7г<з
L_^CJ
Фиг. 291. Пространственные схемы сквоз-
ных конструкций
пространственный сквозной брус работает на
22 Н. С. Стрелецкий
338
Фермы
усид гшршздимюмкиэодц
7/////////7/Ш
д~уои дпд
цгпЬф
tqHOZODh
Компоновка конструкций ферм
ферм, скрепленных как связями в плоскости верхнего пояса, так и верти-
кальными поперечными связями между стойками ферм, которые заменяют
связи по нижнему поясу (фиг. 292, б). К этим жестким блокам прочие фермы
притягиваются горизонтальными элементами, препятствующими горизонталь-
ному перемещению ферм и гем обеспечивающими их устойчивость. Такими
элементами обычно являются прогоны, расположенные в узлах ферм. Для
того чтобы прогон мог закрепить узел фермы в i оризоптальном направле-
нии, он сам должен быть прикреплен к неподвижной точке-—узлу горизон-
тальных связей.
В шатрах зданий панель связей обычно равняется двум панелям ферм,
что отвечает наиболее удачной, приблизительно квадратной панели связей
(обычно расстояние между фермами — 6 м, длина двух панелей фермы
~4-i-6 ж); поэтому закрепляющим прогоном будет каждый второй прогой.
Таким образом, при отсутствии прикрепления прогона к диагоналям связей
в месте их пересечения, расстояние между закрепленными в горизонтальном
направлении точками верхнего пояса фермы равно двум панелям (фиг. 292, б).
Это обстоятельство должно учитываться при подборе сечения верхнего
нояса ферм. При отсутствии прогонов закрепление ферм производится при
помощи кровельного настила и специальных элементов, прикрепленных к го-
ризонтальным связям. •
Устойчивость отдельных стержней ферм обеспечивается должной достаточ-
но малой гибкостью стержня и зависит от длины стержня между закреплен-
ными от перемещений узлами системы. Сквозные системы ферм обычно стати-
чески определимы; потому потеря устойчивости (выход из работы) одного из
стержней приводит к нарушению неизменяемости фермы, т. е. к ее разру-
шению. Этим сквозные системы отличаются от сплошных, которые всегда
внутренне статически неопределимы, и потому у них выход из работы
одного элемента (потеря местной устойчивости) менее опасен. Во внутренне
статически неопределимых фермах и пространственных комплексах потеря
устойчивости одного стержня менее опасна, но все же приводит к таким
большим деформациям, которые делают эксплуатацию сооружения затрудни-
тельной. Поэтому и это состояние принимается за состояние разрушения.
Разрушение ферм под статической нагрузкой большей частью происхо-
дит от потери устойчивости одним из сжатых элементов фермы. Поскольку
вотеря устойчивости обычно происходит внезапно, она очень опасна, и
потому к обеспечению устойчивости элементов фермы- требуется самое
серьезное отношение.
6. Унификация и модулирование геометрических размеров ферм
Как уже указывалось, большое разнообразие типов ферм повышает тру-
доемкость их изготовления, так как не позволяет организовать серийный
выпуск продукции. Заводам приходится выполнять индивидуальные заказы
с небольшой повторяемостью одинаковых элементов. Путем унификации
геометрических схем ферм можно стандартизовать конструктивные детали
Ферм и перейти на массовое их изготовление при помощи специализиро-
ванных высокопроизводительных станков и приспособлений. Унификация
геометрических размеров ферм непосредственно влечет за собой сокращение
типоразмеров и стандартизацию как самих ферм, так и примыкающих к ним
элементов (прогонов, поперечных балок, связей, колони и т. п.). В ochoi
унификации ферм кладется модулирование конструктивно-компоновочных раз-
меров. Унификация ферм должна проводиться по видам сооружений. Унифициро-
ванные схемы легких стропильных ферм разработаны ЦНИПС (фиг. 29da).
серия
8 я550=^00
2-я серил
f4»S,SO *77,00
/$•£,£0*88.00
I
§
1
§
Л
Э
«
Г
§
ft*
1
2O'S,so-tro.oo
Фиг. 2936. Схемы стандартных мостовых ферм Г ПИ Проектстальконструхдия
s
Фер чы
В основу унификации положена мо кулымч сегка 3 000 X 300 ,и.и. Панели
унифицированных ферм раины пли 3 000 аги (модуль), или 1 500 мм (ГГ1.
ловина модуля). Высота ферм на опорах и в пролете кратна модули,
300 мм. Уклон верхнего пояса траисноида-льных ферм 1:10.
Унифицированные стропильные фермы разных пролетов н мощностей
могут быть собраны и сварены по половине в одном стационарном кон-
дукторе-позиционере (фиг. 293а). Размеры кондуктора определяются из усло-
вия возможности сборки и нем ферм оптимально!! высоты по весу для
данного диапазона пролетов ферм (12 4-24 .и).
Весьма целесообразно иметь постоянную высоту па опоре для всех серий
ферм, так как тогда получается одинаковое примыкание ферм к колоннам
Для трапецеидальных ферм с пролетами 13—30 .и эту высоту рационально
иметь равной 1.8 или 2,1 м. а для ферм с параллельными поясами — 2,7
или 3,0 и. Особенно рациональны унифищнроиаппые фермы с параллель-
ными поясами, так как они имеют максимальное число одинаковых эле-
ме нтов.
Примером унификации геометрических размеров тяжелых ферм являются
стандартные мостовые фермы, разработанные ГПИ Проекгсталькоиструкцня
(фиг. 2936).
Стандартные мостовые фермы разных прологов имеют одинаковые длины
стержней, стандартные узлы и панели, позволяющие изготовлять отправоч-
ные элементы ферм в стационарных кондукторах. Изготовление отправоч-
ных элементов унифицированных ферм в кондукторах резко упрощает самую
трудоемкую операцию в изготовлении стальных конструкций — сборку — и
повышает качество выпускаемой продукции.
7. Строительный подъем
В фермах больших пролетов (/ = 35 лт и более) возникают большие
прогибы, которые ухудшают внешний вид конструкции и во многих случаях
Фиг- 294. Строительный подъем
7__в легвнх фермы, б в тяжелых ферм»
недопустимы по усло-
виям эксплуатация, на-
пример, в промышлен-
ных зданиях при под-
вешенном к фермам
пол ьем но-т р а и с п о рт-
ном оборудовании.
Провисания ферм из-
бегают устройством
с гроительного подъе-
ма, т. е. изготовляют
фермы с обратным вы-
гибом, который при
действии постоянной я
временной нагрузок
погашается, в резуль-
тате чего фермы зани-
мают проектное поло-
жение.
Теоретическую ли-
нию строительного
подъема можно полу-
Расчет /берм
.34.3
чнть, если при нзгоювлспии фермы длину каждого стержня брать с уче-
том его упругих деформаций, т. с. рапной:
/факт = /р -|- Д/ = /р [1 -|- ,
где /„ — длина стержня и расчетной геометрической схеме;
Д/ = р - -удлинение или укорочение стержня от расчетных нагрузок,
Б растянутых стержнях величину Д/ надо вычитать, в сжатых — при-
бавлять. Пол нагрузкой растянутые стержни удлинятся, сжатые укоротятся
и ферма примет свою расчетную геометрическую схему. На практике строи-
тельный подъем задастся обычно по какой-либо упрощенной кривой, имею-
щей стрелку, равную прогибу от постоянной и временных нагрузок, причем
перегибы устраиваются только в монтажных узлах. Так, в стропильных
фермах, имеющих один монтажный стык по середине пролета, строительный
подъем задается по треугольнику (фиг. 294, а). Б тяжелых фермах больших
пролетов, имеющих обычно монтажные стыки в каждом узле, строительный
подъем принимается по многоугольнику, вписанному в окружность (фиг. 294,6).
§ 3. РАСЧЕТ ФЕРМ
1. Определение расчетной нагрузки
Бея нагрузка, действующая на ферму, обычно принимается приложенной
к узлам фермы, к которым прикрепляют элементы поперечной конструкции
(например, прогоны кровли или подвесного потолка), передающие нагрузку
па ферму. Если нагрузка приложена непосредственно в панели, то в основ-
ной расчетной схеме она также распределяется между ближайшими узлами,
но при этом дополнительно учитывается местный изгиб элементов пояса от
расположенной на них нагрузки или же пояс рассматривается как балка,
укрепленная сквозной фермой (комбинированная система).
Для удобства расчета рекомендуется определять усилия в стержнях
отдельно для каждого из видов нагрузки. Так, например, в стропильных
фермах следует составлять расчетные схемы отдельно для следующих нагрузок:
1) постоянной, в которую входит собственный вес фермы и вес
всей поддерживаемой конструкции (кровли с утеплением, фонарей и т. п.);
2) полезной — нагрузка от подвесного подъемно-транспортного обору-
дования, нагрузка, расположенная на подвешенном к ферме перекрытии, и т. п.;
3) атмосферной — снег, ветер.
Как указано в главе II, постоянная, полезная и снеговая нагрузки отно-
сятся к основному сочетанию нагрузок, и расчет на них ведется при
обычных коэффициентах перегрузки. Ветер при расчете обычных стропиль-
ных ферм относится к дополнительному сочетанию нагрузок, и при его
учете коэффициенты перегрузки полезных нагрузок, снега и ветра должны
быть умножены па коэффициенты сочетаний (см. главу II, § 2).
Расчетная постоянная нагрузка, действующая па любой узел фермы,
определяется по формуле:
где g$-—собственный вес фермы в кг/м*',
‘ ёчр — вес кровли в кг/м*',
ст — угол наклона верхнего пояса к горизонту;
Ь — расстояние между фермами;
и — расстояния между узлами фермы;
я=1,1—коэффшциент перегрузки постоянных нагрузок.
344
Фер мы
В отдельных узлах к нагрузке, получаемой по формуле <10.11), при
бавляется все фонаря, а в узлах, находящихся под фонарем, отсутствует
вес кровли и т. д.
Снег является временной нагрузкой, которая часто может загружать
ферму лишь частично. Загружспие снегом одной половины фермы может
оказаться невыгодным для средних раскосов.
Расчетная узловая нагрузка от снега определяется но формуле
— , <1 -+- d
Qc=P< b п (10.12)
где Ре — вес снегового покрова па 1 ж1 горизонтальной проекции кровли’
л—1,4—коэффициент перегрузки снеговой нагрузки.
Значение рс должно определяться с учетом возможного неравномер-
ного распределения снегового покрова около фонарей (см. приложение!,!).
Иногда к фермам подвешивают тельферы или кран-балки небольшой
грузоподъемности. Максимальное давление тельфера или кран-балки на
ферму может быть проще всего подсчитано по липни влияния опорной
реакции подкрановой балки, подвешенной к фермам.
Давление ветра учитывается только на вертикальные поверхности, а
также поверхности с углом наклона к горизонту более 30'', что может иметь
место в башнях, мачтах, эстакадах, а также в крутых треугольных стро-
пильных фермах и в фонарях. Ветровая нагрузка, как и другие виды на-
грузок. приводится к узловой.
Кроме положительной нагрузки (давление ветра), необходимо учитывать
отсос ветра (см. главу I!, § 2).
2. Определение усилий в стержнях ферм
При расчете ферм предполагается, что в узлах системы имеются идеаль-
ные шарниры, оси всех стержней прямолинейны, расположены в одной
плоскости и пересекаются в узле в одной точке (центре узла). Стержня
такой идеальной системы работают только на осевые усилия. Напряжения,
найденные по этим усилиям, являются основными напряжениями
Так как в действительности условия идеальной системы в точности не
выдерживаются, в стержнях фермы возникают дополнительные напря-
жения от жесткости узлов, которые расчетом не учитываются, так как
они на несущую способность конструкции не влияют, а также напряжения
от момечтов, возникающих в результате неполной центрации стержней.
Последние напряжения, являющиеся основными напряжениями (см. § 7, п. 1).
также, как правило, расчетом не учитываются, так как по своей малости
они лишь незначительно влияют на несущую способность ферм (см. § 12).
Расчет усилий в стержнях ферм удобнее всего вести графическим .мето-
дом, т. е. построением диаграмм усилий, причем целесообразно для каждое
вида нагрузки (нагрузки от покрытия, от подвесного транспорта и т п.)
вычерчивать свою диаграмму. Диаграмму при равномерно распределенных
нагрузках целесообразно строить от единичных сил в узлах, а затем по-
лученные усилия в стержнях умножать на расчетные значения узловых
нагрузок (собственный вес покрытия, снег и т. и.). Для ферм с несложны-
ми схемами (например, для ферм с параллельными поясами) и небольшим
количеством стержней более простым может оказаться аналитическое
определение усилий. Если фермы работают на подвижную нагрузку, то
максимальные усилия в стержнях фермы от подвижной нагрузки проще всего
могут быть определены по линиям влияния.
Свободные длины 'ъ г.г.ых стержней и предельные гибкости
314
В соответствии с классификацией сочетаний нагрузок —основные, допол-
нительные и особые — усилия определяются отдельно для каждого вида соче-
таний, и иссушая способность стержней проверяется по окончательному
расчетному наибольшему усилию. 1
рекомендуется результаты статического расчета записывать в таблицу,
в которой были бы видны значения усилий от постоянной нагрузки, от воз-
можных комбинаций временных нагрузок (например, от одностороннего
загружения снегом), а также расчетные усилия как результат суммирования
усилий при невыгоднейшем загружении для всех возможных сочетаний нагру-
зок. Ниже предлагается возможный образец таблицы определения усилий
в стропильной ферме при работе ее на постоянную нагрузку, снег и ветер
(табл. 10.1). При работе фермы еще и на другие вилы нагрузок, например, па
вес подвесного транспортного оборудования, на вес подвесного потолка
и т. д., вводят дополнительные графы.
Таблица 10.1
Таблица определения усилий в стержнях фермы
Обозначения стержня Расчетные усилия в стержнях <при действии нормативных нагрузок, умножен <ых на коэффициенты перегрузки! Суммарны” расчетные усилия
постоя»- ныс на- грузки снеговая нагрузка коэффи- циент сочетаний ветровая нагрузка коэффи- циент сочетаний от основ- ных соче- таний нагрузок от основ- ных и допол- нительных Сече ганий нагрузок
слева справа слева справа
§ 4. СВОБОДНЫЕ ДЛИНЫ СЖАТЫХ СТЕРЖНЕЙ И ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ
I Определение свободной длины сжатых стержней
В идеальной шарнирной системе свободная длина сжатого стержня
в плоскости фермы равна расстоянию между центрами узлов. В действи-
тельности фермы имеют жесткие узлы, в которых упруго защемлены концы
сжатых стержней. В момент потери устой-
чивости сжатый стержень выпучивается, по-
ворачивается вокруг центров смежных узлов
и вследствие жесткости фасонок заставляет
поворачиваться и изгибаться остальные стерж-
ни, примыкающие к этим узлам (фиг. 295).
Примыкающие стержни сопротивляются изги-
бу и повороту узла и этим препятствуют
свободному изгибу стержня, теряющего
устойчивость. Наибольшее сопротивление
Фиг. 295. Защемление стержней
фермы в узлах
повороту узла оказывают растянутые стерж-
ни, поскольку деформация их от изгиба ведет к сокращению расстояния
между узлами, между тем как от основного усилия это расстояние должно
Увеличиваться. Сжатые же стержни слабо сопротивляются изгибу, так как
Деформации от поворота и осевого усилия направлены в одну сторону.
Таким образом, чем больше растянутых стержней примыкает к сжатому
стержню и чем они мощнее, т. е. чем больше их погонная жесткость, тем
больше степень защемления сжатого стержня и меньше его расчетная длина,
влиянием сжатых стержней на защемление можно пренебречь.
34fi
Фер мы
На основании вышеизложенного мерой защемления сжатою стержНя
в узлах может быть принято отношение:
Т==^7’ полз)
где <~-р — погонная жесткость рассматриваемого стержня;
Уд— сумма погонных жесткостей растянутых стержней, примыкающих
к рассматриваемому стержню с обоих его концов.
Чем меньше отношение т, тем больше степень защемления и меньше
расчетная длина сжатого стержня.
Расчетная длина сжатого стержня равна:
zo = 9z. (Ю.14)
где р.—коэффициент расчетной длины, зависящей от меры защемления т;
Z — расстояние между центрами узлов.
Сжатый пояс оказывается слабо защемленным в узлах, так как с каж-
дой стороны к нему примыкают только по одному растянутому стержню
(раскосу), погонная жесткость которых значительно меньше погонной
жесткости пояса. Поэтому защемлением сжатого пояса можно пренебречь
в запас прочности и считать его расчетную длину равной геометрической
длине между смежными узлами.
К сжатым элементам решетки в верхнем узле примыкает растянутый
раскос, а в нижпе.м узле — растянутые элементы нижнего пояса и раскос
(фиг. 295). Здесь степень защемления значительно больше, н величина т
получается небольшой, близкой к 0,5, что дает значение коэффициента
jr = 0,77.
По нормам расчетная длина сжатых элементов решетки в плоскости
фермы принимается равной Zo = O,8/. Исключение составляет опорный вос-
ходящий раскос, условия работы которого в плоскости фермы такие же,
как и у верхнего пояса вследствие чего расчетная длина опорного раскоса
в плоскости фермы принимается равной расстоянию между центрами узлов.
Расчетная длина сжатого пояса из плоскости фермы принимается равной
расстоянию между узлами, закрепленными связями от смещения из плоскости
фермы. Как уже указывалось выше, в стропильных фермах опа обычно
равняется длине двух панелей.
Расчетная длина сжатых элементов решетки при выгибе их из плоскости
фермы принимается равной расстоянию между центрами узлов, так как
фасонки не имеют жесткости из плоскости фермы и должны рассматри-
ваться как листовые шарниры.
В крестовой решетке расчетная длина сжатого раскоса из плоскости
фермы зависит от характера работы пересекающегося с ним другого рас-
коса, а также от конструктивного оформления узла пересечения. Лучше всего
помогает устойчивости сжатого раскоса растянутый поддерживающий раскос,
так как натяжение его препятствует выпучиванию среднего узла В этом
случае, если поддерживающий стержень пе прерывается, расчетная длина
сжатого стержня принимается равной Zo = O,5Z; если же поддерживающий
стержень в узле пересечения прерывается, то принимают Zo = O,7Z, где I
геометрическая длина сжатого стержня.
Если поддерживающий стержень нс работает, то он вследствие своей
жесткости все же препятствует выпучиванию сжатого стержня и таким
образом повышает его устойчивость. В этом случае расчетная длина послед-
него принимается равной Zo = O,7Z, но если поддерживающий стержень нре"
рывается в узле пересечения, то принимают I —I.
Типы сечений стержней легких ферм
Если оба пересекающихся стержня сжаты, то они нс оказывают никакой
поддержки друг другу, так как могут одновременно выпучиться.
Расчетная длина раскосов крестовой решетки в плоскости фермы при-
нимается равной расстоянию от центра узла до точки их пересечения.
2. Предельные гибкости стержней
Элементы конструкций, как правило, должны проектироваться из жестких
стержней. Особенно существенное значение имеет гибкость Z = — для сжа-
тых стержней, теряющих несущую способность при продольном изгибе.
Даже при незначительных сжимающих усилиях жесткость сжатых стер-
жней не должна быть чрезмерно малой (т. е. гибкость — чрезмерно высо-
кой). Слишком гибкие стержни легко искривляются от случайных воздей-
ствий, провисают от собственного веса, в них появляются нежелательные
эксцентриситеты, они вибрируют при динамических воздействиях.
Поэтому для сжатых стержней устанавливается величина предельной,
наибольшей гибкости, которая является такой же нормативной величиной,
как и расчетные сопротивления.
Величина предельной гибкости ).пр установлена нормами в зависимости
от значения стержня:
для сжатых поясов, а также опорных раскосов и стоек,
передающих опорные реакции................)пр = 120
, прочих сжатых стержней ферм...............).пр = 150
_ сжатых элементов связей....................Хпр = 200
Растянутые стержни конструкции также не должны быть слишком гиб-
кими, так как такие стержни могут изогнуться при транспортировке и
монтаже.
Особенно существенно, чтобы стержни имели достаточную жесткость
в конструкциях, подверженных динамическим воздействиям, в целях пред-
отвращения вибрации стержней.
Для растянутых стержней конструкций (ферм), подвергающихся непо-
средственному воздействию динамической нагрузки, нормами установлены
следующие величины предельной гибкости:
для растянутых поясов, опорных раскосов и опорных стоек. . .>.пр=250
„ прочих растянутых стержней ферм.......................>цр 350
„ растянутых элементов связей............................Чф 400
Б конструкциях, не подвергающихся динамическим воздействиям, гиб-
кость растянутых стержней ограничивают только в вертикальной пло-
скости (чтобы предотвратить чрезмерное их провисание) и устанавливают
предельную гибкость для всех стержней равной Хпр = 400.
§ 5. ТИПЫ СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ ЛЕГКИХ ФЕРМ
1. Типы сечений поясов
В пространственных фермах (башни, мачты, стрелы кранов), "°"
является общим для двух взаимно перпендикулярных ферм один к
ности, простейшим типом сечения пояса является одиночны
крупный уголок (фиг. 296, а)
SiS
Фер чы
В сечении из одного уголка отсутствует ось симметрии в плоскости
фермы, вследствие чего элементы решетки передают усилия в узлах со
значительным эксцентриситетом п уголок скручивается. Эксцентричное при-
крепление учитывается снижением расчетных сопротивлений (или допускае-
мых напряжений) на 25%. Однако, если уголок закреплен в двух плоско-
непосредственно к его полкам
без фасонок (что обычно
имеет место в указанных кон-
струкциях), скручивание угол-
ка оказывается затрудненным
и снижение напряжений не
является обязательным. Если
один уголок оказывается не-
достаточным по площади, то
сечение пояса составляется из
стях жесткими стержнями, прикрепленными
Фиг. 296. Сечения поясов сквозных башен в мачт двух уголков, поставленных
крестом (фиг. 296, б). Кресто-
вое сечение очень жестко н удобно для сжатых стержней, но не годится
для поясов стропильных ферм.
В стропильных фермах пояса следует компоновать такими, чтобы было
удобно прикреплять к ним стержни решетки в плоскости фермы и элементы
связей, обеспечивающих общую устойчивость фермы, в перпендикулярной
плоскости и располагать на них сверху прогоны. При большой длине фермы
пояса приходится стыковать, так что сечение поясов должно быть удобным
для устройства стыка. Наконец, пояса как окаймляющие элементы фермы
должны обладать достаточной жесткостью, чтобы обеспечить конструкцию
от повреждений во время транспортировки и монтажа.
Самым удобным и употребительным для поясов плоских легких ферм
является сечение из двух уголков, составленных тавром (фиг. 297 а, б и в).
Оно крайне просто, требует наиболее употребительного (уголкового) про-
ката, не коробится при сварке и имеет минимальное количество сварных
швов (только в прикреплениях фасонок и промежуточных прокладок). Ойо
хорошо удовлетворяет всем указанным выше конструктивным требованиям,
предъявляемым к поясам стропильных ферм. Поэтому балочные легкие
фермы, работающие на вертикальную нагрузку (стропильные и подстропиль-
ные фермы, сквозные прогоны и т. п.), как сварные, так и клепаные проек-
Типы сечений стержней легких ферм
3(9
тируются почти исключительно с поясами таврового сечения из двух
уголков.
Тавровое сечение может быть составлено из равнобоких и неравнобо-
кпх уголков, причем в зависимости от условий работы пояса ему можно
придавать большую жесткость в одной или другой плоскости.
Жесткость таврового сечения характеризуется его радиусами инерции,
которые прямо пропорциональны генеральным размерам сечения и могут
быть выражены как px^=uxh и rv = a£5, где h и b — высота п ширина сече-
ния (фиг. 297 а, б п в). Для тавровых сечений из уголков г^О.ЗЛ;
г (см. приложение 6).
Если расчетная длина элемента пояса фермы одинакова в плоскостях х
и у, то из условия равноустойчивости при работе стержня на продольный
изгиб необходимо, чтобы радиусы инерции относительно обеих осей были
равны, т. е. гх—гг Для этого нужно неравнобокие уголки составлять
большими полками вместе (фиг. 297, б). Так как в неравнобоком уголке
отношение полок равно 1/1,5, то в таком тавровом сечении b/h = 2/1,5
или Л = 0,75/>, что дает гх^гг
Наиболее употребительным для поясов стропильных ферм является тав-
ровое сечение из двух уголков с горизонтально поставленными большими
полками (фиг. 297, в). Для верхних поясов такое сечение отвечает равно-
устойчивости при расчетной длине из плоскости фермы, в 2 раза большей,
чем в плоскости фермы (что, как указывалось выше, обычно имеет место
для верхнего пояса стропильных ферм). В этом случае необходимо, чтобы
rv = 2rv, чему и отвечает рассматриваемое сечение из двух неравнобоких
уголков, так как в нем b = 'jh и, следовательно г(, = 0,2/> = 0,6Л=2гх.
Сечение поясов из двух уголков с большими горизонтальными полками
целесообразно также с точки зрения большей жесткости и, следовательно,
меньшей опасности погнутий при перевозке или потери устойчивости при
монтаже.
В легких фермах малых пролетов с небольшими усилиями, а также
в прутковых фермах (см. § 8) возможно сечение поясов составлять из
двух равнобоких уголков (фиг. 297, а).
При работе поясов на местный изгиб сечение рационально составлять
из двух уголков, поставленных большими полками в плоскости изгиба
(фиг. 297, б), или в случае значительных изгибающих моментов — из двух
швеллеров (фиг. 297, г).
Большим недостатком таких сечений является их малая жесткость из
плоскости ферм; однако, если местный изгиб вызывается давлением настила
кровли — последнее обстоятельство не является особенно существенным,
так как настил связывает пояса и препятствует потере их устойчивости
из плоскости ферм; при непосредственном расположении нагрузки на поясах
рациональнее конструировать пояс в виде небольшого шпрокополочного
прокатного двутавра, превращая таким образом ферму в комбинированную
систему, или же переходить на двустенчатые сечения (фиг. 298 и 299).
Весьма конструктивны и экономичны по расходу стали сварные тавровые
сечения поясов из двух листов, допускающие прикрепление элементов ре-
шетки без фасонок. Однако они требуют листовой стали, имеют большой
объем наплавленного металла, коробятся при сварке и поэтому применяются
редко. Применение крупных прокатных тавров (фиг. 297, д) затруднено
неосвоенностью их прокатки.
Двустенчатое сечение пояса из уголков, повернутых горизонтальными
полками внутрь (фиг. 298, а), обладает большей жесткостью из плоскости
фермы и дает возможность приваривать элементы решетки к вертикальным
S50
Фермы
полкам без фасонок,
двустенчатое сечение
нутыми наружу (фиг.
'I
Фиг. 29S. Двт стенчатые сечения стержней легких
ферм
"о требует
расхода стали
сечения из
299, а) и
Еще большую жесткость из плоское i i фермы имеет
пояса нз уголков с горизонтальными полками, повср-
29S. о). Такое сечение более удобно для прикрепле-
ния peineiKH,
зпачи тельного
на нланкп.
Замкнутые
швеллеров (фиг.
уголков (фиг. 299,6) конструц-
руки с продольной щелью,
что обеспечивает удобное при-
крепление фасонок; однако та-
кие сечения требуют планок,
в отношении коррозии. Возможно также сплошное
двусгенчатой решетки
и также трудоемко,
замкнутых сечениях нз уголков. Поэтому
С/ 6} 6) У
трудоемки и опасны
замкнутое сечение из швеллеров с прикреплением
без фасонок; но оно требует двух продольных швов
Те же недостатки имеются и в
все эти сечения применяются
крайне редко.
Сечения из тонкостенных труб
(фиг. 299. в) значительно более
рациональны, не имеют продоль-
ных швов, обладают большой
жесткостью и могут получить до-
вольно широкое применение при
наличии соответствующего сор-
тамента (цельнотянутых труб).
Большим преимуществом трубчатых сечений является прекрасная обтекае-
мость, и потому они значительно меньше подвергаются ветровым давлениям
по сравнению с прочими сечениям:!. Поэтому такие сечения особенно целе-
сообразны в сжатых стержнях легких ферм башен, мачт, а также открытых
эстакад и т. п. Трубчатые сечения являются лучшими с точки зрения долго-
вечности в условиях агрессивной среды, так как их легко очищать, окра-
шивать и на них меньше задерживаются грязь и влага.
Фиг. 299. Замкнутые сечеиия стержней легких
ферм
2. Типы сечений элементов решетки
Наиболее распространенным для элементов решетки ферм является тав-
ровое сечение, составленное из двух равнобоких уголков (фиг. 297, а).
Сечение это равноустойчиво, так как имеет большую жесткость из плоскости
фермы (относительно оси у—у), что отвечает большей расчетной длине
сжатого раскоса из плоскости фермы —/у=1,237х (см. § 4, п. 1). Дей-
ствительно. в таком сечении гу = 0,26 = 0,4Л = 1,33гх. В отдельных случаях
элементы решетки могут быть составлены и из перавпобоких уголков. Так,
например, опорные сжатые раскосы стропильных ферм рационально проек-
тировать из неравнобоких уголков с большими полками, поставленными
в плоскости фермы (фиг. 297, б), что отвечает условию их равноустойчи-
вости (см. § 4, п. 1).
В клепаных фермах минимальное сечение уголкон лимитируется диамет-
ром заклепок, и при небольших усилиях перавнобокие уголки, прикрепляе-
мые большими полками к фасонкам, могут дать самое экономичное сечение.
Сжатые стойки, к которым примыкают вертикальные связи, удобно ир°г
ектиро ать крестовото сечения (фиг. 296, б). В этом случае получается
Подбор сечений стержней легких ферм
центральная передача усилий со связей на сгойку. В симметричных фермах
средняя стойка всегда принимается крестового сечения, что делает ферму
полностью симметричной независимо от разбивочных осей здания. Проме-
жуточные стойки и подвески ферм с треугольной решеткой иногда кон-
струируют из одного уголка. Снижение напряжения на 250/0 ввиду неболь-
ших усилий для такого стержня не является существенным.
В сварных фермах с поясами двустенчатого сечения стержни решетки
также проектирую гея двустеычатыми, обычно из двух уголков (фиг. 298).
Наконец, в сварных фермах решетка, так же как и пояса, может быть
сконструирована из труб.
§ 6. ПОДБОР СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ ЛЕГКИХ ФЕРМ
1. Общие указания
Для удобства изготовления и комплектования металла при проектирова-
нии легких ферм устанавливают 4—6 различных калибров сортамента, из
которых подбирают все элементы фермы. Чтобы предварительно установить
необходимый ассортимент профилей, можно сначала ориентировочно опре-
делить требуемые площади для всех стержней фермы.
Для сжатых стержней требуемая площадь равна:
с _ ^расч
Гтр — “^ ’
где Д^расч — наибольшее расчетное усилие в стержне;коэффициент продольного
изгиба <р для предварительного подбора можно принять равным: для поясов
0,60-^0,70 (что соответствует гибкостям Х = 100-5-80) и для элементов
решетки — 0,50-5-0,60 (>. = 120-5-100). Коэффициент условий работы т при-
нимается равным единице за исключением:
1) сжатых элементов стропильных ферм зданий, расположенных в I и
II районах снеговой нагрузки (см. приложение 1, I), при весе кровли 150кг/лг
и более и в III районе — при весе кровли 300 кг/ж2 и более, для которых
принимается т = 0,95;
2) сжатых элементов ферм перекрытий под залами театров, кино, кни-
гохранилищ и других помещений при весе перекрытий, большем или рав-
ном полезной нагрузке, для которых т — 0,90;
3) элементов ферм, прикрепленных к фасонкам односторонне, для кото-
рых « = 0,75 (см. приложение 1, IV).
Для растянутых стержней требуемая площадь брутто, очевидно, равна:
г. JYnac4
maR ’
где а— коэффициент ослабления площади заклепочными отверстиями, который
может быть принят для клепаных ферм равным 0,85; для сварных
ферм а= 1.
При расчете по допускаемым напряжениям требуемая площадь опреде-
ляется но формулам:
Для сжатых стержней
Гт₽—?[□]’
Для растянутых стержней
Гтр=мч-
Большое количество стержней в фермах имеет обычно незначительные
Усилия и требует минимальных площадей сечения, так что одной из основных
352
Фермы
задач подбора сечений является с становление наименьшего калибра уголков
В сварных фермах минимальный сортамент обусловливается необходимостью
иметь достаточно жесткие элементы, так как слишком слабые стержни ппи
перевозке, перегрузке и монтаже могут быть легко повреждс.... Обычно дЛя
ферм не берут уголков с полками меньше чем 50— 45 мм. В клепаных фер-
мах наименьший уголок определяется диаметром заклепок, который обычно
принимается одинаковым для всей фермы. Прн обычном для легких ферм
диаметре заклепок 20 мм минимальный уголок принимается 65 X 65 мм
при диаметре 17.к.«— 60X 60 или 60 X 40 мм.
Остальные калибры уголков намечают но требуемым площадям, учитывая
при этом потребность
ции или сооружения и
в профилях для других элементов данной копируя-
стремясь к тому, чтобы в общем заказе стали не
было слишком большого разнооб-
разия профилей.
Следует помнить, что наиболее
экономичными являются тонко
степные профили.
В легких фермах пролетом до
24 м для уменьшения трудоемко-
сти конструкции пояса прини-
мают постоянною сечения по всей
длине.
Стыки в поясах вызываются
ограниченностью длины прокаты-
ваемых профилей и их складски-
ми длинами (заводские стыки),
а также необходимостью члене-
ния ферм на отправочные эле-
менты из условия удобства транс-
портировки (монтажные стыки).
Фиг. 300. Траектории павных напряжений в фа- При изменении в стыке сече-
соиках легкой клепаной фермы ния пояса калибр уголков может
меняться только за счет измене-
ния ширины полки; толщину уголков для удобства перекрытия накладками
целесообразно сохранять одинаковой по обеим сторонам стыка.
Толщина фасонок зависит от мощности фермы и, следовательно, от усн
лнй, которые передаются через фасонки с решетки на пояса. Фасонки нахо-
дятся в сложном напряженном состоянии (фиг. 300), и местные напряжения
в них могут быть очень велики. Однако они не сказываются на общей работе
фасонки, и на практике толщина фасонок задается конструктивно в соответ-
ствии с толщиной швов или диаметром заклепок. В сварных фермах при швах
толщиной от 4 до 14 мм толщина фасонок колеблется от 6 до 12 мм. В кле-
паных фермах при диаметре заклепок 20 мм принимают толщину фасонок
сф= 10-4-12 мм, при диаметре заклепок 17 мм— 8ф = 8-4-1О мм, что при-
мерно соответствует условию равнопрочной работы заклепок на срез и смятие.
2. Подбор сечений сжатых стержней
Подбор сечений сжатых стержней производится одинаково для сварных
и клепаных ферм. Основная расчетная формула для определения требуемой
площади сечения сжатых стержней, работающих на продольный изгиб:
р — ' (10.15)
тр m-iR 1
г/одбор сечений стержней легких ферм
35.3
содержит два неизвестных: требуемую площадь Лтр п коэффициент пони-
жения несущей способности стержня при продольном изгибе 9, который
является функцией гибкости:
где — расчетная длина стержня;
г= | р радиус инерции сечения, в свою очередь зависящий or площади F.
Поскольку в формуле (10.15) имеется два связанных между собой неиз-
вестных- F и 9, приходится подбор сечения вести методом последователь-
ного приближения. Наиболее удобно задаться гибкостью стержня (см. и. 1).
учитывая степень загружения и характер его работы, и по заданной гиб-
кости найти соответствующую величину 9 (см. табл. 1 приложения 2).
Далее поступаем аналогично тому, как было указано в главе IX, § 6, n. 1.
Задавшись гибкостью, находим по формуле (10.15) требуемую площадь
и соответствующие заданной гибкости радиусы инерции сечения:
/,
гхтр-—J (10.16)
. 'зад
ГУТР = А- (Ю.17)
'зад
Радиусы инерции при заданном типе сечения являются функциями разме-
ров сечения:
rx—a,h; (10.18)
Гу — а.^}. (10.19)
Коэффициенты а, и а2 зависят от типа сечения и берутся по приложению 6.
Следовательно, подбираемое сечение должно не только отвечать требуе-
мой площади, но и иметь определенные основные размеры:
ЬгР
(10.20)
(10.21)
Определив величины Frp, hTf и bTf, ищем в сортаменте профиль, ближе
всего отвечающий указанным величинам.
Из величин Лтр и brf обычно лимитирует только одна, вторая же полу-
чается с запасом. Так, например, в сжатых поясах стропильных ферм из
неравнобоких уголков, соединенных узкими полками (фиг. 297, в), ширина
сечения, как правило, получается с запасом, а лимитирует высота сечения.
Не всегда удается при первой же попытке найти по произвольно задан-
ной гибкости в сортаменте сечение, удовлетворяющее и требуемой пло-
щади, и соответствующему заданной гибкости радиусу инерции (или размерам
сечения).
Отсутствие подходящего сечения указывает на неправильность заданной
гибкости. В этом случае следует принять сечение, близкое по своим значе-
нням к Frp и /гтр или гтр, причем, если в принятом калибре F<^frp, то г
должно быть больше гтр, для того чтобы уменьшить гибкость сечения, уве-
личить тем самым коэффициент <р и уменьшить значение требуемой площади.
После подбора калибра уголков производится проверка несущей способ-
L1S пости стержня:
/V„p = m<?RF 7VpiC4.
^3 1Г. С. Стрелеикил
354
Фермы
Для окончательной проверки нужно иметь точные значения раднуСов
инерции и наибольшей гибкости.
При расчете но допускаемым напряжениям процесс подпора сечений це
.меняется.
Пример 1. Требуется подобрать сечение верхнего пояса фермы ио расчетному
усилию У = 53,5 т.
Расчетные длины стержня: /v = 2,58 м; lv = 5,1b .и. Материал сталь Ст. 3. Коэфф].,
циеит условий работы тя=1.
Принимаем тавровое сечение из двух неравнобоких уголков, соединенных узкими
лотками. Задаемся гибкостью к =100 и, следовательно, ? = 0,60 (см. табл. 1 приложе-
ния 2).
Требуемая площадь сечения:
N 53500 |ОГ а
тг ~ — 0,60 • 2 100 - ’
Требуемые радиусы инерции:
_^_258_О58(;Л(. г _ !у =516_-16
гх— } — 10о-----5Ъсм,гу — t — 100 —Л.1О см.
Требуемые
высота и ширина сечення:
. г. 2,58 . Г. 5,16
h—— ==-- = 8,6 см; i = -- = n„- = 26 см.
at 0,3 а3 U,Z
Выбираем по сортаменту сечение из двух уголков 130Х90Х 10 со следующими
характеристиками:
F=2 • 21,3 = 42,6 см*; гх = 2,59 см; гу = 6,22 см.
Лимитирующей гибкостью является гибкость
958
*=0-61-
Предельное усилие для подобранного сечения:
Wnp = m^RF= 0,61 2 100 • 42,6 = 54 300 > 53 500 кг.
Проверка относительно осп у — у:
Х’ = 6~Й = 83 <"=’*•
Принимаем сечеиие из двух уголков 130 х 90 X 10.
Рассмотрим тот же пример при расчете по допускаемым напряжениям.
Расчетное усилие N = 45 т; допускаемое напряжение для стали Ст. 3:
[а] = 1 600 кг/см?.
Задаемся той же гибкостью к—100; <? = 0,60.
Требуемая площадь сечения:
F - - 45000 -л^о »
5 [а] — 0,60 I 600 — 46,8 СЯ •
Принимаем сечеиие из двух уголков 130 X 90 х 10.
Пользуясь приведенными выше геометрическими характеристиками, проверяем
напряжение:
°=о.бТ' 42,4 =1 740 > 1600 кг'см'-
Поскольку напряжение получилось выше допускаемого, принимаем сечение из
двух уголков 150 х 100 X 10.
Г=2 • 24,3 = 48,6 см’; гх = 2,87 см;
Хх=^ = 90; ? = 0,69.
Напряжение:
45000
— -0Л9 Г48,б ° 1 340<’ 600 кг'см'-
Оставляем сечение из двух уголков 150 X 100 х 10.
Подбор сечений стержней, легких Лерм
855
3. Подбор сечения растянутых стержней
Подбор растянутых стержней сварных ферм состоит в определении тре-
буемой площади стержня по формуле:
г. ^рзеч
(Ю.22)
п выборе по сортаменту ближайших больших двух уголков, обычно неравно-
боких для стержней пояса и равнобоких для раскосов. Подбор растянутых
стержней клепаных ферм производится с учетом ослабления по формуле:
с- ____^расч
= (10.23)
Л„т
где а = -р---коэффициент ослабления стержня заклепочными отверстиями.
Подобрав по требуемой площади ближайший калибр уголков (с учетом
установленного ассортимента профилей), производят проверку несущей спо-
собности стержня, причем подсчитывают действительное ослабление сечения
заклепочными отверстиями (с учетом разрыва по зигзагу). Для этого необходимо
составить эскизы размещения заклепочных отверстий подлине стержня с учетом
в случае необходимости прикрепления его при помощи коротыша (см. ниже).
4. Подбор сечения стержней по предельной гибкости
Наименьшее сечение сжатых стержней лимитируется не только прочностью,
ио и предельной гибкостью.
В легких фермах имеется ряд стержней с незначительными усилиями п,
следовательно, с небольшими напряжениями, сечение которых подбирается
по предельной гибкости, установленной нормами (см. § 4, п. 2). К таким
стержням обычно относятся дополнительные стойки в треугольной решетке,
раскосы в средних панелях ферм, элементы связей и т. п.
Зная свободную длину элемента и значение предельной гибкости, опре-
деляем требуемый радиус инерции:
по которому в сортаменте находим соответствующий ему калибр профиля
Естественно, что стержни, подбираемые по гибкости, должны иметь воз-
можно меньшую толщину.
Ввиду простоты расчетных манипуляций рекомендуется подбор стержней
легких ферм производить в табличной форме, например, по следующей схеме
(табл. 10.2).
Таблица 10.2
Таблица подбора сечений
Стержень Расчетное усилие /V в т Расчетное сопроти- вление в кг/см* Тип сечения и размеры в мм Расчетные данные 5Р Пре- дельное усилие в т
яоаер (на- ниеио- D3HHC1 длина в см пло- щадь/7 в см* расчет- ная длина в см радиус инер- ции в см гиб- кость к
3-7 258 — 62,0 2 100 Два уголка 150 X 100 X Ю 48,6 258 2,87 90 0,69 70,1
5 8 515 + 94.0 2 100 Два уголка 45,6 — — — — 95,8
2-4 420 -65,2 2100 100 X 12 Два уголка 120 х Ю 46,6 336 3,68 91 0,68 66.6
345
Фермы
5. Подбор сечения стержней, работающих на внецептрепцое сжатие
(изгиб и нормальную силу)
Сечение стержней, работающих на впеценгреппое сжатие, наиболее
рационально подбирать по формуле:
Р ____JVpac‘i
(1О-24>
где коэффициент понижения несущей способности ннецептренно сжатого
элемента <р есть функция гибкости и относительного эксцентриситета —
Л*расч Р '
Здесь е— эксцентриситет приложения нагрузки е= ,, ;р— ядровое рас-
^расч
стояние.
Подбор сечения производится аналогично подбору центрально сжатого
стержня. Установив тип сечения (тавр из двух уголков, два швеллера, дву-
тавр и т. д.), задаемся гибкостью Хх и определяем отвечающие этой гибкости
и расчетной длине стержня радиус инерции гд. = , требуемую высоту
, гд г\-
сечения /г = ^ и ядровое расстояние рх=-^, где z—расстояние от сжа-
той кромки сечения до его центра тяжести. Для симметричных сечений
г=2-, для тавровых из двух уголков гриО.З/г.
£
Зная р, определяем относительный эксцентриситет — , а по нему и во
гибкости — коэффициент срвн (по табл. 2 приложения 2) и, наконец, требуе-
N
FP3C4
—----------- '
По площади F и высоте h компонуем сечение н определяем ширину b
сечения, апо ней — радиус инерции ry = atb, гибкость >.у и коэффициенту.
По относительному эксцентриситету -у определяем коэффициент уменьшения
напряжений в плоскости, перпендикулярной действию момента (см. главу II,
§ Н): 1 *
С =----------*
1+ 0,85 —
Р
и предельное усилие стержня:
/Г2С фу Дбр расч •
Если предельное усилие меньше величины NpaC4, площадь недостаточна;
при увеличении площади целесообразно развить ширину сечения b и не-
сколько уменьшить высоту /г; после исправления площади делается второй
пересчет всех параметров и проверяется несущая способность стержня:
:=^^Урасч j
/И С фу RF А/расч •
* Для замкнутых и двустснчатых сечений
I 4-0,5 —
е =________L.
’+т
Узлы легких ферм
357
Так как пнсцснтрспно сжатые стержни имею г несколько большую высоту,
чем центрально сжатые, рационально в качестве первичном гибкости Хт для
обычных сечений из двух неравнобоких уголков задаваться несколько мень-
шей гибкостью (для стержней легких ферм — порядка 60—80). При больших
значениях изгибающего момента стержни, работающие на пненентренпое сжа-
тие, рационально подбирать, как балку, но значению ядрового момента (см.
главу II).
§ 7. УЗЛЫ ЛЕГКИХ ФЕРМ
I. Центрирование стержней фермы
Для соответствия работы конструкции ее теоретической схеме стержни
должны центрироваться на центры узлов по их осям, т. е. линии геометри-
ческой схемы фермы должны совпадать с осями стержней, проходящими
через центры тяжести последних.
В сварных фермах это требование в большинстве случаев выполняется
(фиг. 301, а) и стержни центрируются по осям с округлением до 5 мм. При
разных калибрах уголков в поя-
сах для удобства устройства сты-
ков и укладки прогонов (в стро-
пильных фермах) желательно на-
ружную кромку выдерживать на
одном уровне, а стержни решет-
ки центрировать на общую осред-
ненную ось стержней поясов.
В клепаных фермах с тавро-
выми сечениями из уголков ради
упрощения изготовления (размет-
ки) принято центрировать стерж-
ни по рискам, т. е. совмещать
линии геометрической схемы фер-
мы с рисками, по которым ста-
вятся заклепки, прикрепляющие
стержни к фасонкам (фиг. 301,6).
Правильнее тонкостенные сжа-
тые стержни центрировать по
центрам изгиба. Для тавровых
сечений центр изгиба совпадает
с точкой пересечения осей стенки
н полок, что дает очень простое
центрирование на наружную или
Фиг. 301. Центрирование стержней легкой
фермы
внутреннюю кромку полок. Однако тавровые сечения из двух уголков вслед-
ствие большой толщины стенки (равной толщине двух полок уголков и про-
межутка между ними) не всегда могут рассматриваться как тонкостенные,
и потому такая центрировка для них не является обязательной.
Если пояс клепаной фермы составлен нз уголков разных калибров, то
Целесообразно принять общую риску но всем панелям. При двухрядном рас-
положении заклепок на вертикальных полках уголков пояса следует центри-
ровать стержни решетки на риску, ближайшую к обушку уголка (фиг. 31 )
Отступления от правильного центрирования стержней вызывают в узлах
моменты, которые не могут быть отнесены к дополнительным, подобно момен-
там от жесткости узлов.
.458
Фермы
Моменты от неправильного центрирования стержней в узлах являйте
основными моментами необходимыми для поддержания равновесия фермы
они вызывают как увеличение прогиба фермы, так п оолее раннее появление
пластических деформаций и снижение значения разрушающей нагрузки
Однако в легких фермах при некрупных профилях стержней эксцентриситеты
получаются небольшие, и. как показал многолетний опыт эксплуатации клс.
паных ферм со стержнями, центрированными но рискам, такое центрирование
вполне допустимо, вследствие чего оно широко применяется в клепаных фер-
мах.
Констрхнровзние начинается с нанесения геометрической схемы фермы
после чего очерчивают контуры стержней. Для этого от осей откладывают
по перпендикулярам расстояния до обушка уголков (равные расстояниям от
центра тяжести ' или от риски с— в соответствии с принятым принципом
центрирования) и на этих расстояниях проводят линии параллельные осям;
от полученных линий в сторону осей откладывают ширины стержней и про-
водят вторые параллельные линии, намечая таким образом контур стержня.
Конны стержней решетки не доводят на 5:10 мм до поясов на случайно-
точной обрезки. Обрезка уголков решетки производится, как правило, нор-
мально к оси; для мощных стержней допускается косая резка полок.
Очертание фасонок определяется схемой узла и длиной швов или коли-
чеством заклепок, прикрепляющих стержни. Необходимо стремиться к про-
стейшим очертаниям фасонок, чтобы облегчить их изготовление, уменьшить
количество обрезков и придать ферме более конструктивный, спокойный вид.
Наиболее простое очертание фасонок — прямоугольное; оно легко полу-
чается при треугольной решетке фермы (фиг. 301).
2. Узлы сварных ферм
Наиболее распространенные в легких сварных фермах стержни из двух
уголков привариваются к фасонкам фланговыми швами но обушку и перу
уголков. Швы, определяющие размеры фасонок, должны быть сплошные;
остальные швы в зависимости от величины усилий могут быть как сплош-
ные. так и прерывистые. Суммарная длина фланговых швов для прикрепления
раскоса с расчетным усилием Д1расч определяется по формуле:
\ 1 ___
0,7»/?^ •
где /?"— расчетное сопротивление углового (флангового) шва срезу.
Эта длина распределяется по сторонам уголка в соответствии с расстоя-
ниями от оси уголка до его кромок, как указано в главе IV, § 5. Одиако
при малых усилиях швы часто распределяют по сторонам уголка поровну,
пренебрегая получающимся при этом моментом, который вообще поглощается
моментом защемления уголка в фасонке благодаря жесткости последней. Не
рекомендуется применять швы толщиной менее 5 мм и длиной менее 60 лл.
В стропильных фермах для возможности установки прогонов фасонки
часто не доводят до обушков уголков верхнего пояса на 5-Ь 10 мм, а остав-
шийся промежуток заваривают (фиг. 302, а). В остальных узлах фасонки
выпускают за обушки на 10-4-15 мм и приваривают к поясам прерывистыми
или сплошными угловыми швами (фиг. 301, а).
Если разрезные прогоны прикрепляют к верхнему поясу фермы не при
помощи уголков (фиг. 302, а) а на планках (фиг. 302, б) то фасонки также
можно выпускать за грань пояса и приваривать обычными угловыми швами.
Уллы легких ферм
359
Швы, прикрепляющие фасонку к поясу, рассчитывают на разность уси
лип и смежных панелях пояса: 7
А'ф =/V2 — N,.
Обычно разность усилий бывает невелика, и размеры швов назначают
по конструктивным соображениям.
Если в узле к поясу приложена сосредоточенная нагрузка Р, например,
от прогона (фиг. 302, а), ю швы, прикрепляющие фасонку к поясу, рабо-
тают на равнодействующее усилие от давления груза Р и разности усилий
в смежных панелях, В этом случае требуемую площадь швов при нагрузке Р,
перпендикулярной поясу,
можно определить по фор-
муле:
рф — * В
---1 0,7 тР" '
где ZV2, и Р—расчет-
ные усилия.
В обычных случаях уси-
лие от прогона невелико и
его можно не учитывать.
В фермах с раскосной
решеткой, а иногда и в фер-
Фиг. 302. Узел сварной фермы с прикреплением прогона
мах с треугольной решеткой не всегда удается получить рациональную
конструкцию узла с фасонкой прямоугольного очертания.
В этих случаях нужно стремиться придавать фасонке очертание прямо-
угольной трапеции (фиг. 303, а) или цараллелограма. Такие фасонки вы-
резают из листа с минимальным количеством обрезков и при наименьшем
протяжении резов (фиг. 303, б). Очертание фасонки должно отвечать распре-
делению главных напряжений в узле, передающих усилия с элементов ре-
шетки ферм на пояса (фиг. 300). Обычно принимают, что усилие °^_ПР“'
крепленного элемента распространяется по листу фасонки под углом
В соответствии с этим прн раскосной решетке фасонка должна быть выпу-
щена за стойку под углом не менее 15°.
850
Фер мы
Если приходится прикреплять стержень к вытянутой, узкой части ая
сопки, то необходимо проверять прочность фасонки по се опасному сечению
Стыки поясов можно размещать и узлах или выносить и панель Ппи
размещении стыка в узле не следует осуществлять перекрытие стыка за
счет площади фасонки, которая и без того имеет значительные напряжения
от перераспределения усилий между стержнями, примыкающими к узлу.
В трапецеидальных стропильных фермах пролетом до 24 лт пояса, как
правило, проектируются постоянного сечеиия ц стыкуются всего в одном
месте — в средних узлах верхнего и нижнего поясов.
Стык поясов обычно перекрывается парными уголковыми накладками
(фиг. 304. а) или при широких полках уголков листовыми накладками
Если стык располагается вне узла, между уголками помещается прокладка
Для удобства приварки уголковых накладок вертикальные полки их сре-
зают на величину А = 6уг -ф-/гш 5 .«.лг. В обычных случаях уменьшение
площади накладок вполне компенсируется площадью прокладки илн фа-
сонки между уголками. При значительных усилиях в поясе перегружать
фасонку нежелательно, и, чтобы компенсировать потерю площади в стыке,
можно принять стыковые уголки большей толщины.
Длина швов стыка:
XI . А^расч
Швы распределяются по перьям уголков поровну.
Недостатком рассмотренной конструкции стыка является передача усилий
фланговыми швами только по перьям уголков, вследствие чего происходит
искажение силового потока со значительной концентрацией напряжений
у начала швов. При широких полках уголков более рационально перекры-
вать стык косо срезанными уголковыми накладками, перехватывающими
усилие по всему сечению уголков (фиг. 304, б).
Коньковые монтажные стыки верхнего пояса перекрывают гнутыми угол-
ковыми (фиг. 305, а) нли листовыми накладками. Весьма удобен для монтажа
коньковый узел фланцевого типа. В этом случае коньковая фасонка разде-
ляется на две части, каждая из которых заканчивается поперечным ребром,
образующим фланец (фиг. 305, б). Фланцы соединяются монтажными (обычно
черными) болтами. При такой конструкции конькового узла правая и левая
части фермы получаются совершенно одинаковыми, что представляет боль-
шие удобства.
Простой в конструировании и удобный для монтажа фонаря получается
коньковый узел верхнего пояса стропильных ферм при опирании фермы Ф0'
Узлы легких ферм
361
паря на столик (фиг. 305, в). В таком узле стык верхнего пояса не иере-
крыпаегся специальными накладками, а осуществляется через образующие •
столик фасонку и горизонтальный лист. Легко добиться, чтобы центр тя-
Фиг. 304. Стык пояса в узле
о —с уголковыми пряными накладками: б —с уголковыми косо срезанными ваклмкни
жести пояса совпадал с центром тяжести столика, и тем самым осуществить
центральную передачу усилия через столик.
При больших перегибах заводские стыки поясов возможно выполн
стыковым швом с дополнительным усилением листовой накладко по и
3tP
Фермы
ружным граням полок уголков (фнг. 306). В этом случае необходимо сре-
зать „на vc" торцы уголков и при большой толщине последних подготовить
кромки нот сварку что требует весьма точной работы па производстве’
при этом становятся ненужными гнутые уголковые накладки. Проще не пе-
рекрывать пояс, а передавать усилия через фасонку, что возможно цпи
достаточном в двустороннем выпуске фасонки за пределы стержня пояса
Опирание легких ферм покрытий может быть: свободным — в случае
установки фермы на нижележащую конструкцию (стены, железобетонные
Фиг. 305. Коньковый узел сварных ферм
° с°<д»гнени“ уголковыми накладками: б — фланцевое соединение; в — соединение через столик
оинрания фонарной фермы
колонны и т. и.) и жестким — в случае прикрепления их к металлическим
колоннам в рамных системах. Второй тип опирания рассмотрен в гла-
ве XIV, § 4.
В ле1ких фермах при свободном опирании опорные части, как правило,
проектируются плоскими.
Опорный узел фермы воспринимает опорную реакцию и потому должен
иметь достаточную площадь для передачи давления на нижележащую кон-
струкцию; кроме того, он должен допускать удобное прикрепление (заан-
керивание) к опорам.
У1лы легких ферм
363
В фермах с первым восходящим раскосом опорный узел обычно обра-
зуется выпущенной за нижний пояс фасонкой с приваренной к ней опорной
плитой (фиг. 307). 1\ опорной плите и к фасонке приваривают ребра, обес-
печивающие жесткость узла из плоскости ’
опорной нлп гы па опору. Сходящиеся
в узле стержни (кроме мало нагружен-
ной стойки) центрируются на опорные
ребра. Необходимая площадь опорной
плиты определяется по несущей способ-
ности материала о юры:
р __^расч
"“-V
(10.26)
фермы и передачу давления от
перегибах
Фиг. 306. Заводской стык нижнего
пояса при больших
напряжений
ширины го-
лей. Общая
где Л’рзсч—расчетное опорное давле-
ние;
Roa — расчетное сопротивление ма-
териала опоры сжатию.
Расстояние между нижним поясом и
опорной плитой должно быть доста-
точным для того, чтобы было удобно
наложить швы по обушкам уголков ниж-
него пояса и чтобы не создавалась большая концентрация
в фасонке. Обычно размер е (фиг. 307) принимается не меньше
ризонтальной полки уголка нижнего пояса, но не менее 130
площадь швов, прикрепляющих опорную плиту к фасонке и ребрам, опреде-
Tit
ляется по максимальной опорной
реакции:
(10.27)
Швы, прикрепляющие ребра
жесткости к фасонке, при обыч-
ной квадратной опорной плите
рассчитываются на усилие, рав-
ное половине опорной реакции.
При первом нисходящем рас-
косе и опирании фермы на уров-
не верхнего пояса опорный узел
также конструируется в виде сто-
лика (фнг. 308), укрепленного
поперечными ребрами.
В опорной плите устраивают
отверстия для анкеров, диаметр
которых принимается в 24-2,5
раза больше диаметра анкеров;
это дает возможность установить
Вид снизу
so н-
Фнг. 307. Опорный узел сварной фермы
при монтаже ферму в проектное положение в случае несовпадения заложен-
ных в опоры анкеров с центрами отверстий. При обычном диаметре анке-
ров 25—30 .им отверстия делают диаметром 60-5-80 мм. Анкерные отвер-
стия прикрывают прямоугольными шайбами, которые после установки фермы
приваривают к опорной плите.
364
Фермы
3. Особенности конструирования сварных ферм со специальными
сечениями стержней
Сварка открывает новые возможноеш в
струкцнй. которые частично находят свои
проектировании стальных кон-
вырлжсиие в применении для
легких ферм сечений стерж-
ней, специфических для свар-
ки: твусгепчатых, трубчатых,
тавровых. При цвустенчатых
поясах нс только увеличивается
боковая жесткость фермы, но
и появляются четыре плоско-
сти для прикрепления решет-
ки (по две на каждом уголке),
что дает возможность кон-
струировав такие фермы без
фасонок (фш. 309).
Обычно двустспчатые ко-
робчатые пояса проектируют
П-образного сечения из нерав-
нобокнх уголков, с короткими
сторонами, направленными
вн\ трь и свариваемыми по дли-
Фиг. 3GS. Опирание фермы на уровне верхнего не прерывистым швом.
пояса Сжатые раскосы, также
П-образного сечения, конструи-
руются из уголков такого размера, чтобы они плотно входили внутрь пояса.
Приварка сжатых раскосов к внутренним граням поясов несколько затруд-
нительна; поэтому такие фермы целесообразно изготовлять в виде двух
половинок по копиру (см. главу VII, § 6), соединяемых затем по продольной осп
прерывистыми швами или
планками.
Растянутые раскосы
констру иру ются из двух
уголков, расставленных
на ширину пояса с пол-
ками наружу; они обхва-
тывают пояс и привари-
ваются к нему снаружи.
Устраивать сжатые рас-
косы, объемлющими пояс,
невыгодно, так как рас-
четная устойчивость рас-
коса от этого не увели-
чивается (поскольку она
лимитируется гибкостью
Фиг. 309. Узел сварной фермы при двустенчатых поясах
относительно материаль-
ной оси), а между тем
при этом увеличивается затрата материала иа
соединительные планки.
Весьма часто для уменьшения засоренности и опасности коррозии ниж-
ние пояса П-образного сечения конструируются горизон гальной полкой
кверху. Тогда сжатые элементы решетки примыкают к нижнему поясу впри-
тык и их обвариваю! по контуру, а растянутые — охватывают стержень
Узлы легких ферм
365
пояса снаружи (фиг. 310). Аналогично конструируются узлы при замкнутых
сечениях поясов из двух швеллеров или уголков: сжатые раскосы подходят
к поясу впритык, а растянутые — охватывают пояса снаружи
Конструктивные решения узлов ферм из труб могут иметь различные
варианты. Во-первых, стержни решетки могут примыкать к поясам посред-
ством фигурного выреза,
который обваривается по
контуру (фиг. 311, а). Недо-
статком такого решения яв-
ляется сравнительная слож-
ность фигурной резки тор-
цов трубчатых раскосов.
Этой сложности можно избе-
жать, если трубы раскосов
при примыкании к поясу
сплющить; тогда их можно
обрезать простым косым ре-
зок (фиг. 311, б). Получаю-
щийся обычно между кон-
цом трубы раскоса и наружной поверхностью трубы пояса зазор (обычно
менее 2 ,v.«) может быть закрыт сварным швом.
При тщательной работе непосредственная сварка труб является хорошим
решением, дающим весьма стойкую против коррозии конструкцию. Кроме
того, можно осуществлять узлы ферм из труб на фасонках (фиг. 311, в),
которые приваривают к поясам. Трубы решетки снабжают по концам выре-
зами, в которые входит фасонка, и приваривают фланговыми швами. Откры-
тые торцы элементов решетки следует закрывать специальными планками.
Более удачное конструктивное решение получается, если торцы труб после
специальной вырезки и обжатия насадить на фасонки и обварить по контуру
366
Фермы
соприкасания труб с фасонками (фиг. 311, г). Такое сопряжение является
наиболее рациональным и условиях воздействия агрессивной среды, а также
динамических пли вибрационных усилий.
Хорошее конструктивное решение узлов и легких фермах и сквозных
прогонах дает применение тонкостенных штампованных профилей, соеди-
няемых в узлах точечной сваркой (фиг. 312).
Фиг. 312. Узел фермы из штампованных профилей
Вследствие малой толщины сечений при этом достигается значитель-
ная экономия металла (до 30ч—40%). Изготовление таких конструкций на
специализированных заводах индустриальными методами с применением ма-
шинных способов штамповки и сварки узловых соединений значительно сни-
жает их стоимость.
4. Узлы клепаных ферм
В клепаных фермах размеры фасонок определяются количеством заклепок,
необходимых для прикрепления стержней, и обычно эти размеры получаются
больше, чем у сварных ферм.
Очертание и приемы обрезки фасонок остаются такими же, как в свар-
ных фермах.
Количество заклепок, прикрепляющих стержни решетки, определяется,
как правило, по смятию и должно быть не менее двух. Чтобы фасонка была
возможно более компактной, заклепки ставят на минимальных расстояниях
друг от друга.
Количество заклепок, прикрепляющих элемент решетки с расчетным уси-
лием Л', определяется формулой:
Л^пасч
где d — диаметр заклепки;
£ф — толщина фасонки;
(10.28)
Т<*ЛК
/Сеч — расчетное сопротивление заклепочного соединения смятию.
Первую заклепку ставят от края стержня на расстоянии 2d (обычно
40 мм), шаг заклепок принимается равным Зч-З,5й (обычно 70 мм). От
последней заклепки до края фасонки должно быть оставлено расстояние ие
менее 2d (фиг. 301, б).
Если для прикрепления примыкающих к одному узлу раскосов требуются
разные, но не сильно отличающиеся друг от друга количества заклепок
(например, 3 и 2), то для выравнивания очертания фасонки можно заклепки,
требующиеся в меньшем количестве, расставить на больших расстояниях
Узлы легких .ферм
367
(фиг. 301, о). Крайние же расстояния рекомендуется выдерживать всюду
равными •> 2d.
Количество заклепок, прикрепляющих фасонку к поясу, как и в сварных
фермах, определяется разностью усилий в смежных панелях пояса и обычно
бывает невелико. Вследствие этого заклепки по поясу размещают коиструк-
тивпо на расстояниях, близких
к наибольшим; крайние заклепки
при этом ставят на расстояниях
2d от краев фасонки. Иногда
разница в количестве заклепок,
необходимых для прикрепления
двух раскосов, сходящихся в
одном узле, бывает значительной,
как, например, в узле верхнего
пояса трапецеидальной фермы,
к которому подходит опорный
раскос (фиг. 313). В этом случае
для уменьшения длины прикреп-
ления и упрощения очертания
фасонки более мощный раскос
можно прикреплять коротышами
шей усложняет конструкцию и потому может иметь место только в без-
условно необходимых случаях.
Стыки поясов клепаных ферм почти всегда осуществляют прн помощи
уголковых накладок (фиг. 314), и лишь
\ Коротыш
Фиг. 313. Прикрепление раскоса при помощи
коротыша
(см. главу V, § 4). Применение короты-
Фиг. 314. Перекрытие стыка нижнего пояса
клепаной фермы уголковыми накладками
у Вид снизу
в некоторых случаях, например,
при очень крупных перегибах
пояса, применяют листовые на-
кладки. Поясные уголки, как
правило, обрезаются прямым
резом; однако при больших пе-
регибах их часто срезают ,на ус',
чтобы уменьшить зазор между
уменьшить
заклепками
Последнее
перекрытии
ними, и тем самым
расстояние между
стыковых накладок,
особенно важно при
стыка сжатых элементов плоски-
ми накладками, которые легко
могут выпучиться при большом
расстоянии между заклепками
(порядка 163, где 8 — толщина
накладки); опасность такого вы-
пучивания еще увеличивается,
если стыковая накладка гнутая.
Количество заклепок, необходимых для прикрепления одной стыковой
уголковой накладки (при двух уголках в поясе):
п =
Л^расч
(10.20)
где — расчетное сопротивление заклепки срезу.
Заклепки, расположенные на вертикальных полках уголков, прикрепляют
обе накладки и являются двухсрезными. Однако проверять их на смя-
S6H
Ферни
тие нс нужно, так как они сминаются па толщине двух уголков сече-
ння пояса.
Опорные узлы клепаных грапецопдальпых ферм, гак же как и сварных
обычно конструируются со столиками, через которые перелается опорное
давление (фиг. 315). Опорную фасонку опускают ниже узла и к ней при-
клепывают парные коротыши с горизонтальным листом (плитой), образую,
щие опорный столик.
Прн значительных опорных реакциях целесообразно опорную стойку
(пли специальные ребра жесткости нз уголков) наводить па коротыши и
пристрогать их к горизонтальным полкам. Этим достигаются жесткость узла
из плоскости фермы и непосредственная передача основной части опорной
Фиг. 315. Опорный узел клепа-
ной трапецеидальной фермы
реакции пристроганному торцу опорной стойки. При первом восходящем
раскосе, что обычно имеет место, опорная стойка является конструктивным
стержнем. Она прикрепляется к фасонке заклепками, достаточными для
передачи усилия, воспринимаемого пристроганными выступами уголков
опорной стойки и равного:
P=r2mR,„F,
где р-—площадь указанного выступа одного уголка;
/?е.— расчетное сопротивление смятию торцевой поверхности.
Остальная часть реакции N — Р передается на фасонку горизонтальными
коротышами.
Требуемое количество заклепок на коротыше:
(10.30)
где 8ф — толщина фасонки;
RTh —расчетное сопротивление заклепочного соединения смятию.
Опорные узлы треугольных ферм и ферм с ломаным нижним поясом
конструируются по тем же принципам (фнг. 316).
У.:лы легких ферм
369
5. Конструктивное оформление легких ферм и составление
рабочих чертежей
На рабочем чертеже обычно изображают фасад отправочной марки
фермы (и стропильных фермах пролетом 18-5-30 м обычно половины фермы),
планы верхнего и нижнего поясов и вид сбоку. Ферму в целом виде изо-
бражают в виде схемы, на которой жирными линиями показывают положе-
ние изображенной па рабочем чертеже отправочной марки. Узлы со всеми
деталями вычерчивают па фасаде, причем часто для ясности чертежа узлы
и сечения стержней вычерчивают в масштабе 1:10-:-!; 15 на схеме осей
фермы, вычерченной в масштабе 1:20-5-1:30 (фиг. 317 и 318).
На чертеже должны быть указаны основные геометрические размеры
фермы (расстояния между узлами) и длины стержней, необходимые для
сборки конструкции, а также тангенсы углов наклона стержней. Геометри-
ческие длины выносят на стороны треугольников, прочерчиваемых внутри
панели и образуемых прямыми, параллельными осям соответствующих
стержней.
Основными размерами узла являются расстояния от центра узла до
торцов прикрепляемых стержней решетки в сварных фермах и до первой
заклепки прикрепления элемента решетки в клепаных. По этим расстояниям
определяется требуемая длина стержней реп1еткп, которая обычно назна-
чается кратной 10 мм.
В соответствии с указанными размерами производится разметка узла.
Минимальная длина фасонки по направлению прикрепленного стержня опре-
деляется возможностью размещения сварных швов или заклепок прикрепле-
ния. От крайних точек фасонки проводят прямые, ограничивающие фасонку
так, чтобы получить наиболее удобное с производственной точки зрения
очертание.
В клепаных фермах проставляют размеры, определяющие разбивку закле-
пок в каждом элементе, а также привязку крайних заклепок к центрам
узлов. Расстояние от края элемента до первой заклепки, принимаемое
равным 2d, обычно на чертеже не проставляют, а оговаривают в при-
мечании. Размеры фасонки с привязкой ее к узлу проставляют на общем черте-
же фермы.
В фермах пролетом 35 м и более рекомендуется назначать строитель-
ный подъем равным 1/в()0 пролета и учитывать его при составлении гео-
метрической схемы фермы на рабочих чертежах. В фермах, поддерживаю-
щих тяжелые грузы (подвесное подъемно-транспортное оборудование и т. д.),
строительный подъем устанавливается ио прогибу от временных нагрузок.
В стержнях таврового сечения из двух уголков между уголками ставят
прокладки и шайбы для связи стержней между собой и обеспечения их
совместной работы.
В сварных фермах ставят прямоугольные прокладки с заваркой с обеих
сторон. В клепаных фермах с элементами из однорядных уголков прокладки
обычно ставят в виде круглых шайб на одной заклепке; при двухрядных
уголках прокладки ставят прямоугольные на двух заклепках.
Расстояние между прокладками или шайбами не должно превышать 40г
для сжатых стержней и 80г для растянутых стержней, где г—радиус инер-
ции одного уголка относительно оси, параллельной прокладке. При этом
в пределах одной панели или одного элемента обычно ставится не меньше
Дпух прокладок. При расчетной длине верхнего пояса стропильных ферм нз
плоскости, равной двум панелям, в пределах одной панели можно ставить
Одну прокладку.
21 Н. С. Стрелсикий
Фиг. 318. Рабочий чертеж клепаной фермы
872
Фер чы
§ 8. ЛЕГКИЕ ПРУТКОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ
1. Область применения
В покрытиях малых пролетов (6ч-15 .и), в легких эстакадах, п невысо-
ких мачтах и т. п. фермы нз профильной стали (уголков, швеллеров) полу-
чаются тяжелыми из-за больших значений конструктивного и строительного
коэффициентов. Часто такие конструкции проектируют сплошного сечеиия
нз дв\ тавров или швеллеров, что даст весьма простую в изготовлении, ио
еще менее экономичную но расходу стали конструкцию.
Весьма рациональными в этих случаях являются прутковые конструкции
у которых большинство стержней изготовлено из круглой Ста ш. 1 (аибольшее
применение прутковые конструкции получили в покрытиях зданий в вще
Фиг. 319. Общий вит покрытии с применением прутковых ферм
прутковых ферм (фш. 319) и прогонов решетчатой пли шпрентельной кон-
струкции.
Прутковые элементы покрытий проектируют под сплошную равномерно
распределенную нагрузку интенсивностью до 750-4-1 000 кг пог.ж в каче-
стве кровельных прогонов или несущих элементов легких бесирогонных
покрытий
В результате тщательной конструктивной разработки прутковых элемен-
тов покрытий и экспериментальных исследований, проведенных в ЦНИПС .
создано рациональное решение прутковых ферм и прогонов, обладающих
большой жесткостью и прочностью, удобных в изготовлении и дающих до
45% экономии стали по сравнению с прокатными элементами (двутавры,
швеллеры). Легкие прутковые конструкции особенно рациональны при мас-
совом их производстве, когда может быть значительно снижена их высокая
сравнительно со сплошными элементами трудоемкость изготовления.
‘Г Г. I о л е и к о Легкие прутковые конструкции для покрытий зданий, сборвнь
ЦНИПС ^следования по стальным конструкцииы*, I осстройиздат, 1950
Легкие прутковые конструкции
37.3
2. Конструкции прутковых ферм и прогонов
Прутковые элементы покрытий проектируют в виде ферм с параллель-
ными поясами (фиг. 320, а) пли шпренгельных балок с криволинейным ниж-
ним поясом (фиг. 320, о).
Иногда фюрмы с параллельными поясами имеют излом по середине про-
лета для образования скатов кровли на две стороны (фиг. 320. в). Прутко-
вые конструкции применяют также в виде легких трехшарнпрных арок.
Высота прутковых ферм принимается небольшой — в пределах ‘/19 —Ь-’/гя
пролета нз условий наименьшего расхода стали и устойчивости всей кон-
струкции в целом, а также отдельных ее стержней. При большой высоте
прутковых ферм их пояса получаются слишком легкими, неконструктивными,
а элементы реше тки — длин- _________________'
ними и малоустойчивыми. °* Г'\ 1''-^- t'x. I sy sy s'
Увеличение жесткости верх- ——=“——
него пояса весьма рацио-
нально ввиду работы его в) - , - , , .
на местный изгиб, а также _____________________L——
с точки зрения увеличения
жесткости элементов ре-
шетки, закрепление которых gj
в жестком поясе увеличивает
вх несущую способность. —s'
При небольшой высоте Фиг. 320. Схемы прутковых ферм и прогонов
прутковых ферм и прого-
нов, как показали испытания, нижний пояс не требует раскрепления
связями.
Верхний пояс прутковых ферм обычно проектируют из жестких профи-
лей—-двух равнобоких уголков или швеллеров, между которыми при по-
мощи сварки закрепляют решетку из круглой стали (фиг. 321).
Прутковая решетка, как правило, проектируется треугольной системы
с углом наклона раскосов 50°-г-60°. Более пологие углы наклона приводят
к утяжелению стержней решетки и верхнего пояса, работающего на изгиб ог
местной нагрузки. Вся решетка состоит из стержней одного диаметра и
может изготовляться в виде отдельных V-образных элементов или непре-
рывной „змейки". Для уменьшения диаметра стержней решетки первую
панель целесообразно принимать больше последующих (~ в 1,5 раза), т. е.
первый растянутый раскос принимать более пологим, так как в этом случае
поперечная сила, передаваемая па первый сжатый раскос решетки, умень-
шается.
Нижний пояс прутковых ферм обычно проектируется из одного или двух
круглых стержней и образует одно целое с первым нисходящим раскосом.
Возможно также проектировать нижний пояс из полосовой, квадратной или
Другой профильной стали. Все узловые соединения в прутковых фермах
осуществляются крайне просто — сваркой без фасонок (фиг. 321).
При пролетах 6ч-9 .« весьма рациональной является конструкция ирут-
ково-шпренгельного прогона, разработанного в ЦНИПС. Такой шпрен-
гельный прогон имеет верхний пояс из двух уголков, а параболический
нижний пояс (шпреигсль) и стойки — из круглых или квадратных стержней
(фиг. 322).
В целях увеличения жесткости прогона при одностороннем загружении
в средних панелях поставлены раскосы.
Высота прогона Н в середине пролета принимается равной /цг.
--------L-12000
Узел Б
Фасад
Узел В
Узел Г
Фасад
Фиг. 321. Прутковая решетчатая ферма пролетом 12 лг
3~fi
Фермы
3. Расчет Прутковых конструкции
Прутковые фермы по существу являются комбинированными системами
ввиду большой жесткости верхнего пояса по сравнению с жесткостью др\.
гих стержней; однако они рассчитываются обычно как статически определи-
мые стержневые системы. Как показали испытания, такой расчет идет в
запас прочности, так как жесткость и перазрсзносгь верхнего пояса новы-
шают несущую способность элементов.
Верхний пояс рассчитывается на местный изгиб с учетом его неразрез-
ности по моменту:
.. ___^расч й
•^расч— , (10.31)
где <?р1гч — расчетная погонная равномерно распределенная нагрузка на ферму;
а — длина панели.
Устойчивость сжатых стержней решетки проверяют из плоскости фермы,
причем за расчетную длину раскосов принимают расстояние между центрами
узлов.
Прутково-шпренгельный прогон с раскосами в средних панелях является
трижды статически неопределимой системой. Однако с достаточной для
практики точностью такой прогон можно рассчитывать по приближенным
формулам.
Осевое усилие в верхнем поясе:
• <10-32)
Of 2
Усилие в шпренгеле:
где 1 — угол наклона крайнего участка шпренгеля к горизонтали.
Кроме того, верхний пояс работает на местный изгиб. Усилия в стойках
н раскосах обычно бывают небольшими, что позволяет подбирать их сече-
ния по предельной гибкости, принимаемой для раскосов Хпр=200 и для стоек
(пр— 1о0.
§ 9. ТИПЫ СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ ТЯЖЕЛЫХ ФЕРМ
Тяжелые фермы отличаются от легких конструктивным оформлением
стержней и узлов сопряжений. Стержни тяжелых ферм проектируются обычно
двустенчатого сечения (фиг. 323), и сопряжения их между собой осуще-
ствляются в двух плоскостях. Тяжелые фермы, воспринимающие значитель-
ные динамические усилия (подкрановые балки, мосты, краны), пока еще
часто проектируются клепаными ввиду недостаточной изученности тяжелых
сварных конструкций, работающих на динамическую и вибрационную на-
грузки.
Однако сварка неуклонно вытесняет клепку и из этого вида конструк-
ций, причем переходным решением можно считать конструкции тяжелых
ферм из сварных стержней с клепаными или болтовыми монтажными узло-
выми сопряжениями, применяющиеся в настоящее время достаточно широко
и хорошо приспособленные к оборудованию наших заводов (автоматичасхая
сварка и сверление монтажных отверстий по кондукторам).
Для поясов тяжелых ферм наиболее удобным является Н-образпое сече-
ние в виде широкополочного двутавра, либо сварного из трех листов
(фиг. 323, а), либо клепаного из уголков и листов (фиг. 323, б и в).
Типы сечений стержней
тяжелых ферм
Н-образное сечение наиболее отвечает условиям индустриального изго-
товления как в сварной ферме (автоматическая сварка), так и в клепаной
(клепка скобой) и является весьма удобным в сборке; кроме того, как
симметричное сечение оно наиболее просто центрируется. Недостатком
Н-образпого сечения является открытое сверху корыто, которое может засо-
ряться и в котором может скопляться вода; поэтому такое сечение менее
удачно с точки зрения коррозии и условий эксплуатации. При проектиро-
вании стержней Н образного сечения, расположенных горизонтально, напри-
мер, поясов ферм, нужно предусматривать в соединительном листе отверстия
для выпуска воды, кроме того, такие стержни нужно периодически очи
тать от засорений и пыли.
В тяжелых фермах применяются также сечения из двух ветвей, состав-
ленные из швеллеров (фиг. 323, г), в необходимых случаях усиленных ли-
Фпг 323. Типы сечений стержней тяжетых ферм
стами (фиг. 323, д), или в тяжелых клепаных фермах — пз листов, усилен-
ных уголками (фиг. 323, е).
Преимуществом таких сечений, точно гак же как Н-образных, является
их симметричность, а также гладкая наружная поверхность, позволяющая
легко образовать простые сопряжения на узловых накладках; однако они
имеют две отдельные ветви, которые соединяются между собой планками
или решетками и диафрагмами, вследствие чего эти сечения имеют значи-
тельный строительный коэффициент.
Сечения эти менее страдают от засорений, чем Н-образные, но зато они
менее доступны для окраски (из-за наличия двух решеток).
П-образное сечение поясов клепаных ферм (фнг. 323, ж), широко рас-
пространенное в прошлом в мостостроении, менее рационально вследствие
своей асимметрии и большей сложности конструктивного оформления узлов.
Элементы решетки проектируются либо двутаврового сечения (фиг. 323
а и в), либо из двух ветвей швеллерного сечения, соединенных планками
или решетками (фиг. 323, г, д и е). При этом весьма целесообразно при-
нимать сечение элементов решетки однотипное с поясами. Сечение должно
быть удобным для прикрепления его к фасонкам; с этой точки зрен.гя наи
более рациональны сечения с гладкими наружными поверхностями достаточ-
ной высоты. Это особенно важно прн клепаных или болтовых монтажных
сопряжениях в узлах, так как от высоты сечения зависит компактность раз-
мещения отверстий; при кондукторном сверлении на многошпиндельных
878
Фермы
станках, которое является наиболее современным, высота сечения ограни,
чивается конструктивными особенностями этих станков (см. главу VII, §5)
В стержнях из двух ветвей швеллерного сечения и при заклепочных или
болтовых монтажных соединениях для возможности проклепки или подтя-
гивания болтов ширина сечения должна быть такой, чтобы между полками
швеллеров, обращенными внутрь, оставался минимальный зазор, равный
140 мм.
Типы конструкций соединительной решетки и планок в стержнях тяже-
лых ферм вполне аналогичны конструкциям, применяемым в центрально
сжатых колоннах (см. главу IX, § 3).
§ 10. ПОДБОР СЕЧЕНИЙ СТЕРЖНЕЙ ТЯЖЕЛЫХ ФЕРМ
Подбор сечений стержней тяжелых ферм, так же как и легких, начинается
с предварительного определения требуемой площади сечений всех стержней
по ориентировочно принятым гибкостям, а при клепаных или болтовых мон-
тажных соединениях — по коэффициентам ослабления.
В первом приближении коэффициенты продольного изгиба ср для сжатых
стержней можно принимать равными: для поясов с = 0,80 -4-0,85, для эле-
ментов решетки ср — 0,70 -4- 0,80; коэффициент ослабления сечений при
клепаных монтажных соединениях можно принимать а = 0,80-4-0,85.
Выбрав тип сечения стержней и установив по формулам (10.15), (10.22)
и (10.23) требуемые площади сечений, можно определить необходимый
сортамент профилей, который не должен быть слишком обширным. Жела-
тельно в раскосах иметь тот же ассортимент металла, что и в поясах.
При большой общей протяженности поясов и при значительном изме-
нении усилий по длине фермы, а также при частом расположении мон-
тажных соединений проектировать пояса постоянного сечения по всей длине
в тяжелых фермах нерационально. Обычно сечение поясов в тяжелых фермах
меняется через одну-две панели в зависимости от разбивки монтажных сты-
ков при сохранении одного типа сечения по всей длине фермы. Меняются
также сечения элементов решетки, но и их тип остается постоянным.
Изменение сечений можно осуществлять или путем изменения толщины
и ширины листов, входящих в состав сечения, или за счет изменения коли-
чества листов в сечении. Первый прием более рационален, особенно в свар-
ных стержнях, ввиду многодельности многолистовых пакетов, а в сварных
конструкциях, кроме того, — ввиду существенного увеличения длины сварных
швов и плохого сплачивания листов. Поэтому в сварных фермах многоли-
стовые пакеты до сих пор ие применялись. Применение ыноголистовых
пакетов в клепаных фермах может быть оправдано отсутствием листов
необходимой толщины, возможностью более дешевой пробивки отверстий
на многоштемпельных прессах, на которых можно обрабатывать металл
толщиной нс более 22-4-24 мм, а также упрощением заказа листовой стали
(так как в этом случае все листы могут быть одной толщины).
За последнее время и в тяжелых сварных конструкциях стали применять
дв^хтистовые пакеты, сплоченные электрозаклепками. Для этой цели водном
из листов на многоштемиельном прессе пробивают отверстия, через которые
при сплачивании пакета ставят электрозаклепки под слоем флюса. Благо-
даря высокой производительности многоштемпельного пресса и автомати-
ческой сварки под флюсом такая конструкция оказывается вполне прием-
лемой по своей трудоемкости.
Предварительный подбор сечений стержней сопровождается установле-
нием их генеральных размеров — высоты н ширины сечения.
Подбор сечений стержней тяжелых шеря
Высота сечения поясов не должна быть больше */,„ длины напели
лак как прн большей высоте влияние изгибающих моментов от жесткости
узлов и, следовательно, величины дополнительных напряжений существенно
возрастают. Однако высота сечения поясов должна быть достаточной чтобы
обеспечить их экономичную гибкость и необходимый фронт для размещения
заклепок в узлах, а также придать контуру фермы четкое очертание. При
применении многошпиндельного сверления отверстий высота сечения должна,
кроме того, удовлетворять возможностям станка, т. е. не быть более
760 мл от низа сечения до верхнего ряда отверстий (см. главу VII, § 5). Из
эстетических соображений и удобства конструирования желательно иметь
высоту сечения поясов постоянной по всей длине фермы. В сжатых стерж-
нях высота сечения обычно определяет расчетную гибкость.
Ширина сечения поясов и элементов решетки устанавливается постоян-
ной по всей длине фермы и определяет расстояние между узловыми фасон-
ками. Она является основной данностью для подбора сечений и устанавли-
вается в круглых цифрах (3504-700 мм) в зависимости от мощности пояса.
Рационально задаться генеральными размерами сечений верхнего пояса,
исходя нз экономичной гибкости X = 404-60, в соответствии с соотно-
шениями между радиусами инерции и генеральными размерами сечений
(см. приложение б); это дает ширину сечения, равную ^-4-^/, 11 виС0’У
сечения, равную Л где I—длина панели.
Зная предварительно определенные площади сечений поясов, проверяем,
компонуя сечения, насколько нм отвечают полученные генеральные размеры,
и в случае необходимости исправляем их. Эту работу рационально прово-
дить параллельно для наибольшего и наименьшего сечений поясов, связан-
ных общностью ширины и обычно высоты сечения (прн Н-образных сече-
ниях последнее не является строго обязательным). Очень часто в крайней
панели фермы усилие в поясе оказывается настолько незначительным, что
подбор сечения без запаса становится невозможным; тогда устанавливается
рациональное минимальное сечение стержня. Затем подбирают промежу-
точные элементы пояса; как указывалось, различие площадей достигается
разной мощностью вертикальных листов или вертикальных пакетов сечения.
При Н-образном сечении пояса горизонтальный соединительный лист остается
постоянным, достаточно мощным для надежного соединения вертикальных
листов; толщина его для этого должна быть не менее */J() его ширины и
7, толщины вертикального пакета листов. Он сильно ослабляется отвер-
стиями для выпуска воды и часто не вводится в площадь. В клепаных фермах
при Н-образных сечениях пояса берутся крупные неравнобокие уголки
с большими полками, поставленными вертикально; в сечениях с ветвями
швеллерного типа окаймляющие уголкн берутся обычно небольшие.
Растянутые сечения нижнего пояса подбирают по требуемой площади,
причем ширину сечения (между наружными гранями) и тип сечения прини-
мают такими же, как для верхнего пояса.
В настоящее время при широком применении универсальных стыков,
когда все элементы стержней обрываются в одной плоскости, смежные
сечения поясов мало связаны между собой (в основном только ширине ).
Тем не меиее при применении многолистовых пакетов целесообразно, что ы
разница в толщине вертикальных пакетов смежных поясов равнялась ы
толщине одного листа (как уже указывалось, при многолистовых пакетах
все листы обычно берутся одинаковой толщины). Прн небольшой разнице
SStl
Фермы
площадей, что имеет место г. средних панелях фермы, увеличение площади
при многолистовом пакете возможно ну гем наклепки листов между уголками
(в швеллерном сечении) илн к полкам уголков в Н-образпом.
Аналогично производится подбор сечений элементов решетки; ширина
последних задана шириной пояса, и потому определению подлежит лишь
высота сечения. Рационально увеличивать высоту сечения элемента, так каг
при этом уменьшаются гибкость и потребная площадь сжатых стержней и
опрощается прикрепление к фасонкам. При этом можно исходить из гибко
стей Xjr=60-4-S0, а при очень длинных сгер княх даже принимать X .= юо
Обычно в элементах решетки не применяются многолистовые пакеты; раз-
личие усилий в стержнях компенсируется разной высотой сечения, а в кле-
паных фермах — и разным калибром профилей.
В сжатых стержнях выступ Н-образного сечения должен быть доста-
точно устойчив; поэтому толщина вертикального листа должна быть ие
менее */1В длины выступа. В тяжелых фермах толщина листов при много-
листовых пакетах берется не меньше IO-t-12 н.п; толщина одиночных
листов может достигать 40 .—50 .ir.it.
Ширина листов прн подборе округляется до целых сантиметров; толщины
согласно сортаменту берутся в четных миллиметрах.
После предварительной компоновки всех сечений стержней производятся
уточнение размеров сечений и проверка их несущей способности по общим
формулам расчета центрально сжатых пли центрально растянутых стержней.
При этом для сжатых стержней определяют их моменты инерции, радиусы
инерции и гибкость, а для растянутых (при наличии заклепочных пли бол-
товых соединений) — ослабление отверстиями в соответствии с эскизами
прикрепления и стыков.
§ 11. УЗЛЫ ТЯЖЕЛЫХ ФЕРМ
Тяжелые фермы обычно собирают на месте постройки, куда их под-
возят отдельными элементами. Таким образом, в тяжелых фермах присо-
единение стержней к узловым фасонкам осуществляется при монтаже;
в узлах или около узлов обычно располагаются н монтажные стыки поясов.
Расположение стыков около узлов в тяжелых фермах промышленных зданий,
не собираемых навесной сборкой, удобнее, чем расположение стыков в узлах
(фиг. 324).
Как уже указывалось, монтажные соединения в тяжелых фермах, в осо-
бенности при работе последних на динамические нагрузки, очень часто
конструируются на заклепках даже в сварных фермах; клепаные фермы,
очевидно, имеют клепаные узловые соединения. Таким образом, типовым узлом
тяжелой фермы является узел на заклепках.
Конструирование узлов тяжелой фермы, точно гак же как и легкой,
начинается с нанесения на чертеж осей стержней.
В тяжелых фермах необходимо возможно более строго выдерживать
центрирование стержней в узлах (по центрам тяжести), так как даже при
небольших эксцентриситетах большие усилия в стержнях вызывают значи-
тельные моменты, которые необходимо учитывать при расчете ферм. В мо-
стовых фермах допускается эксцентриситет не более 1,5’/0 от высоты сече-
ния пояса.
Узлы тяжелых ферм в настоящее время проектируют преимущественно
на узловых накладках. Узловые накладки явлиютси парными фасонками,
обжимающими сечение стержней, к которым прикрепляют вертикальные
Узлы тяжелых ферм
381
стенкн поясов и элементов решетки (фиг. 324). Поэтом) весьма важно
иметь гладкую наружную поверхность стержней.
Прикрепление стержней к узловым накладкам на заклепках производится
обычно внахлестку (фиг. 324). При сопряжении внахлестку все стержни
своими вертикальными стенками примыкают с внутренней стороны узловых
накладок и присоединяются к ним заклепками. Если стержни имеют Н-об-
разное сечение, то соединительный лист остается неприкрепленным и
усилие стержней полностью передается только через вертикальные листы
(фиг. 325).
SS2
Фермы
Такое решение весьма удобно с производственной точки зрения, так как
в этом случае монтажные отверстия сверлят только в вертикальных пло-
скостях, что облегчает сверление монтажных отверстии но стационарным
кондукторам и упрощает производственные допуски при изготовлении элемен-
тов конструкции без усложнения нх примыкания к узлу. Оно давно приме-
нялось в прикреплениях раскосов, а в последнее время распространилось
и на прикрепления (монтажные стыки) поясов, что очень упростило кон-
струкцию ферм.
Для удобства заводки при монтаже ширина стержней принимается на
2 мм меньше расстояния между внутренними плоскостями узловых накла-
док. Зазор в 1 мм на сторону уничтожается при постановке заклепок.
Узлы тяжелых ферм
333
Число заклепок прикрепления в тяжелых фермах определяется но площади
ССЧС111П1 стержней (см. главу V, § 5).
Если но осн узла устраивается стык пояса, то он должен быть пол-
ностью перекрыт стыковыми накладками. При Н-образпом сечении пояса
стыковые накладки, как уже указывалось, располагаются лишь на верти-
кальных с гонках сечения, без перекрытия соединительного листа.
Перекрытие стыка только по вертикальным стенкам Н-образного сече-
ния вызывает местные напряжения в соединительном листе. Однако, как
показали исследования, проведенные ЦНИПС и ЦИС МПС1, концентрация
напряжений прн значительной протяженности стыка не особенно велика и
существенно на прочность стыка не влияет. Уменьшение шага первых за-
клепок, прикрепляющих соединительный лист к вертикальным, уменьшает
концентрацию напряжений, так как более быстро вводит в работу сечения
неперекрытый соединительный лист.
Узловые накладки (фасонки) весьма сильно напряжены от усилий, пере-
даваемых ими с раскосов на пояс, н поэтому не могут служить для пере-
крытия стыка пояса. Стык пояса перекрывается специальными стыковыми
накладками, которые размещают обычно снаружи узловых накладок (фиг. 325).
Так как все сечение пояса прерывается в одном сечении и перекрывается
только по вертикальным плоскостям, стыковые накладки получаются весьма
мощными, часто ступенчатого тина. При большой мощности пояса для умень-
шения толщины наружных накладок можно поставить дополнительные на-
кладки изнутри. Постановка внутренних накладок полезна с точки зрения
уменьшения поперечных сжимающих напряжений в соединительном листе,
возникающих при несимметричном перекрытии вертикальных растянутых
листов.
При сравнительно небольшой толщине соединительный лист может раз-
рушиться из-за выпучивания от действия этих сжимающих поперечных усилий.
Заканчивать этот лист при помощи выкружки, постепенно вводящей его в
работу, оказывается вредным ввиду ослабления сопротивления листа.
Прн перекрытии в стыке только вертикальных стенок сечения, что воз-
можно как для Н-образных, так и особенно для швеллерных сечений, вся
клепка производится на наружных плоскостях стыка и полностью отсут-
ствует трудоемкая клепка во внутренней полости узла, что является его
большим преимуществом. Рассмотренный тип стыка возможен как при одно-
листовых, так и при многолистовых вертикальных стенках сечения пояса.
При многолистовых вертикальных пакетах чаще применяется ступенчатый или
расширенный стык, когда каждый лист перекрывается непосредственно своей
накладкой; преимуществом ступенчатого стыка является меньшая толщина
клепки, недостатком — ббльшая трудоемкость (фиг. 324).
Чтобы иметь один тип кондуктора для всех стержней, весьма целесо-
образно унифицировать разбивку отверстий в узлах. Унификация заклю-
чается в том, что разбивка отверстий во всех узлах подчиняется опреде-
ленному модулю в продольном и поперечном направлениях, т. е. центры
отверстий совпадают с центрами пересечений модульной сетки, нанесенной
на оси стержней, одинаковой для всех стержней и соответствующей воз-
можностям кондукторного п многошпиндельного сверления (фиг. 326).
При этом в более узких стержнях получается меньшее количество про-
дольных рисок, чем в широких, стержни с ббльшимп усилиями должны иметь
1 Л- П. Шелестенко, Исследование стыков с непрямой передачей усилия,
сборник ЦИС МПС .Вопросы проектирования и строительства железнодорожных
мостов", Трансиечать, 1951.
384
Фермы
большое число поперечных рядов отверстий; в стержнях, передающих меныияе
усилия, кроме того, можно пропустить некоторые отверстия, размещая тре-
буемое число заклепок но заклепочному полю кондуктора (фиг. 326).
Унификация разбавки отверстий упрощает как изготовление, гак и проек-
тиропаиие.
В сварных фермах со сварными монтажными соединениями стержни фермы
можно кренить к узловым фасонкам внахлестку фланговыми швами (фиг. 327)
Фиг. 325. Единый кондуктор дтя узлов ферм при унификации разбивки отверстий
аналогично прикреплению на заклепках. Однако такое решение при мощных
стержнях требует крайне мощных фланговых швов (вследствие их малого
расчетного сопротивления) и приводит к весьма неравномерному распреде-
лению напряжений из-за прикрепления по контуру широких плоскостей вер-
тикальных стенок стержней. Постановка электрозаклепок несколько улуч-
шает положение, но конструкция остается неудачной с точки зрения работы
при динамической нагрузке.
Более рационально прикрепление стержней к фасонке впритык при помошя
стыковых швов (фиг 328, а). Главной трудностью такого решения является
необходимость выдерживать точную длину стержней между стыковыми швами,
Фиг. 327. Сварная ферма с прикреплениями стержней к узловым накладкам внахлестку
Фер vu
а также точное расстояние между узлами впиду малых допусков стыковых
швов (± 1 .11.1/).
Го избежание этих трудностей можно стыки сделл п. косыми (фиг. 328, б)
(по предложению ГНИ Ироскгсталькопсгрукцпя), что позволяет перемеще-
нием прикрепленного стержня в направлении, перпендикулярном оси стержня,
привести его в требуемое соприкосновение с фасонками, необходимое для
заварки стыкового шва. Некоторое смешение элемента с его осп приводит
к эксцентриситетам, которые при небольших значениях могут быть допущены.
Передача усилий через стыковые швы. разработанность методики сварки
монтажных стыковых швов на вертикальных плоскостях даже под флюсом, а
также более легкий контроль за качеством шва являются определенным
преимуществом конструкции со стыковыми швами.
§ 12. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТЫ ФЕРМ
Исследования действительной работы ферм производились акат. Е. О. Патоном и
его школой 1 *, Ю. А. Нплсндером и Б.Г. Абрикосовым3 (ЦНИПС), Н. Н. Аистовым (Ленин-
град), Б. П. Вологдиным (Владивосток), С. А. Бернштейном •*, С. А. Ильясовичем1,
Л. П. Шелестенко и многими другими. Этими исследованиями была выявлена работа
ферм как при статической, так и при динамической нагрузке.
1. Работа ферм при статической нагрузке
Многочисленные исследования отдельно стоящих ферм (работы акад. Е. О. Па-
тона, ЦНИПС, ГПИ Проектстальконструкция, МПС1’ показали, что при упругой работе
фактические напряжения меньше теоретических: в легких фермах в среднем на 10%,
а в тяжелых — на !8%- Это уменьшение является результатом фактического отличия
конструкции фермы от ее расчетной схемы вследствие жесткости узлов и других причин.
Упругая работа ферм при первом
загружеппи прекращается весьма
рано, особенно в клепаных фермах.
Уже пр» напряжениях порядка
5004-800 KZjcMr наступает предел
упругой работы: появляются пер-
вые сдвиги в заклепочных соедине-
ниях и ферма переходит в упруго-
пластическую стадию работы. Эта
стадия работы в клепаных формах
сопровождается обмятием мате-
риала под заклепками при упругой
работе самих стержней и харак-
теризуется уменьшением приве-
денного модуля упругости (фиг.
329). При повторных загружениях
образуются петли гистерезиса, ко-
торые повышают упругую работу
до напряжений, вызванных имев-
шими ранее место загружениями.
Далее при напряжениях, близких
к пределу текучести материала,
наступает пластическая стадия
работы, которая является ио существу пределом несущей способности фермы. Пла-
стическая стадия вызывается текучестью заклепочных соединений, а также пластиче-
<3
50
\1ёГ |
^Начало течения
jp—Пр. упругой работы
ю го за чо
ЛрогиЗ в мм
Фиг, 329. Диаграмма прогибов ферм от статической
нагрузки
а —клепаные фермы: б—сварные фермы без узловых уши-
рений; в —сварные фермы с уголковыми сечениями
Б
7%
1 Выпуски трудов Института электросварки АН УССР и Киевского электросва-
рочного комитета, изд. АН УССР, 1930—1937.
* Б. Г. Абрикосов, Исследования работы сварной стропильной фермы ДО
разрушения. О1ГГИ, 1934
’ Сборник ЦНИПС, .Исследование действительной работы стальных конструкций !
Стройиздат, 1938. мкПС
1 С. А. И л ь я с с в и ч, Сдвиги в заклепочных соединениях, сборник НТК НК» >
Транспечать, (931.
• Сборники Бюро инженерных исследований, Транспечать, 1923—1928.
Экспериментальные исследования работы ферм
3S7
сними деформациями в узлах и стержнях. В пластической стадии напряжения медленно
повышаются до разрушения фермы; стадии самоупрочпения фермы не имеют.
Окончательная потеря фермой несущей способности (разрушение) обычно проис-
ходит от продольного изгиба сжатых стержней. При закреплении сжатых стержней
от потери устойчивости разрушение обычно происходит по прикреплению стержня
к фасонке от сдачи заклепочных соединений.
В пластической стадии происходит многократное перераспределение усилий между
стержнями от различных привходящих обстоятельств; напряжения в разных стержнях
повышаются неодинаково.
Точно так же потеря устойчивости очень сильно зависит от случайных обстоя-
тельств—перераспределения усилий от неодинаковой податливости соединения стержней
и т. д. Потеря устойчивости происходит внезапно, и весьма часто незадолго до разру-
шения нельзя предсказать, какой стержень потеряет устойчивость1.
В сварных фермах характер работы остается таким же, как в клепаных фермах,
однако вследствие большей жесткости узлов пластическая стадия работы начинается’
в них позже и кончается при меньших деформациях, чем в клепаных.
После появления общей пластичности напряжения в сварных фермах повышаются
значительно медленнее, чем в клепаных. Таким образом, сварные фермы позднее пе-
Фиг. 330. Концентрация напряжений в фасонках и уменьшение концентрации
при устройстве выкружек
реходят в пластическую стадию, но этот переход может быть более интенсивным
чем у клепаных ферм; это объясняется тем, что сварные соединения более однородны
и потому пластические деформации развиваются в них с меньшими задержками \
Существенным образом на работу ферм влияют жесткость узлов н наличие экс-
центриситетов.
В пределах упругой стадии работы жесткость узлов уменьшает прогибы фермы
и осевые усилия в стержнях, но зато вызывает дополнительные напряжения от мо-
ментов.
Дополнительные напряжения вызывают более раннее появление пластических де-
формаций в стержнях (в месте их прикрепления) и в фасонках и определяют более
ранний переход в упруго-пластическую область. Появление пластичности уничтожает
жесткость узлов и вместе с тем дополнительные напряжения; последние перед раз-
рушением фермы ничтожны и на прочность конструкции не влияют. Величина допол-
нительных напряжений уменьшается с увеличением гибкости стержней’.
В сварных фермах большая жесткость прикрепления увеличивает дополнительные
напряжения, что частично компенсируется уменьшением размеров фасонок. Все же
жесткость узлов сварных ферм на фасонках значительно больше жесткости узлов
клепаных ферм. В узлах сварных ферм у примыкания раскосов к фасонкам концент-
рируются местные напряжения, которые также влияют на переход в упруго-пластиче-
скую стадию работы фермы. Прн плохом качестве металла и сварки здесь неоднократно
наблюдались трещины.
Неправильное центрирование стержней вызывает моменты, которые хотя н не
Учитываются расчетом, но являются основными и влияют на переход в пластическую
стадию работы и несущую способность фермы. Аналогичное влияние оказывают эксцен-
1 С. Н. Никифоров, Устойчивость сжатых стержней ензрных ферм, Строй-
бат, 1938.
’См. сноску 2 на стр. 386.
См. сноски на стр. 386, а также И. С. Стрелецкий, Основы стальных кон-
струкций, СтроЙиздат, 1940.
SSS
Фрр.ПЫ
трнситеты, возникающие от случайных изгибов стержней в процессе изготовлении
или транспортирования. Эти эксцентриситеты существенно сказываются на понижении
несущей способности сжатых стержней, которые работают как впецентреипо сжатые
Как было указано в главе И, § 10, это обстоятельство учтено в коэффициенте цро.
дольного изгиба «?.
В упругой стадии моменты от эксцентриситетов увеличивают напряжения и про-
гибы ферм и также ускоряют переход в упруго-пластическую стадию работы.
Экспериментальными исследованиями установлено, что центрирование стержней
в легких клепаных фермах по рискам понижает разрушающую нагрузку примерно
на 7° с*.
Узловые фасонки клепаных и сварных ферм работают приблизительно одинаково.
Напряжения в них распределяются весьма неравномерно (фиг. 330, о): в части фасонки^
прилегающей к поясу, они оказываются повышенными: напротив, в выступе фасовки
напряжения ослаблены, а у наружного края они часто переходят через нуль. Наиболее
напряжен центр узла; здесь силовые потоки раскосов сливаются с силовым потоком
пояса, что приводит к повышению напряжений. Выступ фасонки между раскосами
работает весьма слабо, так как силовые потоки раскосов текут по направлению раско-
сов, расходясь по телу фасонки примерно под углом в 15° и минуя эту часть фасонки;
поэтому в этом месте фасонку можно вырезать. Устройство выкружек в фасонке
очень полезно с точки зрения работы узла, так как они уменьшают концентрацию
напряжений у примыкания раскосов, которая при прямоугольных фасонках достигает
очень большой величины (фиг. 330, б).
Вследствие наличия в центре узла повышенных напряжений очень полезным ока-
зывается утолщение пояса в пределах узла; это утолщение в тяжелых фермах полу-
чается автоматически при устройстве стыков на узловых накладках, что и делает эту
конструкцию весьма рациональной.
2. Работа ферм при вибрационной нагрузке
При воздействии на ферму вибрационных нагрузок разрушение происходит в узлах,
в местах концентрации местных напряжений. В клепаных фермах процесс разрушения
протекает постепенно: сначала происходит ослабление заклепок в отдельных узлах,
сопровождаемое их нагревом, уменьшением частоты собственных колебаний фермы,
повышением внутреннего сопротивления и расстройством слитности работы фермы;
затем в местах концентрации напряжений (обычно у заклепочного соединения) по-
является трещина и происходит разрушение элемента. Отдых конструкции — перерыв
между воздействиями вибрационной нагрузки — восстанавливает динамическое сопро-
тивление конструкции.
Разрушение сварных ферм от вибрационной нагрузки происходит внезапно, прак-
тически при одинаковом с клепаными фермами количестве колебаний. Разрушение
начинается у начала шва, в месте наибольшей концентрации напряжений; далее тре-
щина распространяется по шву нлн по основному металлу стержня.
На повышение вибрационной прочности большое влияние оказывают правильность
формы конструкции, отсутствие входящих углов, резких выступов н вообще отсут-
ствие резкого изменения формы сечений; так, вибрационная прочность повышается
при устройстве выкружек в узловых фасонках. Приварка планок к поясам, особенно
поперечными швами, снижает вибрационную прочность; для уменьшения этого сни-
жения необходимы тщательная сварка, применение пологих швов, зачистка швов и
другие мероприятия, устраняющие резкое изменение формы сечения.
Вибрационная прочность фермы близка к вибрационной прочности соответствую-
щего вида соединения (клепаного или сварного) и, невидимому, несколько выше ви-
брационной прочности отдельного соединения \
♦ Н. С. Стрелецкий, Основы стальных конструкций, Стройиздат, 1940.
1 Выпуски трудов Института электросварки АН УССР и Киевского электрос
речного комитета, изд. АН УССР, 1930 1937.
Раздел II. КОНСТРУКЦИИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Глава XI
ОСНОВНЫЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
§ 1. ЗАДАЧИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ОБЩЕЕ ПОНЯТИЕ О КОНСТРУКТИВНОЙ
ФОРМЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Задача проектирования стальных конструкций промышленных зданий
заключается в создании рациональных систем стального каркаса, служащего
для перекрытия различных производственных помещений.
Конструкция цеха представляет собой сложную пространственную систему,
состоящую из различных элементов. Создание оптимального компоновочного
решения здания является творческим процессом, зависящим от целого ком-
плекса различных условий. Эти условия, изучение которых должно пред-
шествовать начальной стадии проектирования, будут подробно рассмотрены
в дальнейшем. Предварительно же необходимо получить общее начальное
представление о конструктивной форме промышленных зданий. Здания для
различных отраслей промышленности, отличные по условиям технологии,
имеют своп особенности как в отношении компоновочных решений каркаса
в целом, так и в отношении многих отдельных конструктивных элементов.
Так, например, сталеплавильные цехи большой производительности заводов
черной металлургии (мартеновские, бессемеровские, дуплскс-цехи), имеющие
большие габариты основных агрегатов, обслуживаемые тяжелыми мостовыми
кранами (2004-350 т), представляют собой сооружения тяжелого типа (с расхо-
дом стали до 400^-450 кг на 1 м3 площади цеха). Сюда же относятся тяжелые
кузнечно-прессовые цехи н др. Цехи заводов тяжелого и среднего машииострос
ния и др., обслуживаемые кранами грузоподъемностью 204-100m, представляют
собой сооружения средней мощности (с расходом стали до 1254-170 кг/м3).
Наконец, цехи заводов легкого машиностроения и др. (с расходом стали
до 354-70 кг/м3) являются характерными для зданий легкого типа. Подобные
цехи обслуживаются мостовыми кранами небольшой грузоподъемности (при-
мерно до 15 т). Сюда же относятся цехи, обслуживаемые легким подвесным
транспортом, а также бескрановые цехи.
Применение стального каркаса в наибольшей степени оправдывается
Для цехов тяжелых и средней мощности.
В цехах легкого типа возможно применение комбинированных конструк-
ций, например, в виде стальных ферм, устанавливаемых на железобетонных
колоннах.
Применение стали для каркасов промышленных зданий должно ограничи-
латься условием экономии стали—принципом, имеющим исключительно важ-
ное значение. Оно регулируется „Техническими правилами по экономному
расходованию металла, цемента и леса в строительстве”, утвержденными
осударственным комитетом Совета Министров СССР по делам строительства,
арактеристика этих правил дана в главе XXXV.
Несмотря на то, что конструктивно-компоновочные решения цехов
указанных групп могут быть весьма различны, тем не менее существует
390 Основные вопросы проектировании конструкций промышленных .зданий
много принципиально общего в решении инженерной задачи проектирования
этих сооружении. Прежде всего стальной каркас цеха представляется в виде
плоскостных, обычно рамных несущих конструкций, взаимно связанных
между собой. Системы связей при надлежащем их проектировании, а также
элементы ограждений степ н кровли обеспечивают совместную работу
отдельных плоских рам и придают им требуемую устойчивость.
Значение совместной работы отдельных рам весьма велико с точки
зрения условий эксплуатационного режима здания. Кроме того, обеспечение
совместной работы несущих систем целесообразно и в экономическом отно-
шении.
Конструкции каркаса промышленного здания могут быть расчленены
на следующие элементы (фиг. 331):
1) основные плоские несущие системы (поперечные рамы цеха), образо-
ванные колоннами н связанными с ними стропильными фермами (или ригелями
сплошного сечения);
2) элементы покрытия (шатра) здания, к которым относятся прогоны
кровли п фонари, а при большом шаге колонн также промежуточные стро-
Провопи
кровля
прогоны
Средняя повстро
Связи в уровне нижнего
пояса стропильных ферм
WonQpb
Несущие колонны
Стропильная
ферма
Подстропиль -
ая ферма
Связи в уровне
нижнево пояса
стропильных
срерм
Подкрановая
балка
Несущие колонны
Фиг. 331. Схема конструкций промышленного здания
пильные фермы и поддерживающие их подстропильные фермы; к конструк-
циям покрытия (шатра) обычно относят также и ригели поперечных рам
(решетчатые или сплошные), упомянутые в п. 1;
3) связи, часть которых также относится к конструкциям покрытия;
4) каркас стен (фахверк).
Кроме того, к комплексу стальных конструкций промышленных зданий
относятся:
1) конструкции, поддерживающие подъемные механизмы: подкрановые
балки, монорельсовые пути;
2) конструкции, связанные с особенностями технологического процесса
(площадки, лестницы н т. д.).
По своему относительному весу в общем комплексе элементы конструк-
ций распределяются следующим образом:
шатер (и связи шатра)............................60—20%
подкрановые балки................................Ю—40%
к' .тонны........................................15—35%
фахверк и связи (вне шатра)......................15— 5%
ЗчОа ri проектирования промышленных зданий
391
Первые числа относится к легким, вторые—к тяжелым цехам.
Для прост пронация конструкций промышленного здания важнейший
являются тайные тсхиоло! ичсского процесса, решаемые в технологической
части проекта цеха.
Кроме того, как и при проектировании всякого сооружения, необходимо
иметь данные геологические, климатические, топографические и пр.
Технологические условия определяют исходные геометрические размеры
здания, сто архнтскгурио-иланировочное решение и существенно влияют
на выбор рациональных архитектурных и конструктивных форм соору-
жения.
К техно логическим услоиням относятся следующие данные и характе-
ристики, которыми нужно располагать для того, чтобы приступить к строи-
тельному проектированию.
А. Данные о расположении и габаритах:
а) аппаратуры и рабочих агрегатов;
б) обслуживающих здание подъемных приспособлений и транспортных
устройств, зависящих от технологического процесса (как располагаемых
внутри здания, так и примыкающих к зданию снаружи);
в) подземного хозяйства (подземные трубопроводы и каналы различною
назначения и пр.);
г) бытовых устройств, связанных с производственным процессом.
Б. Вопросы эксплуатационного режима здания:
а) данные о работе агрегатов и рабочей аппаратуры, характеризующие
их влияние на внутренний режим цеха (включая аварийные моменты, могу-
щие иметь место в процессе эксплуатации);
б) эксплуатационный режим кранов и прочих подъемных приспособлений;
в) характеристика производственных и людских потоков, а также прочие
вопросы, связанные с эксплуатацией сооружения.
В. Вопросы, связанные с перспективами развития производства и
соответствующей реконструкцией цеха в будущем:
а) расширение здания в связи с возможным увеличением масштаба
производства;
б) перспективы увеличения грузоподъемности подъемных механизмов.
Основой для составления проекта промышленного здания является проект-
ное задание для того предприятия, в состав которого входит проектируемое
здание.
На основе проектного задания при сложных конструктивных решениях
разрабатывается технический проект, а затем рабочие чертежи (в соответ-
ствии с указаниями, данными в главе VII, § 1). При использовании типовых
решений технический проект может быть опущен.
Компоновка конструкций промышленного здания непосредственно опре-
деляется технологическим процессом производства, размещенного в здании
Для иллюстрации этого положенпя рассмотрим два примера: главный
корпус завода стальных конструкций, который в соответствии с весом
перемещающихся изделий оборудуется кранами грузоподъемностью Ю-т-30 т
11 может потому быть причислен к цехам легким или средней мощности,
11 здание мартеновских печей, оборудованное кранами грузоподъемностью
*25-5-300 т и потому являющееся одним из наиболее тяжелых зданий.
I- Как следует из главы VII, в процессе изготовления стальных конструк-
ций материалы, а затем полуфабрикаты и изделия перемещаются из склада
металла (цех подготовки материала), куда доставляется и где сортируется
и правится прибывающий с завода - прокатчика металл, в малярно-погру-
зо'шыц цех, откуда готовые отправочные элементы конструкций отправляют
392 Основные вопросы проектпрованич конструкции промышленных: зданий
Фиг, 332а. Технологический план главного корпуса завода стильных конструкций
Задачи про'ктирования промышленных зданий
393
на место постройки (фиг, 332а). При
цех обработки, затем промежуточный
производи гея сборка, а затем и сварка
1П11 клепка изделий.
Особенностью цеха обработки яв-
чяется большое число параллельных по-
токов. так как каждый вид геталла (лист,
уголки, балки и т. д.) имеет свои станки
для обработки. Перемещение металла
вдоль линии станков производится ниж-
ним транспортом (вагонетками); кран-
балкамп же малой грузоподъемности
(ввиду малого веса отдельных деталей)
будущие элементы конструкции снима-
ются с вагонеток и передаю гея на станки.
При большой производительности
завода фронт перемещения металла и
расположения станков исчисляется мно-
гими десятками метров, чго приводит
к разделению цеха обработки на ряд
пролетов. В направлении, перпендику-
лярном потоку, расстояния между колон-
нами могут быть сравнительно неболь-
шими, так как они определяются сравни-
тельно небольшими поперечными раз-
мерами перемещаемых изделий и распо-
ложением станков; расстояния . между
колоннами вдоль потока, наоборот, по-
лучаются значительно большими, так
как они зависят от достаточно большой
длины металлических элементов кон-
струкций, передвигаемых на вагонетках,
которые снимаются кран-балкой с ваго-
нетки и передаются на станок в попереч-
ном направлении. В процессе обработки
достаточно длинная деталь обычно по-
дается к станку (например, прессу или
ножницам) с одной стороны, проходит
через станок и снимается с другой, а по-
тому требует пролета двойной длины.
Отсюда вытекает своеобразная компо-
новка плана указанных заводов (изготов
ления стальных конструкций производи-
тельностью 60 000 т), заключающаяся
в Юм, что пролеты здания в соответ-
ствии с поперечным перемещением гру-
зов кран-балками и отсутствием верх-
него продольного транспорта распола-
гаются поперек грузового потока. -
При достаточной величине пролетов, определяемой вышеуказанными соо
ряжениями, кран-балки рационально подвесить к покрытию, так как уст-
ройство длинных и маломощных крановых мостов невыгодно Для больше .
маневренности возможна подвеска в прочете двух кран-балок.
этом передвижении металл проходит
склад п, наконец, цех
сборки,
где
.Ы Огненные вопросы про :к тиром н-.t я конструкций прочит теины с нданчй
В рассматриваемом примере (<|шг. 332а, б) проле ил цеха обработки по
указанным соображениям приняты ранными 30 .и, а шаги колони (поперек
потока)—12 .и (так как при больших пролетах более частое расположение
колонн не отвечает принципу экономичности); кран-балки имеют грузоподъем-
ность 5 т. Цех сборки оборудуется стеллажами и специальными приспо-
соблениями (кондукторами, кантователями и т. л.). Перемещение изделий
вдоль потока и здесь производится вагонетками; верхним же транспортом
материал и изделия переносятся с вагонеток на стеллажи пли к сборочным
приспособлениям на достаточно большие расстояния и отличие о г цеха об-
работки, где кран-балки работают только у станков. Пролеты цеха сборки
определяются одиночной длиной элемента и потому могут быть приняты
меньшими. Однако они все же должны быть достаточно значительны, по-
скольку зависят и от длины уже более или менее оформленных- изделий,
которая может быть больше длины элемента.
На основании указанных соображений в этом случае рациональны мо-
стовые краны, тем более, что и грузоподъемность их должна быть больше.
Прн этом грузоподъемность кранов может быть различной в разных про-
летах, в соответствии с тем, что в разных пролетах собирают изделия разного
веса. В рассматриваемом примере пролеты цеха сборки приняты равными
24 .и прн кранах грузоподъемностью 10 н 20 т. Начальное и конечное от-
деления здания (склад металла и цех маляро-погрузки) должны иметь боль-
шие пролеты: первое — ввиду необходимости иметь достаточно большую
площадь для правильной организации складского хозяйства; второе — ввиду
необходимости размещения большемерной готовой продукции, для которой
пех маляро-погрузки служит обычно временным складом (до отправки). Оба
помещения оборудуются мостовыми быстро движущимися кранами, необхо-
димыми для достаточно протяженных перемещений грузов с платформ при-
бытия на место укладки (в складе металла) и с места окраски на платформы
отправления в цехе погрузки.
Краны в этих помещениях должны быть достаточно мощными, особенно
в цехе погрузки, где они должны отвечать весу готовой продукции. В рас-
сматриваемом примере эти помещения имеют два пролета по 30 л с кра-
пами: в складе — грузоподъемностью 10 т и в цехе погрузки —30 т. Тех-
нологические габариты оборудования и кранового хозяйства обусловливают
высоту отдельных пролетов; в. соответствии с этим наименьшую высоту
(в рассматриваемом примере ~ 10 м) имеют склад металла и цех обработки,
несколько бблыиую (/~^11 л)— цех сборки и самую большую, отвечающую
наиболее тяжелым грузам и размерам готовой продукции (~ 14 л), —
погрузки.
Постоянные высоты на больших участках длины здания (фиг. 3326) —
60, 72 и 120 л— обусловили в рассматриваемом примере целесообразность
применения в качестве элементов перекрытия стропильных ферм с парал-
лельными поясами, которые в соединении с колоннами образуют жесткие
рамы, являющиеся основными несущими конструкциями здания.
12-метровый шаг колони в поперечном направлении предопределил вза-
имное расположение рам с указанным расстоянием.
Для поддержания элементов кровли (асбестоцементные полые плиты)
применены двускатные прогоны, уложенные по верхним поясам стропиль-
ных ферм (ригелей рам) с шагом 3 л, рапным панели стропильных ферм-
Для обеспечения освещенности здания устроены спетовые фонари, рас-
положенные над прогонами в средней их части. Плоскости освещения рас-
положены параллельно плоскостям ригелей рам (такое расположение фонарей
обычно называется ,поперечным").
Задачи
проектирования промышленных зданий
Для обеспечения жесткости здания предусмотрены системы горизонталь-
ных поперечных и продольных связей и, кроме того, вертикальные связи
по колоннам.
Принятая конструктивная схема является примером удачного решения,
отвечающего принципам индустриализации изготовления и монтажа кон-
струкций.
II. Здание мартеновских печей представляет собой перекрытие над пе-
чами и сложным оборудованием для загрузки печей шихтой, выплавки стали
и транспорта жидкого металла (фиг. 333). Печи располагаются по середине
Фиг. 333. Расположение оборудования и подземного хозяйства в здании мартеновских
печей
помещения; с одной стороны происходит загрузка печей, с другой — вы-
пуск металла. Загрузку приходится производить на повышенных отметках,
так как под печами располагаются регенераторные устройства для питания
печей воздухом и газом. Поэтому со стороны загрузки печи располагается
повышенная рабочая площадка. Печи связаны с весьма сложными подземными
устройствами для питания печи и выпуска газов в дымовую трубу, распо-
лагаемыми в основном по поперечной оси печи со стороны ее загрузки.
Первые здания мартеновских печей были однопролетнымп (фиг. 6),
однако весьма скоро вследствие значительного увеличения размеров печи
и грузоподъемности кранов оказалось рациональным использовать крановую
эстакаду для поддержания шатра, что привело к схеме двухпролетной рамы
с загрузочным и разливочным пролетами. В загрузочном (печном) пролете про-
изводятся операции по загрузке печи, для чего необходимо на уровне ра-
бочей площадки расположить рельсовые пути для подачи шихты к фронту
печи, пути для напольной завалочной машины, подающей твердую шихту непо-
средственно в печь, а также пути для подачи жидкого чугуна. Все это.
395 Основны- вопросы про.’Хтированич конструкций прочит ценных здании
включая размеры самой печи, требует пролета порядка 25 т-27 .iz, которые
оказывается весьма стабильным для современных печей. С другой стороны
печи производятся операции выпуска стали и разлива ее и ковши н из-
ложницы. В ратлпвочном пролете располагаются два железнодорожных пути:
один —для поездов с изложницами и другой — для уборки шлака при
очистке ковшей, а также стенд для разливочных ковшей у печей и литей-
ная площадка для управления операцией разлива.
Все это дает величину разливочного пролетав 21 и. также весьма
стабнльнсю для современных печей. Большая напряженность транспортных
операций на рабочей площадке в печном пролете приводит к тому, что
транспортные пути для подачи в цех шихты приходится выносить в специ-
альный пролет—„открылок", располагаемый со стороны печного пролета,
откуда они подводятся к печам. Пролеты открылка получаются более разно-
образными; при больших печах и интенсивной подаче шихты онн полу-
чаются около 14 .и.
Длина современных печей достигает примерно 30 Это приводит
к шагу колонн по среднему ряду Б в 33 .и (фиг. 334). Шаг этот очень
велик и с точки зрения затраты металла невыгоден; поэтому по прочим ря-
Фиг. 334. Технологический план здания мартеновских исчсй
дам колонн применяются меньшие шаги, которые, однако, должны быть увязаны
с наибольшим, для того чтобы в плоскости средних тяжелых колонн могла
быть расположена основная поперечная рама. По ряду В (между печным
пролетом и открылком) по середине большого шага колонну нельзя поста-
вить, так как этому препятствуют борова печей; таким образом, по ряду В
получается шаг 3X11 м, весьма целесообразный и по экономическим сооб-
ражениям, поскольку колонны ряда В поддерживают тяжелые краны (грузо-
подъемностью ~ 125 т). Однако в ряде случаев для возможности перевода
рельсовых путей из открылка в печной пролет приходится по середине
большого шага иметь по ряду В шаг 22 м. По ряду А (со стороны разли-
вочного пролета) размещению колонн ничто не мешает; он может быть и
5 5 и 11л. При тяжелых кранах шаг 11 м выгоднее. Для пропуска же-
лезнодорожных путей этот шаг в отдельных местах увеличивается до 22 м.
Для ряда Г (со стороны открылка) по указанным соображениям назначается
шаг 2 / 5,5 4-11 2 / 5,5 м.
Таким образом, распределение шагов получается модульным с наимень-
шим шагом (модулем) 5,5 м. Этот модуль отличен от обычно применяемого
6 м (см. ниже). Однако переход на 6-ж модуль привел бы к значитель-
ному увеличению площади цеха и веса конструкций (па одних подкрановых
балках ряда Б увеличение шага с 33 на 36 м привело бы к увеличению
расхода стали на 60 т на секцию здания, соответствующую одной печи).
Современные здания мартеновских печей обслуживаются очень тяжелыми
кранами (разливочный пролет — кранами грузоподъемностью 200-4-350 т, печ-
Задачи проектирования промышленных зданий
397
ной ~ 125 т). Такие краны имеют большие габариты и должны распола-
гаться достаточно высоко, так как подкрановые балки ряда Б, имеющие
вследствие большого пролета большую высоту, должны располагаться над
печами; это обстоятельство приводит к отметкам (считая от уровня пола
разливочного пролета) головки кранового рельса ~ 17 м и низа стропиль-
ных ферм ~ 23 м (фиг. 335а). Таким образом, в рассматриваемом примере
отметка кранового рельса слагается из четырех размеров: высоты рабочей
площадки, высоты иечи, расстояния от свода печи до низа подкрановой
балки и высоты подкрановой балки (с рельсом).
Как уже указывалось, главные пролеты здания перекрыты двухпролет-
ной рамой; возможная одинаковая отметка низа ферм в обоих пролетах
Фиг. 335а. Поперечный разрез констр5'кций здания мартеновских печей (по колоннам)
конструктивно весьма удобна; удобна также одинаковая отметка подкрановых
путей на всех колоннах. Вследствие недопустимости внутренних водостоков
(из-за опасности взрыва при попадании влаги в расплавленный металл) покрытие
должно быть двускатным. По середине покрытия для целей аэрации
устраивается фонарь. В вертикальных г/лоскостях фонарей рационально рас-
положить фермы, которые могут быть использованы как подстропильные
фермы пролетом 33 м для поддержания стропильных ферм шатра и как под-
крановые балки для поддержания тельферов, необходимых для работ по
ремонту тележек тяжелых кранов (фиг. 335а). Таким образом, здесь
используется принцип совмещения функций (см. главу 1, § 3).
Промежуточные стропильные фермы, расположенные над печным проле-
том с шагом 5,5 м, опираются с одной стороны на фонарные подстро-
пильные—фермы (пролетом 33 ж). С другой стороны для поддержания про-
межуточных стропильных ферм служат колонны ряда В (поставленные
с шагом 11 ж) н промежуточные стойки. Опорами промежуточных стоек
являются подстропильные фермы по колоннам ряда В (пролетом 11 ж), рас-
положенные в уровне подкрановых балок ряда В\ эти же подстропильные
фермы поддерживают тормозные фермы крановых путей ряда В и, кроме
39S Огненные вопросы проектирования конструкций проиышленных лданий
того, поддерживают ригели Г-образных рам открылка (шаг 5,5 м). цад
разливочным пролетом меньшие расстояния от фонаря до колонн ряда Д
могу г дать возможность применить для перекрытия сплошные ригели
(фиг. 3356).
При таком решении покрытие представляет собой как бы усложненную
балочную клетку: главные балки — ригели основных рам, вспомогательные
продольные — подстропильно-фонарные фермы, вспомогательные попереч-
ные— стропильные фермы.
Применение конструкции фонаря для поддержания конструкции шатра
является характерным и экономически оправданным для зданий, имеющих
больше:! шаг поперечных рам.
Площадка
литеищика
^0,00
еазлцвоччбш
.., прилеп
_ Площадка
.' кранобщика
---------21000
27000
Фиг. 3356. Поперечный разрез конструкций здания мартеновских печей (вне колонн)
Современное здание мартеновских печей обычно конструируется блока-
ми по три печи каждый, длиной 99 м, разделенными температурными швами;
каждый блок представляет собой пространственно завязанный конструктив-
ный комплекс. Завязка обеспечивается горизонтальными связями, торцевыми —
по торцам блока, продольными —по поясам ферм у каждого ряда колони,
сплошной кровлей, тормозными связями, а также пространственным ком-
плексом рабочей площадки. Продольная завязка блока осуществляется под-
крановой эстакадой по среднему ряду колони и вертикальными связями — в
плоскостях стен.
Рассмотрение приведенных примеров показывает, насколько особенности
технологии производства существенно влияют на компоновочные решения
конструкций каркаса цеха.
Более сложный технологический процесс в здании мартеновских печей,
наличие разнообразного оборудования, тяжелых подъемных механизмов и
транспортных средств обусловили более сложное компоновочное решение
стального каркаса здания мартеновских печей но сравнению с каркасом глав-
ного корпуса завода стальных конструкций.
реночные требования, предъявляемые к конструктивному решению каркаса 3W
§ 2. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К КОНСТРУКТИВНОМУ
РЕШЕНИЮ СТАЛЬНОГО КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННОГО ЗДАНИЯ
Как следует из рассмотренных примеров, рациональность конструктив-
ной схемы сооружения оценивается прежде всего с точки зрения удовле-
творения условиям технологии и эксплуатационного режима.
Вместе с тем достоинства компоновочного решения в немеиыней сте-
пени определяются условиями экономики и индустриализации строительства.
Коиструкгивио-компоповочиое решение здания как в общем, так и в от-
ношении отдельных детален должно удовлетворять также условиям охраны
труда и техники безопасности.
Рассмотрим подробно указанные условия.
1. Условия эксплуатации
С точки зрения удобства эксплуатации расположение конструкций, их
схемы и габаритные размеры должны обеспечивать:
а) доступность и удобство обслуживания агрегатов цеха и производства
их ремонта (выполнение этого условия требует соответствующего располо-
жения колони, связей, подкрановых путей и т. д.);
б) возможность нормальной эксплуатации кранового оборудования цеха и
прочих подъемных механизмов (выполнение этого условия требует придания
сооружению надлежащей поперечной и продольной жесткости);
в) доступность осмотра и ремонта элементов кранового хозяйства;
г) возможность осуществления требуемых условий аэрации, освещения,
водоснабжения и пр.
Быстрые темпы совершенствования технологических процессов многих
отраслей промышленности выдвигают также условия возможной приспособ-
ляемости сооружения к некоторым изменениям технологии и эксплуатаци-
онного режима (возможные изменения габаритов рабочих агрегатов, их рас-
положения, изменения подъемно-транспортных средств, обслуживающих цех
и пр.). Указанные требования должны быть оговорены в проектном задании.
2. Условия экономики и индустриализации строительства
К вопросам экономики относятся прежде всего затраты, связанные с
возведением сооружения, а именно стоимости материалов, транспорта, сто-
имости изготовления и монтажа конструкций. Экономика обусловлена также
сокращением сроков возведения сооружения.
К экономическим факторам относятся также расходы, связанные с под-
держанием сооружения в состоянии, обеспечивающем условия его нормаль-
ной эксплуатации, в течение всего срока службы, а также амортизацион-
ные расходы, зависящие от срока службы сооружения.
Особенно важен прн проектировании стальных конструкций вопрос эко-
номии стали. Экономия материала является одним из главнейших требова-
нии проектирования.
Прежде всего должно быть обосновано применение стали для данного
сооружения в целом или отдельных его элементов.
При решении этого вопроса необходимо руководствоваться величин
пролетов, грузоподъемностью кранов, высотой здания, шагом колонн, а ж
особенностями данного производства (в соответствии с .Техническими р
пилами экономного расходования металла, цемента и леса в строитель
см. главу XXXV).
'30 Основные вопросы проектарозания конструкции промышленных здании
В легких (не горячих) цехах, обслуживаемых мостовыми кранами нс.
большой грузоподъемности или легким подвесным транспортом, а также в
бескрановых цехах следует прибегать, как уже указывалось, к комбиниро-
ванным конструкциям путем применении железобетонных колонн с метал-
лическими конструкциями покрытий.
Затрата материала на сооружение в значительной мере обусловлена
х-дачной компоновкой схемы каркаса и правильным выбором геометрических
соотношений его конструктивных элементов.
Для экономии материала также весьма важно правильно выбрать марку
стали для различных элементов. Так, для подкрановых балок большого
пролета под тяжелые краны (пролет 30 .« п более, крапы грузоподъемностью
200-1-300 т) целесообразно применять повышенные марки стали (НЛ); для
большинства других элементов каркаса здания целесообразно применять
сталь марки Ст. 3.
Наряду с требованием экономии материала необходимо при проектиро-
вании руководствоваться требованиях..... строительства.
Индустриализация строительства промышленных зданий п связанное
с нею снижение стоимости изготовления н возведения конструкций, а также
повышение их качества в весьма значительной степени зависят от типиза-
ции конструкций.
Типизация конструкций также существенно влияет на сокращение сроков
строительства сооружения.
Типизация элементов и строительных деталей повышает эффективность
заводского изготовления конструкций и их качество. Типизация конструк-
тивных схем каркаса п строительных деталей повышает эффективность
монтажа, расширяя возможности применения унифицированного и более
совершенного монтажного оборудования. На основе многократной повторя-
емости сборки однотипных сооружений совершенствуются методы монтажа.
Типизация конструкций относится прежде всего к конструктивным схемам
здания, но предусматривает далее типизацию и даже унификацию отдельных
конструктивных элементов.
Типизация конструкций в первую очередь обусловливается весьма важным
принципом проектирования, а именно принципом модульности.
По .Урочному положению для строительства" в основу конструктивно-
планировочных решений кладется „единая модульная система для строитель-
ства", согласно которой основные конструктивно-планировочные размеры
должны быть кратны величине „единого модуля для строительства", а раз-
меры строительных деталей увязаны с этой величиной. Величина единого
модуля принята равной 10 см.
Для промышленных зданий должны быть модулированы:
1) размеры габаритов внутренних пространств, которые должны оста-
ваться свободными для размещения технологического оборудования;
2) расстояния между разбивочными осями здания;
3) расстояния между основными отметками здания (например, расстоя-
ние между головкой подкранового рельса и полом и др.);
4) расстояния, определяющие размеры элементов или деталей, изготов-
ляемых в разное время и на разных предприятиях (например, расстояния
между крановыми рельсами на смежных колоннах, расстояния между осями
анкерных болтов и т. д.).
Ввиду малости единого модуля в основу модулирования основных Раз'
меров весьма часто кладут „укрупненные модули". Для стальных конструк-
ций промышленных зданий укрупненный модуль целесообразно принять рав-
ным 0,5 м. Наконец, применяются еще „частные укрупненные модули",
Основные требования, предъявляемые к конструктивному решению каркаса 401
отвечающие определенному направлению расположения конструкций и зави-
сящие от назначения сооружения (например, продольный модуль шага колонн,
поперечный модуль пролетов рам и т. д.).
Прн рассмотрении конструктивно-компоновочных решений как зданий
в целом, так и отдельных конструктивных элементов принцип модульности
имеет исключительно важное значение.
Для различных отраслей промышленности технологические условия могут
быть весьма неодинаковы; следствием этого являются существенно отлича-
ющиеся друг от друга компоновочные решения зданий. Так, например, как
это следует из рассмотренных выше примеров, компоновочные решения
тяжелых цехов металлургической промышленности сильно отличаются от
соответствующих решений обычных, легких зданий машиностроения.
Однако для определенной отрасли промышленности (пли некоторых смеж-
ных отраслей) технологические условия вполне позволяют благоприятно
разрешить вопрос типизации конструктивных схем.
Ведущими проектными организациями (Промстройпроект, КТИС) разра-
ботаны „Типовые секции одноэтажных промышленных-зданий", устанавли-
вающие габаритные схемы зданий и соответствующее крановое оборудование.
Эти типовые секции в наибольшей степени удовлетворяют технологи-
ческим условиям машиностроительной и металлообрабатывающей промышлен-
ности.
Принятые для типовых секций габариты как в плане, так и по высоте со-
ответствуют единой модульной системе.
Типовые секции явились основой для разработки различными проектными
организациями (Промстройпроект, Проектстальконструкция, КТИС и др.)
типовых схем стальных конструкций покрытий одноэтажных промышленных
зданий, получивших широкое распространение в практике строительства.
Однако типизация конструктивных схем покрытий зданий в полной мере
не решает вопроса индустриализации изготовления конструкций, являясь
лишь основой для унификации конструктивных элементов данного типа
сооружения.
Унификация конструктивных элементов достигается путем возможного
сокращения различных типоразмеров конструктивных элементов, их макси-
мальной взаимозаменяемости, а также унификации сопряжений элементов
(ферм с колоннами, подкрановых балок с колоннами и т. д.).
Принцип унификации конструктивных элементов, разумеется, оказывает
влияние и на компоновку схем каркаса, в результате чего могут быть со-
зданы унифицированные каркасы промышленных зданий.
Опыт разработки унифицированных стальных каркасов для зданий маши-
ностроительной и металлообрабатывающей промышленности сделан ЦНИПС
и кафедрой стальных конструкций МИСИ (1948—1950 гг.).
Экономика возведения стального каркаса определяется также сокраще-
нием сроков строительства.
Значение последнего фактора заключается в удешевлении строительства
и сокращении сроков введения в эксплуатацию агрегатов цеха, что имеет
своим следствием увеличение объема выпускаемой продукции. Так, напри-
мер, введение в эксплуатацию ранее на 1 месяц группы четырех 185-ш
мартеновских печей может дать стране дополнительно около 50 тыс. т
стали. Мероприятия конструктора, проектирующего стальной каркас цеха,
в отношении удовлетворения указанного условия сводятся к следующему:
а) уменьшение числа монтажных элементов;
б) сведение до минимума укрупнительной сборки на строительной пло-
щадке путем укрупнения отправочных элементов (это относится как к основ-
2в Ц. С- С.'Г-П«>ТНКГ11Г1<И
4Р2 Основные вопросы проектирования конструкции промышленных зданий
ним элементам— фермам, колоннам и пр., гак и к связям, элементы кото-
рые часто отправляются россыпью);
в) обеспечение транспортабельности элементов конструкции;
г) упрощение монтажных сопряжений элементов, с тем чтобы они обес-
печивала удобный и быстрый монтаж,
д) обеспечение достаточной жесткости элементов в условиях их транспорта
и операций при монтаже (проверка конструкции па монтажные воздействия).
Конструкции перекрытия здания, как уже указывалось, должны удов-
летворять также требованиям охраны труда и техники безопасности.
Наиболее общие требования касаются условий санитарной техники: до-
статочной освещенности п аэрации (естественной вентиляции) здания. Нали-
чие в цехах подъемных механизмов требует во многих случаях or конструк-
тора мероприятий по обеспечению безопасности рабочих при движении
кранов в виде устройства свободных проходов у колони на уровне верха
подкрановых балок.
Существует, кроме того, много специфических требований, обусловлен-
ных особенностями технологии и эксплуатационного режима цеха. Так, на-
пример, в зданиях сталеплавильных цехов необходимо устройство специаль-
ных, так называемых ,спасательных" площадок для крановщика на случай
аварии при розливе стали. К этим же цехам предъявляется особое требова-
ние в отношении конструкции водостоков, а именно: как уже указывалось,
здесь не допускается устройство внутренних водостоков в местах располо-
жения ковшей илн изложниц с жидким металлом, так как попадание влаги
в жидкий .металл является опасным (ввиду возможности взрыва от сильного
испарения).
Приведенные примеры иллюстрируют важность вопросов техники без-
опасности, ввиду чего при разработке проекта конструкций следует
совместно с технологом выявить необходимые мероприятия по обеспечению
безопасности людей, работающих в цехе.
§ 3. ОСНОВНЫЕ ПРОЦЕССЫ КОМПОНОВКИ КОНСТРУКЦИЙ ЦЕХОВ
Основная идея конструктивного решения и основные размеры, как уже
было указано, вытекают из технологии процесса и затем конкретизируются
при проектировании.
Начальная стадия проектирования заключается в установлении основных
габаритных размеров здания как в плане, так н по высоте. ,
В этой стадии разрешается вопрос о расположении в плане колонн здания,
а также устанавливаются места температурных швов.
Одновременно с разбивкой сетки колонн и установлением вертикальных
габаритов здания должен разрешаться вопрос о выборе схемы основных
несущих конструкций (рам), назначении взаимных расстояний между ними,
а также о назначении их основных геометрических размеров.
В совокупности с этими процессами разрешается вопрос о выборе системы
покрытия (шатра) здания и назначении основных размеров элементов по-
следнего.
Компоновка каркаса цеха связана также с видом материала ограждений,
а потому необходимо вопросы каркаса и ограждений решать комплексно.
Конструкции подкрановых путей (подкрановые балки, монорельсы и ПР-)
также связаны с основными несущими конструкциями цеха; они обычно при-
крепляются к колоннам здания, а в отдельных случаях — к фермам покрытия.
Поэтому компоновка каркаса цеха тесно связана с устройством этих кон"
струкций.
Огновны* процессы ко мпоновки конструкции цехов
403
Последующие промессы проектирования — расположение связен, элемен-
тов фахверка стен — являются в значительной степени подчиненными первым,
хотя в некоторых случаях п вопрос расположения связен может оказать
частичное влияние па выбор системы перекрытия здания.
Одновременно с выбором схем элементов каркаса должны учитываться
н вопросы их взаимного примыкания, однако (на стадии эскп ного проек-
тирования) без детальной конструктивной проработки способов сопря-
жений.
В процессе первоначальной компоновки конструкций здания габаритные
размеры элементов каркаса, как-то: размеры колонн, ригелей рам, подкра-
новых балок и т. д., назначаются па основании приближенных соотношений
между основными размерами этих элементов (пролетом, высотой, шириной
п т. д.).
Хотя первоначальная стадия проектирования является по существу сво-
ему эскизной, однако п в этой стадии может оказаться необходимым после
предварительной наметки основных размеров элементов сооружения прибег-
нуть к пх предварительному статическому расчету.
Такая необходимость может представиться:
а) в случаях не совсем обычных типов элементов конструкций, входящих
в состав сооружения, при отсутствии достаточных данных о возможных,
близких к действительности пх габаритных размерах;
б) при наличии различных возможных решений сооружения в целом нли
в отдельных его частях в целях установления наиболее оптимального ре-
шения.
Одновременно с работой конструктора по проектированию конструкций
архитектором должны разрабатываться принципиальные вопросы освещения,
аэрации, водостоков, противопожарных устройств, вопросы ограждения стен
и кровли, совокупность которых вместе с конструктивными решениями дает
полный материал для дальнейшей разработки проекта.
При установлении основных генеральных размеров целесообразно, как
уже указывалось, принимать укрупненные модули, позволяющие в наиболь-
шей степени типизировать основные элементы конструкций.
Модуль поперечного шага колонн рекомендуется принимать равным 3 .и,
назначая пролеты зданий 12, 15, 18, 21, 24, 27, 30 м и т. д. Указанные
пролеты удовлетворяют значительному количеству цехов различного техно-
логического назначения.
Для продольного шага колонн наиболее целесообразным оказывается при-
менение модуля 6 .и. При модуле 6 м продольный шаг колонн может
составлять 6, 12, 18, 24 м.
Указанные модули планового решения обусловливают типизацию пролетов
стропильных ферм, подкрановых балок, прогонов, ригелей каркаса стен и
прочих элементов.
Соблюдение указанных модулей планового решения не всегда оказывается
возможным, так как может вызвать в отдельных случаях неоправданный
перерасход площади цеха, а следовательно, п перерасход стали. Так, для
зданий мартеновских печей модуль продольного шага, как явствует из рас-
смотренного выше примера, оказывается равным 5,5 м, для зданий бессе-
меровских цехов — 7,5 м п т. д.
Для некоторых зданий тяжелых цехоп указанный выше модуль попереч-
ного шага колонн (3 .и) также оказывается слишком крупным; в этих слу-
чаях модуль поперечного шага обычно назначается равным 1 м.
Вертикальные габариты здания обусловлены требованиями технологии и
определяются расстоянием от уровня пола до головки кранового рельса и
4пл Оснсаны' iwoch пм'ктироюная конструкций промышленных зданий
расстоянием от голозки рельса до низа несущих конструкции цеха. Сумма
этих размеров определяет полезную высоту пролета.
По проекту норм Урочного положения для строительства расстояние от
уровня пола до низа конструкции покрытия должно быть кратно 0,2 м.
При установлении вертикальных габаритов здания необходимо иметь
в виду, что одинаковая полезная высота всех пролетов здания весьма целе-
Фиг. 336. Примеры поперечного профиля литейных цехов
сообразна. При постоянной полезной высоте создается однообразный профиль
здания, упрощается конструктивная схема перекрытия.
Отсутствие перепадов высот пролетов выгодно в отношении компоновки
шатра и обусловливает наибольшую степень стандартизации его элементов.
Одинаковая полезная высота благоприятна также в отношении типизация
колонн и связей.
Разумеется, выравнивание профиля цеха не должно быть в противоречии
с требованиями технологии и экономии материала.
При совместной работе конструктора с технологом в результате некото-
рых изменений объемно-планировочного решения при проектировании цеха
возможно добиться улучшения профиля цеха. Так, например, на фиг. 336,а
показан поперечный профиль здания чугуно-фасонолитейного цеха (проекти-
ровки периода первой пятилетки) с резкими перепадами по высоте и чрез-
вычайным многообразием высот пролетов. На фиг. 336, б показан разрез зда-
ния литейного цеха автозавода современной проектировки со спокойным попе-
речным профилем и однотипными несущими конструкциями.
§ 4. РАЗБИВКА СЕТКИ КОЛОНН
Расположение колонн в плане зависит от условий технологических, кон-
структивных н экономических.
В зависимости от технологических условий, а также принципов эконо-
мии шаги колонн во всех продольных рядах цеха могут иметь либо оди-
наковую величину, либо разные величины, соизмеримые друг с ДРУгоМ
(фиг. 337). в
Только при этом условии возможна взаимная увязка расположенных
смежных пролетах (поперек здания) конструкций покрытия, связей и ДРУГ1
элементов.
Разбивка сетки колот
405
Размещение колонн должно
также сообразоваться с соот-
ветствующими модулями пла-
на (§ 3).
I. Технологические требова-
ния к разбивке сетки колонн
Расположение колонн в
плане должно быть строго увя-
зано с надземным оборудова-
нием цеха, габаритами и рас-
положением аппаратуры.
Расположение фундаментов
под колонны должно быть увя-
Фиг. 337. Пример разбивки сетки колонн
зано с расположением подземных сооружений, как-то* фундаментов под ра-
бочие агрегаты цеха, боровов, коллекторов и т. п.
В процессе службы сооружения может оказаться, что ввиду изменившихся
технологических условий производства потребуются известные изменения в
расположении рабочих агрегатов и их размерах, изменения в грузовых пото-
ках к т. д.
Отсюда возникает вопрос об условиях приспособляемости здания к мо-
гущим иметь место изменениям технологии данного производства.
Этим условиям могут удовлетворять здания, имеющие достаточно
укрупненную сетку колонн и обладающие большой маневренностью подъ-
емно-транспортного оборудования, подвешиваемого к покрытию здания и не
связанного, таким образом, с расположением колонн.
Указанные требования могут быть отнесены прежде всего к зданиям
машиностроительной и металлообрабатывающей промышленности в связи с
переходом ряда отраслей от индивидуального и мелкосерийного производ-
ства к крупносерийному и даже поточному.
Изучение вопроса о приспособляемости зданий к возможным изме-
нениям технологического процесса привело к разработке нового типа
зданий, имеющих укрупненную сетку колонн, с подвесным подъемно-
транспортным оборудованием. Такие здания могут быть названы це-
хами с „гибкой технологией", так как они отличаются гибкостью
с точки зрения приспособляемости их к различным технологическим про-
цессам.
Широкое применение цехов с „гибкой технологией", или, как их назы-
В0ют, „универсальных цехов", имеет большое значение, так как при этом
повышается продолжительность эксплуатации стальных конструкций и уни-
чтожается основное противоречие между большой долговечностью стальных
конструкций как таковых и быстрыми темпами развития промышленности,
требующими частого изменения технологии производства, а следовательно,
и связанной с ним реконструкции цеха.
Таким образом, здесь существенно снижаются амортизационные расходы
по возведению сооружения, что в общегосударственном масштабе приводит
к значительной экономии стали. Поэтому широкое развитие идеи универ-
сальных цехов является крайне актуальным.
2. Конструктивные требования к разбивке сетки колонн
Необходимо стремиться к такой разбивке колонн в плане, чтобы несущие
колонны цеха по возможности располагачись по одной поперечной оси.
406 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
В этом случае все колонны включаются в состав поперечных рам, чем до-
стигается наибольшая поперечная жесткость здания.
Поперечная жесткость здания имеет весьма важное значение прежде всего
для нормальной зксплуатанчн мостовых кранов. Поперечные деформации весьма
неблагоприятно отражаются па износе ходовых частей крана и подкрановых
петой и, кроме того, вызывают расстройство конструкций здания, стен и
кровли.
Сохранение одинакового шага колонн по всем рядам обусловливает,
кроме того, лучшую компоновку конструкций покрытия (шагра) и связей,
большую типизацию продольных элементов конструкции а также упроще-
ние и, следовательно, известное удешевление монтажа конструкций.
Указанный принцип размещения колонн всецело себя Оправдывает при
условии, что одинаковый шаг колонн по всем продольным рядам здания
близок к оптимальному в экономическом отношении.
При значительной разнице между оптимальными шагами колонн различ-
ных рядов иногда целесообразно назначать для отдельных рядов шаг, крат-
ный модулю п наиболее приближающийся к оптимальному. В таких случаях
по некоторым рядам появляются промежуточные колонны, нс входящие в
состав основных поперечных рам.
3. Экономические требования к разбивке сетки колонн
Величина шага колонн существенно влияет на вес основных продольных
конструкций цеха, так как пролет подкрановых балок и подстропильных
ферм равен шагу колонн.
От шага колонн зависит также вес элементов покрытия. Кроме того,
изменение шага может повлиять на выбор типа покрытия. В незначительной
мере изменение шага может отразиться и иа весе каркаса стен.
Оптимальный шаг колонн зависит, кроме того, от величины действующих
нагрузок, а также от высоты здания.
Нагрузки, действующие на конструкции по различным продольным рядам,
могут быть весьма различны; также различны могут быть и высоты колонн
в смежных пролетах цеха. Поэтому целесообразно сначала определить
оптимальный шаг колонн по каждому продольному ряду в отдельности и
затем, учитывая технологические требования, а также требования типизации,
установить соответствующий модуль шага, подчинив ему окончательную
разбивку колонн.
Исходя из принципа определения минимальной стоимости покрытия и
опор (см. главу VIII, § 2), можно получить выражение оптимального шага
колонн:
£к = 1/ГСк+К'^ <НД)
г уа »
где Ок — вес колонны в т,
V — объем фундамента в к3;
«Ф > с« — стоимости 1 м3 фундамента и I т стальных конструкций в руб.;
2,л — сумма весовых коэффициентов 1 * подкрановых балок, прогонов, под-
стропильных ферм н других продольных элементов конструкт111
(вес кровли, опирающейся на прогоны, не зависит от шага колонн
и поэтому в формулу не входит).
1 Весовой коэффициент (см. главу VIII, § 2), выражаемый в т/м*, нредстадллег
собой отношение веса I пог. м конструкции к пролету.
Разбивка сетки колонн
407
Из этих конструкций наиболее существенными по весу являются под-
крановые балки; поэтому при кранах большой грузоподъемности оптималь-
ные шаги получаются небольшими.
При наличии подстропильных ферм, поддерживающих стропильные фермы,
расстояние между последними, а также их вес, равно как и вес прогонов,
мало зависят от шага колонн; поэтому можно пренебречь влиянием измене-
ния веса стропильных ферм и прогонов па величину оптимального шага.
Тогда в выражение в формуле (11.1) войдут только коэффициенты веса
подкрановых балок и подстропильных ферм.
Подвесное подъемно-транспортное оборудование существенно увеличивает
вес стропильных ферм, однако, если фермы опираются на подстропильные
фермы, что очень часто имеет место при подвесном транспорте, коэффици-
енты веса прогонов, стропильных ферм и подвешенных к последним подкра-
новых балок выпадают из формулы (11 1) и в выражении Va остается только
коэффициент веса подстропильных ферм. Таким образом, наличие подвесного
транспорта не приводит к уменьшению шага, как это имеет место при мо-
стовых кранах.
Вес колонны Ок зависит от ее типа и может быть определен на основе
эскизного проекта пли же приближенно по формуле:
Ок = <р[о,57/(^)!+о^]^. (И-2)
где ф—конструктивный коэффициент, равный 1,2 для ступенчатых колонн
и 1,6 для колонн постоянного сечения;
MnN — расчетные изгибающий момент в zn.ir и нормальная сила в т;
Н — высота колонн в ж;
7 — удельный вес в т/м?\
R — расчетное сопротивление стали в т/мг.
Очевидно, что вес колонны существенно зависит от ее высоты; поэтому
чем высота колонн больше, тем больше должен быть оптимальный шаг.
Таким же приемом может быть определен и оптимальный пролет здания.
Величина оптимального пролета:
__]/Gk+IZ77 (U.3)
* °Ф ’
где <Хф — коэффициент веса стропильных ферм (продольные конструкции
цеха при постоянном шаге не зависят от пролета и в формулу не
входят).
Вес колонн зависит от полной нагрузки, приходящейся на колонну. Наи-
более существенной для колонны является нагрузка от мостовых кранов;
чем больше эта нагрузка, тем больше вес колонны и тем, следовательно,
больше оптимальный пролет.
Подвесное подъемно-транспортное оборудование существенно увеличивает
вес стропильных ферм н этим уменьшает оптимальный пролет. Таким обра-
зом, влияние нагрузок от мостовых кранов и подвесного транспорта на ком-
поновку конструкций цеха обратно друг другу.
Формулы оптимального шага и пролета имеют, главным образом, методи-
ческое значение; они устанавливают основные закономерности между разме-
рами сетки колонн цеха, указанные выше. Определение фактических опти-
мальных соотношений чаще всего производится сравнением вариантов.
408 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
В настоящее время определилась тенденция к увеличению (особенно и
легких и средних цехах) размеров сетки колонн, главным образом, потому
что более свободная планировка при больших размерах сетки улучшает
приспособляемость здания к возможным изменениям технологического про-
цесса, а также ведет к уменьшению площади всего здания; так, переход от
сетки 12X6 -к к сетке 18 X 12 м может дать экономию площади ло 10е/.
В этом случае, кроме экономии материала, уменьшается также трудоемкость
монтажа (примерно на 15°/о)-
§ 5. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ШВЫ
Размеры цеха в плане могут быть весьма значительны как в продольном
так п в поперечном направлении.
Расположенные непрерывно вдоль здания продольные конструкции (про-
гоны, подкрановые балки, подстропильные фермы, ригели фахверка) получают
нарастающие деформации от температуры, равные й/ = ц//, которые могут
вызвать расстройство стен, кровли и пр. (здесь а — коэффициент линейного
удлинения стали, t — перепад температуры).
Вместе с тем эти деформации вызывают изгиб колонн и соответственно
с этим дополнительные напряжения в них, величина которых пропорцио-
нальна жесткости колонн.
Все изложенное заставляет устраивать по длине здания температурные
швы, разрезая здание на отдельные блоки. Предельная длина температурного
блока зависит от величины температурного перепада, от высоты расположе-
ния подкрановых балок над уровнем пола, а также от степени жесткости
колонн.
Длина температурного блока должна быть, кроме того, кратна шагу по-
перечных рам.
По нормам проектирования стальных конструкций расстояние между
температурными швами в конструкциях отапливаемых зданий не должно
превышать 150 м, а в конструкциях неотапливаемых зданий и горячих
цехов — 120 .и.
Наиболее распространенный метод осуществления температурного шва
заключается в том, что в месте разреза здания ставятся две поперечные
рамы без взаимной их связи какими-либо продольными элементами.
При таком устройстве температурных швов целесообразно сохранять
принятый модуль продольного шага в целях наибольшей возможной стан-
дартизации продольных элементов конструкций (фиг. 338, а). В этом случае
полная длина здания будет равна:
Ltn с (п — 1),
где Lt — длина температурного блока;
п—число блоков;
с — расстояние между осями смежных рам в местах температурных
швов.
Однако часто, особенно в легких каркасах, по технологическим и архи-
тектурным соображениям ось температурного шва совмещается с осью ряда
основной сетки колонн за счет уменьшения шага колони с обеих сторон
температурного шва (фиг. 338,6).
В направлении поперек цеха колонны имеют более значительную удель-
ную жесткость, чем в продольном направлении, так как это отвечает харак-
теру силовых воздействий, направленных в основном в поперечном направ-
лении. Ввиду этого дополнительные температурные напряжения в поперечном
Основные поперечные рамы цеха
400
направлении могут быть существенны даже и при небольшой ширине цеха. Тем
не менее по конструктивным соображениям к устройству температурных швов,
разрезающих здание вдоль, прибегают лишь при весьма значительной ширине
его (например, более 150 м), предпочитая этому соответствующее усиление
элементов конструкций.
§ 6. ОСНОВНЫЕ ПОПЕРЕЧНЫЕ РАМЫ ЦЕХА
1. Выбор системы перекрытий
Системы перекрытий, вообще говоря, могут быть следующие: балочная,
рамная, арочная и висячая.
Вопрос применения той пли иной системы зависит от следующих факторов.
а) размера перекрываемого пролета;
б) соотношения между высотой и пролетом здания;
в) заданных габаритных очертаний;
г) нагрузок;
410 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
д) условий эксплуатации.
Перекрываемые пролеты промышленных зданий обычно невелики —
д0 30-4-35 м; исключение составляют лишь некоторые особые зда-
ния, например, авиасборочныс цехи, где пролеты достигают значительных
размеров (100-:-!50 м п даже более), судостроительные верфи с пролетом
50-4-65 .«.
Соотношения между высотой и пролетом для промышленных зданий
изменяются в пределах 0,4-М ,3, причем наиболее распространенными являются
случаи, когда пролет превышает высоту здания.
Внутреннее габаритное очертание цеха, обслуживаемого обычно крано-
выми устройствами, должно быть прямоугольным.
У словия эксплуатации цеха при наличии динамического воздействия мосто-
вых кранов требуют достаточной поперечной жесткости конструкций.
Сопоставление указанных данных приводит к заключению, что наиболее
рациональной системой перекрытий промышленных зданий является рамная
система, которая в основном и применяется для перекрытия современных
цехов.
Однако элементы рамной системы работают преимущественно на изгиб,
а потому сечения элементов рамной системы являются более мощными по
сравнению, например, с арочными системами, где при тщательном подборе оси
арки кривая давления (огибающая) может быть весьма приближена к оси
арки. Несмотря на это, арочная система в конструкциях промышленных
зданий не применяется, так как она плохо сочетается с плоскостями стен
и мало удобна в эксплуатационном отношении.
Балочная система имеет применение, главным образом, в тех случаях,
когда перекрытие имеет массивные, например, железобетонные опоры, под-
держивающие .металлические фермы.
Висячая система в качестве перекрытий промышленных зданий не при-
меняется, главным образом, потому, что сравнительно малые пролеты пере-
крытий не оправдали бы экономически применения этой системы; кроме того,
висячая система не обладает достаточной жесткостью.
2. Основные размеры поперечных рам
Пролеты рам, т. е. расстояния между колоннами поперек здания, зависят
от условий технологического процесса, обслуживаемого конструкциями, и,
как правило, назначаются в проектном задании.
Задача конструктора заключается в уточнении размеров поперечного шага
колонн и приведении их к модульным величинам, поскольку этим шагом опре-
деляются пролеты стропильных ферм и мостовых кранов, а также шаг продоль-
ных элементов шатра (прогонов нт. л.). Модуль поперечного шага колонн (про-
лета рамы), как указывалось выше, обычно принимается равным 3 м, а про-
леты рам — от 12 до 30 м.
Между величиной поперечного шага колонн и пролетом мостового крана
имеет место следующая зависимость (фиг. 339а):
2с-f-е; (Н.4)
здесь расстояние между осями колонн, являющимися разбивочными
осями здания; в зданиях с колоннами переменного сечения раз-
мер Lq принимается между осями надкрановых частей колонн;
1-к пролет мостового крапа, или, что то же, расстояние между осями
подкрановых балок;
с—расстояние от оси подкрановой балки до грани колонны;
е—ширина надкраиовой части колонны.
Основные поперечные рамы цеха
411
Величина с слагается из двух величин (фиг. 3396): расстояния В, опре-
деляющего длину конструкции опорного узла крана, н расстояния D между
внутренней гранью колонны и конструкцией опорного узла крана.
Величина В изменяется в зависимости от грузоподъемности крана; гак,
для обычных мостовых электрических крапов при изменении грузоподъем-
ности от 5 до 100 т величина В изменяется в пределах 0,24-0,4 м.
Зазор D принимается равным 0,064-0,1 л.
Ширина палкрановоп части колонны е для легких и средних цехов изме-
няется в пределах 0,4—:-0,6 м.
С точки зрения стандартизации и унификации конструкций целесооб-
разно иметь постоянную величину е. Для многих случаев (за исключением
тяжелых и очень высоких рам) можно
принять е=0,4 м.
Таким образом, для зданий, обслужи-
ваемых обычными мостовыми кранами,
можно величину 2с-\-е свести либо к 1,0л,
либо к 1,5 л.
Согласно требованиям техники без-
опасности расстояние D для определенной
категории цехов должно обеспечивать
возможность свободного прохода; сюда
в первую очередь относятся здания, об-
служиваемые кранами с тяжелым режи-
Фиг. 3396. Габариты приближения
опорного узла к колонне
Фиг. 339а. Основные размеры поперечной
рамы
мом работы при круглосуточной их работе. Для таких зданий величина D
должна быть не менее 0,4-1-0,5 л и размер с будет изменяться от 0,6 до 0,9 л.
Для двухпролетных и вообще многопролетных зданий достаточно устрой-
ства свободного прохода с одной стороны каждого пролета, а именно со
стороны расположения токоприемников крана. В этом случае величину
ci + cs + e можно свести либо к 1,5 л, либо к 2,0 л.
Отсюда следует, что зависимость между £« и £„ может быть принята.
1) при отсутствии необходимости свободного прохода между гранью
колонны и конструкцией опорного узла крана £„ = (£«+1Д) л— для
легких кранов (5-1-15 т) и £0 = (£«+1,5) л —для кранов средней мощ-
ности (204-75 т);
2) при необходимости свободного прохода (с одной стороны) „
==(£«+1,5) л-для легких кранов и £„ = (£« + 2,0) л- для кранов сред-
ней мощности.
4Г2 Основные вопросы проектирования конструкций промыт.сенных .‘доний
Таким образом, назначая поперечный шаг колонн /с в целых метрах, мы
будем иметь модулированный пролет мостового крапа кратным 0,5 л.
Такой принцип установлен стандартом ГОСТ 534-41, согласно кото-
рому величина X = с + (фиг. 3396) принимается равной: а) для кранов
грузоподъемностью до 15 т — 0,5 и; б) от 20 до 75 т — 0,75 .и; в) более
75 т — 1,0 .к.
Вертикальные размеры поперечных рам в основном зависят от техноло-
гическ-.х условий производства и определяются следующими данными
(фиг. 339а):
I) расстоянием й1 от уровня пола до головки крановою рельса;
2) расстоянием от головки кранового рельса до низа несущих конструк-
ций покрытия (обычно до низа уголков нижнего пояса стропильной фермы).
Величина й, обусловливается необходимым подъемом крюка крана над
уровнем пола п обычно указывается в проектном задании.
Размер Йо складывается из величины кранового габарита от головки
кранового рельса до нижней точки конструкций покрытия (равного габариту
крановой конструкции —J-100 .«.«) и дополнительного зазора в 150ч-200 .ил,
необхедимого нз условий прогиба конструкций покрытия н рационального
расположения элементов связей (фиг. 3396).
Величины й, u ftj должны быть модулированы в соответствии с указа-
ниями § 3.
Для зданий, имеющих подвесное подъемно-транспортное оборудование,
а также для бескрановых зданий высоту от пола до низа несущих конструк-
ций рационально принимать кратной 1 .и.
3. Системы поперечных рам
По роду узловых соединений стержней рамы промышленных цехов могут
иметь:
1) жесткое сопряжение ригеля с колоннами (фиг. 339а);
2) шарнирное сопряжение ригеля с колоннами (фиг. 340).
С целью повышения поперечной жесткости здания, необходимой для
лучшей эксплуатации мостовых кранов, следует отдавать предпочтение
Фиг. 34 J. Шарнирное сопряжение ригеля
рамы с колоннами
грунтов предпочтительнее применять системы
жесткому сопряжению ригеля рамы
с колоннами, а также жестким со-
пряжениям колонн с фундаментами.
Здание с шарнирным соедине-
нием ригеля с колоннами является
значительно более чувствительным
к динамическим горизонтальным воз-
действиям крановых нагрузок, воз-
никающим от торможения крано-
вых тележек н or перекосов мо-
стового крана в плане при его дви-
жении.
Недостатком рам с жестким со-
пряжением элементов является боль-
шая чувствительность их к осадкам
опор и температурным воздействиям.
Тем не менее при наличии слабых
оснований, предохраняющие
or осадок опор, чем шарнирное сопряжение элементов рам.
Стопные поперечные рамы цеха
413
Как уже указывалось, пролеты рам промышленных зданий изменяются
примерно в пределах 12—-30 ,ч. Наиболее распространенным типом рамы для
таких пролетов является рама, ригелем которой служит стропильная ферма
(рама с решетчатым ригелем); стойки рамы (колонны) могут при этом быть
сплошными или решетчатыми. Однако в отдельных случаях .могут применяться
рамы со сплошным сечением ригеля и колонн.
а) Решетчатый ригель
Решетчатые ригели поперечных рам могут иметь полигональное очерта-
ние (фиг. 339а) пли параллельные пояса (фиг. 3326),
Наиболее целесообразным с точки Зрения унификации узлов и простоты
изготовления является ригель с параллельными поясами с горизонтальным
расположением поясов.
Выбор того или иного очертания ригеля обусловлен комплексом всей
системы покрытия (шатра), поддерживаемого колоннами.
В рассмотренном выше (§ I) примере главного корпуса завода металли-
ческих конструкций применены ригели с параллельными поясами, что
в комплексе с решением шатра с поперечными фонарями при большой ширине
здания с однообразным профилем является весьма рациональным реше-
нием.
В зданиях однопролетных (или многопролетных с различной полезной
высотой пролетов) указанная компоновка не является рациональной, и в таком
случае прибегают к устройству ригеля полигонального очертания. При этом
верхний пояс делается вспарушенным, нижний — обычно горизонтальным.
Высота решетчатого ригеля, определяемая из условия оптимального веса,
составляет около */8 пролета. Такая высота ригеля при параллельных поясах
вполне обеспечивает жесткость защемления его в колоннах.
В ригеле полигонального очертания необходимо ограничивать уменьше-
ние его высоты к опоре из условия жесткого сопряжения его с колоннами.
В таком ригеле высота на опорах ha изменяется в пределах ^-о,
где Lo —- пролет рамы (фиг. 339а). Уклон верхнего пояса ригеля должен
быть сообразован с типом кровли, что в свою очередь зависит от техно-
логических условий проектируемого здания.
В случае применения рулонной (рубероидной) кровли, как правило, при-
нимается уклон верхнего пояса 1/10. При таком уклоне указанная выше высота
фермы на опоре хорошо сочетается с оптимальной высотой стропильной
фермы в середине пролета около —- . При устройстве кровли из волни-
стой стали уклон кровли должен быть не менее 1/5. Исключение могут
составлять покрытия в зданиях с большими тепловыми выделениями (горя-
чие цехи), для которых уклон металлической кровли может быть уменьшен
до 1/7.
Еще более крутого уклона (>~ 1/4) требует кровля из волнистых асбесто-
цементных листов.
С точки зрения стандартизации и унификации конструкций и сопряжений
ферм с колоннами весьма целесообразно иметь одинаковую высоту на опоре
для ферм разных пролетов или по крайней мере иметь эту высоту модули-
рованной; наиболее распространены высоты с модулем 0,3, а именно 1,5,
1,8 и 2,1 м, а для ферм малых пролетов (12-4-15 м) и 1,2 м.
При назначении высоты ферм необходимо обращать особое внимание
на возможность перевозки их в целом виде (или половинами) по железной
дороге, для чего наибольшая высота нх не должна превышать 3,85 м.
414 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
“ — —
При уклоне кровли 1/4-:-1/5 и при досгаточпо» высоте на опоре Ло стро-
пильные фермы получают большое развитие высоты к середине пролета
{н »= — L(, и при больших пролетах становятся негабаритными.
В этих случаях можно рекомендовать устраивать верхний пояс в црс.
делах фонаря горизонтальным (фиг. 341, а) пли же делать нпжниЦ пояс
наклонным (фиг. 341,0)
Указанные мероприятия целесообразны еще п потом}', что и высоких
фермах при относительно мало» вертикально» нагрузке (легкая кровля)
почеа и элементы решетки оказываются недогруженными и имеют высокий
конструктивный коэффициент.
Решетка сквозного ригеля обычно принимается треугольно» системы
с дополнительными стойками как наиболее выгодная (фиг. 336 и др.); Прп
большой высоте ферм может применяться шпрепгельная решетка, во она
невыгодна по затрате материала и применяется обычно лишь в специаль-
ных случаях (например, при необходимости пропуска сквозь ферм}' тельфера).
Первый (опорный) раскос треугольной решетки сквозного ригеля обычно
делается восходящим. Благодаря этому главны» спорны» узел ригеля ока-
зывается расположенным у нижнего пояса, в плоскости которого обычно
сосредоточены основные связи, что содействует больше» поперечно» жест-
кости рамы. Кроме того, опорная панель нижнего пояса имеет при этом
большую ширину и в соответствии с этим имеют большую ширину гори-
зонтальные продольные связи, расположенные в этой панели, что также
весьма благоприятно для жесткости цеха.
Устройство первого нисходящего раскоса также возможно и имеет своп
достоинства, а именно:
1) упрощается конструкция сопряжений стропильных ферм с колоннами
и подстропильными фермами и достигается унификация этих сопряжении;
2) опирание стропильных ферм на уровне верхнего пояса делает их
устойчивыми при монтаже, благодаря чему при малых пролетах ферм воз-
можно обойтись без вертикальных связей между фермами;
3) меньшая ширина связе» (2-4-3 м) позволяет конструировать их габа-
ритными и монтировать укрупненными элементами.
Недостатком устройства первого раскоса нисходящим является неудовле-
творительное решение конструкций при перепаде высоты отдельных про-
летов.
При разбивке фермы на панели следует исходить из величины £0, т. е.
размера поперечного шага колонны (пролета фермы), подчиненного опреде-
ленному модулю (см. выше). Число панелей верхнего пояса в двускатном
сквозном ригеле должно быть четным. Желательно даже, чтобы число пане-
лей верхнего пояса было кратно четырем (8—12—16 панелей), так как
при такой разбивке получается более благоприятная компоновка связей по
верхним поясам ферм. Однако такая разбивка не всегда целесообразна, так
как для некоторых пролетов ферм (например, £0=12 и 21 м) при этом
получается излишнее количество узлов н как следствие—увеличиваются расход
металла и трудоемкость конструкций.
Разбивку панелей верхнего пояса ферм необходимо согласовывать со стан-
дартными размерами элементов кровли (см. главу XII, § 3), а также с шири-
ной фонаря, которая обычно принимается равной 0,33 4-0,5 пролета фермы.
Выдержать по всему пролету одинаковый размер панели не всегда пред-
ставляется возможным. В таких случаях целесообразно применять в преде-
лах одной фермы не более двух различных панелей, располагая большие
панели в средней части фермы, а меньшие — в крайних.
Основные поперечные рамы цеха
В нолях уменьшения трудоемкости изготовления решетчатого ригеля
необходимо стремиться к уменьшению числа узлов; поэтому малые панели
(1,5-—1,75 -И) должны применяться по возможности как исключение.
!
Фиг. 341. Мероприятия по снижению высоты решетчатого ригеля рамы
в середине пролета
а — ригель со спрямленный верхних поясом в пределах фонаря; б —ригель с ш
нижним поясом
416 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
б) Сплошной ригель
При небольших пролете п шаге поперечных рам п обычной вертикаль
ной нагрузке, передаваемой на ригель прогонами кровли, можег оказаться це.
лесообразным устройство сплошного ригеля, высота которого, Определяемая из
Фнг. 342. Рама со сплошным ригелем
условия оптимального веса,состав-
ляет х/|8-$-г/20 пролета (фиг. 342)
Указанные размеры вполне
удовлетворяют условиям верти-
кальной жесткости сплошного
ригеля.
Как указывалось выше, обыч-
ная высота сквозного ригеля со-
ставляет примерно */е пролета.
Таким образом:
^-"««2,25-4-3,0.
“спл
Сравнение веса сплошного и
сквозного ригелей показывает, что
отношение примерно равно 2
^СКВ
и возрастает с увеличением про-
лета. Сравнение жесткости сплошного и сквозного ригелей показывает,
что отношение примерно равно 0,45-4-0,6.
'Аскв
Трудоемкость изготовления сплошного ригеля меньше, чем сквозного,
особенно прн применении автоматической сварки.
Транспортабельность сплошного ригеля значительно лучше, чем сквоз-
ного, ввиду его небольшого вертикального габарита.
Таким образом, к достоинствам сплошных ригелей относятся; а) меньшая
строительная высота, что обусловливает меньшую высоту' стен и некоторую
экономию в кубатуре здания; б) меньшая трудоемкость изготовления; в) луч-
шая транспортабельность и более удобный монтаж.
Недостатками сплошных ригелей являются: а) более тяжелый вес; б) мень-
шая жесткость, вследствие чего поперечные деформации рам со сплошным
ригелем больше деформаций рам с решетчатым ригелем.
При малых пролетах рам разница в весе сквозного и сплошного ригеля
уменьшается, а потому для рам пролетом до 18 м применение сплошных
ригелей во многих случаях может оказаться целесообразным.
Сплошной ригель чаще всего имеет составное сечение в виде двутавра,
сваренного из трех листов. Повышенная стоимость листовой стали накла-
дывает известные временные ограничения на применение сплошных элемен-
тов рам, что, в частности, необходимо учитывать прн решении вопроса
о выборе типа ригеля, имея в виду, что элементы сквозного ригеля соста-
вляются в основном из сортовой стали (уголков).
Облегчение веса сплошного ригеля может быть достигнуто, если ввести
в несущую систему конструкцию фонаря (фиг. 343, а). При этом получается
шпренгельная система, в которой фонарь разгружает ригель, уменьшая изги-
бающие моменты в ригеле на участке под фонарем (фиг. 343, б).
Усилия в элементах фонаря при этом несколько возрастают.
Нагрузка, на которую работает ригель в указанной схеме, зависит от
последовательности монтажа. Если фонарь поставлен и закреплен до укладки
Основные поперечные рамы цеха
кровли, то комбинированная система (ригель в фонарь) работает иа вес
кровли и снега.
Особенно целесообразно использование работы конструкции фонаря в тех
случаях, когда уменьшение моментов в ригеле дает возможность проекти-
ровать его из прокатного двутавра, следствием чего является снижение
трудоемкости н стоимости конструкций.
Облегчение конструкции сплошного ригеля может быть получено также
при расположении фонарей над колоннами (фиг. 360). Однако такое реше-
ние возможно лишь для покрытий легких цехов (с небольшими крановыми
нагрузками или вовсе без кранов) ввиду небольшой поперечной жесткости
подобных покрытий. И здесь это решение особенно целесообразно в случае
возможности применения ригеля из прокатного двутавра.
4. Колонны
Колонны, являющиеся стойками поперечной рамы цеха, воспринимают
нагрузку от покрытия, от мостовых кранов, от ветра, а также от веса стен
(при устройстве фахверка). Если колонна имеет постоянное по высоте сече-
ние, нагрузка от мостовых кранов передается на стержень колонны посреп-
ством кронштейнов (консолей), на которые опираются подкрановые балки
(фиг. 336, б и др.). Такое очертание колонн применимо при сравнительно
небольших крановых нагрузках, а именно для кранов грузоподъемностью
До 15-S-20 т.
И. С. Сгрелециио
4/5 Оенмчне №P.v.« nro-viHC/wawoM чанстру^циЛ промнш.шных здании
Прн кранах большей грузоподъемности прпходптсч переходить к колоннам
ступенчатым, переменного по высоте сечения (фиг. 339, 310 и др.).
Наконец, возможен третий вид колонны (раздельного типа), состоящий
из двтх рядом стоящих стержней (шатровой колонны и подкрановой стойки)
соединенных по высоте планками (фиг. 3 14).
Колонны раздельного типа позволяют, не нарушая цельности перекрытия
произвести замене пли усиление подкрановых стоек н подкрановых балок
Фиг. 344. Колонна раздельного типа
следует назначать в каждом
если это от де г необходимо в случае увели-
чения грузоподъемности крапов при рекон-
струкции цеха. Колонны раздельного типа
воо>ще говоря, тяжелее, чем колонны сту-
пенчатые. и несколько т ступают им в отно-
шении жесткости. Только в частном слу-
чае— при низком расположении кранов
большой гру зоподъемностн — раздельные ко-
лонны дают благоприятные экономические
показатели.
В процессе компоновки каркаса цеха
весьма важно правильно назначить основные
размеры колонн в плоскости рамы. В каче-
стве первого приближения при эскизном
проектировании возможно рекомендовать
следующие примерные соотношения:
а) для колонн постоянного сечения при-
нимать ширину равной:
б) для колонн ступенчатых при полной
высоте их Н= 12-130 .и ширину нижней
части колонн принимать равной:
Н.
Ширину верхней
мендуется принимать
части колонн реко-
в пределах:
где Н,— высота колонны от подкрановой
площадки до низа ригеля рамы. При высоте
Нв до 5-1-6 м целесообразно, как указыва-
лось выше, ширину верхней части колонны
назначать равной 0,4 м. При значительных
размерах П„ (более 6 .«) ширину колонны е
случае особо, сообразуясь со спецификой
здания (из условия требуемой жесткости рам).
При назначении ширины колонн необходимо увязывать эту ширину
с габаритным размером с от осн подкрановой балки до грани верхней
части колонны и величиной определяющей пролет кранового моста
(фиг. 3396).
Колонны могут иметь сплошную стенку или сквозную решетку. Колонны
со сплошной стенкой менее трудоемки в изготовлении, чем колонны сквозные,
особенно при применении автоматической сварки. Кроме того, при одни»"
Основные поперечные рамы цеха
копой ширине со Сквозными сплошные КОЛОННЫ являются более жесткими.
По затрате материала сплошные колонны большой ширины (более 1,20 и)
уступают сквозным колоннам.
В настоящее время ввиду повышенной стоимости листовой стали колонны
чайте всего делаю г сквозными за исключением узких колони шириной до
1,0 .и, которые метут быть изготовлены из универсальной стали.
В ступенчатых колоннах падкрановая часть колонны, имеющая неболь-
шую ширину, часто проектируется сплошного сечения.
Пример 1 Требуется подобрать основные размеры поперечной рамы здания
прессо-ковочного цеха (фиг. 34т). элание цеха — двухпролетное. Величина главного
пролета (прессового) Lo = 27,0 лс; величина бокового (печного) пролета 7.2=18,0 м.
Главный пролет обслуживается двумя кранами грузоподъемностью по 50 т, боковой
пролет — кранами по 5 т.
Отметка ги.товки кранового рельса в главном и боковом пролетах ftj — 14,0 м
Шаг колонн по крайним рядам (Л и В) — 6 м, по среднему ряду (6) шаг колонн
принят равным 12 м. Оба пролета перекрыты двускатными стропильными фермами
трапецеидального очертания.
В соответствии с величиной крановых нагрузок приняты следующие типы колонн:
по рядам А и В ступенчатые колонны, по ряду В — колонны постоянного сечения.
1) Установление вертикальных размеров
а) Для главного пролета
В соответствии со стандартом мостовых крапив (ГОСТ 3332-46) дчя 50-ти кранов
тяжелого режима работы расстояние от уровня головки кранового рельса до низа
конструкций покрытии (см. стр. 412):
Л' = 2 703 + 100 4- 200 = 3 000 лиг.
Следовательно, полезная высота главного пролета:
//'= 14,0 4-3,0= 17,0
Принимаем высоту подкрановых балок:
для балок ряда А, имеющих пролет 6 лк
А^Г/ = о,8
для балок ряда Б, имеющих пролет 12 м:
л’б = 1^
В таком случае высота падкрановой части колонны составляет для колонн ряда А
>i\ = /Z+/ij + ftp = 3000 4-800+ 120 = 3 920 мм;
для колонн ряда Б:
h* = h\ 4- /ц 4- Лр = 3 000 4-1500 4- 120 = 4 620 мм.
Здесь Лр = 120 мм — высота кранового рельса, соответствующего максимальному
давлению колеса 45 т.
б) Для бокового пролета
Для 5-м кранов величина = 1 650 4~ Ю0 4- 150 = 1 000 мм. Следовательно, по-
лезная высота бокового пролета:
Н" = Н,04- 1,9= 15,9 м.
Разница в полезной высоте главного и бокового пролетов (17,0
невелика. Поэтому целесообразно за счет увеличения полезной высоты оокового
пролета на 1,1 м принять одинаковую полезную высоту 17,0 м для обоих пролетов.
2) Установление горизонтальных размеров
а) Для главного пролета
Пролет мостового крана определится нз формулы (ПЛХ
420 Основные вопросы проектирования конструкции промышленных пданиа
Фиг. 345. Поперечная рама здания прессо-ковочного цеха
Основные поперечные рамы цеха
421
Для 50-т крапа согласно ГОСТ 3332-46 величина В = 280 «.«. Величину D, учи-
тывая необходимость свободного прохода при кранах тяжелого режима работы, при-
нимаем равной 100 ,w.w. Ширину е надкрановой части колонн принимаем;
для колонн ряда А
е' j—-=5s400 мм;
для колонн ряда В
*"=^2 «=50° мм-
Тогда величина X == с —|—будет равна:
для колонн ряда А
X' = с + -Q- = 280-р 100 -|-^29 = 880-- 900 мм;
для колонн ряда Б
Г* = С + = 280 + 400 + 522 = 930 мм.
Поскольку пролет крана LK должен быть кратным 0,5 м, величина Х' + Х"
должна быть округлена до 2,0 м, и, следовательно, для колонн ряда В величина
>." = с + -^- = 1 100 леи.
Пролет крана:
LK = 27,0 — 2,0 = 25,0 м
(размеры см. на фиг. 345).
Ширину подкрановой части колонн принимаем:
для колонн ряда А
а' = 900 + ~ = 1 100 ,ил<;
для колонн ряда Б
а" = I 100 + 529 = 1 350 леи.
При указанных размерах подкрановую часть колонн ряда А принимаем сплош-
ного сечения, а колонн ряда Б — сквозную.
б) Для бокового пролета
Подкрановые банки для 5-т кранов опираются на колонны рядов Б и В прн
помощи консолей. Для 5-т крана величина В = 230 мм. Зазор D принимаем равным
100 мм.
Ширину колонны ряда В (постоянного сечения) принимаем равной 1,0 м jy Hj.
Пролет крана:
£ =18000-522-1929-2.230 - 2- 100= 16590 мм.
к 2 2
Принимаем ближайший меньший стандартный размер крана LK = 16,5 м (размеры
см. на фиг. 345).
3) Установление основных размеров сквозного ригеля
а) Для главного пролета (L^ — 21,0 м)
Кровельное покрытие принимаем по армопеносилнкатным плитам с водоиэотя
тонным ковром из рубероида: уклон кровли 1/10. вл-ииНЫ!»
Применяем стропильную ферму с числом панелей верхнего пояса 12,
панели:
5192 = 2,25 м.
Высоту фермы на опоре принимаем равной йо=1,8я, что составляет около
4'22 Основные вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
Высота фермы по середине пролета:
'4= 'ы-.,^=3'15
В средней части пролета предусмотрен фонарь прямоугольного очертания. Ширина
фонаря: 2,25 • 6 = 13,5 .и.
Прочие размеры показаны на фнг. 34л
б) Для бокового прилета Щ — 18,0 м)
Применяем стропильную ферму с числом панелей верхнего пояса 8; величина
панели:
-^ — '2,25 .«.
О
(Таким образом, как для главного, так и для бокопого пролета применены одинако-
вые стандартные кровельные плиты длиной 2,25 лг.)
Высоту фермы на опоре принимаем такой же, как и в главном пролете, т. е.
Л*=!.8.м, что позволяет осуществить расположение нижних поясов ферм в обоих
пролетах на одном уровне.
Высота фермы по середине пролета:
/<;=1.8+^=2.7.«.
Фонарь в боковом пролете не требуется.
§ 7. КОМПОНОВКА МНОГОПРОЛЕТНЫХ РАМ
Поперечный профиль многопролетного здания зависит в перпую очередь
от основных технологических и архитектурных требований: числа пролетов,
ширины и полезной высоты каждого из пролетов, условий аэрации и осве-
щения здания, характера отвода воды (наружный или внутренний).
Расположение и тип подъемно-транспортиого оборудования (мостовые
краны, подвесные кран-балки, тельферы и т. д.) также влияют на попереч-
ный профиль здания.
Как уже указывалось, для осуществления максимальной типизации кон-
струкций каркаса весьма сушественно иметь одинаковую полезную высоту
во всех пролетах многопролетиой поперечной рамы.
Если по условиям технологического процесса различие в полезной высоте
отдельных пролетов невелико (например, в пределах I м), то следует про-
верить возможность уравнивания этой высоты для всего здания, даже за счет
некоторого увеличения высоты того или иного пролета.
1. Здания с одинаковой полезной высотой пролетов
В многопролетных зданиях с одинаковой полезной высотой возможны
два варианта решения поперечной конструкции:
1) применение рам, ригелем которых служат фермы с параллельными
поясами, расположенные горизонтально или с небольшим уклоном (2%) для
водоотвода (фиг. 3326); в этом случае фонари располагаются между фер-
мами, и, таким образом, компоновка шатра осуществляется с поперечным
расположением фонарей;
2) применение многоскатных покрытий с продольными фонарями, раз-
мешенными в коньковой части каждого из пролетов (фиг. 336, б).
Более целесообразным с точки зрения типизации элементов покрытия
является первый вариант.
Преимущества сквозного ригеля с параллельными поясами были указаны
ранее (§ 6); жесткость поперечных рам; имеющих ригель с параллельными
Компоновка многопролетнык рам
423
поясами» несколько больше, чем при полигональном ригеле. Наличие более
высокой опорной стойки ригеля с параллельными поясами упрощает кон-
сгрукш»10 сопряжения его с колоннами (поскольку опорные моменты в узлах
рамы воспринимаются более развитым по высоте ригелем).
Указанные положительные стороны первого варианта имеют существен-
ное значение для зданий большой ширины. Для зданий небольшой ширины
более распространенным является второй вариант ввиду нецелесообразности
применения в таких зданиях поперечных фонарей небольшой длины.
Фиг. 346а. Двускатное покрытие цеха
Рассмотренные схемы покрытий требуют, очевидно, устройства внутрен-
них водостоков, что не всегда возможно. Холодные, неотапливаемые здания
требуют устройства наружного отвода воды. Кроме того, по условиям
технологического процесса устройство внутренних водостоков оказывается
неприемлемым, например, в зданиях сталеплавильных цехов.
В таких случаях оказывается необходимым применение двускатных покры-
тий (фнг. 346а).
Применение двускатных покрытий следует ограничивать шириной до
50-ьбО л/, так как устройство широких производственных зданий с дву-
скатными покрытиями вызывает следующие затруднения:
Фиг. 3466. Поперечный профиль цеха с расположением приточных и вытяжных фонарей
а) отвод воды с длинных скатов при отсутствии внутренних водостоков
неблагоприятно сказывается на долговечности кровельного материала;
б) условия для обеспечения надлежащей аэрации менее благоприятны,
чем в зданиях с мпогоскатпыми покрытиями; это особенно относится к зда-
ниям с большими производственными тепловыделениями, где необходимо
создание естественного воздухообмена;
в) кубатура здания увеличивается вследствие подъема покрытия к средней
коньковой его части.
Для зданий небольшой ширины (40-^-50 м) двускатные покрытия оказы-
ваются в известных случаях вполне целесообразными.
424 Основны- вопросы проектирования конструкций промышленных зданий
2. Здания с различном полезной высотой пролетов
Различная полезная высота отдельных пролетов п многопролетных зда-
пнях вызывается разнохарактерными условиями работы в смежных пролетах.
Фиг. 347. Увязка расположения нижнего пояса фермы Сокового пролета
с отметкой тормозной фермы смежного пролета
Основные вертикальные габариты пролетов устанавливаются технологи-
ческим заданием.
Условия аэрации многопролетных зданий с большими производственными
тепло- и газовыделеннями заставляют в отдельных случаях тяжелого внут-
реннего режима цеха повышать высоту пролетов против заданных условиями
технологии габаритов в местах сосредоточения источников больших тепло-
и газовыделений. поскольку эффективность аэрации повышается при созда-
нии необходимого вертикального перепада в расположении вытяжных и при-
точных фонарей (фиг. 3466). В обычных условиях можно ограничиться
одними вытяжными фонарями и тогда различие высот становится ненужным.
Фиг. 348. Односкатное покрытие большого бокового пролета
Условия освещенности также заставляют в отдельных случаях исполь-
зовать перепады смежных пролетов для устройства дополнительного бокового
освещения, в связи с чем также возможны некоторые изменения вертикаль-
ных габаритов.
Ки.чпонозча чн^гопролзтных рач
<25
Весьма целесообразна также увязка по высоте элементов конструкций
смежных пролетов при условии небольших изменений в заданных габаритах.
Так, например, весьма целесообразно совмещение отметки нижнего пояса
фермы бокового пролета с отметкой верхнего пояса подкрановой балки
смежного пролета (фиг. 347). При этом нижние горизонтальные связи ab
совмещаю!ся с тормозной фермой Ьс, что обеспечивает большую горизон-
тальную жесткость кранового пути. Особенно существенное значение это
имеет при большом продольном шаге колонн.
При компоновке поперечного профиля многопролетных рам с различной
полезной высотой пролетов приходи гея также решать вопрос о применении
в некоторых пролетах односкатных или двускатных покрытий. Чаще всего
это относится к боковым (наружным) пролетам.
Для малых боковых пролетов (12:15 л) проще устройство односкат-
ных покрытий (фиг. 347). Для больших боковых пролетов односкатные
покрытия менее целесообразны, так как односкатные стропильные фермы
получаются в этом случае слишком высокими. Этот недостаток может быть
устранен устройством перелома в нижнем поясе ферм (фиг. 348) или при-
менением ферм с параллельными поясами.
Более целесообразны при больших боковых пролетах двускатные фермы,
ио они требуют устройства внутренних водостоков, что не всегда возможно.
Глава XII
СИСТЕМЫ ПОКРЫТИЙ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА КОНСТРУКЦИИ ШАТРА
Как уже указывалось, конструкции, воспринимающие нагрузку от кровли
и передающие эту нагрузку на колонны цеха, относятся к покрытию или
так называемому шатру здания.
Полезной нагрузкой, действующей па конструкции покрытия, являются
вес кровли н снег, а для высоких и фигурных кровель иногда также н ветер.
Кроме того, может иметь место нагрузка от подвесного подъемно-транс-
портного оборудования.
Выбор системы покрытия зависит, главным образом, от шага поперечных
рам, от расположения в плане колонн, а также от пролета и системы по-
перечных рам. На выбор системы покрытия могут также оказать влияние
расположение и система фонарей.
В целях унификации конструктивных элементов шатра здания необходимо
установить для него конструктивно-компоновочный модуль.
Установление модуля для вертикальных размеров шатра позволяет, как
уже указывалось выше, иметь фермы различных пролетов с одинаковой
высотой на опоре.
Модуль шатра в плане позволяет унифицировать элементы кровельных
покрытий, элементы горизонтальных связей, прогоны. Конструктивные
элементы фонарей также должны укладываться в модульную сетку шатра.
§ 2. СИСТЕМЫ ПОКРЫТИЙ
1. Основные системы покрытий
1) Первым, простейшим вариантом системы покрытий является так
называемое .беспрогонное" покрытие. В таком покрытии элементы кровли
непосредственно укладываются на пояса стропильных ферм (фиг. 349).
Эта схема является по существу упрошенным типом балочной клетки
шатра, имеющим только один элемент — стропильные фермы. Такое решение
при кровельных элементах обычной длины (до 3 м) возможно лишь при
сравнительно малом шаге стропильных ферм, поскольку в данном случае
шаг ферм определяет собой пролет кровельного элемента.
Малый шаг стропильных ферм ведет к значительному (почти вдвое)
увеличению числа стропильных ферм и обычно к необходимости устрой-
ства подстропильных балок (фиг. 349, а). Это обстоятельство приводит
к увеличению расхода стали как за счет подстропильных балок, так и за
счет повышения конструктивного коэффициента более легких стропильных
ферм, но это увеличение расхода компенсируется отсутствием прогонов; по
суммарному расходу стали беспрогонные покрытия являются достаточно
экономичными.
Cuemемы. покрытий
427
Увеличение трудоемкости изготовлении большого числа ферм может
быть компенсировано большей простотой конструкции ферм, позволяющей
перейти на поточное изготовление ферм с применением специальных кон-
дукторов и т. п. Таким образом, предпосылкой эффективного применения
беспрогопных покрытий яв-
ляется переход на более
прогрессивные методы изго-
товления конструкций. При
модуле продольного шага
6 .и стропильные фермы в
бсспрогонном покрытии мо-
гут располага гься через 3 л.
Шаг ферм в 3 л аналогично
панели в 3 л требует эффек-
тивных легких кровельных
элементов (асбестоцемент-
ных полых плит, пеносили-
катных плит, ребристого
стального настила и т. п.).
Применение одинаковых
плит длиной 3 л в беспро-
о)
S)
Ферма
Ферма
Ферма
Ферма
Ферма
Ферма
+н|
колонны
гонных покрытиях с шагом
стропильных ферм 3 л п
в покрытиях с прогонами
Ферма
(при 3-лт панели) резко уси-
ливает позиции стандар-
Фиг. 349. Схема бсспрогониого покрытия
тизации плитных настилов
и потому также является прогрессивным.
Беспрогонное покрытие может оказаться более выгодным при повышении
полезной нагрузки, например, в случае подвесного подъемно-транспортного
оборудования, причем увеличение грузоподъемности этого оборудования
положительно влияет па эффективность
применения беспрогонного покрытия.
Весьма рациональным является при-
менение беспрогопных покрытий при
~ обычном шаге стропильных ферм (6 л)
с уклалкой по фермам крупнопанельных
настилов длиной 6 л (фиг. 349, б). В на-
стоящее время разработано несколько ти-
пов таких настилов (железобетонный
j коробчатый настил и др.).
S 2) Второй вариант системы покрытий
предусматривает наличие прогонов, укла-
дываемых поверх ригелей поперечных рам.
Эта схема
лее 6—7,5
гонов из
Такая схема может быть названа „нормальным типом' балочной клетки
шатра, имеющим два элемента — стропильные фермы (ригели рам) и прогоны.
Она является наиболее распространенной системой покрытий промышленных
зданий.
Поскольку опорами прогонов служат ригели поперечных рам, имеющих
при одинаковом шаге одинаковую жесткость, здесь возможно применение
неразрезных прогонов. При учете развития пластических деформаци при
рациональна прн шаге рам не оо-
м, допуска юшем применение нро-
ноокатных профилей (фиг. 350).
42S
Системы покрытии
мснение нерэзрсзннх прогонок может дать некоторую экономию стали
Однако в целях упрощения монтажа конструкций обычно применяются
разрезные прогоны. Прогоны применяются сплошные (стальные прокатные
и железобетонные) и сквозные.
При увеличении шага поперечных рам более 6--:-7,5 м применение сплош-
ных прогонов становится неэкономичным; в этих случаях возможно при-
мененне сквозных прогонов (прутковых, шпренгельных и др.), весьма выгодных
по расходу стали; существенным недостатком таких прогонов является их
малая жесткость в горизонтальной плоскости, а также большая трудоем-
кость при кустарном изготовлении.
Расположение сквозных прогонов в косой плоскости (прн укладке их по
верхнему поясу полигональных ферм) неблагоприя пю, так как составляющая
усилия, действующего в направлении ската кровли, воспринимается только
верхним поясом прогона. С этой точки зрения применение сквозных прого-
нов в рамах, ригелем которых служат фермы с параллельными горизонталь-
фиг. 351. Покрытие с применением подстропильных ферм
а — схема; 6 — общий вид
Другое возможное решение покрытия прн большом шаге поперечных рам
состоит и том, что между основными рамами размещаются обычные стро-
пильные фермы, опирающиеся на продольные подстропильные фермы, рас-
положенные в плоскости колонн (фиг, 351, а, б). Шаг стропильных ферм
принимается равным модулю плана, кратным которому должен быть и шаг
основных рам. Поверх стропильных ферм при достаточно большом рассто-
янии между ними (~6 м) укладывают прокатные прогоны, и, таким
образом, данная схема шатра состоит из ригелей основных рам, промежу-
точных стропильных ферм (расположенных между основными рамами), под-
стропильных ферм и прогонов.
Рассматриваемая схема наиболее целесообразна и тех случаях, когда
поперечные рамы цеха имеют сквозной ригель, так как промежуточные
стропильные фермы, являющиеся свободно лежащими балками, рационально
иметь сквозными (ввиду чрезмерного веса сплошных разрезных балок боль-
шого пролета и малой высоты, отвечающей высоте ригеля рамы). Равен-
ство же высот ригелей рам и промежуточных ферм необходимо как по
соображениям эстетическим, так и для удобства расположения продольных
связей.
Сравнение весов покрытий показывает, что в пределах шага рам при-
мерно до 15 м оказывается более экономичной схема без подстропильных
Системы покрытий
429
ферм со сквозными прогонами, при шаге свыше 15—16 л более экономична
схема с подстропильными фермами.
Несмотря на это, последняя схема является наиболее распространенной
уже при шаге рам более 8—10 л, что объясняется ее конструктивными
достоинствами, а именно:
а) продольные горизонтальные связи, располагаемые, как правило, в пло-
скости нижних поясов стропильных ферм (см. главу Х1П, § 2), лучше решаются
при обычном шаге стропильных ферм (~6 л);
б) уменьшение шага стропильных ферм и фонарей ведет к повышению
удельной жесткости прогонов в плоскости кровли, чем значительно улуч-
шаются условия укладки по прогонам элементов кровли и обеспечивается
надежность монтажа;
в) прокатные прогоны проще и обычно дешевле сквозных, соответ-
ствующих большим шагам стропильных ферм в схеме покрытия без под-
стропильных ферм;
г) уменьшение шага поперечной кон-
струкции фонаря упрощает и удешев-
ляет конструкцию продольных элементов
фонаря.
Рассмотренная в п. 2 конструктивная
схема шатра с применением прокатных
прогонов имеет широкое распространение
как наиболее универсальная для промыш-
ленных зданий любого профиля и любого
очертания в плане.
3) В третьем варианте системы по-
крытий (фиг. 352) в направлении вдоль _д
цеха укладывается система продольных . „
“ 1 к Фиг. Зо2. Схем а покрытия с располо-
балок, опорами которых служат ригели жением прогонов в направлении вдоль
основных поперечных рам. По продоль- ската кровли
ным балкам в направлении вдоль ската
кровли укладываются обычные прогоны из прокатных профилей на взаим-
ном расстоянии 2-5-3 м.
Рассматриваемая схема может быть названа .усложненным типом” балоч-
ной клетки шатра, имеющим три элемента: ригели рам, продольные балки
и поперечные прогоны. Такие системы покрытий получили развитие благо-
даря работам ГНИ Проектстальконструкция и других организаций.
Данная схема покрытий является весьма целесообразной при поперечных
рамах со сплошным ригелем, имеющих большой шаг (более 12 ж).
Оптимальное расстояние между продольными балками определяется ша-
гом поперечных рам; так, при величине этого шага, равной I2-+-I5 м, эго
расстояние экономически целесообразно применять равным 5-4-6 м.
2. Особенности компоновки шатра в зависимости
от системы фонарей
Устройство покрытий промышленных зданий возможно в двух вариан
тах: с продольным и поперечным расположением фонарей. Выбор того или
Другого варианта зависит от объемно-планировочного решения здания.
В зданиях большой ширины с большим количеством пролетов одинаково
полезной высоты целесообразны покрытия с поперечным расположением фо-
нарей. Здесь достигается наибольшая возможность стандартизации элеменгов
430
Системы поя рыт и й
покрытия, расположенных над стропильным» фермами, независимо ог про-
лета последних, а также упрощается конструкция стропильных фсрм
В многопролетных широких зданиях, в которых полезные высоты ме-
няются по ширине через большие интервалы (например, 60 „и н более),
применение покрытий с поперечными фонарями также может быть целесо-
образным. Таково, например, решение покрытия здания главного корпуса
ь
По 1-1
24/000-
24/000-
2WCQ
24/000
Прогоны
Фонарные фер/чочни
4 +
— В • КОМ • 0SOOO
Фиг. 353. Схемы покрытий с поперечным расположением фонарей
завода стальных конструкций, рассмотренное выше (см. главу XI, § 1.
фиг. 332 6).
Применение поперечных фонарей рационально также в большепролет-
ных перекрытиях промышленных цехов, например, в зданиях авиасборочных
цехов, в зданиях судоверфей и т. п.
В многопролетных больших зданиях при наличии перепадов высот про-
летов через небольшие интервалы по ширине здания, а также в зданиях
малой ширины устройство поперечных фонарей становится нерациональным.
Ниже рассмотрены два примера покрытий с поперечным расположением
фонарей: а) при шаге поперечных рам 6 м (фиг. 353, а) и 6) при шаге
поперечных рам 12 м (фиг. 353, б).
В обоих примерах поперечные рамы имеют решетчатые ригели в виде
Стропильных ферм с параллельными поясами. При шаге рам 6 ж (фиг. 353, я)
Системы покрытий
431
фонари в виде фермочек пролетом 6 м перекрывают пролеты между каждой
нарой смежных поперечных рам, так что пролеты с фонарем чередуются
с пролетами без фонаря. Бесфонарные пролеты перекрываются сквоз-
ными прогонами в виде легких фермочек.
При шаге рам 12 м (фиг. 353, (?) двускатные сквозные прогоны длиной
12 Mt расположенные с шагом 3 лг, опираются в узлы верхнего пояса
стропильных ферм (ригелей рам).
Фонарные фермочки расположены над каждым двускатным прогоном
в средней его части (ширина фонаря 5 м). Второе решение с шагом
рам 12 м более целесообразно с точки зрения лучшего использования по-
лезной площади цеха для размещения оборудования, хотя по расходу стали
несколько уступает первому решению.
В обеих рассмотренных схемах покрытий с поперечным расположением
фонарей размеры прогонов кровли, фонарных фермочек, элементов каркаса
остекления фонарей, связей, кровельных плит не зависят от пролета стро-
лильных ферм; поэтому число типов отдельных элементов покрытия по
сравнению со схемой с продольным расположением фонарей значительно
сокращается.
Двускатные прогоны целесообразно проектировать из прокатных дву-
тавров (фиг. 353, л) с включением в работу решетчатой конструкции фо-
Ригель
ктсаь JI5ZSZ
' Пр сгонЬ/
Фиг. 354. Использование боковой поверхности стропильных ферм для
устройства вертикального остекления
наря. Применение прокатных прогонов является более индустриальным, хотя
по весу они могут несколько уступать сквозным прогонам.
Имеет место также и другое решение покрытия с поперечным располо-
жением фонарей (фиг. 354). Здесь конструкция шатра состоит из системы
располагаемых вдоль здания прогонов (прокатных или сквозных), которые,
чередуясь, опираются то на верхние, то на нижние узлы каждой пары
стропильных ферм (ригелей рам). Не закрытые, таким образом, кровлей
боковые поверхности стропильных ферм используются для устройства вер-
тикального остекления.
Следует отметить, что аналогичные схемы, при которых остекление
располагается в плоскости стропильных ферм, целесообразны в большепро-
летных покрытиях значительной площади (например, в авиасборочных це-
хах), где большие вертикальные размеры несущих ферм позволяют удачно
использовать их для конструкции поперечных фонарей; этим устраняется
необходимость сооружения сложных фонарных надстроек на большой пло-
щади перекрытия (фиг. 355).
Как уже указывалось, в зданиях с продольным расположением фонаре
устройство шатра в зависимости от шага поперечных рам может быть
выполнено по одной из рассмотренных выше схем (фиг. 349, 350, 351,
352). С возрастанием шага рам и увеличением пролета прогонов (фиг. )
может оказаться целесообразным использовать продольные фонари в каче-
стве несущих конструкций шатра. В этом случае продольная конструкция
стенок фонаря представляет собой вертикальные фермы (например, в виде
шпренгельной конструкции), на нижние пояса которых опираются одним
432
Системы покрытий
концом прогоны кровли, располагаемые в направлении ската кровли; другим
концом прогоны опираются на продольные балки пли фермы, располагаемые
по рядам колонн (фиг. 343, д). Такая компоновка шатра позволяет сокра-
тить пролет прогонов и тем самым облегчить вес покрытия.
Если принять ширину фонаря около 0,4 от пролета рамы Ло, то длина
прогона на каждом скате составит около О,ЗАС. Так, при пролете рамы
£ —21 м длина прогона составит около 6 .и и эта длина, очевидно, не
зависит от шага рам.
Следовательно, и при большом шаге рам возможно применять прокатные
прогоны, которые, будучи расположены в вертикальной плоскости, не будут
работать на косой изгиб.
При пролете рам Ао = ЗО м длина прогона составит около 9 м\ в этом
озные прогоны, расположение
которых в направлении ската,
т. е, в вертикальной плоско-
сти, устраняет основной недо-
статок таких прогонов — их
малую боковую жесткость (при
работе на косой изгиб). Ука-
занная схема шатра была при-
менена для некоторых круп-
ных сооружений, а именно для
покрытий некоторых зданий
мартеновских печей при боль-
случае целесообразно применять легкие
Разрез по I-I
шом шаге поперечных рам
(30 м и более).
Для рассмотренного в ка-
честве примера в § I главы XI
здания мартеновских печей
(фиг. 334 и 335) при шаге по-
перечных рам 33 м можно
было применить два варианта
устройства шатра- первый
вариант — по схеме, приве-
денной на фиг. 331, т. е.
Фиг. 355. Большепролетное покрытие с попереч- с устройством по колоннам
ныы расположением фонарей ряда Б подстропильной фер-
мы, поддерживающей проме-
жуточные стропил! ные фермы (с шагом 5,5 иг), по которым уложены
прокатные прогоны; второй вариант — с использованием прямоуголь-
ного фонаря как несущей конструкции для поддержания расположен-
ных в направлении ската с шагом 5,5 иг балок: сплошных — для разли-
вочного пролета и сквозных — для печного, по которым уложены прокатные
прогоны (фиг. 335а и 3356).
Второй вариант покрытия с использованием конструкции фонарей ока-
зался выгоднее по затрате металла сравнительно с первым вариантом.
Преимущество первого варианта заключается в наличии продольной за-
вязки колонн по ряду Б подстропильной фермой (которой нет во втором
варианте), что увеличивает продольную жесткость цеха. Это обстоятельство
имеет существенное значение ввиду особой трудности компоновки продоль-
ной завязки колони по линии расположения мартеновских печей.
Указанные соображения необходимо учитывать при проектировании про-
дольных связей (см. главу XIII).
Системы покрытий
433
3. Особенности компоновки шатра при наличии подвесного подъемно-
транспортного оборудования
Подвесное под ьемпо-транспортное оборудование применяется в сбороч-
ных цехах машиностроительной и металлообрабатывающей промышленности,
когда в проле го имеется несколько грузовых потоком, а также в произ-
водствах, оснащенных кон-
вейерами небольшой грузо-
подъемности.
Основными преимуще-
ствами подвесного транс-
порта по сравнению с обыч-
ными мостовыми кранами
являются: освобождение
площади пола цеха, легкая
приспособляемость к мест-
ным требованиям, возмож-
ность демонтажа и перепла-
нировки при изменившихся
технологических условиях
производства. Строительная
высота конструкции подвес-
ных кран-балок меньше мо-
стовых кранов соответ-
ствующего пролета.
При компоновке шатра
для здания с подвесным
транспортом следует также
учитывать существующую
тенденцию последнего вре-
мени к укрупнению про-
дольного шага колонн с 6
до 12 м и более для многих
зданий машиностроительной
промышленности, в особен-
ности для зданий универ-
сальных цехов, для которых
подвесной транспорт являет-
ся наиболее удобным.
В отношении конструк-
тивных удобств прикреп-
ления подкрановых путей,
а также с точки зрения
Фиг. 356. Планировка конструкций шатра для зданий
с подвесными кран-бал ками при движении последних
вдоль пролета
ПКБ — подвесная кран-балка
вертикальной жесткости покрытия для зданий
с подвесным транспортом наиболее целесообразно применение рам со сквоз-
ным (а не сплошным) ригелем.
В зданиях, оборудованных подвесными кран-балкамн, возможно движение
последних как вдоль пролета, так и поперек пролета. В основном этот
вопрос определяется особенностями технологии производства.
а) Продольное движение кран-балок. При движении кран-
балок вдоль пролета подкрановые пути прикрепляются непосредственно
к узлам нижнего пояса стропильных ферм (фиг. 356, а). В этом случае
пролет подкрановых путей определяется шагом ферм. При обычном модуле
продольного шага 6 л шаг ферм может равняться либо 3 м (фиг. 356,6),
28 II. С. Стрелецкий
434
Системы посрытчй
либо 6 и (фиг. 351». в)- Шаг ферм 12 ч в данном случае экономически
нецелесообразен вследствие существенного увеличения веса подкрановых
путей и увеличения их raoupula. При таге поперечных рам 12 м и более
необходимо включать в шатер промежуточные стропильные фермы, поддер-
живаемые подстропильными фермами (фиг. 351).
Увеличение нагрузки па стропильные фермы от подвесного транспорта
положительно влияет па выбор малого шага ферм (3 .и) с устройством
беспрогонного покрытия, нескольку при уиеличении нагрузки понижается
конструктивный коэффициент стропильных ферм п, кроме того, уменьшение
шага ферм сокращает расход металла на подкрановые пути.
При большом пролете стропильных ферм, например, более 24 м, целе-
сообразно располагать фермы с шагом (> м.
Для распределения крановых нагрузок между смежными стропильными
фермами и повышения жесткости покрытия це несообразно предусматривать
Фчг. 357. Подвеска подкрановых путей к сквозному
прогону
в плоскости расположе-
ния крановых путей вер-
тикальные распределяю-
щие связи между фер-
мами. Распределяющее
действие таких связей
наиболее эффективно при
малом шаге ферм (3 м).
Весьма рационально
разрешается вопрос при-
крепления подкрановых
путей подвесного транс-
порта при шаге ферм 12.«
в покрытии с поперечным
расположением фонарей
путем использования для
этой цели 12-л сквозных
прогонов. Подобное реше-
ние применено в рассмо-
тренном в § 1 главы XI примере главного корпуса завода стальных конструкций.
Двускатные сквозные прогоны, поддерживающие фонарные фермочки,
имеют очертание (фиг. 357), позволяющее подвесить к средним узлам прого-
нов подкрановые пути и, таким образом, сократить пролет подкрановых
путей в 2 раза.
б) Поперечное движение кран-балок. При движении кран-
балок поперек пролета непосредственное прикрепление подкрановых путей
к нижним поясам стропильных ферм является препятствием для свободного
прохода кран-балок в смежный пролет; кроме того, крап-балки не могут
достаточно близко подойти к станкам, располагаемым у стен. Ввиду этого
при поперечном движении кран-балок прикрепление подкрановых путей
осуществляется с помощью так называемых перекидных балок.
Перекидные балки прикрепляются к узлам нижнего пояса стропильных
ферм и поддерживают расположенные снизу в направлении поперек пролета
(здания) подкрановые пути (фиг. 358, а, б)- Вследствие этого увеличи-
вается вес конструкций (за счет устройства перекидных балок) и, кроме
того, получается некоторое увеличение строительной высоты конструкции.
Этот недостаток можно устранить, если допустить смещение стропиль-
ных ферм с осей колонн (фиг. 358, в). В этом случае подкрановые пути
могут крепиться непосредственно к нижним поясам стропильных ферм. НРИ
Системы покрытии
435
таком расположении стропильных ферм, помимо устранения указанных выше
недостатков, имеется возможность полной унификации стропильных ферм
независимо or конструкции их опорных узлов.
при движении последних поперек пролета
ПКБ — подпесная кран-балка
Однако подобное смешение стропильных ферм с осей колони несколько
противоречит требованиям поперечной жесткости каркаса здания(поскольку
в Данном случае отсутствуют обычные поперечные рамы). Для осуществле-
Системы покрытий
пня должной жесткости цеха в данном случае необходимо верхние концы
колонн связать со смежными фермами достаточно жесткими горизонтальными
связями, с тем чтобы получаемая при этом пространственная рама с пар-
нымн ригелями обладала дос га точно большой жесткостью.
Проведенные ЦНИПС исследования весовых показателей конструкций
для здании с сеткой колонн 18 12 .и, обслуживаемых подвесными крап-
балкам т грузоподъемностью от 1 до 5 т, показали, что при движении
кран-балок поперек пролета из грех вариантов расположения стропильных
ферм: с шагом 3 .« (фиг 358, а), с шагом (5 м (358,6) и с шагом 3 .и, но
со смещением стропильных ферм относительно колони (фиг. 358, в), наиболее
выгодным оказывается последний вариант с учетом возможности устройства
беспрогонното покрытия
4. Особенности компоновки покрытий легких бескрановых цехов
Для зданий легких бескрановых цехов в значительной мере отпадают
требования обеспечения жесткости стального каркаса и поперечном п про-
фит. .369. Перекрытие легкого бескраиового цеха при расположении фонарей над ко-
лоннами
перекрытий таких зданий могут быть значительно упрошены. Здесь прежде
всего отпадает необходимость в применении жестких поперечных рам- От'
1 Е. И. Бел ей я. Унифицированные стальные конструкции для промышленных зда-
ний, сборник ЦНИПС .Исследования но стальным конструкциям", Госстройиздат,
Системы покрытии
437
сутствие мостовых крапов и подкрановых балок стимулирует развитие про-
дольного шага колонн, поскольку отпадает необходимость в сложной поо-
дольной завязке последних. Благо-
даря небольшим нагрузкам и уси-
лиям для несущих элементов легких
цехов наряду с обычными схемами
перекрытий возможно применение
некоторых простейших решений.
I) Весьма целесообразно широ-
кое применение в покрытиях легких
цехов прокатных двутавров, что
может существенно снизить стои-
мость покрытия. При этом двутавры
могут быть усилены фонарной кон-
струкцией, которая может быть рас-
положена как в пролете (фиг. 359),
так и над колоннами (фиг. 360).
2) В легких цехах возможно
применение Т-образных колонн, под-
держивающих фонарные фермы; однако такие колонны целесообразнее кон-
струировать из железобетона (фиг. 361).
Фиг. 362. Комбинированная поперечная конструкция цеха из железобетонных колонн
и металлических стропильных ферм
Вообще применение комбинированной поперечной конструкции, состоя-
щей из железобетонных колонн, поддерживающих стропильные металличе-
ские фермы, является (прн б-.и шаге колони) для легких цехов с небольшой
крановой нагрузкой весьма целесообразным и широко распространенным
Решением, дающим существенную экономию стали (фиг. 362).
438
Системы покрытий
3) При небольших шагах колони в легких цехах могут иметь ирцЫе||е.
ннс шеяовые покрытия (с расположением остекления по более крутой нло>
скости покрытия) из одиночных двутавров или треугольных ферм (фиг. 363)
или даже в виде пространственных складок.
Однако для шедовых покрытий более целесообразно применение железо-
бетонных оболочек или складок.
§ 3. ЭЛЕМЕНТЫ КРОВЛИ
Выбор конструкций кровли зависит от требований, вытекающих из тех-
нологических условий производства.
1. Кровля из волнистой стали
В цехах с большими производственными тепловыделениями, а также
в неотапливаемых зданиях кровля не требует утепления. В таких случаях
возможна кровля из волнистой стали, достоинством которой являются
легкость, простота укладки и невозгораемость. Недостатками такой кровли
являются большая затрата стали, значительная теплопроводность и подвер-
женность коррозии. Для предупреждения быстрого ржавления уклон кровли
Фиг. 364. Сопряжение листов волнистой
стали в коньковом узле
болт d-Еям
По проекту
Фиг. 365. Устройство карниза в кровле
из волнистой стали при наружном
водоотводе
Сксбо из
полосы 25х3л,м
из волнистой стали должен обеспечивать интенсивный отвод воды; как уже
} называлось (см. главу XI, § 6), уклон такой кровли принимается в пределах
1/5-5-1/7. Для предохранения от коррозии весьма целесообразно применение
оцинкованной волнистой стали. Прикрепление волнистой стали к прогонам
осуществляется либо прн помощи хомутов или скоб, либо сваркой. Длина
нахлестки листов в стыках, устраиваемв1х над прогонами, принимается рав-
ной 150-<-200 мм.
Сопряжение волнистой стали в коньковом узле может быть выполнено
ио фиг. 364, устройство карниза прн наружном, водоотводе — по фиг- 365.
Вес кровли из волнистой стали весьма небольшой (около 25 кг/мг), ио
вследствие высокой стоимости тонкого листа кровля из волнистой стали
в настоящее время не применяется.
2. Кровля из асбестоцементных листов
Для устройства холодной кровли более рационально применение крупно-
размерных волнистых асбестоцементных листов (фиг. 366, а), имеющих ши-
рину до 1 000 мм, длину — до 2 800 мм н толщину — до 8 мм. Такими
листами перекрывают два пролета между прогонами, расположенными
Элементы кровли
439
с шагом 1 300 мм. Для обеспечения водонепроницаемости асбестоцементной
кровле необходимо давать уклон не менее 1/4.
Стыкование асбестоцементных листов по длине вдоль ската осущест-
вляется внахлестку, причем длина нахлестки составляет 150 -200 мм\ стык
Фиг. 366. Волнистые асбестоцементные листы для кровли и их крепление к прогонам
обязательно располагается над прогоном (фиг. 366, б). Взаимная связь листов
в поперечном направлении осуществляется болтиками (фиг. 367).
Вследствие малого шага прогонов, поддерживающих кровлю из волни-
стых асбестоцементных листов (1 300 мм), прогоны обычно располагаются
не только в узлах фермы, ио и между узлами
(фиг. 368, а), а во многих случаях и север- xdsh; __,
шенно независимо от узлов фермы (фиг. 368, б). //
Во всех этих случаях верхний пояс стропиль- W \\S-
ных ферм работает на местный изгиб. Этот
недостаток компенсируется малым весом кров- фда 367 ас6с„оцемент.
ли, а также некоторым сокращением общего ных Кр0ВСЛЬНЫХ листов
числа узлов и элементов решетки.
Кровля из асбестоцементных волнистых листов не всегда удовлетворяет
требованиям эксплуатационного режима, а потому для некоторых (напри-
мер, горячих) производств не может быть рекомендована.
Фиг. 368. Разбивка прогонов при кровле из асбестоцементных волнистых листов
Наряду с холодными кровлями асбестоцементные листы применяются
также для устройства теплых кровель. Одним из решений является приме-
нение полых асбестоцементных плит (фиг. 369, а). Такая плита состоит из
440.
Системы покрытий
двух прочно связанных между собой асбестоцементных листов; каждый
лист с одной стороны изогнут и прикреплен (на алюминиевых заклепках)
краем изогнутой части к краю плоской части другого листа В полость
плиты закладывается утеплитель в соответствии с требуемой ог покрытия
степенью теплоизоляции (фиг. 369,6); поверх плит укладывается рулонный
ковер. Длина полых асбестоцементных плит может быть от 1,50 до 3,00 м,
рабочая ширина плиты — 500 мм, высота сечения — 120 леи. Схема укладки
плит на прогоны показана нафиг. 370, а; устройство ендовы — нафиг. 370, б.
Собственный вес полых асбестоцементных плит с термоизоляцией из мине-
рального войлока толщиной 4 см составляет около 50 кг/л?. Возможность
изготовления таких плит пролетом до 3 м при незначительном собственном
весе позволяет рационально применять их при 3-м шаге прогонов или стро-
пильных ферм (в беспрогонной конструкции шатра).
3. Кровля но ребристым железобетонным плитам
Одним из наиболее распространенных видов кровельных элементов
являются сборные железобетонные ребристые плиты, выполняемые из виб-
рированного бетона, подвергаемого пропариванию. Длина стандартных же-
Элементы
кровли
Ш
Фиг. 371. Ребристые железобетон-
ные кровельные плиты
лсвобс годных плит соответствует расстояниям (в плане) между прогонами
1500, 1 750, 2000 и 2 250 лл (при уклоне кровли 1/10), ширина плит —
495 жж (номинальная ширина — 500 леи),
Торпы плит либо бывают прямые, либо имеют
трапеаоидальиые вырезы (фиг. 371) для уве-
личения площади операция ребер на прогоны.
В последнее время появились пли гы дли-
ной 3 000 мм. допускающие укладку их
непосредственно па фермы без прогонов при
шаге ферм 3 л.
В зависимости от теплотехнических тре-
бований поверх плит укладывается либо
только рубероидный ковер по выравниваю-
щему слою цемента или асфальта, либо до-
полнительно теплоизолирующий слой необ-
ходимой толщины.
Недостатком сборных железобетонных плит является их относительно
большой вес, составляющий в среднем 100 кг/м1. Для облегчения собствсн-
кого веса покрытия в настоящее время
Ребристые армоцементиые плиты (фиг.
в строительство внедряются часто-
372, а). Вследствие наличия в этих
442
Системы покрытий
плитах поперечных и продольных ребер, расчленяющих плиту па небольшие
поля размером 250 4 250 .и.м, удается снести толщину плиты до 10 мм и
отказаться от ее армирования: арматуру укладывают только в ребрах. Вес
лрчоцемепп ых плит составляет около ,>0—:-55 л'а дг“.
Как уже указывалось, весьма рациональных! является применение бес-
прогоннйх покрытий при шаге стропильных ферм б .и с укладкой по фер.
мам крупнопанельных настилов длиной б .и. На фиг. 372, о показана кон-
струкция крупнопанельного настила пролетом 6 лт и шириной I 490 мм,
представляющая собой ребристую железобетонную плиту с тремя степенями
ребер: продольных — высотой 300 мм, поперечных — с шагом 1500 мм и
высотой 150 мм и перекрестных — высотой 45 мм. Толщина плиты — 15
вес плиты — около 115-4-120 кг м-. При укладке ребристого настила по
..•рхним поясам стропильных ферм продольные ребра настила опираются
в узлы ферм (при длине панели верхнего пояса 1,5 м), что устраняет
местный изгиб верхнего посса.
4. Кровля по армопенобетонным и армопеносиликатны.м плитам
Армопенобетонные п армопеноспликатные плиты являются одновременно
несущим настилом и утеплителем. Толщина этих плит зависит от тепло-
техыических требовании и принимается в пределах 100-4-160 , и к (фиг. 373).
Ф‘~. 3,3. Арчопенобс-тониыс и Фиг. 374. Стальной ребристый иа-
армспеносиликатные плиты стил
Применение таких плит значительно упрощает устройство кровли так как
отпадает необходимость дополнительного утепления плит. Для более надеж-
ной укладки плит на прогоны торцы плит снабжаются такими же вырезами,
как и в железобетонных плитах. Собственный вес армопенобетонных и
армопеносиликатных плит в зависимости от их толщины составляет
75 -4- 12G кг м~.
5. Кровля по стальному ребристому настилу
Стальной ребристый настил изготовляется из тонкой листовой стали
толщиной 1-4-1,5 мм чаше всего путем штамповки и допускает укладку
на него термоизоляции. Поверхность настила покрывают битумным лаком,
после чего на него укладывают легкие термоизоляционные плиты (торфо-
плиты, оргалит). На фиг. 374 представлен тип ребристого настила, разра-
ботанный ЦНИПС.
В настоящее время кровля по стальному настилу не применяется ввиду
большого расхода металла.
$ 4. ПРОГОНЫ
Тип прогона прежде всего зависит от пролета и нагрузки; пролет про-
гона в свою о "Средь за кисит от схемы покрытия. Поэтому выбор типа про-
гона производится в процессе обшей компоновки конструктивной схемы
покрытия.
Прогоны
443
При выборе схемы покрытия и типа прогона принципиально важно по-
мимо вопросов экономики, обращать внимание на обеспечение жесткости и
устойчивости кровли, а также надежности ее возведения. В противном слу-
чае при укладке по прогонам тяжелых кровельных элементов (например
железобетонных плит) не исключены нежелательные деформации прогонов
пли даже аварии, так как прогоны, как правило, имеют весьма небольшую
жесткость и плоскости кровли. J
1. Прокатные прогоны
Прокатные прогоны отличаются наименьшей трудоемкостью как по изго-
товлению, так и по монтажу. Хотя они и не обладают большой жесткостью
в плоскости кровли, однако с этой точки зрения все же представляются
более надежными сравнительно с другими типами прогонов.
Из прокатных профилей наиболее распространенными в качестве прого-
нов кровли являются швеллеры, имеющие перед двутаврами конструктивные
преимущества в отношении прикрепления их к поясам стропильных ферм;
кроме того, швеллер имеет несколько больший момент инерции относи-
тельно вертикальной осн у—у, что улучшает его работу на косой изгиб.
Расчет прогонов на косой изгиб может производиться по расчетному при-
веденному изгибающему моменту AfnpHB по формуле:
Л1пр„в = Мх (1 Т|) sj тГ< 1ГХ, (12.1)
где коэффициент приведения:
ЛК, М7Х
Т‘ ~ Мх ’ wy •
Здесь Л1х, Л1л—расчетные изгибающие моменты, действующие в плоскостях
главных осей сечения прогона;
V7X, — соответствующие моменты сопротивления.
Коэффициент условий работы т для прогонов принимается равным 0,95
(при условиях,
Поскольку
W
^^7-Ю,
(т|<^0,5) только при весьма малых отношениях
указанных в приложении 1, IV).
U7
для швеллеров отношение -==?-®a6-i-7, а для двутавров
коэффициент приведения т, получает приемлемую величину
М,
Для уменьшения момента Му пролет прогона в плоскости ската сокра-
щается при помощи тяжей. При малых углах наклона кровли достаточно
уменьшить пролет прогона в 2 раза (фиг. 375); при больших углах целе-
сообразно деление пролета прогона в плоскости кровли на три части. Вблизи
конька тяжи рекомендуется прикреплять к неподвижным точкам.
Учитывая, что после укладки кровельных плит и затирки швов между
ними скатная составляющая будет передаваться от плиты к плите, можно
в случае кровель по железобетонным, армоцементным, армопенобетоииым и
тому подобным плитам рассчитывать прогоны на косой изгиб только от веса
плит.
Как уже указывалось, в сечениях швеллеров центр изгиба не совпа-
дает с центром тяжести сечения; поэтому, кроме нормальных напряжений
°* изгиба, возникают нормальные напряжения от кручения. Однако знак
нормальных напряжений при кручении прогонов противоположен знаку от
44-1
Системы покрытии
действия изгиба в наиболее напряженной площадке. По лому при расчете
прогонов влияние кручения нс учитывается.
Устойчивость прогона обеспечивается силами трения между прогоном
точно и что прогон под загруженным настилом может считаться закреплен-
ным от потери устойчивости *.
Крепление прокатного прогона из швеллера к поясу фермы осущест-
вляется при помощи уголкового коротыша, заранее присоединенного к ферме
(фиг. 376, а), или же при помощи планки, приваренной к прогону (фиг. 376,6).
Фиг. 376. Крепление прогона к поясу фермы
Крепление по первому типу является наиболее распространенным, так как
лучше обеспечивает общую устойчивость прогона и более удобно в монтаже.
1 А. В. Геммерлипг, Несущая способность балок двутаврового сечения,
сборник ЦНИПС .Экспериментальные исследования стальных конструкций", Гос-
стройизддт, 1950.
Прогоны
При возрастании пролета прогонов более 6 <-7,5 м применение прокат-
ных прогонов становится неэкономичным, и в таких случаях целесообразно
переходить к сквозным составным прогонам.
2. Сквозные прогоны
Обычные типы сквозных прогонов — прутковые (фиг. 377, а), шпреи-
гельиые (фиг. 377, о) обладают весьма небольшой жесткостью в плоскости
кровли, вследствие чею их монтаж требует особой осторожности и тща-
Фиг. 377, Сквозные прогоны
а — прутковый; б — пшренгельный
тельноств, в особенности при укладке по таким прогонам тяжелых (напри-
мер, железобетонных) плит.
Поэтому сквозные прогоны для обеспечения боковой жесткости должны
иметь достаточное развитие верхнего пояса в плоскости ската, что обуслов-
ливает применение достаточно широких сечений верхнего пояса (из двух
уголков или швеллера), освобождающих от необходимости частой расста-
новки связей. При указанном сечении верхнего пояса для бокового закреп-
ления прогона достаточно поставить один тяж по середине прогона.
446
Системы покрытий
Для устранения пол пообразней деформации, cnoilcTiieiiuoil обычным ширен-
тельным прогонам (фиг. 377, б) при работе их на одностороннюю нагрузку
целесообразно в средних панелях шпреигсльиого прогона поставить раскосы
(фиг. 378). Эти раскосы жестко соединяют шпрсигсль с верхним поясом и
передают ему при односторонне» нагрузке разгружающие моменты, умень-
шающие волнообразный прогиб системы *.
Применение сквозных прогонов целесообразно для здании с большими
пролетами, перекрытыми рамами со сквозным ригелем, в которых рацио-
нально увеличивать шаг поперечных рам (до 12 ли более). Однако состав-
ные прогоны при кустарном изготовлении значительно более трудоемки,
чем прокатные, и возможности широкого их применения требуют органи-
зации специализированно» производственно» базы.
§ 5. ФОНАРИ
По геометрической форме различаются следующие виды фонаре»: пря-
моугольные, трапецеидальные, М-образные, а также специальные тины
фонарей.
1. Прямоугольные фонари
Прямоугольные фонари (с вертикальными стенками) служат для осве-
щения зданий и в то же время используются для аэрации таких помещений,
где по условиям производства нет больших выделений тепла и вредных
газов.
В современных промышленных зданиях прямоугольные фонари имеют
наибольшее применение. Они наиболее просты в конструктивном отноше-
Фиг. 379. К вопросу назначения ос-
новных размеров фонаря
Фиг. 380. Общее расположение элементов кар-
каса фонаря
нии. Вертикальное остекление по сравнению с наклонным отличается боль-
шей водонепроницаемостью, в меньшей степени подвержено загрязнению,
требует незначительного ухода в процессе эксплуатации, а также более
благоприятно в отношении маскировки и мероприятий воздушной обороны.
Положительным свойством прямоугольных фонарей является, кроме
того, их малая инсоляция, что делает применение этих фонарей в южных
районах особенно предпочтительным.
Ширина фонаря, как уже указывалось (см. главу XI, § 6), обычно при-
нимается в пределах (0,33 ч- О,5)£0, где £0— ширина пролета (фиг. 379).
При предварительном определении величины светопроемов фонарей по
условиям естественной освещенности сумма двух остекленных поверхностей
фонаря (2а) может приниматься равной (0,25 ч-0,3) £0 (фиг. 379). Низ
остекленной части фонаря в целях предупреждения от заноса снегом Д°л'
1 Прутково-шпренгельные прогоны пролетом 6 и разработаны как типовые и
утверждены Техническим управлением Минтяжстроя.
Фонари
447
жен возвышаться над уровнем кровли на 0,4-:-0,6 м- поэтому в нижней
части фонаря располагается бортовое ограждение.
В верхней части фонаря бортовое ограждение образуется специальным
прогоном.
Высота фонаря определяется условиями размещения необходимого числа
стандартных переплетов с номинальными размерами: 1,25, 1,50 и 1,75 м
Длина р 1геля (верхнего пояса) фонаря должна соответствовать стандарт-
ным размерам элементов кровли.
В зданиях с внутренним отводом
воды отвод воды с фонарей шири-
ной более 9 м также делается вну-
тренним (по сообра кениям нормаль-
ной эксплуатации кровли).
Каркас фонаря (фиг. 380) состоит
из поперечных несущих конструкций
и продольных элементов, непосред-
ственно поддерживающих огражде-
ние (кровлю, переплеты остекления).
Поперечные конструкции фонаря
обычно представляют собой стерж-
невые или рамные системы.
Шаг поперечных конструкций
фонаря должен быть согласован с Фиг. 381. Поперечная конструкция прямо
принятым в проекте шагом стро- угольного фоняря решетчатой системы
пильных ферм или поперечных рам.
Рамная поперечная конструкция фонаря наиболее целесообразна с точки
зрения малого коэффициента затемнения; однако она несколько невыгодна
по расходу металла и потому не имеет большого распространения.
Стержневые системы поперечной конструкции фонаря применяются в
виде следующих схем:
а) верхний пояс (ригель) фонаря поддерживается стойками, причем для
восприятия ветровой нагрузки в средних панелях ставятся раскосы (фиг. 379);
б) конструкция фонаря представляет собой решетчатую систему (фиг. 381).
Конструкция по первой схеме проста в изготовлении, но неудобна в том
случае, если фонарная конструкция монтируется отдельно после установки
стропильных ферм.
Конструкция по второй схеме сложнее в изготовлении, но более удобна
в перевозке, а также при монтаже ее независимо от стропильных ферм
(что обычно имеет место при больших пролетах ферм).
2. Трапецеидальные фонари
Трапецеидальные фонари как в конструктивном отношении, так и с точки
зрения эксплуатации имеют ряд недостатков, вследствие чего они могут
применяться только в цехах, где требуется повышенная освещенность.
Верхний тясфермы
Фи|. иссушая конструкция
трапецеидального фонаря стер-
жневой системы
Фиг. 383. Несущая конструкция трапецеидального
фонаря рамиой системы
о - со средней стойкой, 6 - Йе» <*<*«'» т™*"
Системы покрытия
Наиболее рекомендуемы» угол наклона поверхности остекления (с Г0,1К11
зрения интенсивности освещения) -60°.
11есутая поперечная конструкция траисцопдальнш о фонаря решается обычно
в виде стержневой системы (фиг. 38'2) пли, реже, в виде жес i ком рамы (фиг. 383),
Ригель трапецеидаль-
ного фонаря, как прави-
ло, испытывает местный
изгиб о г промежуточных
прогонов кроили и пото-
му сечение сто назна-
чается из двух швелле-
ров или прокатного дву
тавра.
3. Специальные фонари
для аэрации
Если свеювые фона-
ри по условиям освеще-
ния цеха не нужна, а
требуются фонари для
аэрации, то для этой це-
ли применяются специаль-
ные аэрационные фонари
или вытяжные шахты.
Размеры аэрационных фо
царей зависят от тепло-
выделений цеха, но во
всяком случае площадь
открываемых проемов
должна быть не менее 1%
от площади пола здания.
В помещениях, имею-
щих большие тепловыде-
ления (здание мартенов-
ских печей, бессемеров-
ский цех, здание нагрева
тельных колодцев и др.),
в фонаре могут быть ос-
тавлены проемы без пс-
Фиг. 334. Схемы специальных фонарей дли аэрации
реплетов (фиг. 384,а). В этом случае покрытие фонаря должно иметь
большой свес, чтобы косой дождь не попадал в помещение.
Фонари
На аэрационное действие фонаря оказывает влияние ветер. В СССР раз-
работаны новые типы фонарей, обеспечивающих вентилирование здания
при любом направлении ветра. К этому типу относится фонарь системы
инж. Брандта (фиг. 384, б), имеющий жалюзи по вертикальным стенкам во
внутренней части фонаря и глухое остекление с наружной стороны. При
любом направлении ветра в средней (заглубленной) части фонаря создается
разрежение и жалюзи работают как вытяжки.
Другим типом аэрационного фонаря является дефлекторный фонарь
Гииромеза (фиг. 384, в), обладающий эффективными аэрирующими свой-
ствами, имеющий также глухие наружные стенки и работающий по анало-
гичному принципу.
Аэрационный фонарь, разработанный КТИС (фиг. 384, г), имеет откры-
тые проемы и ветрозащитные панели, шарнирно закрепленные внизу к кон-
струкции фонаря. Ветрозащитные панели предохраняют фонарь от задувания
ветра и служат одновременно для регулирования воздухообмена, уменьшая
или увеличивая площадь открытых проемов.
4. М-образные фонари
Для целей аэрации зданий применяются также М-образные фонари, ко-
торые одновременно могут быть использованы и для целей освещения.
Как правило, М-образные фонари проектируют с вертикальными боко-
выми стенками (фиг. 385), учитывая эксплуатационные преимущества верти-
кального остекления. ..
Поперечная конструкция М-образного <\.
фонаря содержит собственно два элемен-
та: ногу и обращенный внутрь ската ри- _"тг—.
гель. Во избежание больших изгибающих Г/'\' /\ / \ / \ /\
моментов от местного изгиба в качестве V , V Mr------*---*—Mt—jl
промежуточных опор для ригеля вводятся фиг 385 Схема М-образиого фонаря
стойки, располагаемые над узлами стро- с вертикальными стенками
пильной фермы. Расположение прогонов
по скату фонаря должно отвечать стандартным размерам элементов кровли;
так как при этом расположение прогонов может не совпадать с положением
стоек, поддерживающих ригель, то приходится допускать местный изгиб
ригеля. При расчете элементов М-образного фонаря предполагается шарнир-
ное сопряжение элементов в узлах; опирание неразрезного ригеля на проме-
жуточную стойку также рассматривается как шарнирное.
Н С СтрвлмптнЯ
Глава XIII
СИСТЕМЫ СВЯЗЕЙ
§ 1. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К СИСТЕМАМ СВЯЗЕЙ
Весьма важным элементом стального каркаса промышленного здания
являются системы связей, имеющие следующее назначение:
1) создание жесткости каркаса, необходимой для обеспечения нормаль-
ных условий эксплуатации и продолжительности срока службы сооружения;
2) обеспечение надлежащей прочности и устойчивости элементов кон-
струкций;
3) восприятие ветровых нагрузок и тормозных воздействий от мосто-
вых кранов;
4) обеспечение условий для надежного и удобного монтажа элементов
сооружения.
Надлежащая компоновка связей обеспечивает также совместную про-
странственную работу конструкций промышленного здания, что весьма
важно с точки зрения как жесткости сооружения, так и экономии металла.
Связи, предназначенные для восприятия определенных силовых воздей-
ствий (ветер, тормозные силы), должны обеспечивать последовательное
доведение усилий от места приложения нагрузки до фундаментов опор зда-
ния; при этом путь передачи усилий должен быть по возможности кратчайшим.
Вся система связей цеха состоит по существу из двух основных ком-
плексов: один комплекс связей обеспечивает пространственную завязку эле-
ментов покрытия, второй — завязку колонн здания. Пространственная за-
вязка конструкций покрытия играет существенно важную роль с точки
зрения обеспечения поперечной и продольной жесткости сооружения, обес-
печения совместной работы поперечных рам, а также устойчивости элемен-
тов шатра.
При наличии в цехе подвесного транспорта пространственная завязка
шатра имеет весьма важное значение в отношении перераспределения нагру-
зок от подвесного оборудования, непосредственно приложенных к конструк-
ции шатра, между его основными несущими элементами.
§ 2. СВЯЗИ ПОКРЫТИЯ
Комплекс связей покрытия включает в себя системы горизонтальных
(продольных и поперечных) и вертикальных связей.
1. Горизонтальные продольные и поперечные связи покрытия
Продольные горизонтальные связи представляют собой фермы с парал-
лельными поясами, располагаемые вдоль рядов колонн в крайних панелях
ригеля рамы в плоскости его нижнего или верхнего пояса.
Связи покрытия
451
Поперечные горизонтальные связи располагаются у торнов вдания а
также с обеих сторон каждого температурного шва; кроме того, в зависи-
мости от длины темпера гурного блока могут назначаться одна или две про-
межуточные поперечные связевыс фермы (фиг 386)
В случае совмещения оси температурного шва с осью ряда основной
сетки колонн (фиг. 338, о) поперечные связи у температурных швов в целях
унификации элементов связей целесообразно переносить в смежные панели.
--------------->Г--------------Q
Температурный шоб
Фиг. 386. Горизонтальные продольные и поперечные связи
Система продольных и поперечных связевых ферм образует замкнутую
завязку по контуру. Принципиальное значение этой системы связей весьма
велико, а именно:
а) связи создают поперечную и продольную жесткость цеха, необходи-
мую для уменьшения горизонтальных деформаций на уровне подкрановых
путей, что имеет большое значение для обеспечения нормальной эксплуата-
ции мостовых кранов;
б) благодаря наличию связей достигается более выгодное распределе-
ние усилий между смежными рамами цеха (см. главу XIV, § 7);
в) связи служат для восприятия горизонтальных ветровых нагрузок,
передаваемых стойками фахверка продольных и торцевых стен здания;
г) связи используются для обеспечения устойчивости сжатых элементов
конструкций покрытия.
Выбор схемы и расположения горизонтальных продольных и поперечных
связей зависит от системы покрытия цеха.
I) Рамы со сквозным ригелем
а) Продольные связи
С точки зрения наибольшей эффективности использования продольных
связей для пространственного распределения усилий между смежными ра-
мами цеха наиболее целесообразно повышенное расположение связей, т. е.
размещение их в плоскости верхних поясов ригелей рамы.
Однако обычно продольные связи располагают в плоскости нижних поя-
сов ригелей рам (фиг. 3S7, а — Ь), имея в виду следующие соображения:
г) расположение продольных связей в плоскости нижних поясов ригелей
Целесообразно с точки зрения уменьшения поперечных и продольных де-
формаций колонн и смещений подкрановых путей (вызванных работой мосто-
вых кранов);
б) раскрепление нижнего пояса ригеля в большинстве случаев является
неизбежным из-за возможного возникновения сжимающих усилий в опорных
панелях нижиего пояса ригеля рамы;
*»?
Системы связ-й
в) расположение связей в горизонтальной плоскости нижних поясов
стропильных ферм более конструктивно, чем в наклонных плоскостях их
верхних поясов;
г) при расположении продольных связей в плоскости нижних поясов
ригелей рам уменьшается пролог промежуточных колонн, нс входящих
в систему основных поперечных рам цеха, а также стоек фахверка
(фиг. 387).
Только в цехах малой высоты с легкими кранами (грузоподъемностью
3-5-5 т) или вовсе без мостовых кранов продольные связи в целях неко-
торого упрощения всей системы в целом иногда располагают в плоскости
Фиг. 387. Расположение горизонтальных продольных связей
в плоскости нижних поясов стропильных ферм
верхних поясов стропильных ферм. Наличие жесткой кровли в сильной
степени облегчает работу связей в плоскости верхних поясов.
Для восприятия ветровых нагрузок ширину продольной связевой фермы
было бы вполне достаточно принимать равной^ £р, где £р — шаг попе-
речных рам цеха. Однако в качестве элемента, обеспечивающего простран-
ственную жесткость всего здания, продольные связи должны иметь значи-
тельно ббльшую ширину для вовлечения в работу большего числа попереч-
ных рам.
Из конструктивных соображений наиболее удобно ширину продольной
связевой фермы принимать равной опорной панели нижнего пояса стропиль-
ной фермы (ригеля рамы); при наличии подстропильных ферм пояс послед-
них используется как пояс горизонтальной связевой фермы.
Столь большая ширина связей, весьма полезная с точки зрения жест-
кости цеха, имеет тот недостаток, что такие связи приходится монтировать
Связи покрытия
453
Фиг. 388. Устройство продольных связей ши-
риной, равной половине панели нижнего пояса
отдельными элементами („россыпью"). В зданиях, не испытыпающих особенно
больших динамических воздействий, эта ширина нс является необходимой
и здесь иногда применяют связи шириной, равной половине панели (~ 3 л;),
которые можно монтировать целыми габаритными элементами в виде ферм'
Эти связевые фермы обычно располагают во второй половине панели ниж-
него пояса, что конструктивно целесообразнее из условия большей про-
стоты и унификации прикрепления связевой фермы к промежуточным узлам
стропильной фермы а и b (фиг. 388). Кроме того, перенос связевой фермы
во вторую панель дает лучшее раскрепление нижнего пояса в опорной
панели.
При переносе связевой фермы во вторую половину панели передача
давлений от колонн на связевые фермы на протяжении первой половины
панели осуществляется через пояса стропильных ферм, что вполне воз-
можно.
Система решетки продоль-
ных связевых ферм, вообще го-
воря, может быть любая; одна-
ко наиболее рациональной яв-
ляется крестовая система ре-
шетки (фиг. 386) как наиболее
жесткая.
В зданиях многопролетных
цехов расположение связей у
средних рядов колонн со сто-
роны каждого прилегающего про-
лета в большинстве случаев ока-
зывается излишним.
В зданиях, имеющих одина-
ковую полезную высоту проле-
тов, обычно достаточно располо-
жить вдоль средних рядов колонн
связи с одной стороны каждого
ряда (фиг. 389, а).
Возможно также устройство
по средним рядам колонн упро-
щенной системы продольных свя-
зей (фиг. 389, б).
В зданиях, имеющих различную полезную высоту пролетов, компоновка
продольных связей у средних рядов колонн в каждом отдельном случае
зависит от грузоподъемности кранов, а также от отметки расположения
крановых путей.
В случаях, когда в опорных панелях нижнего пояса ригеля рамы воз-
можно появление сжимающих усилий, этот пояс нуждается в устройстве
соответствующих связей с таким расчетом, чтобы в пределах сжатой части
(у опор) гибкость его не превышала 150. Кроме того, во избежание воз-
никновения вибраций нижнего пояса при динамическом воздействия мосто-
вых кранов рекомендуется ограничивать гибкость растянутой части ниж-
него пояса из плоскости рамы величиной 400.
Связями, сокращающими свободную длину нижнего пояса из плоскости
рамы, прежде всего являются горизонтальные продольные связи, диак
система этих связей не всегда разрешает в полной мере вопрос сокращения
свободной длины нижнего пояса. Так, при расположении продольных свя-
только с одной стороны средних рядов колони (в многопролетном
44
Системы связей
здании) для завязки сжатых опорных панелей нижнего пояса необходима
постановка дополнительных распорок между
Фиг 389. Планы связей миогоиролетиого цеха при
одинаковой полезной высоте пролетов
поперечными связями. Для со-
кращения свободной длины
растянутой части нижнего поя-
са часто также приходится
предусматривать постановку
специальных распорок между
горизонтальными поперечными
или вертикальными связями.
6) Поперечные связи
Расположенные в плоско-
сти нижних поясов стропиль-
ных ферм поперечные горн
зонтальные связи, как уже
указывалось, образуют вместе
с продольными связями замкну-
тую систему, обеспечивающую
пространственную жесткость
здания. Кроме того, попереч-
ные связи, расположенные в
торцах цеха, служат для вос-
приятия ветровой нагрузки,
действующей на торцевые сте-
ны. Ветровая нагрузка, как
правило, должна передаваться
стойками фахверка в узлы по-
перечной горизонтальной тор-
цевой фермы, поясами кото-
рой служат нижние пояса тор-
цевой и смежной с ней стро-
пильных ферм.
В тех случаях, когда по
технологическим или архитек-
турным условиям расположе-
ние стоек фахверка не сов-
падает с узлами стропильных
ферм, возникает местный из-
гиб нижнего пояса торцевой
фермы, для устранения кото-
рого обычно прибегают к уси-
лению этого пояса (фиг. 482).
В рамах со сквозным ри-
гелем поперечные связи в тор-
цах цеха и у температур-
ных швов устраивают не
только в плоскости нижних
поясов, но также и в плоско-
сти верхних поясов стропиль-
ных ферм (фиг. 390). Эти свя-
зи служат для закрепления
прогонов и обеспечивают та-
Связи покрытия
445
КИМ образом устойчивость верхних поясов ферм из их плоскости (см гла-
Ну Л, А п' °)' '
В пределах фонаря, где прогоны по поясу фермы отсутствуют
необходимо для закрепления узлов верхнего пояса в боковом направле-
нии предусматривать специаль- * е
ные ратпорки (фиг. 390). Нали-
чие таких распорок в
узле фермы является
иым.
В дополнение к
связям в плоскостях
коньковом
обязатель-
указанным
нижнего и
Распорно в монома
верхнего поясов обычно устраи-
вают промежуточные поперечные
связи, располагаемые по длине
блока через 504-60 м. Наличие
таких связей способствует улуч-
шению пространственной жест-
кости покрытия в целом и, кроме
того, обеспечивает дополнитель-
ные точки закрепления прогонов
по их длине.
При расположении стропиль-
ных ферм с шагом 12 м устрой-
ство продольных и поперечных
связей в плоскости нижних поя-
сов ферм нецелесообразно, так
как вследствие большой длины
элементов связей, вызванной боль-
шим расстоянием между ферма-
ми, необходимо подвешивать го-
ризонтальные связевые фермы
к прогонам во избежание их про-
висания. Ввиду этого связи в та-
ком случае располагают в пло-
скости верхних поясов стропиль-
ных ферм с использованием про-
гонов в качестве элементов свя-
аевых ферм (фиг. 391, а). Для
обеспечения устойчивости эле-
Фиг. 390. Расположение поперечных связей по
верхним поясам стропильных ферм
КОЛОМНЫ
ментов нижнего пояса в опорных
панелях в случае появления в
них сжимающих усилий возможна
завязка нижнего пояса при помощи подкосов, прикрепляемых верхними
концами к прогонам (фиг. 391,6).
2) Рамы со сплошным ригелем
Ввиду сравнительно незначительной высоты сплошного ригеля вопрос о
расположении продольных связей в плоскости верхнего или нижнего пояса
ригеля не имеет существенного значения с точки зрения уменьшения попе-
речных деформаций сооружения. Конструктивно же удобнее располагать эти
связи в плоскости верхнего пояса ригеля рамы.
Внутренним поясом продольной связевой фермы в этом случае может
служить прогон покрытия (с соответствующим, если это потребуется, уси-
456
Системы связей
пением). В качестве наружного пояса может быть также использовав край-
ний прогон или пояс продольных вертикальных связей между колоннами
(при наличии таковых).
Фиг. 391. Устройство горизонтальных продольных связей при 12-лс шаге ферм
Поперечные торцевые и промежуточные связи также располагают в пло-
скости верхнего пояса сплошного ригеля рамы, закрепляя прогоны от про-
дольного горизонтального смешения и тем самым обеспечивая устойчивость
Фиг. 392. Расположение связей по верхним поясам сплошных ри< елей при
большом шаге поперечных рам
Связи покрытия
457
При значительном шаге поперечных рам (например, 12 м и более)
в целях сокращения ширины связевых ферм возможно устройство промежу-
точного пояса (фиг. 392). г ' 1
Принцип расположения промежуточных поперечных связей в плоскости
верхнего пояса сплошного ригеля тот же, что и в случае сквозных ферм.
3) Особенности компоновки горизонтальных связей в покрытиях зданий
легких цехов
В зданиях легких цехов, бескрановых или обслуживаемых легкими кра-
нами (5.10 лг), обеспечение жесткости каркаса в поперечном и продоль-
ном направлениях требуется в меньшей степени. В этих случаях оказывается
достаточной контурная завязка блока горизонтальными связями. На
фиг. 393,а показан план расположения горизонтальных связей покрытия
здания легкого цеха с продольным расположением фонарей и шагом стро-
пильных ферм 12 м. Продольные связевые фермы имеют ширину 3 м соот-
ветственно размеру панели верхнего пояса стропильной фермы. Поясами
продольных связевых ферм служат сквозные прогоны. Поперечные связи,
расположенные у торнов и у температурных швов, имеют также ширину
3 л. Наружным поясом связевой фермы служит верхний пояс стропильной
фермы, внутренний пояс образован из уголков.
Устойчивость верхних поясов сквозных прогонов обеспечивается специаль-
ными распорками. В подфонарной части покрытия эти распорки заменены
диагоналями, закрепляющими коньковый узел стропильных ферм. Устойчи-
вость нижних поясов ригелей рам в опорных панелях обеспечивается под-
косами (фиг. 393, б).
2. Вертикальные связи покрытия
Стропильные фермы, как правило, обладают незначительной горизон-
тальной жесткостью, а потому процесс монтажа прогонов и укладки эле-
ментов кровли по плоским фермам без предварительного взаимного раскреп-
ления последних является небезопасным. Ввиду этого необходимо устрой-
ство особых вертикальных связей между фермами, располагаемых обычно
в плоскости вертикальных стоек стропильных ферм (фиг. 394а); эти стойки
Для удобства крепления элементов связей, как уже указывалось выше,
проектируют крестового сечения (из двух уголков).
При пролетах стропильных ферм до 24 м рекомендуется располагать
вертикальные связи только в середине пролета; при больших пролетах
связи рекомендуется ставить в двух-трех местах по ширине пролета.
При опирании стропильных ферм на железобетонные колонны (фиг. 362)
необходимо располагать вертикальные связи также по опорным стойкам
ферм.
Вертикальные связи в направлении вдоль цеха размещаются через три-
четыре шага стропильных ферм (фиг. 3946); часть из иих при этом совме-
щается с поперечными связями в плоскостях верхних и нижних поясов ферм.
В пределах фонаря, в плоскостях расположения вертикальных связей,
по верхним поясам ферм устанавливают монтажные распорки, которыми
фермы привязывают к ранее поставленным (фиг. 3946, а Ь). Эти рас
порки одновременно используют для обеспечения устойчивости верхних
поясов ферм в боковом направлении согласно указаниям предыдуше
пункта.
При отсутствии поперечных горизонтальных связей в плоскости нижиих
поясов ферм вертикальные связи могут быть использованы для кр
45*
Системы связей
По 2-2
Фиг. 393. Расположение горизонтальных связей в здании легкого цеха
Связи покрытия
459
в них распорок, необходимых для
части нижнего пояса из плоскости
сокращения свободной длины растянутой
рамы (фиг. 3946, c — d). 1
"rf"/"''/////"//, S/WWW, W/W ?;>???/И///,;',;)/ > /
Фиг. 394а. Расположение вертикальных связей между фермами
по ширине пролета
Из монтажных соображений целесообразно осуществлять вертикальные свя-
зи между стропильными фермами в виде неизменяемых систем — ферм (фнг. 395).
Фиг. 3946. Расположение вертикальных связей между фермами по длине цеха
В случае, если предполагается подъем ферм в спаренном виде, следует
соединять вертикальными связями попарно каждые две смежные фермы.
В зданиях, имеющих подвесной транспорт, вертикальные связи могут иметь
также существенное значение с точки зрения перераспределения между
Фиг. 395. Различные схемы вертикальных связей между фермами
Фермами крановой нагрузки, непосредственно приложенной к конструкциям
покрытия.
В этих случаях, в особенности когда к стропильным фермам подвешены
постовые электрические краны (например, в крупных сборочных цеха ),
160
Системы свялей
следует вертикальные связи располагать непрерывно по всей длине здания
(фнг. 396). Следует также указать на важную роль вертикальных связей
Фнг 396. Расположение вертикальных связей между фермами в случае подвески
к фермам мостовых кранов
в отношении пространственного перераспределения нагрузки между смех-
ними фермами в случаях, когда одна или даже несколько ферм могут вы-
ключиться из работы и когда благо-
даря связям конструкции шатра сохра-
няют пространственную жесткость.
3. Связи по фонарям
Связи по фонарям необходимы:
а) для восприятия ветровых нагру-
зок, действующих на торцевые стенки
фонаря;
б) для обеспечения пространствен-
ной жесткости фонаря;
в) для обеспечения устойчивости
сжатых элементов конструкции фона-
ря (ригеля, опорных ног);
г) для обеспечения надежности мон-
тажа фонарной конструкции.
Связи по фонарям располагают в
плоскости верхних поясов (ригелей)
у торцов фонаря и с обеих сторон
температурных швов (фиг. 397).
Эти связи необходимы для восприя-
тия ветровых нагрузок, передаваемых
стойками торцевой стенки фонаря, а
также для закрепления в продольном
направлении прогонов и обеспечения
тем самым устойчивости верхнего поя-
са фонаря; для этой же цели устраи-
вают и промежуточные связи по ри-
гелю фонаря. Связи в плоскости риге-
лей фонаря следует соединять при по-
мощи вертикальных связей (фиг. 397,
а — Ь) с соответствующими попереч-
ными связями, расположенными в пло-
скости верхних поясов стропильных
ферм. С этой целью связи по верх-
ним поясам фонарей и ферм распо-
лагают в одних и тех же панелях.
Для уменьшения свободной длины ног фонаря (при большой длине их)
нз плоскости фонарной конструкции применяют связи в виде крестов, рас-
Фиг. 397.
Расположение связей по фо-
нарю
Связи между колонна чп
461
полагаемых в плоскости ног фонаря (фиг. 397). Такие связи следует рас-
полагать в панелях с неоткрывающимися переплетами, так как расположение
этих связей в пределах створной ленты переплетов затрудняет их открывание.
§ 3. СВЯЗИ МЕЖДУ КОЛОННАМИ
1. Вертикальные связи
1) Назначение вертикальных связей между колоннами
Действие ветра на торцевые стены здания, а также продольные тормоз-
ные силы от мостовых кранов воспринимаются системой вертикальных свя-
зей, располагаемых между колоннами.
Вертикальные связи должны, кроме того, обеспечивать продольную жест-
кость цеха, необходимую для нормальной его эксплуатации, поскольку
колонны, сечения которых определяются из условия их работы в плоскости
Фиг. 398. Верхние и нижние вертикальные связи мешу ко-
лоннами
(для уменьшения температурных воздействий), а подкрановые балки обычно
шарнирно оперты на колонны.
Усиление продольной жесткости цеха наиболее целесообразно дости-
гается устройством диагональных вертикальных связей, располагаемых по
продольным рядам колонн в верхнем (надкрановом) и нижнем ярусах цеха
(фиг. 398).
Верхние вертикальные связи воспринимают ветровую нагрузку, действую-
щую на торцевые стены, и обеспечивают продольную жесткость верхней
части цеха.
Нижние вертикальные связи воспринимают усилия, передаваемые верх-
ними связями, а также нагрузку от продольного торможения кранов, при-
ложенную на уровне подкрановых рельсов, н передают их на фундаменты
колонн; кроме того, эти связи обеспечивают продольную жесткость всего
здания. Таким образом, нижние связи между колоннами воспринимают все
силы, действующие вдоль цеха.
2) Размещение вертикальных связей
Расположение нижних вертикальных связей, образующих вместе с колон
нами и подкрановыми балками жесткую в продольном направлении кон-
струкцию, определяет направление н величину температурных деформаци
блока.
Поэтому для уменьшения температурных деформаций и соответствующих
ИМ дополнительных напряжений в конструкциях следует располагать связи
нижнего яруса по возможности в середине или около середины темпер тур-
иого блока.
4fi2
Системы сем ей
Наиболее неблагоприятным в отношении влияния изменении температуры
будет, очевидно, расположение нижних связей по концам температурного
блока.
При небольшой длине температурного блока можно ограничиться по-
становкой одного вертикального креста связей (фнг. 398 и 399, а).
При значительной длине блока (например, 90 м и более) завязка одной
средней панели может оказаться недостаточной для обеспечения продольной
жесткости здания; в таком случае целесообразно устрой-
ство вертикальных связей между колоннами в двух пане-
лях, симметрично расположенных относигельно середины
блока, примерно в третях его 1фиг. 400).
Нижние верггпг-
nQ/ibHbie ебяви
Фиг. 399. Расположение нижних связей по середине блока
По торцам здания крайние колонны соединяют гибкими верхними свя-
зями (фиг. 398), передающими ветровые усилия с поперечных торцевых
горизонтальных связей на жесткие продольные элементы подкрановой кон-
струкнии, по которым ветровые усилия передаются на нижние вертикальные
связи. Благодаря относительной гибкости надкрановой части каркаса распо-
ложение верхних связей в торцевых панелях мало сказывается на темпера-
ЧП
г-е-€ 7 И
бы 3x6м
Фиг. 400. Расположение вертикальных связей при большой длине блока
турных напряжениях. Такое расположение верхних связей рационально
также с точки зрения удобства монтажа конструкций.
Верхние вертикальные связи целесообразно располагать не только
в торцевых панелях здания, но и в панелях, примыкающих к температурным
швам (где ветровые усилия не приложены), так как этим повышается про-
дольная жесткость верхней части здания (фиг. 399, а)\ кроме того, в про-
цессе сооружения цеха каждый температурный блок может в течение из-
вестного времени оказаться работающим как самостоятельное здание.
Для повышения продольной жесткости здания целесообразно располагать
верхние связи также и в тех средних панелях, где расположены связи
нижнего яруса.
Связи между колоннами
163
3) Схемы вертикальных связей
1. Верхние вертикальные связи между колоннами проекти-
руются следующим образом. 1
а) Если перекрытие цеха представляет собой систему поперечных рам
СО сквозным ригелем без подстропильных ферм, — —
тают в два яруса; первый — с- -- — -
ных ферм и второй — в пределах (
(фиг. 398). Связи первого яруса обычно выполняют в
второго яруса — по одному из вариантов, показанных
то верхние связи распола-
от верха подкрановых балок до низа стропиль-
'•’"‘‘"’х высоты стропильных ферм на опорах
виде крестов, связи
на фиг 395.
В направлении вдоль цеха, между верхними связями,
на уровне нижнего пояса стропильных ферм, распола-
гают распорки.
б) При наличии подстропильных ферм вертикаль-
ные связи располагают в пределах от нижнего пояса
подстропильных ферм до верха подкрановых балок
Фиг. 401. Решетчатый
портал
(фиг. 399, а); в качестве распорок между колоннами
служат пояса подстропильных ферм. При больших ша-
гах колонн кресты могут быть заменены подкосами.
в) Если перекрытие цеха представляет собой систему поперечных рам
со сплошным ригелем, связи (в виде крестов) располагают в один ярус
в пределах от верхнего пояса ригеля рамы до верха подкрановых балок;
в качестве распорок при малом шаге поперечных рам могут быть исполь-
зованы бортовые прогоны (усиленные, если это требуется, до гибкости
Х = 200).
2. Нижние вертикальные связи обычно проектируют в виде
крестовой системы, обеспечивающей наиболее простую и жесткую завязку
Фиг. 402. Усиление продольной жесткости подкрановой эстакады подкосами
колонн. Верхние узлы диагоналей связей примыкают к колоннам у подкра-
новых балок, нижние узлы примыкают к базам колонн.
В ступенчатых колоннах нижние связи целесообразно располагать в пло-
скости ветви колонны, поддерживающей подкрановые балки, как это пока-
пано на фиг. 399, б.
Применение крестовых связей в нижнем ярусе далеко не всегда воз
можно по технологическим условиям, например, когда требуется иы^
свободное пространство между колоннами, это в особенности касается р
положения связей по внутренним рядам колонн здания. В этих случаях
ыен крестовых диагональных связей возможны следующие схемы
а) Показанная на фиг. 401 решетчатая система (портач) пр
возможность более свободного использования пространства между
4fi4
Сист-'пы евчяги
Эта система имеет тот недостаток, что элементы портала воспринимают
не только продольную горизонтальную нагрузку, по и вертикальные давле-
ния. передаваемые подкрановыми Салками на подкосы портала, что Следует
считывать при расчете.
С) При сильно стесненных габаритах увеличение продольной жесткости
цеха может быть достигнете постановкой подкосов (фиг. 402).
фиши
Псдкраьобая бажа
Фиг. 403. Продольная завязка конструкций цеха с использованием подстропильных ферм
В данном варианте при несимметричной загрузке смежных пролетов
мостовым 1 кранами колонны испытывают изгиб от усилий в подкосах,
вызванных действием не только продольной тормозной, но и вертикальной
крановой нагрузки. Поэтому подкрановые ветви колонн должны иметь до-
в) При завязке вдоль цеха надкрановых частей всех колонн (фиг. 403)
подкрановые ветви колонн могут рассматриваться как стойки продольной
эстакады с бесконечно жестким ригелем, работающие на изгиб только от
продольных сил, сравнительно незначительных; вертикальная нагрузка пере-
дается подкрановыми балками на колонны центрально.
Снят между колоннами
463
г) Более эффективны»! решением является устройство подкрановой эстакады
(фнг.404)с жсс i ким сопряжением подкрановых балок с колоннами. В этом случае
------------- 11ЛИ стойки (при колоннах раздельного типа) получают
Подстсюпи/ыаяюзию
подкрановые вегвн колонн
надлежащее развитие се-
чения в направлении вдоль
здания, и их опоры проек-
тируют жестко защемлен-
ными в фундаментах.
Применение подкра-
новых эстакад целесооб-
разно при наличии тяже-
лых крановых нагрузок и
небольшой высоте
крановых стоек.
Решение нижних
Т1 вольных связей в
порталов целесообразно
также и при большом
продольном шаге колонн
(независимо ог техноло-
гических требований).
под-
вер-
видс
Стойка фихвяма-
Сопряжение для передачи только
гооихитрлынят у сити
'Промежуточная
стропильная ферма
L«
л
2. Дополнительные про-
дольные горизонталь-
ные связи
^Колонна поперечной
рамы
1/ I
ноя горизонталь-
ная связевая фер-
ма
В зданиях большой
высоты (например, 30 .и
и выше) стойки фахверка
получают значительные
размеры. В таких случаях
в целях сокращения про-
лета, а следовательно, и
размеров стоек фахверка
бывает целесообразно
ввести дополнительные
продольные горизонталь-
ные ветровые фермы.
Эти дополнительные
фермы располагаются у
наружных стен здания и
представляют собой про-
межуточные упругие опо-
ры для стоек фахверка
(фиг. 405).
По высоте здания до* п„пине высоты етмсл
полнительные связи располагают примерно па поло £ шириной ос-
верка. Ширина этих связевых ферм должна быть_У пясполагают над
новиых колонн здания. Аналогичные дополнительны
широкими проемами.
'Промежуточной горахмпапмвя
сдязевоя ферма
Фиг. 405. Стойка фахверка высокого здания, укреплен-
ная дополнительными горизонтальными связями
а — разрез по основной колонне; б — разрез по стойке фахверка
на половине высоты стоек фах-
30 II. С. Cm..
Г ,iae а XIV
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ
СТАЛЬНОГО КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
§ 1. ОСНОВНЫЕ СООБРАЖЕНИЯ ПО ВОПРОСУ РАБОТЫ СТАЛЬНОГО КАРКАСА
Как уже было указано, промышленное здание представляет собой про-
странственное сочленение различных элементов конструкций. Основные несу-
щие конструкции — плоские поперечные рамы — взаимно связаны системами
связей, продольных и поперечных. Кроме того, элементы ограждения —
кровля и стеновое заполнение — также являются связью между отдельными
элементами конструкций.
Таким образом, каркас цеха является пространственной конструкцией.
Поскольку, однако, пространственная работа каркаса несколько разгру-
жает работу его плоских элементов, можно ограничиться в запас прочности
расчетом одних плоских конструкций. Такой подход ввиду его большой
простоты является широко распространенным.
Ниже приведены особенности расчета плоских элементов каркаса промы-
шленного здания, а также вкратце изложены принципиальные основы учета
его пространственной работы. При расчете конструкций промышленных зда-
ний по предельному состоянию коэффициент условий работы их в расчет-
ных формулах принимается равным единице за исключением случаев, ука-
занных в приложении I, IV, а также могущих быть оговоренными в специаль-
ных технических условиях.
§ 2. НАГРУЗКИ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ПОПЕРЕЧНУЮ РАМУ ЦЕХА
Па конструкции промышленных зданий действуют следующие нагрузки:
1) Вертикальная нагрузка от веса: а) кровли; б) прогонов;
в) ригеля с фонарной конструкцией и связями; г) снега.
Эти нагрузки приводятся к равномерно распределенным и подсчитываются
на I ж4 покрытия. Опорные давления от этих нагрузок приложены к ого-
ловкам го тонн в соответствующих узлах сопряжения ригеля с колоннами.
Если стены подвешены к колоннам, то нагрузка от веса стен принимается
приложенной к колоннам в местах прикрепления ригелей фахверка.
При вычислении указанных нагрузок все сопряжения (ригеля рамы с ко-
лоннами, прогонов со стропильными фермами и т. д.) предполагаются шар-
нирными, а сами конструкции — разрезными. Делается это как для простоты
расчета, так и для того, чтобы учесть фактическую податливость сопряже-
ний в стальных конструкциях.
2)Вертикальная нагрузка на колонны от давления колес
мостовых кранов. Если колонны цеха воспринимают нагрузку от давле-
ния колес мостовых кранов, то для расчета поперечной рамы необходимо
определить и йыия, т. е. наибольшее и наименьшее давления, пере-
даваемые подкрановыми балками на колонны.
Hip ши, действующие на поперечную раму цеха
К1
Давление /4„акс имев г место при наибольшем возможном приближении
крюка крапа к колонне (фиг. 406); на другую колонну рамы при этом передается
давление D„m- Наиоолынсе нормативное вертикальное давление каждого
колеса мостовою крана выражается формулой:
_Г«Уо + От)(/-кр
МЛ КС I 7
L 1 »<р
(14.!)
гДС (2о — грузоподьемность мостового крана;
qt — вес краиопой тележки;
дкр— пролег мостового крана;
а —наименьшее возможное расстояние от крюка до оси подкрановой
балки;
л,', —число колес на одной стороне мостового крана;
Q — вес мостового крана.
Давление Р„.1Кс обычно принимается по стандартам на мостовые краны.
Очевидно, что наименьшее нормативное вертикальное давление одного колеса
Фиг. 406. Действие нагрузок на поперечную
раму цеха
ствующих нормативных значений на
коэффициент перегрузки 1,3 (см.
приложение 1, III).
В тех случаях, когда вес крановой тележки QT в стандартах мостовых
крапов не указан, возможно с некоторым приближенном принимать
<?т^ О,3(?о.
Определив и Рщщ4, нетрудно найти значения и как
опорные давления, передаваемые подкрановыми балками на смежные колонны.
Прн определении давлений £>'*с и £>шт динамический коэффициент (см.
главу XVI, § 1) не учитывается.
Подкрановая балка располагается относительно осн нижней части ко-
лонны с эксцентриситетом z, (фиг. 406), что создает изгибающие моменты
от нагрузки и Ршш", приложенные к колоннам в уровне подкрановой
площадки.
Величина эксцентриситета zl может приниматься равной ~0,5 ширины
нижней части колонны.
Для однопролетных цехов, как правило, принято учитывать нагрузку от
Двух загруженных крапов в наиболее сближенном их положении, так как
спаренная работа двух кранов па практике встречается достаточно часто.
Исключение составляют цехи, оборудованные одним монтажным краном.
Расчетнаи схема одновременного действия загруженных кранов в много-
пролетиых цехах должна быть уточнена в проектном задании.
45S Особенности расчета стального каркаса промышленник зданий
Данные о крановых нагрузках н габаритах мосговых кранов приведены
в соответствующих стандартах.
3) Поперечное торможение к р а н о в. Горпзон гальиые силы попе-
речного торможения (возникающие при торможении крановое тележки) перс-
Фиг. 407. К определению силы попереч-
ного торможения крана
даются на колонны через тормозные
балки или фермы (фиг. 407) либо
через развитые верхние пояса подкра-
новых балок (см. главу XVI).
Нормативная величина силы попе-
речного торможения определяется по
формуле:
Гпоп =/(<?„+ <?г) " . (14.4)
по
где f —коэффициент трения при тор-
можении, принимаемый рав-
ным 0,1;
п — число тормозных колес те-
лежки:
— число всех колес тележки;
Qo грузоподъемность мостового
крана;
(?т — вес тележки.
Обычные электрические мостовые
краны имеют четырехколесные тележки
с двумя тормозными колесами. Тормоз-
ная сила Г"о„ передается полностью
на одну подкрановую балку и распределяется поровну между колесами
крана на данном крановом рельсе.
Таким образом, боковое давление одного колеса крана от поперечного
торможения:
ри
у и _______ 1 поп
* К. Кр--- ~Г~
(14.5)
где л' — число колес на одной стороне мостового крана.
Имея величину Т“ кр, нетрудно определить наибольшее горизонтальное
давление на колонну, приложенное в уровне кранового рельса.
Полученные нормативные величины 7" кр следует считать несколько пре-
уменьшенными, так как нормами учитываются лишь горизонтальные воздей-
ствия от торможения крановых тележек в предположении не вполне сухих
рельсов, чему соответствует коэффициент трения /=0,1.
В действительности, как показывают наблюдения за работой мостовых
кранов, существенную роль играют горизонтальные давления колес на под-
крановые балки, возникающие вследствие перекосов крана при его движе-
нии. Эти давления могут значительно превосходить силы торможения, осо-
бенно при кранах с малой базой (легкие четырехколесные краны). Кроме
того, вследствие возможного отклонения от правильного взаимного располо-
жения крановых рельсов прн движении кранов возникают горизонтальные
воздействия колес крана на конструкции здания.
Однако влияние указанных факторов еще полностью не изучено, чем
объясняется отсутствие нормативных данных но этому вопросу.
Особенно неблагоприятное горизонтальное воздействие на конструкпи
оказывают специальные мостовые краны с жестким подвесом (наприм
Нагрузки. действующие на поперечную раму цеха
469
шаржирные краны для завалки в металлургические печи скрапа, стриппер-
ные крапы, клетевые краны в зданиях нагревательных колодцев и т. п.).
Для таких кранов величина силы поперечного торможения, определенная по
вышеприведенным формулам, удваивается.
Расчетные значения тормозных сил получаются умножением соответствую-
щих нормативных нагрузок на коэффициент перегрузки 1,3.
4) Продольное торможение кранов. Горизонтальные силы про-
дольного торможения кранов приложены к головке краноного рельса. Нор-
мативная величина их определяется по формуле:
__ 1 - X1
' чрод- 2"/ '."хаке, (I 1.6)
где f — коэффициент трения при торможении, принимаемый равным 0,1;
V /^акс — сумма максимальных нормативных давлений колес мостового крана
на данном крановом рельсе.
Коэффициент y введен здесь в предположении, что число тормозных
колес составляет половину or общего числа колес крана.
Горизонтальные нагрузки, вызываемые торможением крановых тележек
или мостов, во всех случаях принимаются не более чем от двух кранов.
5) Давление ветра на конструкции шатра (ригель и
фонарь). Давление вегра на скаты кровли как положительное, так и отрицатель-
ное (отсос) раскладывается на горизонтальную и вертикальную составляю-
щие, из которых, как правило, учитывается только горизонтальная; верти-
кальная составляющая вследствие ее малого влияния на работу рамы обычно
не учитывается.
Расчетная величина горизонталь-
ной составляющей положительного
давления ветра 117" равна норматив-
ному давлению ветра на вертикаль-
ную проекцию наветренных частей
фонаря и ригеля (фиг. 406), умножен-
ному на соответствующий аэродина-
мический коэффициент (коэффициент
обтекания) и на коэффициент пере-
грузки 1,2. При наличии фонарей
в нескольких пролетах к ней при-
бавляется горизонтальная состав-
ляющая давления ветра на задние
фонари, отличающегося своим
коэффициентом обтекания. Ана-
логично определяется расчетная
величина горизонтальной состав-
ив wir
Фиг. 408. Действие ветра на продольную
стену
ляющей отсоса 117,". Соответству-
ющие аэродинамические коэффициенты даны в приложении 1, II.
Горизонтальная составляющая давления ветра считается приложение
к оси ригеля, принимаемой: при сквозном ригеле —на уровне оси ннжн
пояса стропильной фермы, прн сплошном ригеле — по его оси. сост
щая положительного давления приложена к наветренной колонне, сост
Щая отсоса — к подветренной. Аналогично распределяются давл н гр
по отдельным пролетам мпогопролетного цеха.
470
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Моментом переноса горизонтальных составляющих в уровень ригеля рамы
можно пренебречь.
6) Давление ветра на продольную сгону здания. 11ередаЧа
на колонны давления ветра на продольную стену здания зависит от схемы
Лахверка стены. Здесь возможны два случая:
а) фахверк не имеет стоек между основными колоннами цеха; в этом
случае давление ветра передастся ригелями фахверка непосредственно иа
колонны цеха и ввиду сравнительно частого расположения ригелей может
считаться равномерно распределенным;
б) фахверк имеет промежуточные стойки, которые верхними концами
опираются на узлы продолвной связевой фермы (фиг. 408).
Нормативное давление на один узел связевой фермы, передаваемое одной
стойкой:
IFCT=-1- qBsh (положительное давление ветра);
1Г'СТ = у q'as/i (отрицательное давление ветра).
Здесь — положительное давление ветра на 1 лг2 на о гметке оси ри-
геля (с учетом аэродинамического коэффициента);
q'B— такое же отрицательное давление ветра иа 1 л3 (отсос);
s — расстояние между стойками фахверка;
й— высота от уровня пола до связевой фермы.
Сосредоточенное давление на колонну, передаваемое горизонтальной свя-
зевой фермой, равно:
«78=ТР'стЛ и l₽2=ll>ctH.
Здесь п — число стоек фахверка между двумя смежными основными ко-
лоннами цеха.
Кроме того, на колонну непосредственно действует ветровое давление:
q = qBs кг/пог. м (положительное давление ветра);
q’ = qBs кг/пог. м (отрицательное давление ветра).
7) Температурные воздействия. При расчете поперечных рам
в ряде случаев следует учитывать температурные воздействия (см.
§ 3 настоящей главы).
Пример 1. Требуется определить нагрузки для расчета поперечной рамы прессо-
ковочного цеха. Основные размеры ра’ ы определены в примере 1 главы XI и пока-
заны на фиг. 345. Здание расположено в Ill районе снеговой нагрузки.
Определяем нормативные нагрузки иа раму главного пролета.
I. Постоянная нагрузка от веса покрытия
1) Собственный вес кровли:
вес полых асбестоцементных плит ..................... 43 кг1м*
утеплитель (минеральная вата).........’ ’ * ’ ’ ’ ’ ‘ '
в о до изоляционный ковер (рубероид).... * ...... ^
И™™...........................................59 =<=60 кг/м“
2) Собственный вес прогонов нз прокатных швеллеров может быть принят рав-
ным от 10 кг/м- при полезной нагрузке около 150 кг/м? до 18 кг/м* прн полезной на-
1рузке около В нашем случае при постоянной нагрузке 60 яг/лса и весе
снега для 111 района снеговой нагрузки 100 кг/м* принимаем вес прогонов равным
Н агрузки, действующие на поперечную раму цеха
471
3) Собственный вес сквозного ригеля со связями определяем по линейной
ф0РМУЛС: ^=1.^0^.
где — весовой коэффициент, который для сварных ферм пролетом от 18 до 30 л*
и прн полезной нагрузке от 150 до 300 кг/м* изменяется
Коэффициент 1,2 в формуле учитывает вес связей.
В нашем случае для пролета ригеля Lo = (П м принимаем
£ф — 1»2 • 0,7 27 ~ 22,6 кг/м-.
4) Собственный вес фонаря определяем по формуле:
£фон °ф ^ф»
где аф = 0,5 — весовой коэффициент фонарной! конструкции;
I z=z 13.5 м — ширина фонаря.
Ф
^Фон = 0,5 • 13,5 = 6,75 кг/м-.
Суммарная постоянная нагрузка от веса
60 4- 10 4- 22,6 4- 6,75 = 99.35 ~ 100 кг/лс-.
При шаге фермы 6 м постоянная нагрузка на 1 пог. м ригеля рамы равна:
q — 100 • 6 = 600 кг/м = 0,6 т/м.
в пределах 0,6—0,8.
Иф = 0,7. Таким образом:
11. Временная нагрузка от снега
Для III района снеговая нагрузка равна 100 кг/м-.
При шаге ферм 6 м нагрузка от снега на I пог. м ригеля рамы равна:
рс = 100 • 6 = 600 кг/м = 0,6 т/м.
111. Вертикальная нагрузка на колонны от давления колес мостовых кранов
Главный пролет оборудован двумя 50-/п мостовыми кранами тяжелого режима
работы. Пролет кранов £кр — 25,5 м.
Наибольшее статическое нормативное давление колеса крана (согласно ГОСТ
3332-46):
Рыакс=45 т-
Собственный вес кранового моста G = 48 т.
Вес тележки Qr = 17 т.
р1«п = (Оо + От + G) 4 - = (45 + 17 + 48) Л - 45 = 12Д т.
t Определение давлений, передаваемых колесами крана на колонны
Схема крановой нагрузки от двух 50-ля кранов в сближенном положении
показана на фиг 409.
Фиг. 409. Схема крановой нагрузки (два 50-т крана в сближенном положении)
Для колонн ряда А (шаг 6 jw) при невыгоднейшем расположении колес ®
прилегающих к колонне пролетах (фнг. 410, о) давление на колон у ( р Р Р
подкрановых балках) равно:
D = Р (yt 4-у. +у.) = Р (1,00 + 0,766 + 0,167) = 1.933А
Здесь у — ординаты линии влияния опорного давления.
j*2 Особенности расчета стамносо каркаса промышленные зданий
В таком случае:
/)"ак. = ,>933Р«лкс= 1>933 ’ 13 — S7’(l
0",,,,= 1,933^,,,,= 1,933 • 12,5 = 2-1,2 ш.
Для колонн ряца Б (шлг 12 .«) соответствующее (явление пл колонну равно
<фиг. 410. б):
D = р I V, + Л + у, + УО = Р (1,00 + 0,581 Ь 0,885 4- 0,167) = 2,936р.
Б гаком случае:
^.«с = гда^аке=2.936 • -15= 132,0 иг.
Фиг. 410. К определению давлений на колонны от колес кранов
Определение давлений от собственного веса подкрановых балок
Собственный вес подкрановых балок определяем по формуле:
^п. б =ап. б^-
где зп б—весовой коэффициент подкрановой балки, который для пролетов балок от
6 до 24 ж может приниматься:
2п. б. = 20-5-26 кг!м* — для легких кранов (грузоподъемностью 5-Ь 15 ш);
ап б =24-5-37 кг!мг — для кранов средней грузоподъемности (20-ь75 ш);
%. б.=35 4-47 кг/м* — для тяжелых кранов.
Соответственно весовые коэффициенты подкрановых балок принимаем равными:
при пролете 7 = 6 ж
ап. б = 28 кг/ж2;
при пролете 7 = 12 м
ап. б = 34 лг/жа.
Собственный вес подкрановых балок:
для продета 7 = 6 м
G'a б =28 - 62 = 1 008 кг^ 1,0 м;
гая проле та I — 12 м
О"п б = 34 • 12* = 4 896 кг ₽« 4,9 т.
Сравнение полученных значений собственного веса балок со значениями нагрузок
от давлений колес кранов показывает, что при малых пролетах (7-^6 м) воздействие
от собственного веса настолько незначительно, что им можно при расчете прене-
брегать.
Определяем суммарные нормативные давления на колонны, передаваемые подкра-
новыми балками (с учетом их собственного веса):
Нагрузки, действующие на поперечную раму цехи
для колонн ряда А
Рмакс= 87,0 -|- 1,0 _ 88,0 т;
DUim = 242 4-1,0 = 252 т;
для колонн ряда Б
Омаке = 132,0 + 4Д = J 36,9 т;
Омин = 36,7 4 4,9 — 41,6 т.
IV. Поперечное торможение кранов
Определяем силу поперечного торможения:
^поп =f(Qo г QJ „ ~ 0,1 (50 4-17) = 3,35 т.
по 4
Наибольшее горизонтальное воздействие на колонны от сил поперечного тормо-
жения, очевидно, будет иметь место при том положении колес крана на бачке кото-
рое соответствует определению £макс.
Тогда для колонн ряда А
Г = Гк. кр X J’ = 1 >675 1,933 = 3,24 т;
для колонн ряда Б
Г" = тк. кр S-У = • 2,936 = 4,91 т.
V. Продольное торможение кранов
Определяем силу продольного торможения:
Л.рол = = Т °’’ 4 45 = 9
Вертикальные н горизонтальные воздействия от 10-/л кранов в боковом пролете
определяются аналогично рассмотренному для главного пролета.
VI. Давление ветра на конструкции шатра
Определяем давление ветра на конструкции шатра по формуле:
W^h.L^qk,
где Л, = 6,'65 м — высота конструкций шатра (от нижнего пояса стропильной фермы
до конька фонаря);
£р = 12 м — шаг рам;
9 = 40 кг/м2— скоростной напор ветра;
k = 4 0,8 и k' = — 0,6 — аэродинамические коэффициенты.
Таким образом, положительное давление ветра:
отсос. V7, = 4- 6,65 .12-40 - 0,8 = + 2552 кг;
U7; = —6,65- 12-40-0,6 = —1915 кг.
Нагрузки и V7' считаем приложенными по оси нижнего пояса ригеля рамы.
Примечание. При отметке конька фонаря 23,65 .к величина скоростного
напора в пределах высоты шатра увеличивается с 40 кг/м2 (на отметке 20,00 и) до
43 кг/м2 (на отметке 23,65 м). Однако эта разница незначительно сказывается иа
величине U7bH потому в пределах шатра величина q принята постоянной («у = 40 кг/ж’)-
VII. Давление ветра на продольную стену здания
При шаге колонн по наружным рядам 6 м промежуточные стойки фахверка от-
сутствуют. В таком случае давление ветра на продольную стену передается ригелями
Фахверка непосредственно на колонны цеха. Ввиду частого расположения этих рнгс-
лей нагрузку принимаем равномерно распределенной.
Следовательно, на I пог. м колонны давление ветра составит:
а = 0,8 40 • 6 = 192 кг/пог. м;
— 0,6 40 6 = — 144 кг/пог. м.
474
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Чля получения расчетных нагрузок все указанные выше нормативные нагруЗК11
умножаются’ на соответствующие коэффициенты перегрузки, принимаемые рапными
см. приложение I, 111):
для собственного веса конструкций....................1,1
_ снеговой нагрузки................................1,4
. крановой . 1,3
. ветровой . 1,2
Таким образом, в рассматриваемом примере при расчете но предельному состоя-
нию получим следующие значения расчетных нагрузок:
а) нагрузка от веса конструкций татра:
100 1,1 = 110 кг/я*, пли 6 • 110 = 660 кг на 1 пог. я ригеля;
6) нагрузка от снега:
100 1,4= 140 KC/.V-, пли 6 140 = 840 кг на 1 пог. м ригеля;
в) сосредоточенные давления на колонны от 50чп кранов:
для колонн ряда А
Оызкс= 1,0- 1,1 +87,0 • 1.3= 114,2 ш;
Отв = 1,0 • 1,1 + 24,2 • 1,3 = 32,5 m;
для колонн ряда Б
Омаке = 4.9 - 1,1 + 132,0 • 1,3 = 177,0 пц
££„„ = 4,9 • 1,1 + 36.7 • 1,3 =53,1 /я;
г) силы поперечного торможения:
для колонн ряда А
7поп = 3,24 - 1,3 = 4,21 m;
для колонн ряда Б
7по„ = 4,91 • 1,3 = 6,37 пц
д> ветровая нагрузка:
1Г, = 2^5.1,2 = 3,06 и; «7; = —1,92- 1,2 = — 2,30 т:
? = 0,192- 1,2 = 0,234 ml пог. я; q'=— 0,144- 1,2 = — 0,173 т]пог. «.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА ПОПЕРЕЧНЫХ РАМ
1. Основные положения
Наибольший интерес с точки зрения особенностей расчета представляют
рамы со сквозным ригелем. Точный расчет таких рам наиболее просто раз-
решается методом сил. Однако некоторые допущения, применяемые на прак-
тике без ущерба для точности расчета, делают расчет таких рам менее
трудоемким.
Прежде всего при расчете рамы можно заменить сквозной ригель услов-
ным сплошным ригелем эквивалентной жесткости и вести расчет рамы, как
сплошной системы. В этом случае расчетная величина момента инерции
сквозного ригеля определяется по формуле:
-^расч = -f- k, (14.7)
те F,. и Fu — сечения брутто верхнего и нижнего поясов ригеля по сере-
дине пролета;
Zj и z2 — расстояния от центра тяжести поясов до нейтральной оси
ригеля в сечении его по середине пролета;
k — коэффициент, учитывающий наклон верхнего пояса и упру
гость решетки сквозного ригеля, принимаемый: при уклоне
верхнего пояса i= равным 0,7; прн Z = l —равным
н при / = 0 (ферма с параллельными поясами) — равным 0,
Особенности расчета поперечных рам
475
Далее можно гри расчете рам на все нагрузки, кроме вертикальных,
непосредственно приложенных к ригелю, условно считать ригель абсолютно
жестким.
Такое допущение не означает, что момент инерции ригеля сравнительно
с моментом инерции колонны является величиной очень большого порядка;
в действительности соотношение между' моментами инерции ригеля /р и
колонны (стойки) Л обычно колеблется в пределах от 1 до 8. В рамах
с большими пролетами это соотношение может быть и больше (в особен-
ности при колоннах постоянного сечения). Однако даже при таких соотно-
шениях, как показывают точные расчеты, учет упругих деформаций ригеля
ничтожно мало влияет на величины расчетных усилий в стойках.
Указанное допущение значительно упрощает расчет рам, так как прн
бесконечно жестком ригеле углы поворота в сопряжениях ригеля со стой-
ками равны нулю. В таком случае при расчете рам по методу деформаций
неизвестными будут лишь горизонтальные смещения ригеля.
Распространение указанного допущения (Jp=oo) на вертикальные на-
грузки, непосредственно приложенные к ригелю рамы, приводит к суще-
ственным ошибкам в значениях расчетных усилий в колоннах. Поэтому при
расчете рам на эти нагрузки следует учитывать упругие деформации ригеля
п воздействие на колонны опорных моментов.
2. Особенности расчета рам со сквозным ригелем на горизонтальные
нагрузки и внецентренное действие кранов
Как уже указывалось, рамы со сквозным ригелем на все нагрузки, кроме
вертикальных, непосредственно приложенных к ригелю, рассчитываются по
методу деформаций в предположении бесконечной жесткости ригеля.
При этом расчет наиболее целесообразно вести на действие каждого из
загружений в отдельности, а именно: на внецентренное действие кранов
Фиг. 411. Основная система прн расчете поперечной рамы на горизонтальные
нагрузки н внецентренное действие кранов
(в каждом из пролетов), на силы поперечного торможения, на ветровую
нагрузку.
Это позволяет наиболее правильно выбрать невыгоднейшие комбинации
загружений для различных элементов рамы.
Расчетная высота рамы принимается от низа базы колонны до нижнего
пояса сквозного ригеля. Практически положение низа базы можно принимать
на расстоянии 0,6—0,8 ж ниже уровня пола цеха.
За основную систему при расчете рам по методу деформаций прини-
йется рама с песмещающимися узлами (фиг. 411). При допущении р °°
Углы поворота в сопряжениях ригеля с колоннами равны нулю.
4'6
Особенности расчета стального карнаса промыт генных : даний
Следовательно. число неизвестных в рамс равно числу закреплении 0|
смещения.
В рамах, имеющих одинаковую высоту проле гон, число неизвестных
равно единице.
Величина неизвестного смещения А определяется из условия:
1!П|А| + Х'‘р = 0, (14.8)
rje гГ1|—стмма реакций в оголовках колонн (на уровне нижнего пояса
ригеля) от смещения, равного единице;
— сумма горизонтальных реакции в оголовках колонн, закреплен-
ных от смещения, ог внешних нагрузок, приложенных к колон-
нам.
В рамах с различной высотой пролетов число неизвестных обычно
бывает не более двух (фнг. 412, о) или трех (фиг. 412. о).
В рамах с одним уступом по высоте (фиг. 412, а) число неизвестных
смещений равно двум.
Канонические уравнения для определения этих смещений имеют вид:
LniAi i.rip — ]
£ Gt Д| г S ri2 a., 4- Ц r2p = o. f
(14.9)
В чногопролстных рамах, имеющих сложный поперечный профиль, воз-
можно при назначении основной системы игнорировать наличие небольших
перепадов по высоте проле-
тов, условно повышая расчет-
ную высоту того или другого
пролета.
Кроме того, для рам со
сложной поперечной конфигу-
рацией обычно применяют до-
полни тельные упрощения, за-
ключающиеся в том, что такие
рамы расчленяют на несколько
систем, расчет которых ве-
дется самостоятельно.
Соотношение жесткостей
элементов рам, необходимое
Фиг. 412. К расчету многопролетных рам Лля "X статического расчета,
может быть предварительно
установлено по проектным данным существующих аналогичных сооружений-
Для обычных рам промышленных зданий относительная величина момен-
тов инерции колонн может быть принята (фиг. 411):
/2: = 5-т-12; Д : J3 = 8-i~ 15; :•/,= 1,2 —4.
Указанные здесь низшие пределы отношений J2:Jt и Д. соответствуют
легкому крановому оборудованию, высшие — тяжелому.
Первоначально принятые при расчете соотношения между моментами
инерции не должны расходиться с полученными после расчета рамы более
чем на 30*/#. При большей разнице в расчет следует внести поправку.
Расчет рам на рассматриваемые виды нагрузок целесообразно производить
в следующем порядке.
1. Для каждой из колонн определяются значения горизонтальных реакци
(гы> б12, г„ и г. д.) и опорных реактивных моментов, возникающих "Р
Особенности расчета поперечных рам
единичном смещении oiслойка колонны. Эго определение проще всего сде-
лать метолом сп к
2. Далее аналогично определяются значения горизонтальных реакций н
изгибающих моменгон oi каждого вида нагрузок, приложенных к колоннам
(в предположении закрепления колонн ог смещения).
3. Из решения канонических уравнений определяются смещения Д д1я
каждого загружения в отдельности, а именно:
а) от сосредоточенных моментов (^иакг, н DmKz,), приложенных к ко-
лоннам на уровне подкрановых площадок; при этом загруженис крапами
каждого из пролетов рассматривается в отдельности;
б) от сил поперечного торможения, также при загруженни кранами
каждого из пролетов в отдельное ги;
в) от ветровой нагрузки одновременно положительного давления ветра
и отсоса.
4. Величины усилий (горизонтальные реакции и опорные моменты) от
единичных смещений (указанные в гг. 1) умножаются па полученные значе-
ния смещений Д. Этим определяются усилия в колоннах (Л1, Q), вызванные
смещением колонн.
5. Полученные по п. 4 усилия в колоннах от смещения рамы склады-
ваются с соответствующими усилиями в колоннах от внешних нагрузок,
приложенных к колоннам (указанными в п. 2).
6. Составляется таблица с указанием усилий в колоннах (Af, Q, N) и
чертятся эпюры усилий от каждого загружения в отдельности.
7. Подсчитываются максимальные усилия в сечениях колонн при невы-
годнейших комбинациях внешних нагрузок.
3. Особенности расчета рам со сквозным ригелем на вертикальные
нагрузки, непосредственно приложенные к ригелю
Вертикальные нагрузки от веса конструкций покрытия и веса
снега приводя гея к нагрузкам, равномерно распределенным по пролету
ригеля.
Как уже указывалось выше, при расчете рам на вертикальные нагрузки,
непосредственно приложенные к ригелю, пренебрегать упругими деформа-
циями последнего нельзя, поскольку это может привести к существенным
ошибкам в значениях расчетных усилий в колоннах. Обычно при имеющих
в практике место отношениях момента инерции ригеля к моменту инерции
нижней части колонны, равных 3—4 и менее, наблюдается резкое увеличе-
ние изгибающих моментов в узлах рамы. Только при достаточно высоких
отношениях указанных моментов инерции (например, 8 н более) можно пре-
небрегать учетом упругих свойств ригеля при расчете рам на вертикальную
нагрузку, приложенную к ригелю.
При учете упругих деформаций ригеля однопролетные рамы рассчиты-
ваются, как обычные, поскольку сквозной ригель заменяется в них эквива-
лентным по жесткости сплошным (см. § 3, п. 1).
В многопролетных рамах с одинаковой (нли незначительно отличающейся)
высотой пролетов опорные моменты в сопряжениях ригеля с колоннами
(расположенными по средним рядам) оказываются нередко весьма значитель-
ными. Влияние этих опорных моментов может оказаться весьма неблаго-
приятным как для сечений элементов ригеля, так и, главным образом, для
сопряжений ригеля с колоннами.
Однако реальное проявление этих моментов является весьма сомните.
|,ым ввиду недостаточной жесткости сопряжения ригеля с колонной.
4'8
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Поэтому целесообразно при расчете многопролстпой рамы на вертикаль-
ную нагрузку предполагать наличие шарниров в сопряжениях ригеля с ко-
лоннами с той пли другой стороны примыкания ригеля к средним колоннам
здания (в зависимости от схемы поперечной рамы).
На фиг. 413 показано примерное положение шарпироп для трехпролетной
рамы. При указанном расположении шарниров средний пролет представляет
собой П-образную раму с жесткими сопряжениями ригеля с колоннами, а
Фиг. 413. К вопросу расчета ыногоиролстных рам на вертикальную нагрузку
каждый боковой пролет — Г-образную раму с шарнирным примыканием ри-
геля к внутренним колоннам цеха.
Шарнирное примыкание ригеля к колонне можно осуществить за счет устрой-
ства облегченного сопряжения верхнего пояса ригеля с колонной, принимая, на-
пример, торцевые листы опорных фасонок сварных сквозных ригелей толщиной
нс более 10—12 мм (фиг. 419) или небольшие коротыши в клепаных фермах.
Устройство таких сопряжений, однако, не нарушает возможности рассма-
тривать прн расчете рамы на горизонтальные нагрузки все сопряжения ригеля
с колоннами как жесткие, имея в виду, что при обычно небольших значе-
ниях изгибающих моментов, возникающих в верхних узлах рамы от горизон-
тальных нагрузок, указанные облегченные сопряжения достаточны для вос-
приятия этих моментов.
Аналогично производится расчет на вертикальные нагрузки от подвес-
ного подъемно-транспортного оборудования.
4. Учет температурных воздействий
В многопролетных рамах большой ширины следует, как правило, произ-
водить проверку температурных напряжений, имея в виду, что линейная
жесткость колонн в плоскости рамы
бывает очень значительна. Между
-ц тем по конструктивным соображе-
“I киям устройство продольных темпе-
J ратурных швов не всегда является
' возможным или целесообразным.
При определении температурных
v напряжений в элементах рам можно
£ не учитывать упругих деформаций
ригеля.
Пусть миогопролетная рама (фиг.
414) имеет пролеты lt, 1*, 4 й т- д-
Необходимо определить прежде
Фиг 414. Расчетная схема рамы при оире- всего на оси ригеля точку, которая
делении температурных деформаций остается неподвижной при темпера-
турном удлинении или укорочении ри-
геля; назовем расстояние от этой точки до крайней левой колонны а, а до край-
ней правой L — а, где L полная длина рамы (между осями крайних колонн).
Особенности расчета поперечных рам
479
При температурном удлинении (или укорочении) ригеля смещение колонн
будет равно (считая смещение влево отрицательным, вправо — положительным):
— ata;
— at (а — /,);
-j-atCL — a — ^ — tj;
-j-а/ (L — a—Zs);
-}-at(L—a).
А:
В:
С:
D:
Е:
КОЛОННЫ
г
Фиг. 416. К рас-
чету темпера-
турных дефор-
маций рамы
я
Здесь а = 0,000012 — коэффициент линейного расширения стали;
t—перепад температуры.
Пусть величины горизонтальных реакций упругих отпоров колонн А,
В, С, D, Е (по оси ригеля) при единичном смещении ригеля соответственно
равны Rt, R„, R3, Rt, RB (фиг. 415). Величина R для колонн переменного
сечения может быть выражена следующим образом (при обозначениях по
фиг. 416):
12ЕЛ.(—— l.-f-l )
= ---------Г/F--------- WX---------Гр (1410>
где 1 = -^-; n = 4i .
л Л
Тогда на основании уравнения равновесия будем иметь:
— ataRt — at (а — /,) Л'2 + at (L — а —13 — R3-\-at(L — а — R)Rc~\-
-j-a7(Z.— а)/?в = 0,
откуда
а== i, (Rs + + /. (R, + R, + RJ +1, (R, + Rc) + t.Rs
R,+R, + R,+Rs-tRs
При одинаковых колоннах:
a 1, (m — 1) — 2)4-/,(m — 3)Ц- ...
m
где m — число колонн.
Определив значение а, можно найти величину Дк действительного сме-
тения оголовка каждой колонны при температурных деформациях ригеля:
дк — atciK,
где ак — расстояние от неподвижной точки ригеля до рассматриваемой ко-
лонны.
'</> Огло.’нчлстп расчета ста »*«<•,-.> каркаса промышленных зданий
Зная Ак. можно определить величины изгибающих моментов в Оголовке
основании колонны I и -Иц (фш- 4 6). возникающих в результате тем
псрагуриых перемещений, а также допол
Фиг- 417. Рлсчетная схема рамы с ко-
лоннами различней высоты при опре-
делении температурных деформаций
2) определяют обычным путем
по направлению этих стержней.
Расчетные величины смещении оголовков колони получаются путем сло-
жения найденных деформаций.
шпельные температурные напряжения
в сечениях колонны и элементах сквоз-
ного ригеля рамы.
При различной высоте колонн попе-
речной рамы (фиг. 417) температурные
смещения колонн определяют следующим
образом:
1) находят смещения оголовков ко-
.тонн от температурного удлинения (нли
укорочения) рш елей в основной систе-
ме п по этим смещениям вычисляют реак-
ции стержней 1 и 2 в основной системе;
смещения от реакций (стержней 1 и 2)
§ 4. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТА ЭЛЕМЕНТОВ ПОКРЫТИЯ
1. Сечения элементов сквозного ригеля
Указанное выше положение о необходимости учета воздействия на ко-
лонны опорных моментов от вертикальной нагрузки, непосредственно при-
ложенной к ригелю, жестко связанному с колоннами, не может быть без-
оговорочно распространено на расчет самого сквозного ригеля по следующим
соображениям
В процессе монтажа предварительное прикрепление ригеля к колоннам
весьма часто осуществляется путем частичного прикрепления опорных узлов
сборочными болтами. Может случиться, что окончательное прикрепление
ригеля будет сделано уже после монтажа прогонов и укладки кровли.
При таких условиях монтажа естественно, что ригель рамы должен быть
рассчитан на вертикальную нагрузку (за исключением, может быть, снего-
вой), как свободно лежащая балка, без учета разгружающих опорных мо-
ментов от вертикальной нагрузки.
Однако возможно и обратное по-
ложение, т. е. образование жест-
кого сопряжения сквозного ригеля
с колоннами до загрузки ригеля.
«1
-и,
Поэтому наиболее правильно, рас- Фиг. 418. К расчету рамы со сквозным ригелем
счш ав ригель, как свободно лежащую
балку, распространить воздействие опорных моментов лишь на те элементы
фермы, для которых эго воздействие будет неблагоприятным.
Действие приложенного к ферме опорного момента Мо заменяется экви-
валентной парой горизонтальных сил Н с плечом ho, приложенных к опор-
ным узлам фермы (фиг. 418):
Н= °
ло
(14.11)
Опорные моменты у средних колонн следует передавать в зависимости
от знака момента на ту ферму, в которой усилие Н будет растягивать верхни
пояс (в целях облегчения прикреплении опорного узла фермы к колонне)-
Особенности конструкции и расчета элементе, покрытия
При подборе сечений верхнего сжатого пояса ригеля необходимо обра-
щать особое внимание на правильность определения расчетной длины при
проверке устойчивости пояса из плоскости рамы.
Как было указано выше (см. главу X, § 4), расчетная длина верхнего
пояса из плоскости рамы (фермы) принимается равной расстоянию между прогона-
ми. закрепленными в узлах верхних связей,—обычно через две панели. На участке
под фонарем расчетная длина верхнего пояса принимается равной расстоянию
между про зольными распорками, закрепленными в узлах верхних связей. В соот-
ветствии с этим целесообразно, как и в обычных стропильных фермах, применять
для верхнего пояса неравнобокпе уголки с расположенными горизонтально боль-
шими полками; для поясов мощных ферм могут применяться и равнобокие уголки
(150 X 11 более), обеспечивающие достаточную боковую жесткость пояса.
При беспрогонных системах покрытий, когда верхний пояс фермы обеспечи-
вается от выпучивания из плоскости ферм сопротив гением опирающегося на него
настила, можно считать расчетную длину пояса равной одной панели; тогда рацио-
нально неравнобокие уголки пояса располагать большими лотками вертикально.
В фермах больших пролетов (например, в авиасборочных цехах, эллин-
гах и т. д.) весьма часто применяются двустенчатые фермы. Сечения таких
ферм приведены в главе X, § 9.
При подборе сечения нижнего пояса необходимо прежде всего учитывать
возможность наличия сжимающих усилий (хотя бы и весьма незначительных)
в элементах крайних панелей ригеля рамы. Прн проверке устойчивости ниж-
него пояса гибкость его может допускаться до 150.
Хотя растягивающие усилия в средней части нижнего пояса существенно
улучшают устойчивость его крайних сжатых панелей, тем не менее следует
предусматривать завязку из плоскости рамы нижних поясов в крайних пане-
лях, что достигается, как известно, расположением продольных евчзевых
ферм в крайних панелях (нли постановкой распорок, если в многопролетных
рамах не во всех опорных панелях имеются эти связи). Такны образом, рас-
четная длина опорных панелей нижнего пояса как в плоскости фермы, так
и из плоскости фермы будет равна величине его панели. В этом случае,
очевидно, было бы рационально применять сечение из неравнобоких уголков
с большими полками, расположенными вертикально.
Однако такое сечение не обеспечило бы достаточной горизонтальной
жесткости остальной растянутой части пояса. Для предотвращения горизон-
тальных вибраций от воздействия кранов боковая гибкость растянутого пояса
не должна превосходить 400 при расчетной длине, равной расстоянию между
распорками (8-4-9 м). С этой точки зрения целесообразно проектировать
нижний пояс из равнобоких уголков либо даже из неравнобоких (при боль-
шом расстоянии между распорками) с большими горизонтальными полками,
тем более, что при монтаже нижний пояс может быть и сжат.
Для обеспечения устойчивости в плоскости фермы сечения из двух нераано-
боких уголков с большими полками, поставленными горизонтально, в опорных
(сжатых) панелях нижнего пояса иногда прибегают к устройству дополнительной
подвески, уменьшающей расчетную длину нижнего пояса в плоскости фермы.
Это мероприятие позволяет сохранить одинаковое сечение нижнего пояса
ио всей его длине.
2. Сопряжение сквозного ригеля с колоннами
Опорные узлы сварных ферм обычно прикрепляют к колоннам на черных
болтах при помощи опорных листов, привариваемых (в тавр) к узловым
фасонкам (фиг. 419а). Толщина опорных листов должна отвечать требуемо!
жесткости ирпкреплення(см.главу X1V,§ 3) и принимается в пределах Г . мм.
31 Н. С. Стрелецкий
482 Особенности расчета стального каркаса промышленных 1даниП
Вертикальное опорное давление Л фермы передается через остроганный
снизу опорный лист на специальный опорный столик (из уголкового коро-
тыша или остроганной сверху толстой плитки), который заранее привари-
вают к колонне.
Горизонтальная сила Н от опорного момента воспринимается болтами,
работающими на растяжение. Наиболее рационально разместить болты так'
чтобы центр болтового соединения был расположен на оси нижнего пояса
Фиг. 419а. Конструкция болтового прикрепления узлов
сварной фермы к колонне
ригеля, т. е. на оси приложения горизонтальной силы Н. В этом случае
усилие в каждом болте будет равно —, где п — число болтов, прикрепляю-
щих к колонне опорный лист.
Чаше всего, однако, центр болтового соединения расположен выше осп
приложения горизонтальной силы, а потому соединение воспринимает еше
дополнительный момент и поворачивается. Наиболее правильно считать,
что в предельном своем состоянии сопряжение поворачивается вокруг
крайнею верхнего болта; растягивающие усилия воспринимаются
ными болтами, а сжимающие — смятием опорного листа от крайнего бол
до верхней кромки листа (фиг. 4196). Вследствие больших сопротивлени
смятию площадь для передачи сжимающих усилий может быть вес
Особенности конструкции и расчета элементов покрытия
483
небольшой. Проверка максимального растягивающего (расчетного) усилия
в болте производится по формуле: J
ii__Н । Hz
п +
(14.12)
гд€ Н— расчетное значение горизонтальной силы от опорного момента;
я — полное число болтов, прикрепляющих торцевой лист опорной фа-
сонки;
у — расстояние между каждым болтом сопряжения и крайним верхним
болтом;
_у, — расстояние между крайними болтами;
R — расчетное сопротивление болтов растяжению;
т—коэффициент условий работы болтов, работающих на растяжение.
Коэффициент 2 в знаменателе второго члена формулы (14.12) учитывает
наличие в каждом горизонтальном ряду двух болтов — по одному с каждой
стороны фасонки опорного узла.
Фиг. 4196. К расчету болтового соединения в опорном узле ригеля
Вертикальные угловые швы, прикрепляющие опорный лист к узловой
фасонке (фиг. 4196), рассчитывают на действие вертикального опорного да-
вления фермы А, горизонтальной силы Н (действующей по оси нижнего
пояса) и изгибающего момента Hz, обусловленного внецентренным приложе-
нием силы Н относительно центра тяжести швов (с эксцентриситетом Z).
Наибольшие напряжения в шве определяются по формулам:
х =_Л_ =_________________________-
26ш 2 • 0,7Лш/ш (14.13)
Н , Hz Н । 6/й
°ш~2F^ + 2W^ — 2-0.7Лш/ш ' 2-0,7Лш/1, '
Здесь А и н—расчетные значения соответствующих усилий.
Проверка результирующего напряжения будет иметь вид.
I -а СРСО (Н.14)
J/ °г.1 “Г" *vcp»
гДе /^с® — расчетное сопротивление углового шва срезу.
fS4 Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Опорный раскос в сварных фермах следует центрировать ие иа ось ко-
лонны, а на наружную грань (фиг. 419а). Центрирование стержней фермы па
черные болты
Фиг 420. Конструкция прикрепления опор-
ного узла клепаной фермы к колонне
В соответствии с этим усилие в
ось колонны увеличивает размеры фа-
сонки и перенапрягает швы прикрепле-
ния вследствие возникающего при этом
момента.
Прикрепление опорных узлов клепа-
ных ферм к колоннам осуществляется
при помощи уголковых коротышей
(фиг. 420). Опорный раскос следует
в этом случае центрировать на риску
уголков.
Заклепки, прикрепляющие узловую
фасонку к опорным коротышам, рабо-
тают на передачу вертикального давле-
ния А и горизонтальной силы Н, ко-
торая может быть приложена с эксцен-
триситетом ? но отношению к центру
заклепочного поля (фиг. 420). В послед-
нем случае необходимо учесть и момент
от эксцентрично приложенной силы Н.
Поскольку фасонка не доходит до
грани колонны, она может повернуться
относительно опорных коротышей. По-
этому усилие между заклепками распре-
делится аналогично тому, как оно распре-
деляется в стыке стенки клепаной балки,
наиболее напряженной заклепке:
^=1г(4)’+(т(,4Л5)
где п—число заклепок;
yt — расстояние между крайними заклепками;
у — расстояние между парами заклепок, симметрично расположенных
относительно линии симметрии заклепочного поля;
— толщина опорной фасонки;
Кси —расчетное сопротивление заклепочного соединения смятию.
Прикрепление опорных коротышей к колонне, как правило, осуще-
ствляется на болтах аналогично описанному выше прикреплению торцевых
листов опорных фасонок сварных ферм.
В тяжелых цехах соединение ригелей с колоннами ввиду больших пере-
ходящих через это соединение усилий весьма часто осуществляют на аа
клепках.
Такое соединение нерационально, поскольку оно требует включения
клепки в число монтажных операций, а следовательно, организации на мон-
таже пневматического хозяйства, что во многих случаях затруднительно.
В этом случае более правильно устройство сварных монтажных соедиие
ний (фиг. 421), менее трудоемких и позволяющих иметь значительно боль
шие допуски в длине ферм.
При сварном соединении фасонка ригеля опирается на монтажный столик
и примыкает к вертикальному ребру, приваренному к стенке колонны
имеющему отверстия для установочных болтов (фиг. 421, а). С другой с‘
роны фасонки накладывается второе ребро, ставится на черные болты, п
Особенности конструкции и расчета элементов
покрытия
Ы5
гоняется к стенке колонны и приваривается к ней. После этого наклады-
ваются швы, прикрепляющие ребра к фасонке. Монтажные швы воспринимают
Фиг. 421.
Примеры монтажных сварных
соединений стропильной фермы с колонной
распор ригеля и момент от внеценгренного расположения фасонки согласно
формулам (14.13) и (14.14) п могут получиться достаточно мощными. Соединение
получается весьма жестким, что не
всегда отвечает расчетным предпо-
сылкам (см. главу XIV, § 3); в послед-
нем случае ребра могут быть замене-
ны уголковыми коротышами.
Стропильные фермы могут быть
поставлены только на столик и при-
креплены к нему горизонтальными
швами, что дает наиболее простой
тип сопряжения (фиг. 421, б).
Аналогично может быть прикре-
плен верхний пояс.
Прикрепление сквозного ригеля
к колонне может быть также осуще-
ствлено опиранием опорного узла на
оголовок колонны (фиг. 422, а, б}.
Опорный раскос фермы в этом
случае должен быть нисходящим.
При таком устройстве достигается
унификация сопряжений ферм с ко-
лоннами и подстропильными фермами (фиг. 442). Благодаря этому
Фермы, примыкающие как к колоннам, так и к подстропильным фермам являкуген
совершенно одинаковыми. Монтаж ферм при данной конструкции в <
а)
<f)
Фиг 422. Опирание «горного узла фермы на
оголовок колонны
По! 1
480
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Однако такой тип сопряжения ферм с колоннами нельзя безоговорочно
распространить на все случаи проектирования промышле....их зданий.
При наличии в цехе значительных инерционных воздействии кранов, а
также при расположении колони с большим шагом (по длине здания), когда
требуется большее развитие в плане горизонтальных продольных связен
в плоскости нижних поясов ферм, целесообразно опорный раскос осуще-
ствлять восходящим. Кроме того, как уже указывалось, при опирании опор-
ного узла ферм на оголовок колонны затрудняется компоновка конструкций
в многопролетном здании с пролетами разной высоты.
3. Сечение сплошного ригеля
Сплошной ригель наиболее целесообразно проектировать в виде про-
катного или сварного двутавра.
Оптимальная высота сплошного ригеля зависит от интенсивности на-
грузки на ригель, что в свою очередь зависит от шага поперечных рам.
При небольшом шаге рам (6-4-10 лг) оптимальная высота ригеля соста-
вляет, как было указано выше, около пролета, что позволяет
использовать в этих случаях прокатные двутавровые профили.
При возрастании шага рам и нагрузок и при передаче нагрузки на ри-
гель с помощью системы продольных балок (фиг. 352) высота ригеля уве-
личивается примерно до 1/1- пролета. В этом случае ригель рамы прихо-
дится проектировать сорным, причем из конструктивных соображений
целесообразно сохранять высоту риге-
ля постоянной на протяжении всего про-
лета. Изменение сечеиия (сообразно со
значениями М и №) достигается при этом
за счет изменения площади поясных ли-
стов.
Наиболее целесообразно из соображе-
ний трудоемкости и стоимости, при невоз-
можности использования прокатной балки,
применять для ригеля сварные двутавровые
сечения из универсальной стали (высотой
до 1 100 лл) с одним горизонтальным
листом в каждом поясе.
Ширину поясных листов, исходя из
Фиг. 423. Конструкция прикрепления
сплошного ригеля кк .тоннеконсолью
и рыбкой
условий потери устойчивости ригеля,
принимают не менее расстояния между точками закрепления ригеля
(узлы связей, распорки).
Примыкание сплошного ригеля к колонне производится обычно по прин-
ципу примыкания балки „рыбкой и столиком“ с устройством консоли— вута
(фиг. 423). Этот тип сопряжения наиболее прост в изготовлении и монтаже
и, судя по произведенным испытаниям, вполне удовлетворяет возникаю-
щим в узлах рамы моментам. Такое прикрепление может также осущест-
вляться при помощи монтажной сварки.
Очень часто рассматриваемое монтажное соединение располагается по
плоскости примыкания ригеля к колонне, так что консоль объединяется
в один отправочный элемент с ригелем (фиг. 424). Такое прикрепление во
своей работе не отличается от прикрепления фасонки стропильной фермы,
показанного на фиг. 41 Sa.
Иногда монтажный егык выносят в пределы ригеля; в этом случае ииж-
пий поясной лист ригеля рамы непосредственно приваривается к стенке
Особенности конструкции и расчета элементен покрытия
437
колонны, образуя непрерывный ломаный или кривой пояс. В местах пере-
гиба могут появиться значительные перенапряжения; поэтому рациональнее
Фиг. 424. Конструкция прикрепления сплошно-
го ригеля к колонне консолью и столиком
ломаное очертание заменить плав-
ной кривой (фиг. 425)
Работу переходной части в пре-
делах рамного узла можно упо-
добить работе кривого бруса, тем
более, что задняя часть (у наруж-
ного угла) почти не участвует
в работе. В выделенном элемен-
те такого бруса возникают;
Фнг. 425. Конструкция узла рамы
со сплошным ригелем
а) нормальные напряжения, направленные по оси бруса (в тангенциаль-
ном направлении) и имеющие для фибры, отстоящей на расстоянии у от
оси бруса, значение (фиг 426, а):
(14.16)
где
г—радиус закругления;
Z = (IF—функция, заменяющая момент инерции кривого бруса;
F
б) радиальные напряжения (фиг. 426, б):
(1417)
о
где и — расстояние данной фибры от внутренней кромки узла;
°i—указанное выше нормальное напряжение, действующее в тангенци-
альном направлении.
Радиальные напряжения являются следствием кривизны фибр выделен-
ного элемента бруса.
При отрицательном моменте радиальные напряжения направлены внутрь
Узла и производят сжимающее воздействие, что может вызвать выпучив -
н,,е стенки и требует специального укрепления ее.
Радиальные напряжения производят изгиб поясного листа и этим jb
кивают возможность его выпучивания от потери устойчивости.
4&S
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Момент, изгибающий поясной лист (фпг. 426):
.. о 4й о, - li-
-11 = -^5-=- 01ор-, .
(14.18)
направлении, выраженное
где ft — половина ширины поясного листа.
Таким образом, в корне поясного листа деПсгпуют три сжимающих на-
пряжения:
1) нормальное напряжение в тангенциальном
формулой (14.16);
2) радиальное напряжение:
• гор ,
(14.19)
3) напряжение от изгиба поясного
6Л1
листа:
Ь*
гор
гор
(14.20)
а также скалывающее напряжение:
гор
1,5-—.
(14.21)
Поскольку все три нормальных напряжения
щее (приведенное) их напряжение не опасно.
°)
сжимающие, результирую-
б)
dw
Фиг. 426. К определению напряжении в узле рамы
В корне стенки ригеля действуют:
1) тангенциальное напряжение о(;
2) радиальное (сминающее) напряжение:
Тор ~2 ь
(14.22)
верт
Сминающее напряжение ухудшает устойчивость сжатой части стенки
и требует специального ее укрепления.
Укрепление стенки и поясного листа производится радиальными Ре‘
брами (фиг. 425).
Устойчивость стеики проверяется, как стенки балки, под действием нор-
мальных и сминающих напряжений (см. главу V111, § 4).
Осооенновти конструкции и расчета элементов покрытия
489
4. Фонари
Стержневая поперечная конструкция фонаря (фнг. 379 и 381) рассчитывается
я предположении шарнирное ги всех узлов, и усилия в ее элементах опре-
деляются, как в статически определимой системе.
Ноги фонаря, кроме осевого усилия, воспринимают также изгибающий
момент or сосредоточенных горизонтальных нагрузок (от ветра), переда-
ваемых протонами остекления.
При расчете на продольный изгиб ног фонаря из плоскости фермы рас-
четная длина их принимается равной полной длине. При значительной длине
Фиг. 427. Примыкание среднего узла фонаря к коньковому узлу фермы
ног фонаря (более 5 лг) возможно устройство крестовых связей в плоскости
остекления (см. главу XIII, § 2); в этом случае расчетную длину ног при-
нимают равной расстоянию между узлами связей (учитывая наличие гори-
зонтальных прогонов остекления, примыкающих к узлам этих связей).
Ноги фонарей в зависимости от их длины и нагрузки проектируют либо
в виде тавпа из двух псравиобоких уголков, соединенных большими пол-
Фиг. 428. Различные варианты прикрепления ногн фонаря к узлу фермы
Ками, либо из двух швеллеров. Ригели прямоугольных фонарей (решетча-
т°й конструкции), как правило, проектируют нз двух уголков.
Средние стойки фонарей наиболее рационально проектировать кресто-
вого сечения из двух уголков; такое сечение наиболее удобно для прикре-
ввения вертикальных связей.
При проектировании поперечной конструкции фонаря необходимо обес-
ечивать простоту прикрепления элементов и узлов фонаря к узлам стро-
чной фермы; это особенно важно в случае монтажа стропильных ферм
еа фонарей с последующей установкой фонарных конструкций.
Е 1а Фиг- 427, а, показано примыкание среднего узла фонаря к коиько-
'У 7злу фермы, удобное при монтаже фермы отдельно ог фонаре. При
4Q0 Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
многостоечной поперечной конструкции фонаря (фиг. 379) указанное
примыкание обычно осуществляется по фиг. 127, б. Прикрепление ноги
фонаря к узлу фермы может осуществляться
согласно фиг. 428 а, б, в.
Продольные
состоят из:
а) прогонов,
фонарю;
б) прогонов,
остекления;
в) верхнего и нижнего бортовых прогонов.
Прогоны, поддерживающие переплеты осте-
кления, имеют обычно сечение из одного уголка.
Расстояние между прогонами остекления опре-
деляется размерами стандартных переплетов.
Фиг. 429. Верхний бортовой про-
гон фонаря
элементы конструкции фонаря
поддерживающих кровлю по
поддержи кающих переплеты
Верхний бортовой прогой фонаря должен иметь
сечение, обеспечивающее восприятие нагрузки
от кровли и подвески переплетов.
В покрытиях с продольным расположением фонарей такое сечение
обычно состоит из швеллера, прикрепляемого стенкой к ноге фонаря, и
уголка, служащего для подвески переплетов (фиг. 429). При расстоянии
между фонарными конструкциями, превышающем 6 ч по середине могут
располагаться промежуточные ноги (импосты), уменьшающие вдвое пролет
прогонов остекления.
Для изготовления применяемых в фонарях верхнеподвесных открыв
щпхея переплетов служат специальные профили стали. Каркас иерепл
(фиг 430) состоит из горбылей и обвязок. Горбыли таврового сечения р
полагают через 600 мм дли
Верхняя обвязка переплета имеет швеллерное сечение, служаше
навески переплета. Нижняя обвязка имеет специальный профиль, обес
вающнй опирание переплета на прогон не по плоскости, а но линии (.
Особенности конструкции и расчета элементоя покрытия
441
бежаиие примерзания переплета к прогону). Прикрепление горбылей к верх-
ней и нижней обвязкам, как правило, осуществляется на сварке. Вертикаль-
ный разрез по открывающимся переплетам показан па фиг. 431 (зтесь h п
___фактическая и поминальная высоты стандарт-
пых переплетов).
Из отдельных переплетов составляется створная
лента, обычная длина которой принимается в пре-
делах 30-4-60 л. В продольном направлении фонарь
образует жесткую пространственную складку, кото-
рая, как уже было указано, может быть использо-
вана в несущей системе покрытия. Наиболее эффек-
тивно продольная жесткость фонаря достигается
размещением жестких ферм в вертикальных плоско-
стях остекления. Для уменьшения затемнения и об-
легчения эксплуатации переплетов жесткую ферму
в плоскости остекления рационально конструиро-
вать комбинированной системы, используя совместную
работу нижнего бортового ограждения фонаря
и верхнего бортового прогона (фиг. 432). Воз-
можно также и решетчатое заполнение этой
фермы.
6. Подстропильные фермы
Подстропильные фермы обычно имеют парал-
лельные пояса н опираются на колонны попереч-
ных рам. Высота подстропильных ферм определяется
конструкцией примыкания к ним промежуточных
стропильных ферм Наиболее часто встречается рас-
положение стропильных и подстропильных ферм
в одном уровне (фиг. 133); прн этом стропильные
фермы крепят к стойкам подстропильных.
Этажное расположение, т. е опирание стропиль-
ной фермы на верхний пояс подстропильной, весь-
ма целесообразно в тех случаях, когда полезная
высота смежных пролетов цеха различна, причем
разность отметок позволяет устроить общую под-
стропильную ферму, как показано на фиг. 434. При
значительном перепаде высот приходится назначать
Для опирания стропильных ферм каждого смежного
Предохранительная
срасонна
V^-100-н-
иролета особые подстропильные фермы, расположен- ф(,г 431. Вертикальный
чые в разных уровнях. разрез по открывающимся
Таким образом, выбор высоты подстропильных переплетам
ферм в значительной мере зависит от конструктив-
ных условий. При обычных нагрузках оптимальная высота подстропильных
Ферм составляет около х/, пролета; практически же высота их изменяется
в пределах ’/3-4-’/10 пролета. „
Решетка подстропильных ферм, как правило, принимается треуголь
системы с Дополнительными стойками, причем разбивка ферм на панели
“'Ределяется расположением промежуточных стропильных ферм. При
по соображениям удобства монтажа целесообразно иметь такую ра.
панелей, при которой раскосы подстропильной фермы в месте пРичь‘'п
"Рчмежугочных стропильных ферм пересекались бы у верхнего
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Фиг. 432. Использование продольных эле-
ментов фонаря в качестве несущей системы
для поддержания прогонов покрытии
Фнг. 433. Расположение стропильной ц
подстропильной ферм в одном
уровне
Фиг. 434. Устройство общей под-
стропильной фермы
Фиг. 435. Схема решетки подстропильной фермы
Особенности конструкции и расчета элементов покрытия 493
(фиг. 435) в том случае, когда опорный раскос стропильных ферм — восхо-
дящий (и наоборот).
Разрез 1-1
Фиг. 437. Прикрепление подстропильной фермы к сквозной колонне
Сечение стоек подстропильных ферм, к которым примыкают стропиль-
Ные фермы, следует проектировать крестовым из двух уголков; оно наи
лее удобно для прикрепления фасонок опорных узлов стропильных ферм.
4»4
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Применяются следующие варианты прикрепления подстропильных ферм
к колоннам.
Обычно подстропильные фермы располагаются по осн колонн и прикре.
пляются к стенке последних (фнг. 436). Для этой цели подстропильные фермы
своей фасонкой опираются на монтажный столик и притягиваются к нему
болтами; после установки подстропильных ферм по обеим сторонам колонны
обе фермы притягивают к стенке болтами, проходящими через фланцевые
ребра фасонок.
Недостатком этого решения являются малые допуски в длине подстро-
пильных ферм.
болты
Рабочий столик
для стропильной
фермы
Фиг. 438. Прикрепление подстропильной формы к внутренней
грани колонны
Рабочий столик
для стропильной
фермы
Столик для
монтаЖа
подстропильной
фермы
.Отверстия для
7 болтов прикрепления
стропильной фермы
болты
затруднение может быть устранено при устройстве сварных мои-
сопряжений по типу, показанному на фиг. 421 и 437.
сквозных колоннах, имеющих сквозную надкрановую часть, для воз
Это
тажных
При . ____f ___________________________
можности прикрепления подстропильных ферм приходится устраивать между
ветвями колонн диафрагму, к которой аналогичным приемом присоединяются
подстропильные фермы (фиг. 437). В данном случае на колонне, непосред-
ственно под диафрагмой, расположен проход между ветвями колонн, чем и
объясняются усиление ветвей наваркой листов и окаймление их швея
лерами.
Иногда подстропильные фермы примыкают при помощи фасонок к вну
тренним граням колонн (фиг. 438). При этом опорный узел стропиль»
фермы примыкает к внутреннему поясному листу колонн в том же ме^
в котором прикрепляются к колонне и фасонки смежных п°Дст₽°"йЛЬкаК
.ферм; в этом заключается существенный недостаток этого решения. ТаК
одновременный монтаж стропильных и подстропильных ферм был бы ве
сложен, то при проектировании рассматриваемого сопряжения следует пр
Особенности конструкции и расчета элементов покрытия
49)
смотреть особые болты для прикрепления к колоннам фасонок подстро-
пильных ферм, которые, очевидно, монтируются ранее стропильных.
Фиг. 439. Прикрепление стропильной фермы к подстропильной
При прикреплении подстропильных ферм к внутренним граням колони
облегчается унификация стропильных ферм — ригелей рам и промежуточных
Фиг 440. Прикрепление стропильной фермы к подстропиль-
ной иа монтажной сварке
(при расположении подстропильных ферм по оси колонн такая унификация
Е°зможна при большем усложнении конструкции).
Прикрепление промежуточных стропильных ферм к подстропильным
Обычно осуществляется по фиг. 439. Здесь опорный лист стропильных ферм
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Разрез по f-f
Стропильте ферма
I той же марки, что
и основная
Прпг.огпныи
5-.ЛЛ»* ОС- ТГ-КОи
Разрез по f-t
вертикальное усилие
воспринимается опалином
в-ацрине осиЛной
колонны этого р»
Опорная плоскость
обработана
Диаметр отверстий
больше диаметра
болтов на 2-4 мм
чс стропильной
фермы
Стропильная фермы
той же марки, что и
основная
Фиг. 441. Прикрепление стропильной фермы к подстропильной с применением уширен-
ных стоек подстропильной фермы
а сидошыой стойки; 6 — решетчатой стойки
ърные болты
Диаметр emfiepemui.
больше Оиаметра во
тоЗ на мм -
— Опорная плоскость
обработана
- Вертикальное усилие
Аэспзинимается столикам
Черные болты
Особенное щи конструкции и расчета колонн
497
прнмыкает к уширенной фасонке узла подстропильной и прикрепляется чер-
ными болтами, вертикальное опорное давление стропильной фермы воспри-
нимается столиком.
Верхний пояс подстропильной фермы, как правило, располагается не-
сколько выше верхнего пояса стропильной фермы (для удобства укладки
кровельного покрытия).
На фиг. 439 для удобства опирания стропильных ферм нижний пояс
подстропильной фермы имеет уголки с горизонтальными полками наверху;
при обычной конфигурации нижнего пояса и крестовых
стойках подстропильной фермы для опирания стропильных
ферм к уголкам стойки привариваются коротыши (фиг. 440).
Такое сопряжение может быть выполнено как па болтах,
так и на монтажной сварке по типу фиг. 440.
В целях унификации стропильных ферм — ригелей рам
н промежуточных - возможно применение конструкции, по-
казанной па фиг. I ll, а и б. Здесь стойка подстропильной
фермы, расположенная в плоскости примыкания стропильных
ферм, делается уширенной, причем ширина ее принимается
равной ширине колонны данного ряда. Недостатком этого
решения являются некоторое усложнение конструкции и
ухудшение транспортабельности подстропильной фермы.
Непосредственное опирание верхнего опорного узла стро-
пильной фермы с нисходящим первым раскосом на верхний
пояс подстропильной (фнг. 442) разрешает вопрос как уни-
фикации сопряжений, так и унификации стропильных ферм •—
ригелей рам и промежуточных.
Однако это решение, как указывалось выше, не может
всех случаях и не может быть рекомендовано для тяжелых цехов с боль-
Фиг. 442. Не-
посредственное
опирание опор-
ного узла стро-
пильной фермы
на верхний пояс
подстропильной
применяться во
шими динамическими воздействиями, а также для многопролетных зданий
с пролетами разной высоты.
В зданиях с железобетонными колоннами опорный узел сварной стро-
пильной фермы обычно конструируется по фиг. 307. Опирание стропиль-
ных ферм на крайние и средние железобетонные колонны здания рекомен-
дуется в целях однотипности ферм решать одинаково, выделяя опорную
стойку, несущую прогон в ендове, как отдельный элемент (фнг. 443а).
Опирание стропильных ферм на железобетонные колонны может также
осуществляться при помощи специального металлического оголовка — сплош-
ного (фиг. 4436) или сквозного. Такое решение целесообразно с точки
зрения унификации стропильных и подстропильных ферм для случаев при-
менения стальных и железобетонных колонн и особенно удобно при шаге
колонн 12 м. Однако оно связано с излишним расходом стали и потому
применяется относительно редко.
§ 5. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТА КОЛОНН
1. Типы колонн
Как уже указывалось в главе XI, различаются следующие основные
типы колонн промышленных зданий:
I) колонны постоянного по высоте сечения (фиг. 336);
2) колонны переменного по высоте сечения — ступенчатые (фиг. 341);
3) колонны раздельного типа (фиг. 344).
Большим достоинством колонн постоянного сечения является их кон-
структивная простота. Колонны такого рода, будучи мало трудоемкими в из-
32 Н. С. Стрелецкий
Особенности конструкции и расчета колонн
499
готовлении, обладают весьма небольшим строительным коэффициентом, т. е.
требуют крайне небольшой затраты металла на дополнительные части. При
кранах грузоподъемностью 154-20 т и выше более экономными являются
ступенчатые колонны, хотя и несколько более трудоемкие.
Фиг. 444. Пример наружной
ступенчатой колонны со
сплошной стенкой
Фиг. 445. Примеры
внутренней ступенчатой сквозной
колонны
На фиг. 444 и 445 показаны примеры ступепчвтых колонн — сплошной
и сквозной. Сквозные колонны могут иметь сплошную (фиг. 445, а) н
сквозную (фиг. 445, б) надкрановую часть.
Устройство в колонне нескольких уступов по высоте сопряжено с услож-
нением конструкции колонны, с одной стороны, и, с другой, —с излишним
Увеличением ее габаритных размеров. Поэтому при расположении в разных
500
Особенности расчета стального каркаса прокышленнык лданий
легких мостовых кранов целесообразно рас-
тяжелых кранов на подкрановых площадках
а балки легких крапов - па консолях
(фиг. 446).
Колонны раздельного типа (фиг. 344)
состоя г из отдельных ветвей: шатровой,
поддерживающей покрытие, и подкрано-
вой стойки, поддерживающей подкра-
новые балки.
Раздельные колонны применяются при
невысоко расположенных подкрановых
балках и тяжелых кранах.
Положительные и отрицательные свой-
ства раздельных колонн были отмечены
ранее, в главе XI, § 6.
ярусах по высоте тяжелых и
полагать подкрановые балки
.«акая
—та»—I
Фиг. 446. Пример расположения под-
крановых балок: тяжелого крана — на
подкрановой площадке и легкого
крана — на консоли
2. Сечения колонн
Колонны конструируются либо из ши-
рокополочного двутавра, прокатываемого
на рельсобалочных станах (см. главу III),
либо составными из двух ветвей, соеди-
ненных стенкой (сплошные колонны) или
решетками (сквозные колонны). Соедине-
ния в колоннах осуществляются сварные;
клепаные колонны в настоящее время не
применяются.
1) Колонны постоянного сечения
Колонны постоянного по высоте се-
чения обычно проектируются со сплошной
стенкой в виде прокатного или сварного
широкополочного двутавра из трех листов.
При назначении ширины сечения (в пло-
скости рамы) следует пользоваться ука-
занными выше соотношениями между ши-
риной колонны н ее длиной (см. главу
XI, § 6).
2) Колонны переменного по высоте сечения
(ступенчатые)
а) Нижняя часть колонны
Нижняя часть колонны (ниже подкра-
новой площадки) состоит из двух сое^.и,
ненных между собой ветвей (фиг. 4
н 445). Расстояние между осями ветве^
по ширине здания зависит от высоты ко
лонн; в качестве первого приближения пр
назначении ширины колонны а м0
руководствоваться указаниями главы XI, § 6, учитывая при этом ширину
верхней части колонны е и требуемое расстояние Л от оси подкраново
балки до оси верхней части колонны (фиг. 3396).
Особенности конструкции и расчета колонн
501
Практически ширина а изменяется в широких пределах — от 0,7 до 2,5 и
(и даже более).
Ширина ветви 1> должна иметь достаточное развитие для обеспечения
обшей устойчивоеги колонны из плоскости рамы, а также для обеспечения
рациональной конструкции сопряжений стержня колонны с базой и подкра-
новыми балками: практически ширина b принимается не менее 0,3-<-0,4 м.
Развитие сечений ветвей должно соответствовать усилиям, возникающим
в ветвях: гак, для наружных колонн часто оказывается рациональным при-
менение асимметричных сечений с большим развитием внутренней подкра-
новой ветви; при небольшой разнице усилий в ветвях целесообразно при-
менение симметричных сечений. Это чаще всего имеет место в колоннах
внутренних, несущих двустороннюю крановую нагрузку.
Наиболее целесообразно применять для ветвей колонн прокатные про-
фили (двутавры и швеллеры). При больших усилиях сечения ветвей проек-
Фиг. -147. Примеры сечений нижней части ступенчатых колонн
а. б, в, г — асимметричные сечения; <?, е — симметричные сечения
тируют в пите сварных двутавровых профилей пли швеллеров, составлен-
ных из листов универсальной стали.
Соединение ветвей колонны сплошной стенкой можно рекомендовать
при сравнительно небольшой ширине колонн (примерно до 1,0 .«), допу-
скающей применение для стенки универсальной стали; при большей ширине
целесообразно соединять ветви колонны решеткой.
Колонны со сплошной стенкой по сравнению с решетчатыми отличаются
большей жесткостью в плоскости рамы (при одинаковой их ширине), что
является существенным их преимуществом. Однако при увеличении ширины
сплошные колонны оказываются менее экономичными как по затрате мате-
риала, так и по стоимости (ввиду большей стоимости листового проката по
сравнению с фасонным).
В настоящее время ступенчатые колонны в нижней своей части, как
правило, конструируются сквозными.
На фиг. 447, а, б, в и г показаны примеры асимметричных сеченяй ниж-
ней части ступенчатых колонн крайнего ряда, сплошных и сквозных. В та-
ких колоннах ветви, располагаемые у наружных стен, желательно иметь
без выступающих наружу элементов (для упрощения крепления к ним ри-
гелей фахверка). Поэтому сечения наружных ветвей целесообразно назначать
кз листов универсальной стали или из швеллеров с полками, обращенными
внутрь; имеются примеры применения двух уголков, соединенных планками,
кто по существу мало рационально.
Ж
Осменнз.-та расчета стального каркаса прочыш.геииых зданий
Подкрановая ветвь, как правило, проектируется из двутавра — прокат-
ного или составного. При конструировании подкрановой ветви нужно осо-
бенно стремиться к ее малой повреждаемости; с этой целью следует избе-
гать применения тонкого листа (особенно в поясах и выступах).
Ширину обеих ветвей колонны целесообразно принимать одинаковой
тля удобства конструкции базы. Исключение может быть сделано для колонн,
наружная ветвь которых имеет сечение из листа (фиг. 447, б), так как
в этом случае нетрудно изменить ширину листа в пределах высоты базы.
На фиг. 447. д и е показаны примеры симметричных сечений нижней
части ступенчатых колонн — сплошной и сквозной.
В сплошных колоннах лист, образующий стенку колонны, принимается
достаточно тонким (около —'/нз высоты стенки Л), так как сечение
его мало используется при работе колонны на поперечный изгиб. Вместе
с тем толщина стенки должна быть достаточной для обеспечения ее местной
устойчивости при сжатии. Наличие в колонне изгибающего момента и, сле-
довательно. неравномерное распределение по сечению нормальных напря-
жений является благоприятным в отношении местной устойчивости стенки.
Проверка местной устойчивости стенки колонн производится согласно
указаниям главы VIII, S 4, п. 4 в зависимости от отношения и коэф-
Ост
фициента а = ----— (где аикс и о..... — краевые напряжения в стенке)
* макс
по формуле:
□ ===</?, (14.23)
где з — напряжение на границе расчетной высоты стенкн.
Расчетная высота стенки Ло принимается между поясными швами.
Значения коэффициентов с’ даны в табл. 1 приложения 5.
Проверка местной устойчивости стенки не требуется, если отношения
~^70 — для колонн из стали Ст. 3;
г»ст
Д-=д:60 — для колони из стали НЛ.
Ост
Если устойчивость стенки не обеспечена, то разрешается рассматривать
колонну как сквозную и вводить в расчет только часть сечения стенки
шириной по 152, считая от границ ее расчетной высоты. Возможно также
укрепление стенки продольным ребром; в этом случае части стенки между
поясами и ребром рассматриваются как самостоятельные пластинки н про-
веряются раздельно. Ширина выступающей части парного симметричного
ребра должна быть не менее 102, а толщина — не менее 0,752.
Однако ввиду значительного увеличения трудоемкости изготовления колони
применение продольного ребра жесткости может быть оправдано лишь в колой
нах большой ширины (более 1,5-ь 1,8 м).
В колоннах со сплошной стенкой при ставятся парные попе-
речные ребра жесткости на взаимных расстояниях (2,5 -Ь 3) hu. Постановка
таких ребер обусловливается необходимостью увеличить поперечную же -
кость сечения ввиду возможности возникновения скручивания колонии (н
пример, от сил продольного торможения) и обеспечить неизменяемость к
тура сечения.
Мощные составные колонны следует укреплять диафрагмами, РасП°
женными не реже чем через 4 м по высоте колонны.
Особенности конструкции и расчета колонн
503
nofi-fi
Назначение диафрагм заключается в укреплении конструкции колонн
против скручивания, а также в обеспечении правильности взаимного распо-
ложения элементов сечения колонны при заводской
сборке.
Прикрепление стенки к ветвям в сварных колон-
нах осуществляется непрерывными швами, толщина
которых ио конструктивным соображениям должна
приниматься не менее 0,7 от толщины стенки.
В сквозных колоннах соединительная решетка, свя-
зывающая обе ветви колонны, располагается в двух
плоскостях (фиг. 445). Система решетки обычно прини-
мается треугольная, которая несколько легче раскосной.
В легких сквозных колоннах небольшой ширины
присоединение элементов решетки к ветвям колонн
следует, как правило, производить путем непосред-
ственной приварки снаружи без фасонок (фиг. 448).
В более тяжелых колоннах решетка приваривается на
узловых фасонках, фасонки прикрепляются к полкам
колонны внахлестку (фиг. 445,а) или встык (фиг. 445,б).
Решетка сквозных колонн рамы цеха работает на
реальную поперечную силу от крановых и горизонталь-
ных нагрузок и может поэтому быть достаточно солид-
ной; поскольку она обычно конструируется из одиноч-
ных уголков, прикрепляемых односторонне, при под-
боре сечений решетки нужно уменьшать расчетные
сопротивления или допускаемые напряжения на 25°/о
вследствие эксцентричности прикрепления (т. е. вводить
коэффициент условия работы 0,75, см. приложение 1, IV).
б) Верхняя часть колонны
Сечение верхней части колонны обычно проекти-
руется в виде широкополочного прокатного или свар-
ного двутавра из трех листов, а иногда в виде сквоз-
ного элемента. При сравнительно небольших нагрузках,
воспринимаемых верхней частью колонны, малая удель-
ная жесткость последней может оказаться весьма неблагоприятной в отно-
шении горизонтальных деформаций рамы. Поэтому в отдельных случаях
По t-l
Фиг. 448. Крепление
решетки к ветвям
сквозной колонны без
фасонок
Фиг. 449. Прикрепление опорных узлов стропильных ферм к сквозной
надкрановой- части колонны
504 Особенности расчета стального каркаса промышленных здания
целесообразно допускать неполное использование сечения надкрановой части
колонны, с тем чтобы повысить ее удельную жесткость, илн же увеличи-
вать ширину при сквозной конструкции. Это п особенности относится
к однопролетным рамам большой высоты.
При прикреплении к сквозной верхней части колонны стропильных ферм
приходится вследствие малой жесткости ветвей помещать между ними дца.
фрагмы пли распорки (фиг. 449), что усложняет конструкцию.
3) Колонны раздельного типа
В колоннах раздельного типа (фиг. 450) подкрановая стойка проекти-
руется в виде одиночного, большей частью прокатного двутавра. Она воспри-
крановой нагрузки и изгибаю-
щий момент возникающий
при односторонней загрузке
подкрановых балок кранами, и
от продольного торможения,
когда стойка включена в си-
стему продольных связей. Се-
чение подкрановой стойки
должно иметь надлежащее раз-
витие в плоскости, перпенди-
кулярной плоскости рамы (фиг.
450); для улучшения устойчи-
связывается с шатровой колон-
нимает центральное сжатие от вертикальной
Фиг. 45Э. Сечение колонны раздельного типа
востп в плоскости рамы подкрановая стойка
ной рядом горизонтальных планок небольшой толщины (8-5-10 мл). Расстоя-
ние между планками назначается из условия равной устойчивости стойки
в плоскости и из плоскости рамы. Практически это расстояние составляет
около 1,5 м, что соответствует гибкости подкрановой стойки >. = 30-5-50.
Сечение шатровой колонны целесообразно проектировать симметричным,
так как напряжения от осевой силы в ней невелики сравнительно с напря-
жениями от изгибающего момента. Здесь чаще всего применяется сварное
двутавровое сечение из трех листов, которое при большой высоте цеха
может достигать достаточно большой величины.
3. Основы расчета стержня внецентренно сжатых колонн
1) Общие положения
Стержень колонны в общем случае находится под действием.* осевого
усилия N, изгибающего момента в плоскости поперечной рамы нз£|!
бающего момента в плоскости вдоль здания М„, поперечных сил Qx 11 Or
Изгибающий момент М„ и поперечная сила могут возникать в колон-
нах в результате одностороннего загружеиия кранами одной из двух при
мыкающих к колонне подкрановых балок, а также при действии сил про
дольного торможения. Последние обычно воспринимаются продольными
связями между колоннами. Значения М и Qv обычно невелики и их вли
ние несущественно. у у
Значения усилий М, N и Q определяются расчетом рамы.
Колонны как внецентренно сжатые стержни проверяются в плоско
действия момента (рамы) по формуле (см. главу II, § 11):
W mcfaJiF6p. (14.21)
Особенности конструкции и расчета колонн
5П5
Здесь N—расчетное осевое усилие;
<Pmi коэффициент понижения несущей способности при внецентрен-
ном сжатии, определяемый в функции гибкости колонны X и отно-
смгелыюго эксцентриситета приложения нагрузки!
е___М ^~бр____ си
где ои — напряжение от изгиба;
оо — напряжение от осевого усилия.
Коэффициент с„„ определяется по табл. 2 и 3 приложения 2.
Коэффициент условия работы т при расчете колонн промышленных зда-
ний принимается равным единице.
Кроче того, колонна должна быть проверена на возможность потери
пространственной устойчивости в плоскости, перпендикулярной действию
момента; как указано выше (см. главу II, § 11), эта проверка производится
по формуле:
(14.25)
где с — коэффициент понижения несущей способности npl? потере простран-
ственной устойчивости, определяемый в функции относительного
эксцентриситета — согласно указаниям главы И, § 11;
— коэффициент понижения несущей способности при продольном изгибе
в плоскости, перпендикулярной действию момента.
Прием подбора сечения внецентренно сжатого стержня по указанным фор-
мулам приведен в главе X, § 6, п. 5.
Верхнюю и нижнюю части ступенчатой колонны подбирают отдельно
в зависимости от их гибкостей, моментов и нормальных сил.
При больших эксцентриситетах ^-^-^>20^ вследствие малой вариантности
в этой области коэффициента <рвн возможна проверка внецентренно сжатого
стержня (в плоскости рамы) по формуле:
Л'^”7?/?СеР, (14.23)
Р
«сгорая является результатом преобразования известной двучленной формулы:
Здесь —коэффициент уменьшения несущей способности при продоль-
ном изгибе в плоскости действия момента.
При больших эксцентриситетах возможно также применение одночленной
формулы, вытекающей из выражения ядрового момента и также являющейся
тождественным преобразованием двухчленной формулы:
тЯУСр (1428)
"1яжр D
1 + —
Ввиду малого значения (при больших эксцентриситетах) силы N и малых
получающихся гибкостей коэффициент в этих формулах можно положит-
равным единице.
506
Особенности расчета стального каркаса промыт генных зданий
Поскольку изгибающие моменты резко меняются ио длине колонны, учет
наибольших их значений при проверке колонны на общую устойчивость был бы
неправилен; в еще большей степени это относится к пространственной устой-
чнвости ввиду наличия закреплений концевых частей колонны, препятствую-
щих ее закручиванию. Поэтому при проверке устойчивости колонны сле-
дует брать несколько меньший, эквивалентный момент. Согласно исследо-
ваниям Б. М. Броуде п Г. М. Чувпкнна ’ можно при проверке пространственной
устойчивости по формуле (14.25) принимать наибольший момент в средней
трети подбираемой части колонны, а при проверке общей устойчивости во
формуле (14.24) — наибольший момент в средней трети или опорный момент,
смотря по тому, который из них больше. Указанные положения приняты
в наших технических условиях.
При действии моментов в двух взаимно перпендикулярных плоскостях
предельное состояние наступает в одной точке; с этим явлением можно
не считаться, и наши нормы не предусматривают проверки при действии
моментов в двух плоскостях, а ограничиваются раздельной проверкой в каж-
дой плоскости.
В случае необходимости эта проверка может быть проведена по трех-
членной формуле»
° = + + (14.29)
тшш х у
При расчете по допускаемым напряжениям, как известно, коэффициенты
перегрузки принимаются равными единице и, следовательно, расчетные уси-
лия заменяются нормативными; вместо расчетного сопротивления берется
допускаемое напряжение.
Обычно при этом меняется и транскрипция формул; так, формула (14.24)
пишется в виде:
c = —/r-=s[c];
бр
формула (14.25) — в виде:
дгноры
С= ----[<
и т. д.
2) Расчетные длины колонн одноэтажных промышленных зданий
а) Расчетная длина колонн в плоскости рамы
Расчетная длина колонн в плоскости рамы зависит от типа колонны
(постоянного сечения, ступенчатая) и от закреплений ее концов.
Закрепление колонны в фундаменте может быть жестким или шарнир-
ным; закрепление верхнего конца колонны зависит от конструкции рамы-
В колоннах постоянного» сечения защемление верхнего конца определяется
отношением погонных жесткостей ригеля и колонны Л=-р, в соответствии
с чем коэффициент приведения р. расчетной длины колонны Z0==P^ (г^е
Z теоретическая длина колонны) есть функция указанного отношения.
Зависимость коэффициента приведения р от величины Л = при жестком
и шарнирном закреплении колонны в фундаменте дана в приложении 7.
* Г. М. Ч у в и к н и, Устойчивость рам и стержней, Госстройиздат, 1951.
Особенности конструкции и расчета колонн
В ступенчатых колоннах расчетная длина каждой части колонны опреде-
ляется отдельно.
Расчетная длина ступенчатой колонны, очевидно, должна зависеть от
отношения погонных жесткостей верхней и нижней частей колонны, от
жесткости ригеля и от отношения коэффициентов приведения критических
сил1 верхней и нижней частей колонны. Это отношение равняется:
'к К /У“₽‘/В’
(14.30)
где /„, Л£₽, Л относятся к верхней части колонн; ZH, Л£₽, J„ —к нижней.
Отношение критических сил в формуле (14.30) можно заменить (пред-
полагая одинаковый коэффициент запаса) отношением расчетных осевых уси-
N.
лий в верхней и нижней частях колонны ,
Ступенчатые колонны всегда жестко защемлены в фундаменте; верхняя
часть ступенчатой колонны может быть соединена с ригелем жестко или
шарнирно. При сравнительно небольшой жесткости верхней части колонны
жесткое соединение колонны с ригелем можно принять за абсолютно жесткое.
Тогда остаются два аргумента — коэффициенты:
*н
от которых зависит расчетная длина ступенчатой колонны. В функции указан-
ных аргументов коэффициент р.н приведения расчетной длины нижней части
колонны /он = р.н/„ при жестком и шарнирном соединении верхней части
колонны с ригелем дан в приложении 7.
Коэффициент приведения расчетной длины верхней части ступенчатой
колонны:
б) Расчетная длина колонн из плоскоспш рамы
1. Колонны постоянного сечения. Для внутренних колонн при
наличии общей тормозной фермы, объединяющей подкрановые балки смеж-
ных пролетов и имеющей, таким образом, довольно большую мощность
(фиг. 501), расчетную длину колонны можно принимать равной расстоянию
от низа базы до тормозной фермы (при условии наличия вертикальных свя-
зей между колоннами, обеспечивающих завязку подкрановых балок вдоль
чеха). При отсутствии общей тормозной фермы (а также при отсутствии
вертикальных связей между колоннами) расчетную длину колони следует
считать от низа базы до горизонтальных продольных связей по ригелю рамы.
Для колонн крайних рядов расчетная длина может приниматься равной рас-
стоянию между несущими ригелями фахверка (при условии надлежащего
укрепления внутренней полки колонны).
" --- . nN —2^/
1 Коэффициент приведения критических сил v определяется формулой кр р •
5PS Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
2 . Ступенчатые колонны. При наличии вертикальных связей между
колоннами смещение последних из плоскости рамы в уровне подкрановой
площадки не имеет места Обычное сопряжение подкрановой балки с колон
но 1—шарнирное. Ввиду сравнительно слабого развития базы из плоскости рам,у
сопряжение низа колонны с фундаментом также следует рассматривать в про
дольном направлении как шарнирное. Таким образом, расчетную длину ниж-
ней части колонны из плоскости рамы следует принимать равной расстоянию
от низа базы до подкрановой площадки. Аналогично этому расчетную длину
верхней части колонны следует принимать раиной расстоянию от подкрановой
площадки до горизонтальных продольных связей по ригелю рамы.
3) Особенности расчета сквозных колонн
Усилия в ветвях сквозной колонны определяются, как в поясах сквозной
фермы.
Введем обозначения (фиг. 451):
N—нормальное усилие от всех вертикальных воздействий (давление, пере-
даваемое верхней частью колонны от веса покрытия и снега; давление
передаваемое подкрановыми балками; вес стены; собственный вес колонны);
Л1 и АГ — максимальные положительный и отрицательный изгибающие
моменты от горизонтальных воздействий на колонну (силы поперечного тор-
можения; ветер), а также от внецентренного
приложения вертикальных крановых и других
нагрузок (значения М и М получаются из
расчета рамы при различных невыгоднейших
комбинациях нагрузок);
а — расстояние
лоипы;
~о — расстояние
до осн колонны.
В таком случае
лятся по формулам:
для внутренней ветви
Д'(о-г»)
Фиг. 451. К определению уси-
лий в ветвях сквозной колонны
между
осями ветвей ко-
внутренней ветви
от оси
опреде-
в ветвях
усплия
М
(14.31)
Л"
для наружной ветви
Л7" =
М'
(14.32)
Az(
а
По найденным для каждой ветви продольным
усилиям производятся подбор и проверка сече
ний ветвей, как для поясов сквозной фермы
Проверка общей устойчивости колонны
производится, как внецентренно сжатого стер*
ня. При этом гибкость относительно св °
ной оси нужно определять с учетом влияю
решетки по формулам главы IX, § 4.
Поскольку действительная работа скв03еи.
решетки в отношении распределения вне^ _
тренного давления Z)Naac между ветвями колонны не вполне изучена, пел
образно дополнительно проверять сечение подкрановой ветви на полную ®
личину сосредоточенного воздействия £)„акс с учетом усилий в пОдК₽нцХ
вой ветви от действия на колонну прочих горизонтальных и вертикал*
воздействий.
Особенности конструкции и расчета колонн
509
Фиг. 452. К определению свободной длины стойки
подкрановой эстакады
4) Расчет колонн раздельного типа
Шатровая колонна рассчитывается в плоскости рамы, как внецентренно
сжатый стержень, на действие поперечного торможения, ветра, нагрузки от
покрытия п веса фахверка с заполнением. Ввиду малой жесткости подкра-
новой стойки в плоскости рамы устойчивость шатровой колонны в этой
плоскости проверяется без учета подкрановой стойки. Поэтому расчетная
длина шатровой колонны определяется так же, как колонны постоянного
сечения.
В плоскости, перпендикулярной плоскости рамы, горизонтальные планки
создают жесткую связь шатровой колонны с подкрановой стойкой, и так как
в этой плоскости сечение подкрановой стойки является жестким, то при про-
верке устойчивости нижней части шатровой колонны из плоскости рамы .можно
вводить в расчет общий мо-
мент инерции сечения отно-
сительно оси х — х (фиг.
450); расчетная длина ша-
тровой колонны принимает
ся при этом равной расстоя
нию от низа базы колонны
до низа подкрановой балки.
Подкрановая стойка рас-
считывается на осевую сжи-
мающую силу по наиболь-
шему опорному давлению,
передаваемому подкрановы-
ми балками, и проверяется
на внецентренное сжатие при одностороннем загружении кранами. Кроме
того, в случае, если подкрановые стойки включены в систему вертикальных
связей, необходимо учесть также соответствующие усилия, вызываемые
действием сил продольного торможения кранов.
Шатровые колонны имеют обычно в плоскости рамы избыточную устой-
чивость, что позволяет считать расчетную длину подкрановой стойки при
изгибе в плоскости рамы равной расстоянию между планками.
В плоскости, перпендикулярной плоскости рамы, свободная длина подкра-
новой стойки принимается равной расстоянию от низа базы до низа подкра-
новой балки.
При отсутствии продольных вертикальных связей, расположенных по оси
подкрановых стоек, и шарнирном соединении стоек с подкрановыми балками
последние могут и не создать вполне неподвижной опоры для верхнего конца
подкрановых стоек (из плоскости рамы).
В таком случае следует определить расчетную длину стойки из плоскости
рамы более точно, рассматривая совместную работу стоек подкрановой
эстакады (фиг. 452).
Расчетная длина стойки как элемента подкрановой эстакады равна:
(14.33)
J,
1.=
0_5 п
гДе— момент инерции стойки относительно оси х X",
Л — высота стоек (от низа базы до низа подкрановых балок);
и —число стоек в пределах температурного блока; =AA>„IIIP„TnB
—сумма расчетных вертикальных нагрузок (с учетом ко фф
перегрузки).
410
Особенности расчета стального каркаса про иыш сенных здании
Если при определении расчетной длины по этой формуле
окажется меньше 0,7Л, то в расчет вводится 7о = О,7Л.
величина /0
5) Расчет колонн, не входящих в систему поперечных рам
Помимо основных колонн, входящих в систему поперечных рам цеха
в здании могут быть также колонны промежуточные, которые служат для иод'
держания элементов покрытия, а также являются опорами подкрановых балок
Фиг. 453. К расчету промежуточных колопн
Промежуточные колонны имеют жесткое защемление в основании; в верх-
связаны с основными рамами посредством горизонтальных
нем конце они
Фиг. 454. Расчетная схема промежуточной
колонны
продольных связевых ферм. Эти свя-
зи при расчете промежуточных ко-
лонн следует рассматривать как
упруго смещающиеся опоры.
Следовательно, для расчета про-
межуточной колонны необходимо
определить величину упругого отпо-
ра горизонтальных связевых ферм.
Пусть в однопролетном цехе с
шагом поперечных рам Lp (фиг. 453)
по условиям технологического про-
цесса (например, для устройства
проезда) нельзя поставить одну ко-
лонну по ряду Б; тогда противопо-
ложная ей колонна по ряду А ока-
зывается промежуточной, т. е. не
входит в рамную систему. Расчет-
ная схема такой промежуточной ко-
лонны показана на фиг. 454.
Величину упругого отпора Хопре-
деляем методом сил из уравнения.
гаХ4-ДаЕР=8о'Х. (14 34)
Здесь бд—единичное горизонталь-
ное смещение точки а
промежуточной колон-
ны, рассматриваемой как
свободно стоящая;
8Д — единичное смещение горизонтальной связевой фермы, рассматривав-
мой как свободно лежащая балка, в месте примыкания к ней колони
Особенности конструкции и расчета колонн
511
(в данном случае по середине пролета); опорами горизонтальной
фермы служат поперечные рамы;
ДОЕР— полное горизонтальное смещение точки а колонны, рассматриваемой
как свободно стоящая, от всех нагрузок, действующих на колонну.
Для ступенчатой колонны согласно обозначениям на фиг. 454 имеем:
® (5 , г а в \
8“ = £/,\3’А+ 3+6АГ (14.35)
JJb
где k = -у— (т. с. отношение линейных жесткостей нижней и верхней частей
колонны);
(14.36)
Здесь Lp — шаг колонн;
2.J., ф — сумма моментов инерции горизонтальных связевых ферм, располо-
женных вдоль обеих продольных стен здания.
Дальнейший расчет колонны ведется обычным способом с учетом найден-
ного упругого отпора X.
Аналогичный расчет может быть произведен и для случая с несколькими
промежуточными колоннами.
4. Конструкции и расчет базы колонн
Базы являются наиболее сложными и весьма трудоемкими частями колонн.
При обычных конструктивных решениях трудоемкость изготовления баз
составляет около 20% от общей тру-
доемкости изготовления колонн; вес
конструкции баз составляет до 15%
от общего веса колонны.
При проектировании колонн необ-
ходимо стремиться к упрощению и об-
легчению веса конструкций баз.
По своей конструкции базы вне-
центренно сжатых колонн принципиаль-
но не отличаются от баз центрально
сжатых колонн (см. главу IX, § 7).
Имея те же основные элементы —
траверсу, опорный лист (плиту) и ан-
керные болты, — база внецентренно
сжатых колонн развивается в плоско-
сти действия изгибающего момента и
получает продолговатую форму.
База может иметь симметричное
или асимметричное развитие в обе сто-
роны от оси стержня колонны. Симме-
тричное расположение базы целесооб-
разно при наличии в основании колонны моментов, переменных по знаку, но
близких по величине, или при незначительной величине опорных моментов.
В противном случае более целесообразно асимметричное расположение
базы.
Тип базы зависит от мощности колонны. При сравнительно небольших
нагрузках (например, при кранах грузоподъемностью до 20 т) целесообраз о
Фиг. 455. Одностеичатая база
5/2 Особенности расчета стального каркаса промыт генных зданий
применение односгенчатых баз с расположением траверсы и плоскости стенки
колонны (фиг. 455) в виде простых уширений стержни аналогично базам
центрально сжатых колонн.
Также весьма простой является база с коробчатой траверсой из двух
прокатных швеллеров. Такое решение оказывается возможным Прц сравни-
тельно небольших нагрузках (фнг. 456).
Вследствие .малой своей трудоемкости этот тип широко применяется как
для сплошных, так и сквозных колонн. При больших нагрузках вместо швел-
Фиг. 456. База с траверсой из прокатных швеллеров
леров применяются двутавры, причем ветви колонны опираются иа двутавры
впритык и обвариваются по контуру. Колонна закрепляется анкерами пр11
помощи перекинутого через траверсы ярма (фиг. 457). Такое решение дает
наибольшие возможности передвижки колонны.
Для сквозных колонн рациональны раздельные базы, которые закрепляют
каждую ветвь отдельно (фиг. 458). Уширения могут привариваться к полкам
ветвей стыковыми швами. Такие базы достаточно экономны по затра
металла и удобны для изготовления. Для улучшения перевозимости колонны
базы стягиваются уголками. При очень больших моментах на анкерные вы_
ступы колонны накладываются анкерные балки, которые подтягиваются анке
рами на требуемых по отрывающему усилию расстояниях (фиг. 459).
В тяжелых колоннах размеры траверс увеличиваются, а вместе с
увеличиваются их трудоемкость и вес. Для уменьшения веса можно и
сплошных колонн применить идею раздельной базы, прикрепляя ка J
ветвь колонны к плите отдельной двустенчатой траверсой (фиг. 4oU/>
Особенности конструкции и расчета колонн
5ГЗ
Фиг. 457. База с траверсой из прокатных двутавров
Фиг. 458. Раздельная база решетчатой колонны
^3 Н. С. Стрелецкий
5U
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Фиг. 460. База сплошной колонны с отдельными дли каждой ветви траверсами
550
Особенности конструкции и pacHsinu колонн
515
этом стенка колонны укрепляется вертикальными ребрами. База в средней
своей части остается открытой и доступной для сварки. Концевые участки
траверсы, служащие для укрепления болтов, могут быть приварены к ветвям
наружными стыковыми швами.
Для очень тяжелых колонн применяются сплошные траверсы, однако и
здесь сохраняется идея раздельной базы (фиг. 461). К полкам колонн наруж-
Фиг. 461. База со сплошной траверсой и раздельными плитами
ными стыковыми швами привариваются мощные уширения, опирающиеся на
раздельные плиты; уширения подходят друг к другу и для большей жесткости
Ыогут быть перекрыты стыком. Стенки ветвей укрепляются треугольными
Диафрагмами. Конструкция оказывается открытой для сварки, в чем ее основ-
ное преимущество по сравнению с применявшимися ранее базами с непре-
рывными траверсами.
Траверсы обычно соединяются с нижними плитами, при помощи которых
^Ол°нны передают давления на фундамент. Плиты представляют собой уши-
₽ение базы, необходимое для передачи давления на фундамент с возмож-
516 Особенности расчета стайного каркаса пропыленных зданиО
ними для фундамента напряжениями; при траверсах из прокатных профИден
они не всегда являются необходимыми (фиг. 457).
При жестких непрерывных траверсах плита передает давление неравно-
мерно в соответствии с эпюрой напряжения неравномерного сжатия и полу-
чается толше; при раздельных базах она работает на равномерную передачу
напряжений и поэтому может быть меньшей толщины.
В этом заключается большое преимущество раздельных баз.
При расчете элементов базы колонн эпюра напряжений в бетоне под
опорной плитой условно определяется как для однородного тела. При опре-
делении размеров опорной плиты в плане ширину плиты В назначают, исходя
из конструктивных данных: ширины стержня колонны, размеров и типа тра-
версы. Тогда длина L опорной плиты при непрерывной жесткой траверсе
определяется по величине расчетного сопротивления бетона сжатию Аа ц3
условия:
(14.37)
где N и М — расчетные значения осевого усилия и изгибающего момента,
соответствующие невыгоднейшей комбинации загружений
рамы для элементов траверсы.
При раздельной базе площадь плиты определяется из условия передачи
на фундамент усилия в ветви колонны по формуле:
Л... = Д- (14.38)
Опорный лист внецентренно сжатой колонны с жесткой траверсой рабо-
тает на неравномерную нагрузку. Однако при расчете толщины опорного
листа условно принимают реактивное давление на плиту постоянным, равным
(в запас прочности) наибольшему напряжению в бетоне на соответствующем
участке опорного листа. В таком случае расчет толщины плиты не отличается
от аналогичного расчета для центрально сжатых колонн (см. главу IX, § 7).
Расчет элементов траверсы также не отличается от расчета, приведен-
ного в главе IX, § 7.
Анкерные крепления базы к фундаменту. В большинстве слу-
чаев в колоннах промышленных зданий в плоскости соприкосновения опорного
листа базы с фундаментом возникают растягивающие усилия. Для восприятия
этих усилий применяются анкерные болты (анкеры), один конец которых
закреплен в фундаменте, а другой прикрепляется к базе.
Анкерные болты следует ставить в качестве установочных также и в тех
случаях, когда в основании опорной плиты нет растягивающих усилий. Диаметр
таких болтов принимается не менее 25 мм.
В большинстве случаев с каждой стороны базы ставится по два анкер-
ных болта.
При значительных усилиях в анкерах, когда сечения их получаются очень
большими (например, при d^>70 мм), прибегают к увеличению числа анке-
ров до 3-5-4 с каждой стороны базы, принимая их меньшего диаметра.
Конструкция прикрепления анкерных болтов к базе и фундаменту должна
предусматривать возможность удобного и простого монтажа колонны, а также
легкого регулирования положения колонны в плане.
Наибольшую свободу перемещения колонны можно получить, если анкер-
ные болты расположить вне опорного листа, укрепив нх за выступающие
консоли на концах траверсы или за ярмо, перекинутое через траверсу. Такое
расположение болтов является наиболее распространенным.
Особенности конструкции и расчета колонн
517
Фиг. 462. Закрепление анкерных бел-
тов в фундаменте при помощи свор-
ных шайб
Конструкция соединения анкерных болтов с фундамен-
том. Анкеры закладывают наглухо в бетонный фундамент в процессе его
возведения и там закрепляют.
Закрепление анкеров в фундаменте чаше всего осуществляется при помощи
опорных шайб, приваренных к болтам (фиг. 462). Глубина заложения анке-
ров в этом случае определяется из рас-
чета на выкалывание бетона; при этом
сцепление анкера с бетоном может не
учитываться. Точность установки анкер-
ных болтов обеспечивается применением
специальных металлических шаблонов.
При небольших усилиях в анкерах
применяется также закрепление послед-
них в фундаменте, основанное на сопро-
тивлении сцеплению анкера с бетоном.
В этих случаях концы анкеров загибают,
как в обычной арматуре.
Глубина заделки таких анкеров в бе-
тон определяется из условия равенства
сопротивления болта растяжению и сце-
плению его поверхности с бетоном. При
этом сопротивленце крюка в запас проч-
ности обычно не учитывается. Таким образом, будем иметь равенство:
(14.39)
где R — расчетное сопротивление растяжению анкерных болтов:
/?сц — расчетное сопротивление сцеплению стали с бетоном, принимаемое
равным 10 кг/см2;
т — коэффициент условий работы анкерных болтов, равный 0,65 (см.
приложение 1, IV).
Отсюда глубина заделки анкерного болта:
^d=^d^ <н-40>
' СЦ «V
что при /? = 2 100 кг/см3 дает l=35d.
Коэффициент условий работы принимается равным 0,65 ввиду возмож-
ности перегрузки отдельных анкеров при монтаже, а также для уменьшени i
удлинений анкеров.
Расчет анкерных болтов. Обычный условный расчет анкерных
болтоп при непрерывной траверсе основан на определении напряжении в бетоне
под опорной плитой колонны, как для однородного тела. При этом считается,
что растягивающее усилие полностью воспринимается анкерными болтами.
Зная размеры опорной плиты в плане, определяем наибольшее и наимень-
шее краевые напряжения в фундаменте:
N 6.11 , .
о,.,.кс = — /iL — щТ. (сжатие);
N . 6Л1 , .
ои„„ = — (растяжение),
а также длину сжатой зоны бетона в предположении треугольной эпюры на-
пряжении (фиг. 163);
С=-----(1<4^
(14.41)
Hlld
•jJnC
SIS Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
Палее оасчетное усилие Z в анкерных болтах, расположенных в растя-
нутой зоне, определяется из уравнения моментов относительно центра сжа
* errtti oniiki Иртонй т.
той зоны бетона т.
Обозначив расстояние от центра сжатой зоны
Фиг. 463. К расчету ан-
керных болтов (в пред-
положении треугольной
эпюры напряжений)
бетона до оси колонны и до осн анкера соответ-
ственно через а и у, будем иметь:
М— Na — Zy = O. (14.43)
Согласно обозначениям фиг. 463:
Из уравнения (14.43) находим:
<«>
где е = -тт — эксцентриситет нагрузки.
Тогда условие прочности будет иметь вид:
или
(14.45)
(14.46)
Здесь F„ — площадь сечения нетто (по нарезке) всех анкерных болтов, рас-
положенных в растянутой зоне;
R — расчетное сопротивление анкерных болтов растяжению;
т— коэффициент условий работы анкерных болтов.
Расчетное усилие Z определяется при невыгоднейшей для анкерных болтов
комбинации расчетных значений М u N. При этом обычно приходится учи-
тывать две комбинации загружений рамы. В первую комбинацию входят гори-
зонтальные ветровые нагрузки и собственный вес покрытия и колонны (при
отсутствии крановых воздействий). Вторая комбинация охватывает крановые
воздействия, т. е. силы поперечного торможения и вертикальные нагрузки от
давления колес кранов, а также ветровые нагрузки и собственный вес покры-
тия и колонны. Поскольку эти комбинации отвечают дополнительным соче-
таниям, в расчет должен быть введен коэффициент сочетания (см. приложе-
ние 1).
Временная снеговая нагрузка на покрытие при расчете анкерных болтов
не учитывается, так как она увеличивает значение нормальной силы N и гем
самым понижает растягивающие усилия в анкерных болтах.
Расчетное усилие в одном анкерном болте получается путем деления
величины Z на число анкеров, расположенных в растянутой зоне.
Полученные по приведенному условному расчету (в предположении тре-
угольной эпюры напряжений) размеры анкерных болтов оказываются несколько
преувеличенными. Ввиду этого, если найденный диаметр анкера окажется
значительным, например, более 70 мм, то возможно применение другого
варианта расчета, более отражающего действительный характер работы
конструкции.
Особенности конструкции и расчета колонн
519
Этот вариант расчета представляет собой экстраполяцию расчета железо-
бетонных конструкций по предельному состоянию на рассматриваемую кон-
струкцию.
Введем обозначения (фиг. 464):
I — расстояние от анкерного болта до противоположного края плиты;
а — коэффициент, учитывающий зону распространения сжимающих напря-
жений бетона (по эпюре напряжений);
R6— расчетное сопротивление бетона сжатию;
В — ширина плиты;
а — расстояние от оси стержня колонны до оси анкера;
е = ^ — эксцентриситет нагрузки.
Тогда из условия равновесия всех действующих сил будем иметь (в пре-
дельном состоянии):
— Z—2V4-/?6a/B = 0,
откуда
Z=R^aIB — N. (14.47)
Здесь Z и N—расчетные усилия
Фиг. 464. К расчету анкерных
болтов
Коэффициент а можно определить, если использовать условие равновесия
2/14 = 0, взяв за моментную точку центр прикрепления анкера к плите.
В этом случае:
—|—Л7(ео)— RrfalB I — ^ = 0.
Обозначив N(е -|- а) = (момент относительно осп анкера), получим:
/ 9ЛТ
“=’+J ’-/^4- (14-4S)
При раздельной базе усилие в анкерах равно растягивающем) усилию в
ветви колонны.
б. Конструкции прикрепления подкрановых балок к колоннам
и сопряжения элементов колонн
а) Ко.юнны постоянного сечении
Сопряжение подкрановой балки с колонной постоянного сечения осуще-
ствляется при помощи консоли (кронштейна), прикрепляемой к полке дву-
таврового сечения колонны.
520 Особенности расчета стального каркаса промышленных званий
Консоли могут быть парными (обычно из швеллеров), объемлющими стер,
жень колонны, или одностенчатыми (фиг. 465). Второе решение проще дЛя
сварк , хотя и требует для восприятия момента от давления колес крана
большего развития швов.
При расчете угловых швов, прикрепляющих консоли к колонне, необхо-
димо учитывать понижение их вибрационной прочности при действии пере-
менных давлений крана (при загружеяин подкрановых балок того и другого
пролета).
Подкрановые балки обычно непосредственно опираются своим иижнпм
яоясом на консоли.
б) Колонны переменного по высоте сечения (ступенчатые)
1) Сквозные колонны. Прикрепление подкрановых балок
к колоннам. Ось подкрановой балки, как правило, располагается по оси
стенки подкрановой ветви колонны. Опорная (подкрановая) площадка состоит
из опорного листа, который обычно приваривается к торцу подкрановой
ветви колонны и, кроме того, поддерживается вертикальными ребрами, при-
варенными к стенке колонны и к опорному листу (фиг. 466).
Ввиду концентрации напряжений вокруг ребер и возможности образова-
ния под ними трещин число ребер целесообразно брать минимальным; при
опирании подкрановых балок с помощью окаймляющего ребра (фнг. 222, б)
вполне возможно ограничить их одним ребром.
Вертикальное опорное давление здесь воспринимается:
а) горизонтальными швами, при помощи которых опорный лист приварен
к стенке колонны и к ребрам;
б) вертикальными швами, при помощи которых вертикальные ребра при-
варены к стенке стержня колонны.
При размещении вертикальных ребер необходимо учитывать расположе-
ние отверстий для болтов, которыми подкрановая балка прикрепляется
к колонне. Обычно на каждый конец балки ставят по 2-j-4 болта.
Сопряжение верхней части колонны с нижней. Верхняя
часть ступенчатых колонн обычно проектируется сплошного двутаврового
сечения, в то время как нижняя часть состоит из двух ветвей, связанных по
высоте решетками.
Особенности конструкции и расчета колонн
521
В оголовке нижней части колонны ветви соединяются при помощи тра-
версы из двух поперечных балок, к которым прикрепляется верхняя часть
В целях повышения жесткости сопряжения поясных листов верхней части
колонны с траверсой (ври передаче опорного момента) устраиваются две
горизонтальные диафрагмы, располагаемые в плоскостях верхнего н ниж-
него поясов траверсы.
На фиг. 467, а показано прикрепление верхней двутавровой части ко-
лонны (внутренней) к ее пнжпей сквозной части. Здесь полки верхней част
52?
Особенности расчета стального каркаса промышленных зданий
колонны присоединены непосредственно вертикальными швами к листам тра-
версы (см. разрез 3—3).
Высота вертикальных листов траверсы определяется необходимым фрок.
том для размещения сварных швов, прикрепляющих верхнюю часть колонны
к нижней. Траверса должна быть проверена на изгиб от вертикаль-
ного давления, передаваемого верхней частью колонны па нижележащую,
и изгибающего момента, действующего в основании верхней части ко-
лонны.
Приведенное решение получается несколько сложным для сварки; по-
этому рациональнее сопряжение верхней стойки с траверсой выносить в над-
крановую часть колонны (по типу фиг. 470). Чтобы облегчить сборку и
избежать насаживания траверсы на ветви колонны, траверсу можно прива-
рить к ветвям односторонне так, чтобы одна ветвь траверсы примыкала
к наружной поверхности полок ветвей, а другая — к внутренней (фиг. 467, б).
Тогда траверсу достаточно всунуть
в пространство между ветвями и за-
тем примкнуть к ветвям. Ввиду не-
значительных моментов в надкрано-
вой стойке возможно стойку приварить
к траверсе впритык, что дает наибо-
лее простые решения, особенно при
сквозной надкрановой стойке (фнг. 468),
имеющей большую ширину, а потому
меньшее значение усилий в ветвях от
моментов.
2) Колонны сплошного се-
чения. Подкрановая площадка в ко-
лоннах со сплошной стенкой в основ-
ном устраивается так же, как >1 в сквоз-
ных колоннах.
Сопряжение стенок верхней и ниж-
ней частей колонны может осуще-
Фиг. 468. Сопряжение верхней и нижней
частей сквозной колонны
ПоЗ-3
ствляться горизонтальным стыковым
швом пли через горизонтальное ребро (фиг. 469). Последнее решение яв-
ляется наиболее распространенным.
Достоинством такого сопряжения является усиление колонны ребром
в месте приложения горизонтальных односторонних крановых воздействий
(при продольном торможении крана), вызывающих скручивание стержня ко-
лонны. Кроме того, стык через ребро позволяет назначать толщину стенок
верхней и нпжпей частей колонны независимо друг от друга.
Сопряжение наружных поясных листов верхней и нижней частей колонны
осуществляется швом встык. Внутренний поясной лист верхней части колонны
соединяется с нижней частью при помощи вертикальных угловых швов, ко-
торыми этот лист прикрепляется к стенке нижней части колонны; для этого
в нижнем конце внутреннего поясного листа делается вырез (фиг. 469).
Во многих случаях здесь вполне возможно более простое сопряжение
впритык.
На фиг. 470 показан пример сопряжения верхней части колонны с ниж-
ней для внутренней мощной сплошной колонны.
Здесь сопряжение верхней части колонны с нижней осуществляется при
помощи траверсы, объемлющей вегви нижней части колонны.
Верхняя часть колонны соединяется с траверсой в надкрановой части
колонны. Поперечные диафрагмы траверсы проходят сквозь вырезы стенки
Конструкции и расчет связей
523
и не соединяются с ней; таким образом, все воздействия верхней части пе-
редаются на полки колонны, минуя стенку.
Для облегчения сборки можно и здесь осуществить одностороннее при-
менение траверсы по типу фиг. 467, б.
в) Колонны раздельного типа
В ^колоннах раздельного типа устройство подкрановой площадки по су-
ществу ничем не отличается от рассмотренных выше типов для сквозных
колонн (фиг. 466).
§ 6. КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТ СВЯЗЕН
1) Поперечные горизонталспые связи
Поперечные торцевые связи, расположенные в плоскости нижних поясов
стропильных ферм, представляют собой плоские фермы обычно с крестовой
решеткой. Эти фермы воспринимают горизонтальное давление ветра на торец
здания, передаваемое па них стойками фахверка.
Связи с крестовой решеткой могут рассчитываться как фермы с одно.!
системой растянутых диагоналей, считая встречные диагонали (сжатые) не-
рабочими. Однако при таком расчете диагонали получаются слишком гиб-
кими, не обеспечивающими должной жесткости связей. Ботее правильным
следует считать разложение системы на две простые с треугольной решет-
кой и расчет каждой простой системы на половину поперечной силы, что,
однако, для крестовой решетки является невыгодным ио затрате материала.
524 Особ ннпсти расчета стального каркаса промышленных зданий
Гибкость растянутых диагоналей в вертикальной плоскости (в плоскости
собственного веса диагоналей) не должна превышать 400, гибкость сжатых
элементов связей ие должна превышать 200. Сечения растянутых диагона-
лей назначаются обычно из одиночных уголков, сжатые распорки при срав-
нительно большой длине (5-:-6 м) целесообразно назначать крестового
сечения из двух уголков.
Так как сечения элементов торцевых связей обычно получаются неболь-
шими, то по соображениям стандартности целесообразно сохранять те же
сечения и для элементов всех остальных поперечных горизонтальных связей
(которые являются нерабочими элементами).
Поперечные торцевые связи, располагаемые в плоскости верхних поясов
стропильных ферм (или сплошных ригелей рам), представляют собой нс пло-
ские, а пространственные фермы.
Такие фермы рассчитываются обычно как плоские (по проекциям), и по-
лученные усилия затем делятся на косинус угла между проекцией и дей-
ствительным положением стержня в пространстве.
Распорками верхних связевых ферм служат прогоны. Устойчивость про-
гонов как сжато-изогнутых элементов в достаточной степени обеспечивается
воздействием кровли.
2) Продольные горизонтальные связи
При наличии в составе продольного фахверка стоек часть ветровой на-
груз и (см. главу XIV, § 2) передается стойками в узлы продольных свя-
зевых ферм, элементы которых в этом случае должны рассчитываться так
же, как это было указано в отношении торцевых поперечных связей. При
отсутствии в составе фахверка стоек продольные связи работают на пере-
дачу сосредоточенных усилий от крапов, расположенных у какой-либо ко-
Конструкции и расчет ciawO
525
лонны, соседним, менее напряженным колоннам. Расчет таких связей приве-
ден в § 7 настоящей главы.
Прикрепление связей к поясам ферм обычно осуществляется на черных
болтах. При этом кресты продольных горизонтальных связей могут крепиться
к нижним поясам ферм иа общих фасонках с распорками (фиг 471, а) или
на раздельных фасонках (фиг. 471, б). Преимуществом последнего решения
является сокращение разнотипности элементов связей, недостатком — ослабле-
ние нижнею пояса ферм отверстиями, ие компенсированное вертикальными
узловыми фасонками, а также невозможность центрировки связей.
В тяжелых цехах, где прикрепление связей на черных боттах является
недостаточным, целесообразно переходить на монтажную приварку связей
к фермам. В этом случае элементы связей накладываются на пояса без фа-
сонок. Поскольку для возможности пересечения связей без перерыва уго.т.и
пересекающихся диагоналей должны быть расположены вертикальными пол-
ками в разные стороны, возникает необходимость вырезки полок уголков
одной системы связей при наложении па пояса или подварки коротышей
(фиг. 471, в); такое решение дешевле, чем перерыв диагоналей и устройство
фасонки в пересечении диагоналей.
Точная центрацпя элементов саязи необязательна.
Как уже указывалось, наряду с широкими связями, располагаемыми по
всей ширине большой панели нижнего пояса и монтируемыми россыпью,
применяются также стандарт-
ные габаритные связевые фер-
мы шириной, равной малой па-
нели, монтируемые в целом
виде. В основу таких связевых
ферм кладутся пояса из одного
уголка с большой вертикальной
полкой, на которые наклады-
ваются уголки решетки. Вслед-
ствие малой .длины калибр угол-
ков решетки может быть не-
велик (например, 50 > 50).
Длина габаритных связевых
ферм равна расстоянию между
стропильными фермами.
3) Вертикальные связи
Ториевые вертикальные свя-
зи между колоннами, располо-
женные в надкраповой части
здания (верхний ярус), должны
быть рассчитаны па ветровые
нагрузки, передаваемые попе-
речными горизонтальными тор-
цевыми связями.
Встроили натрутка, переда-
ваемая верхними сия тевымн
фермами, воспринимается вер-
тикальными связями, распола-
гаемыми в пределах выспит
Фиг 1г' Прикрепление вертикальных связей к
стойкам стропильных ферм
фермы иа опоре; далее а та нагрузка, а также нагрузка, передаваемая нижними
связевымн фермами, воспринимается связями, располагаемыми в ире, делах от
526
Особенности расчета
стального каркаса промышленных зданий
нижнего пояса стропильных ферм до верхнего пояса подкрановых балок, „
далее через подкрановые балки передается на основные вертикальные связи
располагаемые в нижнем ярусе (фиг. 398—400).
Нижние вертикальные связи, между подкрановой балкой и базами колони
воспринимают усилия от ветровых нагрузок и продольного торможения кра.'
нов и получаются часто весьма мощными. Они конструируются обычно 113
уголков или швеллеров и рассчитываются в перекрестной системе на растя-
жение, так как вследствие весьма большой длины восприятие ими сжимающих
усилий потребовало бы большой затраты материала и невыгодно. Во избе-
жание скручивающих усилий в колонне вертикальные связи располагаются
в плоскости внутренних (подкрановых) ветвей колонны (фиг. 399, б) и крепятся
к ним на черных болтах или на монтажной сварке.
Промежуточные вертикальные связи между стропильными фермами ста-
вятся по монтажным соображениям; поэтому их элементы не имеют лея.
ствительных расчетных усилий, и сечения их назначаются по предельной
гибкости.
Прикрепление вертикальных связей к стойкам стропильных ферм пока-
зано на фиг. 472.
§ 7. ПРОСТРАНСТВЕННАЯ РАБОТА КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННОГО ЗДАНИЯ1
Как уже было указано в § 1 настоящей главы, стальные конструквии
цеха представляют собой жесткий пространственный каркас, все элементы
которого работают совместно,
вследствие чего обычный расчет элементов
конструкций как плоских, независимых друг
от друга, является расчетом в запас прочностя.
Наиболее эффективным является учет
совместной работы поперечных рам цеха от
воздействия сосредоточенных нагрузок, а
именно давлений колес кранов и сил попе-
речного торможения. Эти нагрузки благо-
даря наличию связей перераспределяются
между смежными рамами. Схема деформа-
ции системы рам, взаимно связанных про-
дольными связевымн фермами, показана на
фиг. 473.
Расчет сводится к определению упругого
отпора связей X,, приложенного в рассма-
триваемой раме в направлении, противопо-
ложном ее смещению от крановых нагрузок.
Величину упругого отпора можно вычислить,
как неразрезные балки на упругих опорах
мы рам прн действии нагрузки на
одну раму
рассматривая продольные связи
при смещении одной из опор.
Упругими опорами продольных связей являются поперечные рамы. Сме-
шение опоры происходит в результате загружения одной из рам крановыми
ио ками- ДЛЯ удобства расчета влияние смещения опооы целесообразно
заменить эквивалентной ему сосредоточенной силой, равиой:
р ___Лр
1 3--Т »
иыщДог/цеха" сборник'цйипс’ «4™е““аЯ КС"СТРУК'Ш‘1 "Р°'
Пространственная работа каркаса промышленного здания
527
где Др — горизонтальное смешение ригеля рамы от крановых нагрузок;
8— горизонтальное смещение ригеля от приложенной к нему единич-
ной силы.
В рассматриваемой расчетной схеме связей как иеразреэной балке на
упругих опорах величина 6 является коэффициентом податливости опор.
Фиг. 474. Графики коэффициентов а
а — для блока из пяти олпопролстных рам с колоннами постоянного сечения:
б — для блока из пяти многоиролстных рам с колоннами переменного сечения
Произведя расчет связей (пользуясь уравнением пяти моментов) и определив
величину упругого огиора. в дальнейшем рассчитываем загружаемую раму,
как плоскую, па совместное действие крановых нагрузок и упругого отпора
связей. Упругий отпор li пропорционален эквивалентной силе п может быть
528 Особенности расчета стального каркаса промышленных лданиП____
определен из соотношения R = clP9. Коэффициент а для олнопролетных рам
с колоннами постоянного сечения определяется по графику фиг. 474, а в функ.
ции величин:
При расчете многопролетных рам с колоннами переменного сечения (при-
нимая с достаточной степенью точности Ур = оо), получим значения коэф-
Фиг. 475. График коэффициента d приведе-
ния моментов инерции колонн переменного
сечения
фициентов а по графику фиг. 474, б в функции коэффициента:
1 «^,.Ф
Здесь \Jud — сумма приведенных моментов инерции колонн переменного
сечения, входящих в состав рамы (коэффициент приведения d
определяется по графику фиг. 475);
2Л.ф —сумма моментов инерции горизонтальных продольных связевых
ферм;
£р — шаг рам;
/7— высота рамы.
Г лава XV
ФАХВЕРК
§ 1. НАЗНАЧЕНИЕ ФАХВЕРКА
В промышленных зданиях со стальным каркасом наружные стены обычно
представляют собой оболочку, служащую для защиты цеха от внешних
атмосферных воздействий.
Стены могут быть двух типов:
1) так называемые самонесущие стены, которые непосредственно воспри-
нимают всю вертикальную нагрузку стенового ограждения (собственный вес,
вес элементов остекления и т. д.);
эти стены располагаются на лен-
точных фундаментах или на фун-
даментных балках;
2) фахверковые (каркасные)
стены, которые поддерживаются
специальным стальным каркасом
(фахверком).
Устройство самонесущих стен
является более целесообразным
с точки зрения затраты металла.
Выбор того илн другого типа
стен зависит прежде всего от
теплотехнических условий, а так-
же в известной степени и о г вы-
соты здания.
В отапливаемых зданиях, где
по условиям технологического
процесса стены дол ины служить
теплозащитой (например, в меха-
нических цехах), толщина с ген фиг. 476. Самонесущая стена со сплошным
позволяет осуществлять их само- остеклением в верхней части
несущими.
Материалом таких стен служат нормальный кирпич, дырчаты! кирпич,
пустотелые камни (бетонные и керамиковые).
Самонесущие стены могст осуществляться при высоте пх то 25-г-ЗО м.
При большой высоте собственный вес верхней части (расположенно! выше
25-4-30 л< от фундамента) воспринимается ригелем, передающим вес этой
части степы па колонны здания.
Иногда верхняя часть стены устраивается со сплошным остеклением
(фиг. 476).
Для укрепления самонесущих стен против горизонтальных воздействий
ветра следует виодпть в кладку стен горизонтальные ригели из швеллеров,
34 Н. С. С*грслсц|:11П
Фахверк
530
з также предусматривать специальные анкеры, связывающие стену с колон-
нами Крепление ригелей и анкеров к колоннам должно обладать некоторой
подвижностью в вертикальном направлении для возможности свободной
ОСЗНепедко1к стенам промышленных зданий не предъявляется никаких тепло-
технических требований; это может относиться как к цехам с избыточными
тепловыделениями (горячие цехи), так и к холодным (например, складским
помещениям). Незначительная толщина таких стен не позволяет им при сколь-
ко нибудь большой высоте самостоятельно воспринимать свой собственный вес.
В этих случаях устраиваются фахверковые каркасные стены.
Фахверк представляет собой стальную конструкцию, служащую для под-
держания и укрепления стенового заполнения в горизонтальной и верти-
кальной плоскостях, и состоит из горизонтальных ригелей и вертикальных
стоек.
В качестве заполнения применяются следующие материалы:
1) волнистые асбестоцементные листы;
2) кирпичная кладка толщиной в */а кирпича;
3) бетонные пли гы небольшой толщины,
4) волнистая или штампованная сталь.
В зданиях, подверженных значительным динамическим воздействиям, стены
в ’/а кирпича оказываются недолговечными; поэтому в таких зданиях реко-
мендуется применение кладки толщиной в 1 кирпич или стен из легко-
бетонных плит.
В целях уменьшения расхода стали на фахверк, а также применения наи-
более индустриальной конструкции стен весьма целесообразно применение
заполнения из волнистых асбестоцементных листов. Однако долговечность
такого заполнения в условиях значительных динамических крановых воздей-
ствий еще не проверена.
§ 2. РАЗБИВКА ЭЛЕМЕНТОВ ФАХВЕРКА
1. Продольный фахверк
При проектировании фахверка возможны следующие основные решения:
1) фахверк состоит из одних ригелей, опиоающихся на колонны здания
(фиг. 477);
2) фахверк состоит из ригелей и основных стоек, расположенных между
колоннами здания; опорами ригелей служат основные стойки фахверка и ко-
лонны здания (фиг. 478).
В обоих случаях между ригелями могут быть введены промежуточные
стойки (фиг. 479), которые ставятся для уменьшения полей кладки, а также
для предотвращения скручивания ригелей
При большом шаге колонн неизбежно введение основных стоек фахверка.
Так как верхними опорами этих стоек служат продольные сиязевые фермы
(фиг. 387), то, очевидно, шаг стоек должен быть увязай с расположением
узлов этих ферм.
Шаг основных стоек определяет пролет ригелей фахверка; при назначе-
нии этого шага следует стремиться к возможно полному исполыованшо не-
сущей способности ригеля, так как сечение последнего часто обусловли-
вается толщиной стенового заполнения. Обычно при шаге колонн до 6-8-7 ж
основные стойки фахверка не ставятся.
Расположение ригелей определяется прежде всего чередованием по вы-
соте стены оконных проемов и сплошного заполнения, зависящим от архи-
тектурных, а также и от технологических требований.
Разбивка элементов фахверка
53!
Расположение ригелей в пределах стенового заполнения определяется
условиями прочности заполнения при горизонтальной ветровой нагрузке,
а также при динамических и вибрационных воздействиях.
Так, в случаях применения кладки толщиной в '/, кирпича при опреде-
лении шага ригелей необходимо, чтобы площадь окаймленного с четырех
гторон поля кладки ие превышала 12 м* (при величине скоростного напора
ветра не более 40 кг/ж!); окаймление такой кладки обычно осуществляется
швеллерами или двутаврами № 14.
При особо неблагоприятных динамических воздействиях кранов, име-
ющих место в зданиях металлургических пехов,
Фиг. 477. Схема
фахверка из од-
них ригелей
стоек
в особенности при кранах
Фиг. 47У. Схема фахверка
с промежуточными стой-
ками
с жестким подвесом, необходимо, чтобы площадь окаймления поля кладки
в '/2 кирпича не превышала 9
Для стенового заполнения из листов волнистой стали, соединяемых вна-
хлестку, прн стандартной длине листов 2 400 мм расстояние между риге-
лями должно быть не более 2,25 м (при длине нахлестки 150 мм).
Для сген из волнистых асбестоцементных листов, соединяемых внахлестку,
кроме ригелей, расположенных в местах стыков листов, требуется также
устройство промежуточных ригелей для уменьшения пролета асбестоцемент-
ных листов; при длине листов 2 400 лг.к расстояние между ригелями не
должно превышать —9°~ ИУ.= i 150 мм.
Расположение ригелей в пределах остекления должно соответствовать
стандартным размерам переплетов со среднеподвесными створками *.
2. Торцевой фахверк
Основными элементами торцевого фахверка являются стойки распола-
гаемые ио всей ширине ториевой с гены и служащие опорами для ригелей
каркаса сгены. Опорами стоек вверху служат торцевые связевые фермы,
располагаемые в рамах со сквозным ригелем в плоскости нижних и верхних
поясов стропильных ферм, а в рамах со сплошным ригелем - только в
плоскости верхних поясов ригелей.
Л. Л. Сер к, Г>. |1 Влргазин и К. Н. Карташов, Хрхигехтура граж-
данских и примышленных зданий, г III, Стройиз.ит, 19-19.
S3?
Фахверк
Разбивка стоек ториевого фахверка существенно зависит от расположе-
ния проемов и проездов; с другой стороны, расположение стоек должно быть
увязано с разбивкой решетки ториевых ветровых ферм, в узлы которых
передается ветровая нагрузка на стойки фахверка.
Передача только
горизонтальны
усилий
Горизонтальная
балка
Фиг. 480. Размещение стоек торцевого фахверка
в соответствии с расположением узлов ветровых
ферм
Фиг. 481. Горизонталь-
ная балка нал прое-
мом лля восприятия
нагрузки от ветра
Здесь возможны два решения расположения стоек фахверка.
I случай — когда стойки каркаса размещаются в соответствии с распо-
ложением узлов торцевых ветровых ферм (фиг. 480). Если при этом какая-
либо из стоек фахверка попадает в пределы габарита проезда, то такая
стойка не доводится до уровня земли на высоту проезда. В таком случае
опорой стойки будет служить надворотная балка а—б, опирающаяся на стойки,
смежные с рассматриваемой. Так как нижний конец такой стойки должен
передать также горизонтальное опорное давление от действия ветра, то необхо-
димо предусмотреть устройство специальной горизонтальной балки (фнг. 480-
Сечения элементов фахверка
533
11 случай — когда стойки каркаса размещаются по торцевому фасаду
вне габаритов проезда. При этом верхние концы стоек могут ие совладать
с узлами торцевых ветровых ферм. В таком случае между узлами этих ферм
обычно располагаются горизонтальные балки (швеллеры), которые восприни-
мают горизонтальные нагрузки от стоек фахверка и передают их в узлы
связевой фермы, чем и устраняется местный изгиб пояса торцевой фермы
(фиг. 482).
Второе решение является наиболее распространенным.
§ 3. СЕЧЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ФАХВЕРКА
Сечения элементов фахверка зависят от материала стенового заполнения,
толщины стен, а также от принятой привязки стены к колоннам здания.
Различают следующие типы ригелей фахверка (фиг. 483):
а) ригели, ограничивающие кладку сверху (тип /); ригели этого типа
служат в качестве элементов контурной обвязки кладки и воспринимают
ветровую нагрузку, действующую на стену;
Фнг. 483. Типы ригелей фахверка
б) ригели, располагаемые в пределах стенового заполнения (тип //):
ригели этого типа служат в качестве элементов контурной обвязки кладки
и также воспринимают ветровую нагрузку;
в) ригели, располагаемые над проемами (гнп 111). воспринимающие
как ветровую нагрузку, так и вертикальную от веса стенового запол-
нения;
г) ригели, располагаемые и пределах остекления (тип ЛЭ: ригели этого
типа служат для прикрепления переплетов и воспринимают ветровую на-
1рузку
Наиболее просто выносить стеновое заполнение за наружную грань
колони полностью (выносная стена).
Такое расположение стены применяется, как правило, при к.итке толщиной
в ’/з кирпича, а также в случае, ког та г. качестве стенового заполнения
приме ня то гея волнистые асоес тоцеменгпые листы (или волнистая сталь).
Фахверк
Пои стенах более толстых в целях уменьшения внецентренпого воздей-
ствия на колонны выносной стены, а также для упрощения крепления
пигелей фахверка к колоннам допускается частичный вынос кладки за на-
ружную грань колонны; при этом рекомендуется, чтобы ось стены совпадала
с наружной гранью колонны.
Такое устройство может быть, когда стена имеет толщину в 1— рд
кирпича или в 1 шлакобетонный камень.
При кладке толщиной в 1'/8 кирпича следует проектировать стену само-
несущей (если только этому не препятствует ее чрезмерно большая высота).
Самонесущие стены, как правило, проектируются выносными.
-колонна ригеля иле
стойла фахверка
Фнг. 484. Симметричное сечение ригеля из двух швеллеров (для
стены в J/s кирпича)
Ригели, располагаемые поверх кладки (тип У), проектируются обычно нз
одиночных швеллеров.
Ригели, располагаемые над проемами (тип ///), имеют, как правило, состав-
ные сечения из швеллеров, двутавров и листов. Так, при кладке толщиной
в /а кирпича весьма целесообразно симметричное сечение из двух горизон-
тально расположенных швеллеров № 14, связанных вертикальной стенкой
(фнг. 484). Возможно также ригель над проемом осуществлять из ДВУХ
швеллеров (фиг. 483, тип ИГ). При толщине стены в 1 кирпич и более
ригели проектируются из швеллеров и двутавров, усиленных горизонталь-
ными листами (фиг. 485, а и б).
Ригели, располагаемые в пределах стенового заполнения (тип //)« дДЯ
стен в /а кирпича принимаются из двутавра нли двух швеллеров (А- 1 л
Расчет элементов (faxверна
535
при толщине кладки в 1—I1/, кирпича эти ригели принимаются из одного
швеллера и могут быть втоплсиы в кладку.
Сечение ригелей, располагаемых в пределах остекления (тип IV). назна-
чается нз двух уголков (фиг. 486, а) пли из швеллера и уголка (фиг. 486, б),
Фиг. 485. Составные
толщине стены в
сечеиия ригелей при
1 кирпич и более
Фиг. 486. Сечения риге-
лей для прикрепления пе-
реплетов остекления
размеры которых определяются из расчета на ветровую нагрузку и зге
переплета.
При устройстве стенового заполнения из волнистых асбестоцемент-
ных листов ввиду незначительного веса заполнения ригели проекти-
руются из одиночных швеллеров с горизонтально расположенной стенкой.
Основные стопки фахверка проектируются в зависимости от величины
усилия в виде прокатных пли со-
ставных двутавров.
Промежуточные стойки фах-
верка, применяемые в стенах тол-
щиной в ’/j кирпича для умень-
шения поля кладки, проектируют
нз двутавров № 14.
§ 4. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ
ФАХВЕРКА
Расположенная над ригелем
часть кирпичной кладки при из-
вестной высоте работает как свод.
Принято учитывать разгру-
жающее действие своза в том
Фнг. 4S7. Расчетная нагрузка на ригель, рас-
положенный над проех ом
случае, если высота кладки нал ригелем составляет не менее 0.75 пролета
ригеля. В этом случае ригель воспринимает нагрузку от участка стены,
ограниченного сторонами треугольника (фиг. 487).
Такая нагрузка по величине изгибающего момента эквивалентна воздей-
ствию иа риге и» равномерно распре деленной нагрузки от веса кладки высо-
той в 0,6 пролета ригеля. При высоте кладки над ригелем менее 0,75 его
Фахверк
536
пролета вертикальная нагрузка считается равномерно распределенной по
пролету и равной весу всей расположенной на ригеле кладки. Прикрепле-
ние ригелей к стойкам во всех случаях рассчитывается на полный вес
кладки.
Нагрузка от ветра принимается равномерно распределенной по пролету
ригеля. Прогиб ригелей от ветровой нагрузки не должен превышать
1/,ю пролета.
Проверка напряжений для ригелей с симметричными относительно вер-
тикальной оси сечениями, расположенных по оси кладки, производится по
изгибающим моментам, действующим в вертикальной и горизонтальной пло-
скостях.
Для сечений, несимметричных относительно вертикальной оси, но имею-
щих малое плечо поперечной силы относительно центра изгиба сечения,
влияние скручивающего момента обычно не учитывается.
В сечениях, резко асимметричных относительно вертикальной оси, кру-
тящие моменты весьма неблагоприятно сказываются на величине нормальных
напряжений, а потому прн расчете ригелей, имеющих подобные сечения,
необходимо учитывать также действие крутящего момента (см. главу II, §9).
Основные стойки фахверка рассчитываются на действие вертикальных
сжимающих усилий от веса стенового заполнения, а также на изгиб от
ветровой нагрузки, передаваемой на стойки ригелями фахверка.
Сечения стоек проверяются (см. главу II, § 11):
на устойчивость — по формулам
N sS mc^Rf^
(15.1)
(15.2)
на прочность — по формуле:
(15.3)
Расчетная длина стойки фахверка (в плоскости действия момента) при-
нимается равной расстоянию от фундамента до горизонтальной связевой
фермы.
§ 5. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ФАХВЕРКА
1. Прикрепление ригелей к колоннам и стойкам
Прикрепление ригелей должно отличаться простотой ввиду необходи-
мости монтажа фахверка часто на значительной высоте. Прикрепление риге-
лей следует осуществлять в основном на болтах без применения сварки.
а фиг. 488 показано прикрепление ригеля к колонне для стены тол-
щиной в 1 Р/8 кирпича (при частично вынесенной кладке). Сечение ригеля
состоит из швеллера, усиленного горизонтальными листами.
ертикальная нагрузка от ригеля на колонну воспринимается столиком,
приваренным к колонне или стойке фахверка. Вертикальная полка швеллера
прихватывается к колонне болтами.
При устройстве выносной стены (при кладке в >/2 кирпича) прикрепле-
ние ригеля из одиночного швеллера или двутавра осуществляется при по-
Особенности конструкций фахверка
537
Фиг. 488. Прикрепление ригеля к колонне
для стены толщиной в I—1'/£ кирпича
Фиг. 489. Прикрепление ригеля остекле-
ния к колонне
мощи уголкового коротыша; прикрепление ригеля из двух швеллеров осу-
ществляется согласно фиг. 484.
Фиг. 490. Прикреплен не волнистых асбесто-
цементных листов к ригелям фахверка
Прикрепление ригеле!! остекления к колоннам и стоНкам осуществляется
при помощи коротыше!) (фиг. 489).
Прикрепление вотнчстых асбестоцементных листов к ригелям фахверка
(из швеллеров) осуществляется при помощи специальных крючков (фиг. 490).
isw
Фахверк
Фиг. 491. Детали сопряжений волнистых асбестоцементных листов в стенах
а — сопряжение листов; б — деталь температурного шва
Взаимное сопряжение асбестоцементных листов устраивается прн по-
мощи винтов диаметром 5 мм. Детали узловых сопряжений асбестоце-
ментных листов показаны на фиг. 491.
Фиг. 492. Прикрепление основной стойки
фахверка к узлам подстропильной фермы
2. Прикрепление стоек фахверка
к каркасу здания
Основные стойки фахверка не долж-
ны воспринимать вертикальной нагруз-
ки от подстропильных и стропильных
ферм, ввиду чего конструкция примы-
кания их к элементам покрытия должна
обеспечивать передачу лишь горизон-
тальных нагрузок от ветра (фиг. 481).
На фиг. 492 показан пример при-
крепления стойки фахверка к узлам
подстропильной фермы; ветровая на-
грузка передается стойкой при помощи
слегка изогнутого горизонтального ли
ста уголкам нижнего пояса подстро-
пильной фермы; при таком прикрепле-
нии обеспечивается передача стойкой
горизонтальной нагрузки и устраняет-
ся вертикальное воздействие подстро-
пильной фермы на стойку фахверка.
Подобным же образом осуществлено
сопряжение верхнего конца стойки с
верхним поясом подстропильной фермы-
Глава XVI
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
§ 1. НАГРУЗКИ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
Подкрановые балки воспринимают нагрузки вертикальные и горизонтать-
ные. Вертикальная нагрузка состоит из сосредоточенных давлений колес
мостовых кранов и равномерно распределенной нагрузки от собственного
веса подкрановой балки. Определение сосредоточенных давлений колес ука-
зано в главе XIV, § 2. Динамический коэффициент вертикального воздействия
кранов при расчете подкрановых балок обычно принимается равным 1,10,
коэффициент перегрузки, как указано в главе XIV, принимается равным 1,30
и, следовательно, расчетное вертикальное давление колеса мостового крана:
рг=сч = 1 0 , зорнорм
макс ’ ’ макс’
где Р“°ак"—наибольшее нормативное вертикальное давление колеса крана
(см. главу XIV, § 2). Подкрановые балки, как правило, рассчитывают на два
сближенных крана в предположении их совместной работы (кроме случая
монтажных кранов, когда такая работа кранов исключена).
Определение горизонтальных воздействий на подкрановые балки от сил
поперечного и продольного торможения указано в главе XIV, § 2.
Силовые воздействия кранов на подкрановые балки в значительной сте-
пени зависят от режима работы кранов, который может быть тяжелым,
средним и легким. При тяжелом режиме работы крайов, который характе-
ризуется большими скоростями передвижения (более 100 .«/.кин) и интен-
сивностью работы (период включений /7Вдэ40% времени), подкрановые
балки находятся под почти непрерывным воздействием повторных нагрузок,
являющихся в известной степени динамическими; это накладывает особенно
высокие требования па тщательность конструктивного оформления балок, а
также на высокие качества их изготовления и монтажа Степень динамиче-
ского воздействия крановых нагрузок на подкрановые балки зависит от
уравновешенности работы крана, что связано с качеством его изготовления,
от системы крана (с гибким пли жестким подвесом груза), от качества рих-
товки рельсов, от типа и качества их стыков п других факторов, которые
пе поддаются учету расчетом, ио при тяжелом режиме работы кранов ока-
зывают существенное влияние па работу подкрановых балок и за-
частую приводят к расстройству поясных заклепок и прикреплений под-
крановых балок к колоннам, к трещинам в поясных швах и другим повреж-
дениям.
В подкрановых балках, предназначенных для кранов с тяжелым режимом
работы, рекомендуется примени гь мартеновскую сталь успокоенную.
546
Подкрановые балки
§ 2. ТИПЫ ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК
В зависимости от расположения рельса кранового пути различают под-
крановые балки с ездой поверху и ездой понизу. В первом случае рельсы
кранового пути располагаются непосредственно по верхнему поясу подкра-
новых балок, во втором случае рельсы располагаются у нижнего пояса под-
крановых балок. Благодаря значительно большей простоте конструктивного
решения балки с ездой поверху имеют преимущественное распространение.
При большом пролете балки с ездой поверху имеют большую строитель-
ную высоту, что может повлечь за собой увеличение полезной высоты и
кубатуры здания.
Подкрановые балки могут быть как сплошные, так и сквозные. При езде
поверху строительная высота балок часто весьма ограничена, почему балки
с ездой поверху преимущественно проектируются со сплошной стенкой.
Фиг. 493. Развитие верхнего пояса
подкрановых балок в горизонтальной
плоскости
а — прокатная балка; б — сварная балка
-350> Л
-700*8
-220X12
Фиг. 494. Устройство
специальной тормозной
балки
Однако за последнее время в связи с высокой стоимостью листовой стали
получили применение подкрановые балки комбинированной системы, в кото-
рых сплошная, чаще всего прокатная, балка укрепляется сквозной конструк-
цией (фиг. 499, б).
Создание горизонтальной жесткости верхнего пояса балки, необходимой
для восприятия сил поперечного торможения, достигается либо путем не-
посредственного развития пояса в горизонтальной плоскости (фиг. 493), т.е.
путем применения балки с несимметричными поясами, либо путем устройства
особой горизонтальной балки (или фермы), называемой тормозной (фиг. 494).
Балки с несимметричными поясами могут применяться при небольших пролетах
(например, 6 м) для кранов грузоподъемностью до ЗО-ьоО т.
Создание горизонтальной жесткости верхнего пояса подкрановой балки
необходимо также для обеспечения общей устойчивости балки.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ И РАСЧЕТА ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК
а) Балки со сплошной стенкой
I) Сварные балки
Простейшим сечением подкрановой балки является двутавровый прокат-
ный профиль с усиленной верхней полкой (фиг. 493,а). Однако балки из
прокатных двутавров оказываются достаточными для крапов небольшой гру-
Особенности конструкции и расчета подкрановых балок 541
зоподъемности (до 5-ь 10 т). Наиболее распространенными являются балки
составного сечения, преимущественно сварные.
Сварные подкрановые балки сравнительно с клепаными более экономичны
как по затрате материала, так и по трудоемкости изготовления. Вместе с
тем сварные балки представляют некоторые конструктивные трудности в
развитии мощных поясов при кранах большой грузоподъемности (в особен-
ности при больших пролетах).
Высота подкрановых балок определяется соображениями, указанными в гла-
ве VIII, § 2. Независимо от условий наименьшего веса при назначении вы-
соты балки иногда приходится также учитывать условия габарита здания
(когда по технологическим условиям бывают заданы отметки головки рельса
и низа подкрановой балки). При ограниченной высоте балок необходимо
обеспечить установленные требования в отношении их жесткости, а именно:
наибольший прогиб балок для ручных кранов — ~1, для электрических кра-
нов грузоподъемностью до 50 т — и для кранов большей грузоподъ-
емности — I.
750
Высота подкрановых балок в зависимости от величины расчетной нагрузки
изменяется в пределах пролета. При увеличении пролета отноше-
ние высоты к пролету уменьшается.
Пояса сварных балок целесообразно назначать из одиночных листов уни-
версальной стали больших толщин. Это выгодно и в производственном отно-
шении, и в отношении затраты электродов на лишние поясные швы, связы-
вающие между собой горизонтальные листы пояса, и с точки зрения разме-
щения подкранового рельса. В целях экономии стали целесообразно в сварных
балках пролетом 10-ь 12 м и более назначать ширину горизонтальных листов
переменной (сохраняя при этом толщину листов одинаковой).
Экспериментальные и теоретические исследования показали, что несущая
способность подкрановых балок в значительной степени определяется рабо-
той стенки1. Поскольку площадь сечения стенки нередко достигает половины
площади всего сечення балки, экономия материала при проектировании под-
крановых балок может быть достигнута за счет рационального проектиро-
вания стенки.
Толщина стенки сварных подкрановых балок определяется, главным
образом, из условий ее местной устойчивости.
При наличии сосредоточенных воздействий колес кранов на балку при
проверке местной устойчивости стенки необходимо учитывать все три вида
напряжений, действующих в стенке" нормальные напряжения ог, сминающие
напряжения ov и срезывающие напряжения txv, туЛ (см. главу VIII. § 4). Как
показывают исследования, наибольшее значение для местной устойчивости
имеют сминающие напряжения ov. Особенно существенно влияние этих на-
пряжений при редком расположении ребер жесткости (на расстояниях, боль-
ших высоты стенки балки). Так. при расположении ребер жесткости на рас-
стояниях, превышающих высоту стенки в 1.25-5-1.5 раза, относительное зна-
чение сминающих напряжений о, в результирующем напряжении при проверке
местной устойчивости ио формуле (8.63) составляет 70-5-80%, нормальных
— 20-5-10%, срезывающих напряжений т—12-ь6%.
1 И. Е. С и с и г л е р, Экспериментальное исследопание работы подкрановых балок.
•Сборник трудов MUCH” № 7. Госстройиздат, 1950.
Ь. М. Броудс, Распределение сосредоточенного давления в металлических
балках, Госстройпздат, 1950.
542
Подкрановые балка
«же указывалось, величина сминающих напряжений а„ зависит от
) распределения Давления колеса Р по длине балки (фиг. 495). Для
величины а, надо стремиться к увеличению длины Ло, что может
быть достигнуто путем увеличения толщины пояса балки, а
Как уже указывалось,
длины 1, .
уменьшения
также путем усиления связи рельса с поясом.
Весьма существенно способствует увеличению длины рас-
пределения 40 приварка рельса к поясу непрерывными швами.
Как покатывают исследования, такая приварка повышает мест-
ную устойчивость стенки на 30-ь60°/о-
Однако соединение кранового рельса с поясом балки путем
сварки не может быть рекомендовано во всех случаях, так как
Фиг 4'15 Эпю- ЭТО делает невозможной рихтовку рельса; кроме того, в про-
ра расйреле- цессе эксплуатации неизбежна смена рельсов (как вслед-
ления лавлс- ствие |1х износа, так и вследствие местных повреждений),
яия колеса
крана в стен-
ке подкрано-
вой балкн
что при наличии сварного соединения рельса с поясом трудно
осуществить без опасности повреждения верхнего пояса бал-
ки. Поэтому такое соединение допускается только при кранах
относительно небольшой грузоподъемности (до 20-г-ЗО т).
Длина распределения сосредоточенного давления колеса по кромке стенки
может быть вычислена достаточно точно по формуле:
>.0 = 3,75|Т4+ +
(16.1)
где J—общий момент инерции сечения рельса и верхнего пояса подкрано-
вой балки в случае приварки рельса швами, воспринимающими сре-
зывающие напряжения, или сумма моментов инерции сечения рельса
и пояса при иных способах крепления;
8 — толщина стенки;
/, — длина передачи давления колеса с рельса на пояс, которая может
быть принята равной удвоенной высоте рельса.
Следовательно, сминающее напряжение:
При больших давлениях колес крана толщина стенки часто определяется
проверкой приведенных напряжений в ней в опорном сечении на уровне
поясных швов по условию упругой работы по формуле:
°np = /oj,+ 3x“. (16.3)
Отношение толщины стенки к ее высоте в подкрановых балках меняется
в пределах 1/80-=-1/180.
Стенка подкрановых балок укрепляется вертикальными ребрами жестко-
сти, поставленными на всю высоту (фиг. 496, а). Кроме того, при больших
сосредоточенных давлениях колес крана иногда появляется необходимость
постановки промежуточных коротких ребер (фиг. 496, б).
Высота короткого ребра должна быть не менее 0,3 Л и ис меиее 0,4 а!,
где а, расстояние между двумя промежуточными короткими ребрами или
между коротким и основным поперечным ребром.
Недостатком применения коротких ребер жесткости в сварных балках
является неравномерное по высоте балки сокращение ее длины, являющееся
результатом усадки поперечных сварных швов, и связанная с этим начальная
деформация балкн. Поэтому в случае применения коротких ребер их следует
Особенности конструкции и расчета подкрановых балок
543
приваривать к стенке швами минимальной толщины (4 мм). Кроме того, в
месте обрыва коротких ребер создаются очаги концентрации напряжени 1,
которые при тяжелом режиме работы кранов и многократных повторных
загружениях могут привести к образованию трещин в стенке, в особенности
если концы швов, приваривающих
ребра, не подвергнуты специаль-
ной обработке. Поэтому прибегать
к устройству коротких промежу-
точных ребер следует лишь в слу-
чае крайней необходимости.
Проверка местной устойчиво-
сти стенок подкрановых балок
производится согласно указаниям
главы VIII, § 4.
Фиг. 496. j крепление стенки подкрановой балки ребрами жесткости
Как показывают исследования работы подкрановых балок, весьма небла-
гоприятным фактором для работы балок является эксцентричное приложение
нагрузки.
При эксцентричном нагружении балок потеря их общей устойчивости
происходит по изгибно-крутильной форме. Имея в виду неизбежные эксцен-
триситеты приложения нагрузки, полезно для улучшения работы балки
уменьшать расстояние между основными ребрами жесткости, располагая их
через интервалы, не превышающие высоту стенки балки.
Кроме того, как указано в главе VIII, следует приваривать ребра жест-
кости как к верхнему, так и к нижнему поясам балки; целесообразно также
принимать ребра жесткими в продольном направлении (например, из у олков,
приваренных к стенке пером).
Необходимо в процессе эксплуатации следить за правильным положением
крановых рельсов на балках, допуская величину эксцентриситета не более 1 с.и.
Смещение рельса с осн стенки приводит к резкому перенапряжению по-
ясных швов, условия работы которых и без того достаточно тяжелые, так
как они воспринимают все динамические воздействпч кранов и к тому же
находятся в сложном напряженном состоянии. При тяжелом режиме работы
кранов следует производить К-образную разделку верхней кромки стенки
балки (фиг. 109, в) пли осуществлять шпы методом глубокого проплавления
(фиг. 109, г), чтобы избежать зазоров между стенкой и горизонтальным ли-
стом и улучшить условия работы поясных швов.
544
Подкрановые балки
Стыки поясов сварных подкрановых балок осуществляются косым или
прямым стыковым швом, не препятствующим размещению рельса В том слу-
чае когда стыки завариваются на монтаже, должны быть соблюдены все
конструктивные требования, относящиеся к монтажным стыкам (см. гла-
ву VIII § 5).
Стыки вертикальной стенки сварных подкрановых балок не отличаются
от стыков обычных сварных балок.
2) Клепаные балки
При кранах большой грузоподъемности, вызывающих в балках значи-
тельные изгибающие моменты, применение сварных балок встречает за-
труднения ввиду конструктивной сложности в развитии сечений мощных
Фиг. 497. Развитие сечений поясов клепаных подкрановых балок
поясов. В таких случаях оказывается необходимым проектировать подкра-
новые балки клепаными.
Развитие сечения поясов клепаных балок достигается применением круп-
ных уголков возможно больших калибров и горизонтальных листов (фиг.
497, а), а также добавлением в случае необходимости вертикальных листов
(ламелей). Ламели выпускаются на 1—2 ряда заклепок ниже вертикальной
полки поясного уголка (фиг. 497, б).
Целесообразно, чтобы площадь элементов пояса, непосредственно прилега-
ющих к стенке (поясных уголков и ламелей), составляла не менее 0,3 обшей
площади пояса.
Применение горизонтальных листов в поясе подкрановой балки в коли-
честве более двух-трех нецелесообразно. Прежде всего при многолистовом
пакете возникают конструктивные затруднения в отношении перекрытия
стыков, так как применение стыковых накладок влечет за собой нарушение
Особенности конструкции и расчета подкрановых балок 545
положения кранового рельса. Это заставляет прибегать к специальным
типам стыков (см. ниже).
Кроме того, слишком большое развитие сечения горизонтальных листов
приводит к повышению напряжений в горизонтальных поясных заклепках,
работа которых при значительных сосредоточенных давлениях колес крана
является исключительно ответственной.
Смещение рельса с оси стеики сильно ухудшает условия работы
поясных заклепок.
В балках под краны с тяжелым режимом работы или со значительными
давлениями колес необходимо пристрогивать верхнюю кромку стенки к поясу,
чтобы облегчить работу поясных заклепок.
Уменьшение площади горизонтальных листов приводит к уменьшению
величины сдвигающей силы по оси заклепок Т=0^- (где <$п — статический
момент пояса), а следовательно, и к уменьшению напряжений в заклепках.
Толщина вертикальной стенки в клепаных балках, так же как и в свар-
ных, определяется, главным образом, из условия ее местной устойчивости.
Кроме того, при больших давлениях колес крана (более 40-г-ЗО т) извест-
ное значение при выборе толщины стенки может иметь также ее сопро-
тивление смятию по линии горизонтальных поясных заклепок. Здесь может
оказаться полезной постановка ламелей, за счет которых может быть умень-
шена толщина стенки.
Предельная толщина стенки с точки зрения возможности пробивки отвер-
стий на многоштемпельном прессе составляет 20-Z-22 лл.
Обычные способы перекрытия стыков горизонтальных листов клепаных
балок накладками для подкрановых балок нецелесообразны, так как они тре-
буют либо уменьшения профиля рельса на протяжении длины накладки, либо
устройства по всей длине балки особой подкладки под рельс. В избежание
этого стыки поясов подкрановых балок весьма часто конструируются с не-
симметричным перекрытием пакета поясных листов горизонтальными на-
кладками: широкими, располагаемыми в нижней плоскости пакета, и узкими —
в верхней плоскости, располагаемыми по обе стороны подкранового рельса.
Так, в мощной балке пролетом 33 л (фиг. 498а) ступенчатый стык трех
горизонтальных листов верхнего пояса перекрыт сверху узкими накладками
по краям сечения (вне расположения кранового рельса) в, главным образом,
широкими накладками снизу.
Стык может быть назначен вблизи места обрыва горизонтальных
листов; при пали.... в составе пояса двух горизонтальных листов стык рас-
полагают вблизи места обрыва второго горизонтального листа, используя
его продолжение (от места его практического обрыва к опоре) в качестве
накладки для перекрытия стыка первого горизонтального листа (фпг. 4986).
Стыки вертикальной стенки клепаных подкрановых балок не отличаются
от стыков обычных клепаных балок.
3) Общие указания по расчету сплошных подкрановых
балок
При подборе сечений подкрановых балок учитывается воздействие на
балку как вертикальной, так и горизонтальной нагрузки.
Па вертикальные нагрузки работает все сечение балки; прп воздействии
же горизонтальных сил учитывается работа только верхнего пояса, к кото-
рому и считаются приложенными силы поперечного и продольного тормо-
жения В действительности силы поперечного торможения приложены к го-
35 It С. Сзрелсцкий
546
Подкрановые балка
а силы продольного торможения к голов
ловкам рельсов мос™во бРло; т е. вне центра тяжести верхнего пояса,
кам рельсов подкрано ^^и обычно пренебрегают и считают гори-
УкЗЗаННЫМВ ЭКСИС р _____„ ,„11ЛПгти йрпунрго плага Рою...
вонтальные силы „Дягс балки, усиленном тормозной
Дополнительные усилия
1 в центре тяжести верхнего пояса балки,
верхнем поясе балки, усиленном тормозной
в
считаться работающей на непрерывную вибра-
балкой, от горизонтальных
сил поперечного торможе-
ния составляют обычно не
более 5% от усилий, вы-
званных вертикальной на-
грузкой; поэтому подбор се-
ченвй таких подкрановых ба-
лок можно производить по
расчетному моменту от вер-
тикальной нагрузки, снизив
при этом расчетное сопро-
тивление на 5%, с после-
дующей проверкой сечения
на совместное действие вер-
тикальной и горизонтальной
нагрузок.
Так как в подкрановой
балке имеет место непо-
средственное приложение
подвижной нагрузки к верх
нему поясу, то расчет ее про-
изводится по абсолютно наи-
большему изгибающему мо-
менту.
Поясные швы в сварных
балках и горизонтальные
поясные заклепки в клепа-
ных балках рассчитываются
на равнодействующую гори-
зонтальной сдвигающей си-
лы и вертикального мест-
ного давления от колеса
крана (согласно указаниям
главы VIII, § 4). Напряже-
ние в швах и в заклепках
от вертикального давления
при больших давлениях ко-
лес получаются весьма значи-
тельными и поэтому должны
всегда учитываться. Поясные
швы должны быть непрерыв-
ными. При тяжелом режиме
работы кранов балка должна г________
ционную нагрузку с соответствующим снижением напряжений умножением
их на коэффициент у. При среднем и легком режимах подкрановая балка
считается работающей на регулярную подвижную нагрузку.
менынение давлений на заклепки достигается путем прнстрожки
всрхне кромки вертикального листа к нижней плоскости горизонталь
пристрожки
Особенности конструкции и расчета подкрановых балок
.5.7
лого пакета. В этом случае разрешается при определении шага поясных
заклепок учитывать местное давление колеса крана только в размере 40*/».
Шаг заклепок по нижнему
поясу сплошных балок для
упрощения разметки, а также
для возможности пробивки от-
верстий на многоштемпельном
прессе принимают равным шагу
„ заклепок по верхнему поясу,
к Особое внимание должно
« быть обращено на местную
о устойчивость вертикальной
2 стенки, прн этом необходимо,
g, как уже указывалось, учиты-
4 вать все три компонента рабо-
= ты стенки: нормальные, срезы-
1 вающпе и сминающие напря-
g жения.
О
6) Сквозные балки
а Высокая стоимость листо-
c. вой стали заставляет в настоя-
н щее время широко применять
§ сквозные подкрановые балки,
о Сквозные балки требуют не-
S сколько большей высоты и по-
§ тому в ряде случаев требуют
з некоторого повышения отмет-
" ки кранового пути.
§ Эффективность применения
£ сквозных подкрановых балок
g зависит от их пролета и гру-
g зоподъемности кранов, причем
g наиболее эффективны балки
" больших пролетов под краны
= относительно небольшой гру-
з зоподъемности.
“ Основным недостатком
& сквозных подкрановых балок,
“ помимо их более сложной кон-
то струкцпи сравнительно со
сплошными, является неблаго-
- приятная работа верхнего поя-
9' са на местный изгиб, поскольку
подкрановые рельсы непосред-
ственно располагаются попоясу.
Получающиеся при этом
большие сечения верхнего поя-
са, жесткость которого часто
используется только при работе
на одну панель, делают данную конструкцию тяжелой и мало конструктивной.
Однако если при расчете жесткий пояс рассматривать как балку, рабо-
тающую на весь пролет, подкрепленную снизу сквозной конструкцией, то
Подкрановые балки
можно значительно облегчить конструкцию. В этом случае система является
*0МПплг?ХТй° комбинированной системой является шпренгельная конструк-
НИЯ в которой балка укреплена треугольным шпренгелем (фиг. 499,а). Приме-
нение такихРбалок возможно прн небольших пролетах (6 . 8 м) и сравни-
тельно легких кранах. При больших пролетах или кранах большой грузоподъем-
ности целесообразно применение комбинированной системы в виде жесткой
балки усиленной сквозной конструкцией — фермой (фиг. 499,6).
Наличие балки разгружает поддерживающую сквозную конструкцию. При
обычной высоте балки (верхнего пояса), равной около /6Ч- /, от высоты
всей конструкции, разгрузка может достигнуть 15%, что компенсирует
увеличение веса верхнего пояса. Вес балки комбинированной системы обычно
оказывается меньше веса сплошной балки.
В основу сечения верхнего пояса балки комбинированной системы при-
нимается прокатный двутавр, благодаря чему конструкция такой балки по-
лучается относительно несложной.
Фиг. 499. Схемы подкрановых балок шпренгельной и комбинирован-
ной систем
Поскольку верхний пояс работает на изгиб и осевое сжатие, сечение его
обычно делают несимметричным путем усиления верхней полки двутавра
горизонтальным листом (фиг. 500) или швеллером.
Решетка сквозной подкрановой балки, как правило, центрируется на
нижнюю кромку двутавра, что упрощает конструкцию прикрепления ре-
шетки к цоясу и несколько облегчает работу двутавра. Конструкцию
решетки даже при тяжелых крановых нагрузках (например, при 100-дг кра-
нах) оказывается возможным осуществить из двух уголков, применяя круп-
ные калибры уголков.
Панель балки должна быть увязана с мощностью пояса. Показанная иа
фиг. 500 сквозная подкрановая балка комбинированной системы пролетом
12 л под тяжелую нагрузку имеет панель 2 м при поясе из двутавра №45,
усиленного листом.
Прн проектировании подкрановых балок комбинированной системы сле-
дует обращать особое внимание на завязку нижней полки верхнего сжатого
пояса в боковом направлении.
В сквозных подкрановых балках отдельные стержни работают на знако-
переменные усилия, что при тяжелом режиме работы крапов может вызвать
разрушение их от усталости. Усталость появляется прежде всего в местах
концентрации напряжений, которые в сварных балках особенно резко разви-
ваются около фланговых швов при переходе усилия со стержня па фасонку.
Здесь может произойти разрушение стержня по основному металлу. Поэтому
при подборе сечений стержней сквозных балок необходимо учитывать спи-
Особенности конструкции и расчета подкрановых балок
549
Схенп
от
-— -------------------------------------------— П980 --- 2000
Фиг. 500. Конструкции сиарний подкрановой балки комбинированной системы прилетом 12 .и
550
Подкрановые балки
жение расчетных сопротивлений или допускаемых напряжений умножением
их на коэффициент у снижения напряжений при вибрационной и регулярной
подвижной нагрузке. В сварных балках необходимо, кроме того, предусма-
тривать выкружки в фасонках, обрабатывать поверхность швов, тщательно
контролировать качество сварки и вообще осуществлять все мероприятия,
обеспечивающие наименьшую концентрацию напряжений в конструкции
(см. главы IV и X).
Комбинированная система является статически неопределимой. За стати-
чески неопределимые параметры удобнее всего принимать изгибающие мо-
менты в узлах верхнего пояса фермы. Тогда основной системой будет
шарнирная сквозная ферма с приложенными в узлах верхнего пояса момен-
тами.
При расчете можно пренебречь влиянием побочных перемещении полу,
чающихся трехчленных уравнений, что очень упрощает расчет.
§ 4. ТОРМОЗНЫЕ БАЛКИ И ФЕРМЫ
Фиг. 501. Общая тормозная ферма для
двух смежных подкрановых балок
ной для обеспечения горизонтально»
Тормозные балки и фермы служат для обеспечения поперечной жестко-
сти верхнего пояса подкрановой балки при горизонтальных поперечных воз-
для обеспечения общей устойчивости
балки. Кроме того, тормозные балки
используются как площадки для ос-
мотра и ремонта крановых путей и
ходовых частей кранов.
Тормозная балка представляет собой
балку (или ферму) с параллельными поя-
сами; одним поясом ее является пояс
подкрановой балки, другой пояс—спе-
циальный, таврового сечения или из
швеллера (фнг. 494).
При наличии в смежных пролетах
подкрановых балок, имеющих одина-
ковую отметку рельсов, устраивается
общая тормозная балка (ферма), поя-
сами которой служат верхние пояса
смежных подкрановых балок (фиг. 501).
Ширина тормозной балки (фермы)
должна быть прежде всего достаточ-
жесткости кранового пути. Развитие
ширины тормозных балок обусловливается также необходимостью использо-
вания их в качестве смотровых и ремонтных площадок. Ширина тормозных
балок (ферм) у наружных колонн здания должна укладываться в пределах
расстояния от оси подкрановой балки до наружной грани колонны (размер
е-ф-с на фиг. 3396). Однако такая ширина может быть использована для
тормозной балки только в случае устройства выносной степы. В противном
случае высота тормозной фермы ограничивается расстоянием до внутренней
поверхности стены.
В сварных балках прикрепление стенки тормозной балки к верхнему
поясу подкрановой балки обычно осуществляется непрерывными угловыми
швами (при укрупнитсльной сборке на монтаже).
В клепаных балках для соединения стенкн тормозной балкн с всрхч»я
поясом подкрановой балки один из горизонтальных листов пояса (лучше
всего —первый) выпускают па 65-; 70 лл; на выпущенный лист уклады-
Тормозные балки а фермы
551
вают лист рифленой стали, который прикрепляют заклепками (или болтами)
диаметром 17-5-20 мм.
Стенки тормозных балок укрепляют ребрами жесткости, которые обес-
печивают их устойчивость и, кроме того являются опорами при работе
стенки на изгиб от вертикальной нагрузки. Укрепление стенки производится
одиночными ребрами снизу, так как верхняя поверхность ее для возможно-
сти использования в качестве смотровой или ремонтной площадки должна
быть гладкой.
Основными опорами пояса тормозной балки или фермы в вертикальной
плоскости являются колонны здания. При небольшом шаге колонн (до 6-5-7 м)
и поясе из одиночного швеллера (фиг. 494) можно обойтись без проме-
жуточного опирания пояса; при большом шаге колонн это опирание может
осуществляться разными способами. Так, в подкрановых балках, располо-
женных по наружному ряду колонн, для подвески пояса тормозной балки
Фиг. 503. Опирание пояса тормозной балки
при помощи подкосов
Фиг. 502. Подвеска пояса
тормозной балки к стойке
фахверка при помощи ли-
стового шарнира
целесообразно использовать стойки фахверка. Прп этом во избежание
неблагоприятных для кладки стен горизонтальных воздействий крана целесо-
образно осуществлять эту подвеску посредством листового шарнира (фнг. 502).
Опирание пояса тормозной балкн иногда осуществляется при помощи
особых подкосов (фиг. 503), размещаемых через 5-5-6 м по длине балки.
Однако применение подкосов в балках больших пролетов имеет тот недо-
статок, чго вертикальная нагрузка, которая может находиться на тормозной
балке, передаваясь через подкосы, вызывает изгиб мало жесткого в горизон-
тальной плоскости нижнего пояса подкрановой балки п скручивание балки.
Болес целесообразно для поддержания тормозной балки при больших
пролетах устраивать специальную ферму, расположенную параллельно под-
крановой балке. Элементы такой фермы назначаются по гибкости.
Тормозная балка рассчитывается, как разрезная балка, на действие гори-
зонтальных енл поперечного торможения, передаваемых колесами мостового
крана при невыгоднейшем расположении крапа па балке.
Так как тормозная балка служит п ремонтной площадкой для кранов,
то при расчете сгонки (равно как и пояса) необходимо учитывать также и
552
Подкрановые балки
действие вертикальной нагрузки, которая условно принимается равномерно
распределенной по площади балки интенсивностью 250 кг/м (если в про-
ектном задании нет специальных указаний об этой нагрузке).
Таким образом, стенка тормозной балки работает.
1) в горизонтальной плоскости — как стенка балки от горизонтальных
воздействий крана;
2) в вертикальной плоскости — как пластинка от вертикальной нагрузки;
при этом пластинка может рассматриваться как защемленная по контуру
(в поясах н ребрах жесткости).
Толщина стенки тормозной балки, вычисленная из условии прочности,
ввиду незначительности нагрузки обычно весьма невелика. Практически тол-
щина рифленой стали, применяемой для тормозных балок, составляет
'верхний пояс мЗнрот&й банки
Фиг. 504. Схема решетки тормозной фермы
б-т-блслг—при ширине балки h = 0,5 -4- 0,8 м, 6-4-8 мм— при /г = 0,9-4-(,2.«
и 8-5-10 мм—при Л= 1,25-5-1,50 м.
Решетка сквозных тормозных ферм принимается обычно треугольная
с дополнительными стойками.
Крайние раскосы тормозной фермы должны примыкать в опорных узлах
к подкрановой балке, благодаря чему упрощается сопряжение тормозной
фермы с колонной (фиг. 504).
Ввиду сравнительно небольшой ширины тормозных ферм угол на-
клона раскосов для уменьшения числа панелей делают обычно весьма
пологйм, доводя его до 25°-5-ЗО° и допуская при этом неполную центра-
цию в узлах.
В целях возможности перевозки тормозной фермы в собранном виде не-
зависимо от подкрановой балки целесообразно предусматривать в ней допол-
нительный пояс из одиночного уголка. Соединение такой фермы с верхним
поясом подкрановой балки осуществляется путем монтажной сварки.
Так как горизонтальные крановые воздействия на балку могут менять
свое направление, то все элементы тормозной фермы являются сжато-вытя-
нутыми, а потому рассчитываются на сжатие; при этом снижения напряжений,
т. е. введения коэффициента f, не требуется ввиду меньшей ответственности
тормозной фермы.
§ 5. ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ С ЕЗДОЙ ПОНИЗУ
В процессе компоновки конструкций промышленного здания подкрановый
рельс иногда располагается у нижнего пояса подкрановой балки. Применение
такого устройства наиболее целесообразно: 1) при необходимости сокраще-
ния строительной высоты подкрановых балок (т. е. расстояния о г низа балки
до головки рельса); 2) при использовании в качестве подкрановых балок
подстропильных ферм; в этом случае крановые рельсы располагаются у
нижнего пояса, а стропильные фермы примыкают к верхнему поясу под-
краново-подстропильной фермы.
Редкое применение подкрановых балок с ездой понизу обьясняегея боль-
шой их конструктивной сложностью.
Подкрановые балки с ездой понизу
555
В балках с ездой понизу (фиг. 505, а) крановые рельсы располагаются
не по оси балки, а сбоку, на некотором расстоянии от нее, в соответствии
с габаритом опорного узла мостового крана В и зазором Д (фиг. 505, б).
Таким образом, подкрановая балка, кроме вертикального воздействия, под-
вергается также и скручиванию. Усилия, возникающие от скручивающих
Фиг. 505. Схема подкрановой балки с езтой понизу
моментов, воспринимаются продольными горизонтальными фермами, распола-
гаемыми у нижнего п верхнего поясов подкрановой балки.
Верхний пояс подкрановой балки с ездой понизу обычно располагается
в плоскости нижних поясов стропильных ферм, благодаря чему в качестве
верхней горизонтальной фермы могу г быть использованы продольные
связи.
По условиям компоновки конструкций балки с езтой понизу имеют боль-
шую высоту С/т-:—*/j пролета), а потому, как правило, проектируются сквоз
&54
Подкрановые балки
ними Клановые рельсы располагаются на сравнительно низких балках
(обычно из прокатных двутавров), опирающихся на вертикальные консоли
/кпонштейны) прикрепляемые к стойкам подкрановых балок у нижних узлов.
Таким образом, пролет балок, поддерживающих крановый рельс, равен панели
ПОДСтойки°подкрановой фермы подвергаются действию изгиба в плоскости,
перпендикулярной плоскости фермы, от внецентренного приложения крано-
вой нагрузки (фиг. 505, б); поэтому сечения стоек должны иметь надле-
жащее развитие в плоскости, перпендикулярной ферме, почему подкрановые
балки с ездой понизу, как правило, проектируются двустенчатыми.
Фиг. 506. Пример подкрановой балки с ездой понизу
На фиг. 506 показан пример конструкции тяжелой подкрановой фермы
с ездой понизу в печном пролете мартеновского цеха.
У нижнего пояса фермы расположены рельсы для движения завалочной
машины, по верхнему поясу фермы расположены рельсы для движения 50-w
заливочного крана. Кроме того, подкрановая ферма при помощи стоек, опи-
рающихся на ее верхние узлы, поддерживает покрытие здания.
При расчете подкрановых ферм с ездой понизу усилия в их элементах
определяются прежде всего от вертикальной нагрузки, как в обычных фер-
мах. т. е. по линиям влияния. Кроме того, пояса балок испытывают допол-
нительные усилия, поскольку они являются элементами продольных связе-
вых ферм.
Горизонтальные нагрузки, воспринимаемые продольными связевыми фер-
мами, слагаются:
1) 1,3 горизонтальных давлений, передаваемых концами стоек подкрано-
во фермы, при действии на стойку сосредоточенного момента от впецен-
тренного приложения крановой нагрузки (фнг. 507, и):
D с
Н. =-----
Л»
Подкрановые балки для консольных кранов
555
Фиг. 507. К расчету подкрановой балки с ездой понизу
2) из горизонтальных давлений, передаваемых концами стоек подкрано-
вой фермы, при действии на стойку горизонтальной силы поперечного тор-
можения (фиг. 507, б):
гл +rL- н —ь-Л.
Так как направление сил
поперечного торможения мо-
жет менять свой знак, то при
учете указанных горизон-
тальных воздействий надо
брать сумму значений
/71 T/g н /7( /73.
Стойки подкрановой фер-
мы, кроме сжимающего уси-
лия, воспринимают изгибаю-
щие моменты:
I) от сосредоточенного
момента /7„акс с, передавае-
мого консолью на стойку;
2) от сосредоточенной силы торможения Т.
Подкрановые балки с ездой понизу более сложны в конструктивном
отношении, а потому применение их может быть целесообразно лишь при
соответствующих условиях компоновки конструкций цеха.
§ 6. ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ ДЛЯ КОНСОЛЬНЫХ КРАНОВ
По условиям технологии иногда бывает необходимо обеспечить обслужи-
вание подъемными механизмами зону помещения, прилегающую к ряду колонн
цеха. Для этих целей служат так называемые консольные катучие краны.
*1’111. Д>Х. Схема консольного катучего крапа
556
Подкрановые балки
На фиг. 508 показана
жеиия его вдоль цеха необходимо
схема консольного катучего крапа. Для передвц.
иметь три балки: одну вертикальную
воспринимающую вертикальные давле-
ния колеса крана, и две горизонталь-
ные, воспринимающие горизонтальные
Фиг. 509. Прикрепление балок консоль-
ного краиа к колонне
давления колес.
Указанные давления равны (фиг.508):
вертикальные
Л = С + О;
горизонтальные
Qb + Ga
Н =----h----•
Здесь G—вес крана;
Q — вес груза и тележки;
а — расстояние от центра тяже-
сти крана до оси вертикаль-
ной подкрановой балки;
Ь — расстояние от груза в край-
нем его положении до оси
вертикальной подкрановой
балки;
h — расстояние между осями го-
ризонтальных балок.
При кране, который опирается на
каждую балку двумя колесами, давле-
ния на подкрановые балки от одного
колеса будут равны:
на вертикальную балку
Р=А-
на горизонтальную балку
Прикрепление вертикальной и го-
ризонтальных балок к стержню колон-
ны осуществляется при помощи кон-
солей (фиг. 509).
§ 7. КРАНОВЫЕ РЕЛЬСЫ И ИХ ПРИКРЕПЛЕНИЕ К ПОДКРАНОВЫМ БАЛКАМ
Необходимая ширина головки кранового рельса зависит от величины
наибольшего давления колес мостового крана, а также от диаметра колеса
и определяется по формуле:
(16-4)
где D— диаметр колеса крана;
k — допускаемое удельное давление на рельсы (50-ь60 кг/см1)',
Гщс—наибольшее статическое давление колеса.
Крановые рельсы и их прикрепление к подкрановым балкам
&>7
Практически ширина головки крановых рельсов колеблется в пределах
50-4-140 мм.
Наиболее распространенными в настоящее время являются следующие
типы подкрановых рельсов. Для самых легких кранов (грузоподъемностью
34-5 т) применяется брусковый квадратный рельс, непосредственно прива-
риваемый к балке прерывистыми швами.
Для кранов грузоподъемностью 10-4-50 т весьма целесообразно приме-
нение обычного железнодорожного рельса (типы 1а + Н1а), главным образом,
по условиям прикрепления
рельса к верхнему поясу
балки. С этой точки зрения
для более тяжелых кранов
целесообразно применение
рельсов специального про-
филя (фиг. 510). Эти рельсы
имеют весьма широкую по-
дошву (до 170 мм\ бла-
годаря чему улучшается
равномерность распределе-
Фиг. 510. Крановый рельс
специального профиля
Фиг. 511. Крепление железнодорожного рельса,
применяемого в качестве кранового
ния давления колеса по верхнему поясу балки, а также более толстую
стенку. При отсутствии специальных рельсов для тяжелых кранов также
применяются брусковые рельсы из квадратной стали необходимой ширины.
Фиг. 512. Крепление рельса специального профиля
Прикрепление краиопого рельса к пояс} подкрановой балки должно быть
устойчивым и обеспечивать (за исключением самых легких кранов) возмож-
ность рихтовки (выравнивания в плане) подкранового пути в процессе
эксплуатации.
С этой целью прикрепление железнодорожных рельсов, как правило,
осуществляется при помощи тяжей диаметром 22-5-25 мм (фиг. 511). Один
конец тяжей загнут в виде крюка, которым захватывается верхний пояс
подкрановой балки. Другой конец тяжей, имеющий резьбу, входит в отвер-
стие в стенке рельса. Парные тяжп, расставленные на 7-4-8 см, р аспол а-
558
Подкрановые балки
горизонталь-
Для рельсов специальных
Фиг. 513. Крепление брускового
рельса при помощи уголков
для
при
ко-
гаются гайками в разные стороны. Расстояние между каждой парой тяжей
назначается около 604-70 см. Одновременным подвинчиванием гаек каждой
пары тяжей можно производить рихтовку рельса.
---------- профилей, показанных на фиг. 510, приме-
няется крепление при помощи
ных боковых накладок, которыми прихва-
тывается подошва рельса (фиг. 512).
Прикрепление брускового рельса
тяжелых кранов может осуществляться
помощи приваренных к рельсу уголков,
торыс прикрепляются болтами к верхнему
поясу балки (фиг. 513). Для рихтовки рельса
в горизонтальных полках уголков предусмат-
риваются овальные отверстия.
От качества рихтовки рельсов, как уже
указывалось, зависят величина вертикаль-
ных воздействий кранов на конструкцию и напряженное состояние в по-
ясных швах и заклепках подкрановых балок.
Железнодорожные рельсы необходимо стыковать накладками, а квадрат-
ные стыковать „на ус“ для уменьшения воздействия на стенку прн проходе
колеса крана через место стыка.
Раздел Ш. КОНСТРУКЦИИ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ГРАЖДАНСКИХ
И ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Глава XVII
ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ И ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕКРЫТИЙ
БОЛЬШИХ ПРОЛЕТОВ
§ I. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ И СИСТЕМЫ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Перекрытия больших пролетов встречаются: в гражданских обществен-
ных зданиях— театрах, выставочных павильонах, спортивных залах, рынках
и вокзалах; в некоторых промышленных зданиях — авиасборочных и судо-
строительных цехах; в зданиях специального назначения — ангарах, гаражах,
эллингах и т. п. Необходимость в перекрытии больших пролетов чаще всего
р-----------------------------г, ------------------------------Н
Фиг. 514 Сравнение ширины застройки при одновролетном и многопролегном
решении перекрытия троллейбусного парка
вызывается архитектурными и эксплуатационными требованиями, как, напри-
мер, в зрелищных предприятиях (театрах, концертных залах и г. п.) для
улучшения видимости и акустических качеств помещения, в ангарах, спор-
тивных залах, промышленных зданиях, а иногда и в выставочных павильонах
при расположении громоздкого оборудования пли экспонатов, большеразмер-
ных изделий и т. д. При строительстве вокзалов, гаражей, трамвайных парков,
рынков и т. п. в черте города применение больших пролетов может быть
вызвано стесненное и.ю площади застройки, так как при перекрытии одним
пролетом общая площадь застройки получается меньше, чем при многопро-
летноИ конструкции покрытия (фиг. 514).
Различие в назначении большепролетных сооружений, в условиях эксплуа-
тации и в архитектурных требованиях определяет применение весьма разно-
560 Области применения
и основные особенности перекрытий больших пролетов
образных конструктивных решений, в результате чего в большепролетных
перекрытиях имеют распространение все известные системы конструкций
(балочные, рамные, арочные и даже висячие).
Фиг. 515. Балочное перекрытие ангара
Балочные (фнг. 515) и рамные (фиг. 516) системы используются наиболее
часто в большепролетных перекрытиях, так как они лучше всего соответ-
ствуют обычно прямоугольному внутреннему габариту помещений. Арочные
системы (фиг. 517) могут оказаться рациональными при большой высоте
Фиг. 516. Рамное перекрытие гаража для автобусов
°о= я КаК “ ЭТ°Ч СЛуЧае пнУтреннт«п габарит лучше вписывается
системы ЗИП пРК" “ ПОЛ>;чаегся ^-ший распор на фундаменты. Арочные
имущество В ап'ЧН“ Пр" б0-1Ьи,11х пролетах (60-:-80 .и „ более) и имеют пре-
их'гпочозтгпгРХ11ТСкТУРНОМ огнои,енпн- Висячие системы (фиг. 518) ввиду
няются кпат.₽ п» иегаР?,онпчнос™ с очертаниями здания в целом приме-
перекпытнях пл Як°‘ С уСПехо” могут применяться в большепролетных
перекрытиях пространственные системы в виде сетчатых или сплошных
Особенности большепролетных гражданских зданий
561
оболочек и складок (при прямоугольных п плане помещениях), куполов или
шатров (при круглых или многоугольных помещениях).
Фиг. 517. Арочное перекрытие павильона Сельскохозяйственной выставки в .Могк»е
В подавляющем большинстве случаев большепролетные перекрытия
бывают однопролетными, что отвечает условию отсутствия промежуточных
Фиг. 518. Висячее перекрытие главного здания Парижской выставки проект)
Опор; однако, например, в промышленных зданиях встречаются и двух-, и
трехпролетные псрекры шя.
§ 2. ОСОБЕННОСТИ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ГРАЖДАНСКИХ ЗДАНИЙ
При проектировании гражданских общественных зданий на первом месте
всегда стоят архитектурно-планировочные требования, удовлетворение кото-
рых, однако, в значительной степени может быть усилено и подчеркнуто
выразительными консгрук гнвными схемами. Поэтому для конструкций обще-
ственных зданий требование красоты и ! армонни с общим архитектурным
3G II. С. Стрелецкий
562 Области применения
и основные особенности перекрытия больших пролетов
замыслом является одним из
крытия в первую очередь
решающих. На конструктивное решение пере-
влияют очертания перекрываемых помещений
В "шан “перекрываемых помещений в гражданских зданиях может иметь
самые разнообразные очертания в зависимости от назначения сооружения.
В театральных, концертных и выставочных зданиях большепролетные поме-
щения (зрительные залы) проектируются в плане прямоугольными, квадрат-
ными круглыми или овальными (с небольшим отношением большей стороны
к меньшей); могут встретиться также очертания с одной осью симметрии
в виде трапеции или прямоугольника, замкнутого полукругом, и т. д.
Фиг. 519. Схемы устройства подвесного потолка
В зависимости от температурного режима зданий перекрытия могут быть
теплыми или холодными, а в зависимости от архитектурного оформления
помещений конструкции могут быть закрытыми снизу или открытыми.
В большинстве случаев помещения гражданских зданий являются отапли-
ваемыми, так что конструкции перекрытий должны предусматривать устрой-
ство теплой кровли или чердака. В театральных зданиях зрительные залы
обычно имеют архитектурно оформленный потолок, подвешенный к несу-
щим конструкциям перекрытия (фиг. 519). В этих случаях утепление обычно
укладывают по подвесному потолку, кровлю же проектируют холодной.
При устройстве холодной кровли часто применяют материалы (сталь,
этернит и др.), требующие значительных уклонов для отвода воды. Устрой-
ство подвесного потолка также накладывает свои требования на конструк-
тивно-компоновочное решение покрытия. Основные несущие элементы по-
крытия (фермы, арки и т. и.) поддерживают в этом случае две балочные
системы: одну — в плоскости кровли и другую — в плоскости подвесного
потолка. Иногда подвесной потолок имеет криволинейную поверхность и
осуществляется ца подвесках, прикрепленных к основным конструктивным
Особенности большепролетных промышленных зданий
563
элементам (фиг. 519, б). При подвесном потолке несущая конструкция за-
крыта и ее архитектурное выражение выявляется лишь общим простран-
ственным решением, входящим в объемную композицию здания в целом.
В зависимости от очертания потолка нижний пояс конструкции может быть
горизонтальным (фиг. 519, а) или вспарушенным (фиг. 519,6).
В выставочных павильонах, спортивных залах и вокзалах покрытия часто
нс имеют потолка, и отепление, так же как в промышленных зданиях, со-
вмещается с кровельной конструкцией.
В этих случаях открытые снизу конструкции входят в композицию
интерьера помещений и должны иметь соответствующее архитектурное
оформление.
Иногда в таких перекрытиях по условиям эксплуатации приходится
устраивать фонари для естественного освещения. Устройство фонарей
усложняет конструкцию перекрытия. Фонарные надстройки в гражданских
общественных зданиях должны быть архитектурно увязаны с общей кон-
структивно-компоновочной схемой и повышать их архитектурную вырази-
тельность.
Стальные конструкции покрытий гражданских общественных зданий —
театров, павильонов и т. п. — в большинстве случаев опираются на несущие
стены или каркасные конструкции, выполненные из других материалов
(железобетон, кирпич и т. п.). В этих случаях широкое применение находят
балочные системы покрытий.
Планы перекрываемых помещений в виде многоугольника, круга или
квадрата создают предпосылки для устройства купольных или шатровых
систем покрытий с пространственным распределением усилий. В павильо-
нах, спортивных залах и вокзалах, в особенности при пролетах более
40-4-50 м, стальные конструкции перекрытий рациональнее основывать
непосредственно на специальных фундаментах. Здесь могут быть приняты
рамные или арочные системы, причем на выбор типа конструкции и ее
компоновку существенно влияет высота перекрываемых помещений.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Большепролетные покрытия промышленных зданий имеют прямоугольное
очертание в плане; размеры пролетов обычно находятся в пределах 45-4-60 .и,
но иногда достигают 100 м и более. Это, главным образом, пролеты, в ко-
торых осуществляется сборка изделий, имеющих большие габариты (само-
Ф11Г. 520. Арочное перекрытие самолетосборочного цеха
лотов, судов). В самотетосоорочных помещениях пролеты достигает
100-;-120 м при высоте 8:10 .« и более (фиг. 520). изданиях судострои-
тельных заводов пролеты и шаги рам котеб потея в пределах 20-4-60 .к при
весьма значительных высотах, достигающих 39-4-10 .и (фиг. 521 и о22).
564 Области применения и основные
особенности перекрытий больших пролетов
Для обслуживания технологического процесса к конструкциям перекрц.
тий обычно подвешивается подъемно-транспортное оборудование в виде
мостовых кранов подвесных кран-балок, тельферов или конвейеров. Обычно
верхний (подвесной) транспорт обслуживает перемещение грузов в про-
дольном направлении; в поперечном же направлении технологический про-
фонарй
Разрез по 1-1
несс, как правило, обслуживается наземным транспортом, хотя имеются
и обратные случаи. Большая шприца пролета требует двух-трех парал-
лельно работающих мостовых кранов или кран-балок, нуги для которых
частично или полностью подвешивают к конструкциям перекрытий (фиг. 523).
Кровли большинства большепролетных промышленных зданий проекти-
рую! теплыми, что дает возможность принимать для них небольшие уклони,
весьма упрощающие конструкцию. При холодных кровлях материалы, тре-
бующие крутых уклонов, являются в большепролетных покрытиях псприси-
Особенности большепролетных промышленных зданий
565
лемыми из-за чрезмерного развития высоты конструкции в пролете. По-
этому при больших пролетах и в особенности при наличии подвесного транс-
порта, требующего устройства горизонтального конструктивного потолка,
следует и в холодных кровлях принимать рубероидный водопзоляционный
ковер, допускающий минимальные уклоны.
Технологические условия сборочных большепролетных цехов, как пра-
вило, требуют устройства верхнего света. В этом случае наиболее удобным
Фиг. 523. Большепролетное промышленное здание с частично подвешенными мосто-
выми кранами
в конструктивном отношении является поперечное расположение фонарей
(фиг. 524), црп котором фонарные конструкции могут быть включены в не-
сущую систему покрытия.
Эллинги для судов (фиг. 521 н 522), как указано, отличаются значитель-
ной высотой; высота эллинга иногда бывает в 1,5-:-2 раза больше пролета
или шага рам. Большие объемы здания требуют больших затрат па отоплс-
566 Области праченения и основные особенности перекрытий больших проле,пов^
ние поэтому эллинги обычно проектируют неотапливаемыми. При большой
высоте здания особое значение приобретают конструкции опор (колонн), а
также мероприятия но повышению жесткости здания, освещению и подвеске
кранового оборудования.
Обычно большие пролеты промышленных зданий перекрывают рамными
системами, обеспечивающими необходимую жесткость конструкции а вер-
тикальном и горизонтальном направлениях.
§ 4 ОСОБЕННОСТИ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ЗДАНИЙ СПЕЦИАЛЬНОГО
НАЗНАЧЕНИЯ
Широкое распространение большепролетные конструкции имеют в зда-
ниях специального назначения — ангарах, гаражах н т. п.; назначение этих
зданий — защищать от атмосферных воздействий самолеты, автомашины,
троллейбусы и другие транспортные машины во время пх стоянок, а также
профилактического и текущего ремонта. В ангарах и гаражах большие
помещения без внутренних стоек проектируются из условия удобства раз-
мещения и эвакуации машин. Внутренние стойки мешают передвижению
Разрез по Л 6
Фиг. 524. Большепролетное покрытие промышленного здания с поперечным
расположением фонарей
машин и увеличивают общую площадь помещений, так как необходимо вы-
держивать требуемые габариты приближения к колоннам.
Современные ангары имеют пролеты от 40 до 100 м и более.
Ангары разделяют на ангары-стоянки и ангары-мастерские. В первых —
машины только хранятся и производится небольшой профилактический
ремонт; во вторых — маши... проходят плановый ремонт требующий раз-
борки машин. Поэтому ангары-мастерские имеют вспомогательные производ-
ственные помещения и оборудованы подъемно-транспортными механизмами,
подвешенными к конструкциям перекрытия.
I рузоподъемность применяемых в этих случаях подвесных крап-балок пли
тельферов, как правило, не превышает 5 т и чаще колеблется в пределах 1-4-3 т.
Особенности большепролетных зданий специального назначения
557
Ангары и гаражи имеют сравнительно небольшую высоту помещений
(6-:-10 ж), и потому самой сложной и дорогой строительной конструкцией
в них являются покрытия.
Ангары, находящиеся вблизи взлетных и посадочных площадок, должны
иметь возможно меньшую высоту, чго5ы сократить „мертвое* пространство
перед ангаром (фиг. 525). Эго требование должно учитываться при выборе
системы перекрытия и в значи-
тельной степени стимулирует при-
менение пологих рамных или ба-
лочных систем.
В помещениях рассматривае-
мых зданий в зависимости от их Фиг. 525. Закрытие ангаром летного ноля
назначения обычно поддержи-
вается температура от 0 до 14°, так что перекрытия проектируются
теплыми, полу теплыми, а иногда и холодными. Стены, как правило, проек-
тируются каркасного типа, что облегчает восприятие тяжелых нагрузок от
покрытия и даст возможность применять для стенового заполнения легкие
эффективные материалы и щиты.
Устройства верхнего света в ангарах, как правило, не требуется, так как
бывает достаточно освещения через застекленные поверхности стен: воз-
Фиг. 52G. Фасад ангара со стороны ворот
можно также местное искусственное освещение. В гаражах, особенно в усло-
виях городского строительства, помещения стоянок машин бывают часто
обстроены со всех с горой вспомогательными помещениями нлп соседними
зданиями, и тогда устройство фонарей является неизбежным.
Существенной конструктивной особенностью ангаров является устрой-
ство больших ворог для пропуска одного крупногабаритного самолета или
одновременно веско н»кнх бочсс мелких (фиг. 526).
Обычно порога устраиваются па длину всей фасадной стены ашара,
з иногда для быстрою выхода самолетов с двух н даже четырех сторон
ангара (фнг. 527). Ворога требуют специальных устройств для их прикрсц-
568 Области применения и основные
особенности перекрытий больших пролетов
лсния и открывания. Наличие больших проемов для ворот, разнообразие
конструкций ворот и схем их открывания оказывают существенное влияние
иа конструктивное решение перекрытия ангаров. Выбор системы перекрытия
Фиг. 527. Апгар с воротами с четырех сторон
ангаров и гаражей зависят от величины пролета, габаритов строительной
площадки, архитектурных требований и т. п. При больших пролетах чаще
применяются сквозные рамные конструкции; при меньших — сплошные рамы
или балочные фермы.
§ 5. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Большепролетные конструкции работают в основном на собственный
вес; поэтому уменьшение собственного веса является главной задачей кон-
структора. С этой точки зрения весьма рационально применение в больше-
пролетных конструкциях стали как материала, дающего самые легкие кон-
струкции. Для основных несущих элементов перекрытий больших пролетов
вполне рациональным может оказаться применение сталей повышенного
качества.
Особенно важным обстоятельством с точки зрения экономии стали
является облегчение кровельных конструкций и материалов. В качестве не-
сущего настила кровли следует применять армоцементпыс плигы, армопено-
бстонные и армопеносиликатиые плиты, а в качестве утепли гелей — мине-
ральную пробку, оргалит и другие эффективные материалы. Хорошее кон-
структивное решение дает применение асбестоцементных полых плит,
обладающих малым весом при пролете до 6 ас. Весьма рационально с точки
зрения экономии стали совмещение в большепролетных покрытиях ограждаю-
щих и несущих конструкций в виде складок, оболочек, висячих насгидов
и т. п.
Расход стали существенно зависит от рационального выбора основной
несущей конструкции, который можег быть сделан лини, па основании
технико-экономического сравнения вариантов. Конструктивные решения
большепролетных покрытий весьма индивидуальны; редкая повторяемое гь
одинаковых сооружений (за исключением гниовых ангаров) затруднят типи-
зацию или унификацию конструктивных схем.
Однако типизация вполне возможна в части отдельных конструктивных
элементов (прогонов, переплетов и т. п.) и их примыканий, н здесь она
должна проводиться в возможно большом объеме.
Общая характеристика большепролетных конструкций 569
Весьма целесообразно подчинение единому модулю конструктивно-ком-
поновочных размеров сооружения (шаг рам, ферм, арок, расстояния между
прогонами и г. п).
Важным обстоятельством при проектировании большепролетных кон-
струкций является учет возможности их транспортировки и монтажа,
гак как размеры основных элементов могут выходить за пределы железно-
дорожного габарига. В таком случае конструкцию приходится разбивать на
большое количество отправочных элементов с последующим укрупнением
их на строительной площадке, что замедляет монтаж. Способ .монтажа также
может оказать влияние на размещение монтажных стыков и их конструк-
тивное оформление и должен быть учтен при проектировании.
Глава XVIII
БАЛОЧНЫЕ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
§ I. КОМПОНОВКА БАЛОЧНЫХ ПОКРЫТИЙ, ОПИРАЮЩИХСЯ НА СЛЕПЫ
Балочные системы, опирающиеся на стены, применяются в виде разрез-
ных ферм (фнг. 528) при пролетах до 40-5-50 м- при ббльших пролетах они
оказываются нерациональными по затрате материала. Преимуществом балоч-
ных систем является отсутствие распора,
что особенно важно при опирании по-
крытия на высокие несущие стены, а так-
же более простое изготовление и монтаж.
Недостатком балочных систем по сравне-
нию с рамными или арочными является
Фиг. 528. Схемы стропильных ферм ба-
лочных покрытий гражданских зданий
Фиг. 529. Конструктивные схемы ба-
лочных покрытий в плане
а — нормальная; б — усложненная
больший расход материала. Балочные системы, опирающиеся на стелы, на-
ходят преимущественное применение в перекрытиях гражданских зданий.
Возможные конструктивные схемы балочною покрытия в основном
такие же, как и в покрытиях промышленных зданий (см. главу XII, § 2).
Компоновка балочных покрытий, опирающихся на стены
571
Упрощенное, беспрогоиное балочное покрытие (фиг. 349) с частым
расположением ферм при больших пролетах нерационально вследствие боль-
шого расхода стали и несоответствия большому пролету получающихся при
частом расположении ферм легких сечений стержней.
При пролетах 40-:-50 м наиболее рациональной является нормальная
схема конструкции покрытия, состоящая из стропильных ферм и прогонов
(фиг. 529, а).
При опирании стропильных ферм на стены расстояние между фермами
не связано с шагом колонн и поэтому может отвечать наивыго.тнейшим
соотношениям; оно зависит от величины пролета, типа прогонов и кровли.
Наивыгодпейшее расстояние между стропильными фермами можно получить,
исходя из минимума веса несущей конструкции покрытия. Если считать,
что в стропильных фермах полностью сохраняется соотношение между
высотой ферм и их пролетом, то погонный вес стропильных ферм, как
всякой балочной конструкции, пропорционален пролету, т. е. g.t —
=а1ф кг/пог. м. Весовой коэффициент стропильных ферм а зависит от
нагрузки, приходящейся на ферму, а следовательно, от расстояния между
фермами b и увеличивается вместе с этим расстоянием; если положить
а=аоф-}-аф6, то вес стропильных ферм на 1 пог. м выразится:
«ф = (“Оф + а'фг>)/ф.
Поскольку высота прокатных прогонов обычно изменяется мало, вес
прогона на 1 пог. л является функцией квадрата пролета, г. е.
£Ър = eo + ei> Кг/пог. м,
где е — коэффициент пропорциональности.
Таким образом, вес всего покрытия на 1 л- выразится следующим
образом:
£' = (ащ> + аФь) _у"+ — (18.1)
где d — расстояние между прогонами; отсюда, взяв производную по Ь и
приравняв ее нулю, получим наивыгоднейшее по весу расстояние между
фермами:
^„, = 1/^ (18.2)
Учитывая, что коэффициент аоф имеет порядок величин ~ 6-S-8 кг .**,
а отношение — достаточно постоянно и равно <~3, получим Ь^, равным:
ОТ ^оит--- У 9/ф ДО /’опт- (18.3)
При наличии подвесного потолка
(18.4),
где </, — расстояние между продольными балками подвесного потолка;
ц— весовой коэффициент продольной балки подвесного поголка в фо;
муле ga =ew-|-C|^.
^79 Балочные большепролетные конструкции
Если учесть разность в стоимости прогонов (прокатные балки) с„р и стро-
пильных ферм (фасонная сталь) сф и принять -^- = r> 1, то оптимальное
расстояние между фермами по стоимости будет равно:
В соответствии с иенами 1951 г. г =«1,20.
Найденные указанным способом оптимальные шаги ферм невелики, и
часто из конструктивных соображений приходится принимать большие шаги.
Конструктивно оптимальный шаг можно получить по принципу полного
использования рационально сконструированной фермы; для этого, задавшись
геометрической схемой фермы и рассчитав ее на единичную нагрузку, уста-
навливают рациональные сечения наиболее ответственных стержней (напри-
мер, верхнего пояса) и по ним определяют необходимую нагрузку, а сле-
довательно, и расстояние между фермами.
Если планировка балочной системы подвесного потолка повторяет схему
расположения прогонов (фиг. 529, а), то необходимо иметь небольшую ве-
личину панели не только по верхнему, но и по нижнему поясу ферм, что
при больших пролетах усложняет и утяжеляет конструкцию решетки ферм.
Во избежание этого прибегают к усложненной планировке балочной системы
подвесного потолка (фиг. 529, б), которая дает возможность увеличить па-
нели нижнего пояса и поэтому при пролетах свыше 30 лг является более
рациональной.
Прн пролетах свыше 50 .« более рациональной может оказаться услож-
ненная схема и кровельного покрытия, так как с увеличением пролета балок
целесообразно повышение интенсивности нагрузки на них (фиг. 529, б).
§ 2. ВЫБОР ТИПА КОНСТРУКЦИИ
Главные балки большепролетных покрытий обычно принимаются решет-
чатыми в виде ферм. Применение ферм обусловливается необходимостью
устройства уклона верхнего пояса и, главным образом, отсутствием стес-
ненности в назначении строительной высоты покрытия, благодаря чему фермы
получаются легче сплошных балок. Очертание ферм и схема решетки опре-
деляются пролетом, типом кровли и конструкцией подвесного потолка.
Фермы трапецеидального очертания, широко распространенные в промыш-
ленных зданиях, применяются и в гражданских зданиях (фиг. 528, а). При
пролетах более 30 .к и нормальных соотношениях между высотой фермы
и пролетом ферма получается негабаритной по условиям транспортировки
(^^>3,85 .и); кроме того, наличие подвесного потолка и кровли часто вызы-
вает необходимость иметь малые панели (2-:-3 .и) как по верхнему, гак
и по нижнему поясу ферм (фиг. 528, г).
Оба эти обстоятельства могут привести к устройству сложной и тяжелой
шнрепгелыгой решетки и стимулируют снижение высоты фермы до
А • /и> пролета.
В условиях городского строительства иногда применяются стальные или
асбестоцементные кровли, требующие крутых уклонов; крутые кровли могут
также применяться из архитектурных соображений.
т КРОВЛ11 обусловливают применение ферм треугольного очертания.
1акие фермы при больших пролетах вообще мало рациональны; исключи-
Выбор типа конструкции
573
пнем являются фермы, состоящие из двух габаритных полуферм, Связанных
затяжкой, которые достаточно хорошо перекрывают пролеты в 30-5-40 м
(фнг. 528, б).
Весьма рациональной системой является сплошная или сквозная арка
с затяжкой (фиг. 528, о), особенно при больших нагрузках и в том случае,
когда нужно использовать чердачное помещение, которое при арке с затяж-
кой не загромождается решеткой ферм. Затяжка является хорошей основой
Для подвесного потолка; поэтому подвески могут быть расположены сравни-
тельно редко. Элементы арки легко получаются габаритными. Те же пре-
имущества имеют п балки с подпружной аркой; последние могут быть рацио-
нальны при больших пролетах и при высокой кровле, имеющей перегибы
но верхнему поясу.
Фермы балочных перекрытий гражданских зданий имеют обычные кон-
структивные решения легких ферм. Прн небольших нагрузках вполне воз-
можны и прутновы<' конструкции даже при достаточно больших пролетах;
при значительных пирушках рационально также применение грехшарнпрных
арок или рам с затяжкой (фиг. 530). Устройство подвесного потолка не
574
Балочные большепролетные конструкции
вносит принципиальных изменений в конструирование, но требует тщательного
продумывания конструкции узлов сопряжений несущих элементов потолка,
главным образом, с точки зрения удобства монтажа. Подвесной потолок обычно
располагают несколько ниже нижнего пояса ферм, с тем чтобы фермы были
полностью доступны для осмотра в процессе эксплуатации. Балки потолка
обычно прикрепляют к коротышам, приваренным к фасонным подвескам при
изготовлении ферм (фиг. 531, а). Опорные реакции балок подвесного потолка
незначительны, что ласт возможность осуществлять прикрепление балок и
Фиг. 531. Крепление балок подвесного потолка к фермам
даже подвешивание их на черных болтах (фиг. 531, б). В гражданских зда-
ниях стальные кровли часто устраивают по деревянным прогонам, что тре-
бует более частого расположения ферм и потому применимо только при
небольших пролетах. При кровле из асбестоцементных волнистых плит
прогоны ставят на расстояниях, меньших длины панели верхнего пояса
(примерно через 1,2 .и). Получающийся при этом местный изгиб верхнего
пояса незначительно влияет на увеличение сечения, так как нагрузки от хо-
лодной кровли обычно невелики.
§ 3. КОМПОНОВКА БАЛОЧНЫХ ПОКРЫТИЙ, ОПИРАЮЩИХСЯ НА СТОЙКИ
И СТОЛБЫ
Балочные системы, опирающиеся на отдельно стоящие столбы и стойки,
применяются в покрытиях большепролетных помещений с редко поставлен-
ными опорами, а также в покрытиях ангаров пролетом до 60 м.
Такое покрытие конструируется по принципу усложненной балочной
клегки (фиг. 532). В плоскости столбов располагаются мощные подстро-
пильные балки (фермы), на которые опираются главные фермы покрытия.
Если столбы располагают не в плоскости стен, главные фермы получаются
консольными. Главные фермы при больших пролетах из соображений эконо-
мичности располагают с относительно большим шагом; между ними поме-
шаются стропильные фермы, на расстояниях, обеспечивающих рациональное
расположение прогонов и кровли. Иногда при большой высоте главных
ферм кровля располагается ниже их верхнего пояса; тогда высотой главных
ферм можно воспользоваться для устройства остекления.
В поперечном направлении вся конструкция должна представлять собой
жесткий диск, и поэтому необходимо иметь по периметру контурные связи.
Компоновка балочных покрытий, опирающихся на стойки и столбы 575
Кроме того, должны быть предусмотрены связи, обеспечивающие устойчи-
вость отдельных элементов конструкции. Должны быть также завязаны
концы консолей.
На одном угловом столбе располагается неподвижная опора; остальные
опоры должны быть подвижными. Горизонтальные реакции передаются иа
два столба через реборды, расположенные перпендикулярно перемещению
катков. Четвертый столб не воспринимает горизонтальных реакций.
Во избежание неудобств, обусловливаемых резко различными по мощ-
ности главными и стропильными фермами, можно применить пространственное
перекрестное покрытие, опирающееся на подстропильные фермы, расположен-
Фиг. 53'2. Компоновка балочного перекрытия на столбах
ные в плоскости опор. При таком решении может быть снижена высота глав-
ных ферм, которые превращаются в одну из двух равномощных систем покры-
тия (фиг. 533). Перекрестная конструкция оказывается особенно эффективной
прн учете горизонтальных связей в работе на вертикальную нагрузку, когда
система превращается в двуслойную пространственную плиту.
В покрытиях ангаров большой пролет является необходимым только
в одном направлении — параллельно плоскости ворот; в перпендикулярном
направлении опоры могут располагаться более часто — на расстояниях, со-
ответствующих нормальному шагу ферм, что упрощает конструкцию ферм
этого направления. Необходимость устройства большого проема вносит свою
специфику в планировку балочной системы покрытия ангара. Наиболее
простой схемой покрытия является поперечное расположение ферм (парал-
лельно проему для ворот) с укладкой но ним прогонов, поддержива-
ющих кровельный пасни (фиг. 634). При большом пролете ферм и. сле-
довательно, значительной пх высот (6 :-7 .и) частое расположение ферм
не может быть рациональным; поэтому расстояние между фермами ела-
are
Балочные большепролетные конструкции
Фиг. 533. Перекрытие из системы перекрестных ферм
Компонопка балочных покрытий, опирающихся на стойки и столбы 577
дует принимать не менее 9—5—12 л. При таком шаге ферм прокатные про-
гоны оказываются весьма, тяжелыми, и потому следует переходить на
облегченные прогоны сквозной системы (шпрен-
гельиые и прутковые). При большой высоте стро-
пильных ферм и нормальном угле наклона раско-
сов (около 45°) расстояние между прогонами, т. е.
панель верхнего пояса, даже при шпренгельной
решетке приближается к максимальным пролетам
обычных кровельных настилов (2,5-i-3 м).
В случае поперечного расположения ферм по-
следние проектируют двускатными, трапецеидаль-
ного очертания с треугольной, часто шпренгельной,
решеткой.
Передняя ферма, к которой примыкают ворота,
называется портальной или лобовой.
Для восприятия ветровой нагрузки, действую-
щей на полотнища ворот и стеновое ограждение,
закрывающее портальную ферму, в плоскости ниж-
него пояса последней устраивают горизонтальную
ветровую ферму (фиг. 534). К ветровой ферме
или к специальной „гребенке”, выпускаемой в виде
козырька над воротами, крепят направляющие раз-
движных ворот; направляющие проектируют из угол-
ков или швеллеров (фиг. 535).
Между направляющими движутся ролики, прикре-
пленные при помощи штырей к полотнищу ворот.
Между роликами и низом надворогной конструкции
оставляют небольшой зазор, величина которого должна
быть согласована с жесткостью портальной фермы.
Прогиб фермы от временной нагрузки не должен
превышать величины оставленного зазора, с тем
zoo - зон —гоо
Фиг. 535. Конструкция
ворот ангара
чтобы конструкции покрытия при прогибе не зажи-
мали ворота.
а? II. С. Стрелецкий
Глава XIX
РАМНЫЕ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
§ I. КОМПОНОВКА РАМНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ И ТИПЫ РАМ
Рамные системы в перекрытиях больших пролетов могут иметь разно-
образные очертания. В гаражах, ангарах и вокзальных перекрытиях рамы
вмеют небольшую высоту стоек по сравнению с пролетом (фиг. 536), п па-
вильонах и промышленных зданиях рамы обычно имеют значительную вы-
соту.
Рамные системы по сравнению с балочными более экономичны по за-
трате металла и более жестки, благодаря чему высота ригеля может быть
принята относительно меньше, чем высота стропильной фермы; это обстоя-
Поперечный разрез
Фиг. 536. Двухшарнирная рама с затяжкой
тельство может оказаться весьма существенным для большепролетных си-
стем. Так, в гаражах и павильонах уменьшение высоты ригеля полезно с
точки зрения сокращения объема помещения и, следовательно, удешевления
эксплуатации здания и уменьшения стоимости стен; в ангарах снижение
высоты здания, как было указано, полезно с точки зрения лучшего исполь-
зования площади аэродрома.
В большепролетных перекрытиях применяются как сплошные» так и
сквозные рамы. Сплошные рамы применяются при относительно небольших
пролетах в вокзальных перекрытиях, выставочных павильонах, гаражах и
т. д., их основные преимущества — весьма красивый вид, меньшая трудоем-
кость изготовления при сравнительно небольшой высоте. Поэтому примене-
ние сплошных рам часто обусловливается архитектурными требованиями-
Компоновка рамных перекрытий и типы рам
579
Шаг рам п указанных помещениях всецело зависит от назначения помеще-
ния и иногда по архитектурно-эксплуатационным требованиям назначается
достаточно большим. В этих случаях приходится прибегать к усложненной
планировке, располагая в плоскостях опор продольные балки или рамы;
в последнем случае стойки главных рам используются для работы в двух
плоскостях — поперечной и продольной. Продольная эстакада поддержи-
вает поперечные главные прогоны, которые работают, как балочные, а
не рамные системы. По поперечным рамам и главным прогонам укладывают
прогоны кровли, которые для облегчения главных прогонов могут рассмат-
риваться совместно с главными прогонами как пространственно-перекрестная
система ребер кровли.
Фиг. 537. Сплошные рамы с усложненной балочной системой и фонариой надстройке»
Чаще, однако, применяется более простая планировка — аналогичная пла-
нировке цеха: рамы ставят через 6-ь 10 м н по ним укладывают сплошные
прогоны. Расстояние между прогонами при сплошных рамах не стеснено
размерами панели, как в сквозных системах, п поэтому они могут устанав-
ливаться из условий лучшего использования несущей способности кровельного
настила и выбора конструктивно приемлемого сечения прогона.
Прогоны применяю гея сплошные ввиду трудности конструктивной увязки
сквозных прогонов со сплошными рамами. При больших расстояниях между
рамами (- -8-4 10 -ц) продольные прогоны заменяются более редко постав-
ленными сплошными продольными балками, поддерживающими поперечные
прогоны и кровельный пастил (фнг. 516). Обычно из архитектурных сооб-
ражений все балки располагают в одном уровне.
Сплошные рамы чисто проектируют двухшарннриымп. Хотя шарнпрность
рам и усложняет монтаж, однако при этом упрощается конструкция опор-
ных частей и фундаментов. В нолях облегчения конструкций опор распор
рамы может быть воспринят затяжкой, расположенной на уровне опорных
Шарниров ниже пола (фиг. 536).
Высота ригеля рамы принимается равной пролета; такая не-
большая высота возможна только благодаря разгружающему влиянию опор-
530
Рамные большепролетные конструкции
ных моментов рамы. Весьма целесообразно иметь такую высоту, которая
позволила бы конструировать раму из одних листов универсальной стали
ввиду меньшей стоимости последней.
В гаражах рамы обычно поддерживают фонари, которые при сплошных
памах конструируются в виде продольных или поперечных надстроек, ана-
логичных фонарям промышленных зданий (фиг. 537). Иногда применяются
треугольные фонари, но они менее рациональны.
В ангарах применяются преимущественно однопролетные рамы. 1ребо-
вания большой жесткости в вертикальной плоскости из-за специфических
условий устройства ворот заставляют прибегать к рамным решениям (при
пролетах 60 м и более) и затрудняют применение сплошных конструкций
в ангаростроении.
В ангарах применяется как продольная, так и поперечная планировка
конструкции. Поперечная планировка применяется обычно в протяженных ан-
гарах, особенно с воротами, расположенными по двум поперечным сторонам
помещения, а также при малых пролетах, когда существенной является
большая простота этого решения. При поперечной планировке конструкция
ангара состоит из ряда рам, расположенных параллельно лобовой (надво-
ротной) раме (фиг. 538), т. е. повторяет конструкцию, приведенную в
сЛ.Э § 3- При пролетах 60-5-80 м шаг рам принимается равным
' *’ что позволяет укладывать прогоны кровли непосредственно на рамы,
рн больших пролетах расстояние между рамами увеличивается; тогда
приходится прибегать к усложненной клетке, помещая главные, обычно
Компоноака рамных перекрытий и типы рам
581
сквозные, прогоны в каждом узле ригеля рамы (через 5-5-6 м) и укладывая
кровлю по прогонам, расположенным параллельно лобовой раме. Очерта-
ние ригеля принимается двускатным. Большая высота ригеля, отвечающая
в ашарах требованиям повышенной жесткости из-за устройства ворот, тре-
буется только для лобовой рамы; для прочих рам, которые для стандарт-
ности решения обычно конструируют такими же, она по существу не нужна.
Это обстоятельство, а также применение при больших пролетах усложнен-
ной балочной клетки, уничтожающей основу решения — простоту, стиму-
лируют переход на продольную планировку конструкции ангара. При про-
дольной планировке на главную лобовую раму опираются продольные стро-
пильные фермы, располагаемые в каждом узле лобовой рамы через 5-Д-6 м
(фиг. 539). Другим своим концом продольные фермы опираются на колонны
Фиг. 539. Продольная планировка рамной конструкции
транспортом
ангара с подвесным
если аигар имеет ворога с одной стороны, или на вторую лобовую paw
в двухворотиом ангаре.
При продольной планировке в ангарах с одними воротами надворотная
рама имеет ригель с параллельными поясами и конструируется по типу тя-
желых ферм. Продольные фермы имеют уклон к задней стене здания и
конструируются, как обычные легкие стропильные фермы.
При такой компоновке конструкций высота продольных ферм полу-
чается меньше высоты надворотной рамы, благодаря чему между отмет-
ками верха ворот и низа продольных ферм остается свободное простран-
ство, удобное для размещения подвесных подъемно-транспортных механиз-
мов (фиг. 539).
Свободный конец надворотной ветровой фермы, расположенной в пло-
скости нижнего пояса лобовой рамы, подвешивается к продольным фермам
(фиг. 539). Чтобы разгрузить падворотную рам), при возможности разме-
щения колонн в глубине ангара в продольном направлении можно запроек-
тировать нсразрезныс рамы с шарнирным опиранием ригеля на налворотную
раму (фиг. 540).
При рамной конструкции ангара налворогная рама представляет собой
сквозной рамный норил, что позволяет обеспечить требуемую вертикаль-
ную жесткость при относителыю небольшом отношении высоты ригеля
582
Рамные большепролетные конструкции
к пролету (I/I2-S-I/20), в чем и заключается основное преимущество та-
кого решения (фиг. 540).
Сквозные рамы могут быть двухшарнириые, с шарнирами внизу стоек
(фиг. 541,о) или в местах сопряжении ригеля со стойками (фиг. 541,6) и
Фнг. 540. Надворотная рама ангара с продольной планировкой и неразрезными
продольными рамами
бесшариириые (фнг. 541, в). Двухшарнирные рамы менее жестки, чем бес-
шариирные, но зато они и менее чувствительны к температурным воздей-
ствиям и имеют более легкие фундаменты. При расположении шарниров
в местах сопряжений ригеля со стопками значительно упрощается монтаж
рам, но зато получаются более широко
ные рамы применяются при пролетах 12С
развитые фундаменты. Бесшарннр-
-i-150 м, для которых уменьшение
изгибающего момента в ри-
геле особенно необходимо.
Ширина ног рамы при-
нимается равной длине па-
нели ригеля, т е. 54-6 .и.
Погонная жесткость ног при
такой ширине и сравни-
тельно небольшой высоте
значительно больше погон-
ной жесткости ригеля, бла-
годаря чему разгружающее
влияние опорных моментов
-------------120- ISO м-------
Фиг. 541. Системы сквозных рам
сказывается весьма суще-
ственно.
Уменьшение изгибающе-
го момента в ригеле рамы
возможно также за с 1ет не-
- редачи веса стены или по-
крытия пристроек, примы-
кающих к главному помеще-
нию, па внешний узел ноги
рамы (фиг. 512, о). В бес-
шариириой раме такая дополнительная нагрузка может погасить выдерги-
вающее усилие внешнею пояса ноги, которое создает неблагоприятную
схему загрузки фундамента.
Другим искусственным приемом разгрузки ригеля является смешение
в двухшарнирной раме опорных шарниров с оси стойки во внутреннюю
сторону (фиг. 542,6/ В этом случае вертикальные опорные реакции со-
здают дополнительные моменты, разгружающие ригель.
Компоновка рамных перекрытий и типы рам
583
Компоновка связей в ангарах осуществляется по тем же принципам, что
и в промышленных зданиях (фиг. 538 и 539). По верхним поясам рам или
ферм должны быть поставлены связи для уменьшения расчетной длины
поясов и закрепления прогонов. Контурные связи по нижнему поясу имеют
Фиг. 542. Приемы, разгружающие ригель рамы
а — загр ужение внешнего пояса стоики рамы; б — смещение опорных шарниров
преимущественно монтажное значение; в слт чае же наличия подвесного
транспорта онн обеспечивают жесткость конструкции.
Давление ветра на боковые стены воспринимается жесткими ногами
порталов, а в случае наличия задней стены — вертикальными связями в пло-
скости стены. Лобовой ветер воспринимается вертикальными связями в пло-
скостях продольных стен.
В выставочных павильонах, крытых рынках и вокзалах при высоте рам
15ч-20 л и при пролетах 30-:-40 м также рационально применение сквоз-
Фиг. 543. Рамная конструкция выставочного павильона (Стрельчатые рамы!
вых рам. Такне рамы приближаются к арочным конструкциям и отличаются
от них только резким изломом наружного очертания (фнг. 543); они кон-
струируются обычно двухшарннрными. Усилия от верт жальных нагрузок
и таких рамах сравнигельпо невелики, по зато существенное значение имеет
боковое давление негра. Расстояние между поясами ригеля и стоек обычно
принимается одинаковым, порядка '/и-:-' i(1 пролета. Такие рамы конструи-
руются но тину легких ферм; поэтому существенным обстоятельством яв-
S3/
Рамные большепролетные конструкции
ляется обеспечение в них устойчивости сжатых поясов из плоскости рамы.
Устойчивость поясов ригеля обеспечивается обычной системой поперечных
и продольных связей.
Весьма целесообразно с точки зрения устойчивости соединение связями двух
близко (через 3-5-6 м) поставленных рам в пространственные блоки. Расстояние
между такими блоками следует принимать равным 12 5-18 м\ по рамам уклады-
вают главные решетчатые прогоны с шагом 4-:-6 м, a по главным прогонам —
прогоны кровли. В плоскости наружных стен устанавливают стойки фахверка.
При компоновке рамных конструкций большепролетных промышленных
зданий, отличающихся значительной высотой и наличием крановых нагрузок,
например, перекрытий судостроительных эллингов, основным требованием яв-
ляется обеспечение необходимой поперечной и продольной жесткости каркаса.
Здесь также рациональным решением является создание в конструкции
мощных пространственных блоков путем спаривания двух поперечных сквоз-
Фнг. 544. Рамиая конструкция судоверфи с консольной системой покрытия
них рам системой вертикальных и горизонтальных связей. Расстояния
между сдвоенными рамами принимаются в зависимости от технологических
требований, а также по условиям экономики от 12 до 30 я. Схема покры-
тия между рамными блоками может быть или обычной балочной нли кон-
сольной системы. При балочной схеме покрытия в узлах ригеля рамного
блока (через 5-4-6 лг) опираются стропильные фермы, по которым уклады-
вают прогоны и при необходимости устанавливают фонари (фиг. 521).
При необходимости иметь верхний свет кровля устраивается пониженной
и большая высота ригелей блоков используется в качестве фонарной кон-
струкции. Вместо стропильных ферм могут быть применены сплошные про-
гоны, усиленные фонарной конструкцией (фиг. 522). При консольной схеме
покрытия к ригелям рамных блоков прикрепляют решетчатые консоли с вы-
летом в 5-4-7 лг; на концы консолей устанавливаю г фонарные рамы (фиг. 544)
нли фермы; это дает более легкое решение, но приводит к увеличению вы-
соты здания, что можег быть менее удачным и с точки зрения осисщення.
В большепролетных промышленных зданиях рассмотренного типа дви-
жение мостовых кранов часто бывает поперечное. В этом случае подкра-
новые балки прикрепляют на консолях к нижнему поясу ригеля рамного
блока (фиг. 544). Рамный пространственный блок воспринимает на себя все
вертикальные и горизонтальные нагрузки.
Большая высота здания требует устройства по продольной стене про-
межуточных горизонтальных связей с целью создания промежуточной опоры
для стоек фахверка.
Компоновка консольно-рамных систем
585
§ 2. КОМПОНОВКА КОНСОЛЬНО-?АМНЫХ СИСТЕМ
Рамные перекрытия могут иметь конструкцию консольного типа, что во
многих случаях может дагь значительную экономию веса и благоприятный
внешний вид сооружения. Консольная по юречная конструкция особенно ие-
Фиг. 545. Двухконсольная схема перекрытия
лесообразна при необходимости устройства больших проемов по продоль-
ным стенам (например, проемов для ворот в ангарах) или проемов для
сплошного остекления в выставочных павильонах, в зданиях с помещениями,
где производится работа высокой
точности, и т. п. Такая конструкция
может быть двухконсольной н одно-
консольной.
В двухконсольной схеме (фиг.
545) основной несущей системой яв-
ляются две продольные рамы, рас-
положенные в глубине помещения,
на которые опираются поперечные
двухконсольные балки. Продольные
рамы, жестко связанные между собой
в поперечном направлении, обра-
зуют пространственный блок. Рас-
стояние между поперечными кон-
сольными балками может быть по-
рядка 5-4-6 м. что удобно для
укладки прока 1 пых прогонов, под-
держивающих кровно.
Расстояние между продольными
рамами определяется планировкой
помещения. Продольная жесткость ю
Фиг 546. Одноковсолыгач схема перекрытия
iCTpvKiuiu обеспечивается продольными
рамами, а поперечная жесткость -системой горизонтальных и вертикаль-
ных связей, расположенных между ними и консольными фермами.
Прн наличии глухой продольной степы возможно применение и одно-
консолыюл схемы (фиг. 546), причем уклон кровли можно осуществлять
ъ ciopouy продольной стены. При двухконсолыюй конструкции отвод воды
5И6
Рамные большепролетные конструкции
возможен в сторону проемов (фиг. 545) и в сторону продольной рамы
при устройстве внутреннего отвода воды, что во многих случаях оказы-
вается удобнее. В одноконсольной схеме основной несущей системой также
является продольная рама. Одноконсольные поперечные элементы опираются
на продольную раму и стойки в плоскости стены.
В консольных перекрытиях продольные рамы и консоли могут быть как
сквозными, так и сплошными. Поперечные элементы проектируются пере-
менного сечения со значительным развитием высоты у опор, что отвечает
эпюре изгибающих моментов.
Консольные перекрытия в изготовлении и монтаже обычно бывают слож-
нее балочных или рамных.
§ 3. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ РАМНЫХ СИСТЕМ
Рамы, как известно, являются статически неопределимыми системами.
Метод расчета рам сплошных и смешанных (со сплошными стойками и
сквозным ригелем) хорошо изучен и приведен в главе XIV, § 3. Сквозные
рамы небольшой мощности могут быть приведены к эквивалентным им
сплошным рамам, как это указано в главе XIV Мощные сквозные рамы ан-
гаров рациональнее рассчитывать, как сквозные системы.
Рамы подлежат расчету на вертикальные нагрузки (постоянную и полез-
ную), снеговую и ветровую нагрузки и температурные воздействия. При
определении расчетных усилий должны быть учтены соответствующие ко-
эффициенты перегрузки, а также коэффициенты сочетаний.
Прогиб портальной рамы определяется только от временной нагрузки,
без учета коэффициента перегрузки (второе предельное состояние); прогиб
от постоянной нагрузки может быть компенсирован соответствующим
строительным подъемом. Определение прогиба рациональнее всего про-
изводить построением диаграммы Внллио или метолом упругих грузов.
При определении упругих грузов можно учитывать только деформации
поясов.
В невысоких сквозных рамах ангарного типа, особенно бесшарнирных,
достаточно существенны температурные усилия. Поэтому они подлежат
обязательному учету.
Сечение сплошных рам принимается в виде двутавра, сваренного из
трех листов. Подбор сечений элементов сплошных рам ничем не отличается
от подбора сечений вненентрснно сжатых сплошных стержней и произво-
дится по формулам сложного сопротивления с учетом действия изгибаю-
щего момента и нормальной силы. Особенностью расчета сплошных рам
является расчет рамного узла (сопряжения со стойкой), который произво-
дится согласно указаниям главы XIV, § 4.
Свободная длина ригеля и сгоск из плоскости рамы принимается рав-
ной расстоянию между точками, закрепленными от смещения при помощи
связей. Учитывая небольшую высоту ригеля, связи обычно ставят только
по верхнему его поясу. Однако целесообразно укреплять и нижний пояс
ригеля, особенно в сжатой его зоне, что может быть осуществлено поста
ковкой подкосов к прогонам (фиг. 547).
Монтажные стыки рамы размещают из условия удобства транспорти-
ровки отправочных элементов. Первый монтажный стык ригеля целесообразно
располагать недалеко от опорного узла, в зоне нулевого изгибающего мо-
мента. Последующие монтажные стыки могут быть размешены на равных
расстояниях через 14:18 м. Расположение стыков должно быть согласовано
с местами изменения сечения поясов ригеля
Особенности расчета и конструирования рпмних систем
587
Внутренний угол рамного узла во избежание местной концентрации
напряжений должен быть очерчен по плавной кривой, по которой нижний
пояс ригеля непосредственно переходит во внутренний пояс стойки. Стенка
и криволинейный нижний пояс в узле рамы могут потребовать специаль-
ного укрепления радиально направленными ребрами жесткости (фиг. 425).
Укрепление ребрами жесткости стенки ригеля производится с учетом дей-
ствия напряжений от изгибающего момента, поперечной силы и нормальной
силы, по формулам гла-
вы VIII, § 4. Стойки двух-
шарнирных рам могут
иметь переменное сечение
по высоте (фиг. 537), что
дает возможность лучше
использовать помещение,
облегчает конструкцию и
придает ей более прият-
ный вид, хотя и несколько
усложняет изготовление.
Опорные реакции
сплошных рам при проле-
тах 40-5-60 м примерно
составляют 50-4-80 т.
При таких относительно
незначп тельных реакциях
опорные шарниры целе-
сообразно проектировать
плиточного типа с пере-
дачей давления па фуцда- Фиг 548. Узел сопряжения ригеля со стойкой в тяже-
мент через толе гую опор- л°б сквозной раме
ную плиту (фиг. 563).
Сквозные рамы больших пролетов с усилиями в стержнях от 200 т и
более проектируют по типу тяжелых ферм (см. главу X. § 9—11). Боль-
шие расчетные длины стержней требуют создания жестких двустенчатых
сечений, устойчивых в обеих плоскостях. Однако при поперечной плани-
ровке и не особенно больших пролетах усилия в стержнях могут полу-
588
Рамные большепролетные конструкции
читься порядка 1004-150 т, и тогда сечения элементов целесообразно ком-
поновать из крупных уголков по типу легких ферм.
Отличными от обычных ферм являются в рамах узлы сопряжения ригеля
со стойками и опоры.
В тяжелых сквозных рамах каждый стержень представляет собой отпра-
вочный элемент, соединяемый с соседними в узлах при монтаже. Нижний
пояс рамы обычно прерывается около внутренней стойки, которая пропу-
скается до верхнего узла рамы (фиг. 548). Усилие нижнего пояса передается
Фнг. 549. Опорный узел сквозной
рамы с плиточным шарниром
Фиг. 550. Угол сопряжения ригеля со
стойкой в легкой сквозной раме
через сильно развитую фасонку. Опорные шарниры при реакциях порядка
150-4-200 т проектируются балансирными (фиг. 565), при меньших реак-
циях— могут быть плиточными (фнг. 549).
В легких сквозных рамах монтажные стыки размещают по тем же прин-
ципам, что и в рамах сплошного сечення. Узел сопряжения ригеля со стой-
кой получается достаточно сложным (фнг. 550), поэтому целесообразно,
чтобы он был полностью выполнен на заводе. В заводских условиях пояса
могут быть обрезаны „на ус“ и сварены стыковыми швами с дополнитель-
ным усилением гнутыми листовыми накладками. Весьма часто в опорных
узлах сквозной рамы вследствие возникающих здесь больших усилий де-
лается сплошная вставка, которая должна быть укреплена ребрами жест-
кости, располагаемыми по направлению сжимающих усилий.
Глава XX
АРОЧНЫЕ КОНСТРУКЦИИ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
§ I. СИСТЕМЫ И ТИПЫ АРОК
Арочные перекрытия имеют применение в павильонах, крытых рынках,
спортивных залах, ангарах и т. п. Арочные перекрытия являются по харак-
теру своей работы типичными большепролетными перекрытиями, так как
при пролетах более 80—5—100 м арки по затрате металла оказываются зна-
чительно выгоднее рамных или балочных систем.
Системы арок могут быть весьма разнообразными. Самыми распростра-
ненными из них являются двухшарнирные арки (фиг. 551, а). К их достопн-
Фиг. 551. Системы арок
ствам относя гея простота монтажа и изготовления, а также экономичность
сечений (при превалировании вертикальной, равномерно распределенной
нагрузки).
При температурных воздействиях двухшарнирные арки имеют возмож-
ность изгибаться, свободно поворачиваясь в шарнирах, и не получают суще-
ственного увеличения напряжений в сечениях.
Трехшарипрпые арки (фиг. 551, о) не имеют значительного распростра-
нения, так как их статическая определимость прн достаточной деформа-
тивиости арочных конструкций существенного значения не имеет. Наличие
ключевого шарнира у трехшариириых арок осложняет конструкцию самих
арок и кровельного покрытия.
Бесшариирные арки (фиг. 551, б) дают наиболее благоприятное распре-
деление изгибающих моментов по пролету и поэтому оказываются наиболее
590
Арочные конструкции большепролетных перекрытий
легкими; однако они требуют устройства более мощных опор, так что
в целом экономии в стоимости обычно не получается.
Если арочное перекрытие начинается от земли, то опорами арок служат
специальные фундаменты, мощность которых зависит как от величины опор-
Поперечный разрез
ных давлений, так и в сильной степени от несущей способности грунта.
При слабых грунтах может оказаться целесообразным воспринять распор
арки затяжкой, расположенной ниже уровня пола (фиг. 551, г). При нали-
чии затяжки фундаменты получаются наиболее легкими. В крытых стадио-
нах и павильонах, а также в ангарах-мастерских опорами арок часто слу-
Системы и типы арок
591
Линия дав-
ления при
ветре слева—,
Линия дав -
пения при
ветре справа
к.-----L------
-----Первоначальная яри бая
близкая к натенойду
-----Исправленная кривая
жат с гены помещений, трибуны и т.п., ограждающие большой пролет (фиг. 552).
В этих случаях распор передается арками на значительной высоте и требует
устройства в плоскости арок жесткой
конструкции, передающей распор осно-
ванию.
Очертание оси арок выбирается воз-
можно ближе к линии давления. При
преимущественном значении симмет-
ричной, равномерно распределенной
по хорде арок нагрузке, что имеет
место в пологих арках, наиболее вы-
годным является очертание арки по
квадратной параболе.
Параболу часто заменяют дугой
круга, что в пологих арках не оказывает существенного влияния на их
работу; зато прн этом значительно упрощаются изготовление и проекти-
Фнг. 553. Выбор очертания высокой аэкя
Фиг. 554. Арочное перекрытие дебаркадера Киевского вокзала в Москве
•W2
Арочные конструкции большепролетных перекрытий
роваиис арок так как при постоянной кривизне дуги достигается наиболь-
шая стандартизация конструктивных элементов и узлов арок
Для высоких арок с большим собственным весом целесообразно прини-
мать очертание по цепной линии (катеноиду). Однако в высоких арках суще-
ственное значение имеет ветровая нагрузка, которая может действовать
с обеих сторон и давать две резко расходящиеся линии давления. В этом
случае очертание арки целесообразно принимать по середине между двумя
крайними линиями давления (фиг. 553).
С целью приближения кривой давления к оси арки высокие арки иногда
проектируются с двумя шарнирами на консолях (фиг. 551, д). Консоли
высотой, равной ~‘/г стрелы подъема арки, жестко заделываются в фуН-
даменты’ Линия давления, проходя через шарниры на концах консолей,
Фиг. 555. Многопролетная арочная эстакада вокзатьиого перекрытия
приближается к оси арки, в результате чего изгибающие моменты умень-
шаются. Однако такое решение требует устройства более мощных опор,
так как по существу превращает всю конструкцию в защемленную.
При опирании арок на уровне земли устройство стенового заполнения
по криволинейной поверхности арок конструктивно неудобно, затрудняется
устройство проемов и получается некрасивый внешний вид здания. Кроме
того, помещение под арками около опор не может быть полностью исполь-
зовано из-за недостаточной высоты его. Поэтому в павильонах, крытых
рынках и вокзальных перекрытиях арки часто проектируют с вертикальной
частью над опорами (фиг. 554). Такне арки по очертанию и характеру ра-
боты приближаются к рамным системам. По затрате материала они менее
выгодны вследствие значительных изгибающих моментов в углах.
Многопролетные арки (фиг. 555) применяются обычно в виде неразрез-
ных, а иногда консольных арочных эстакад, имеющих сравнительно тонкие
промежуточные опоры. Прн превалировании постоянной нагрузки распор
смежных пролетов уравновешивается и опоры работают в основном на
односторонний ветровой распор. Тонкие опоры таких арок мало стесняют
пространство, почему такое решение довольно часто применяется в вокзаль-
ных перекрытиях, павильонах и других сооружениях.
§ 2. КОМПОНОВКА АРОЧНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Арочные перекрытия состоят из основных несущих элементов арок и
промежуточной конструкции, принципы компоновки которой аналогичны
принципам компоновки шатра рамных систем.
Кровельное покрытие помещений с арочными фермами либо опирается на
специальную надарочную конструкцию, либо следует верхнему очертанию арки;
в первом случае оно не отличается от обычных покрытий, во втором —
большая крутизна арки приводит к усилению работы прогонов на косой
Компонояко прочных перекрытии
.593
изгиб и некоторому усложнению конструкции кровли благодаря значитель-
ной переменности уклона кровли.
Расстояние между арками, исходя из принципа концентрации материа-
ла, не следует принимать слишком малым. При пролетах 40-5-60 м арки
можно ставить через 6-5-10 м. Прн таком шаге арок по ним могут укла-
дываться обычные прокатные прогоны на расстояниях, соответствующих
обычным пролетам кровельного настила (фиг. 556). Прогоны работают на
косой изгиб, причем скатная составляющая нагрузки возрастает от ключа
арки к пятам и может достигать весьма значительной величины. Для облег-
чения сечения прогонов их необходимо подвешивать тяжами к аркам. Бес-
прогонная конструкция, возможная при меньших расстояниях между арками
(4-5-6 лг), проще в монтаже и может оказаться экономнее по расходу стали;
однако она требует мощных и обычно тяжелых кровельных элементов.
Крайние пары арок соединяются поперечными ториевыми связями,
обеспечивающими продольную жесткость перекрытия, устойчивость сжатых
Фиг. 556. Простая компоновка арочного перекрытия
элементов поясов арок, а также восприятие ветровой нагрузки нз торен
здания. Устойчивость поясов остальных арок обеспечивается: по верхнему
поясу — прогонами, а по нижнему — подкосами, которые присоединяют их
к прогонам (фнг. 547), или сквозными прогонами, имеющими высоту, рав-
ную высоте арок.
Для общей устойчивости и жесткости арочного перекрытия необходимо
ставить продольные сиязп. В простой конструктивной схеме перекрытия,
состоящей из арок и прогонов, продольные связи целесообразно распола-
гать в ключе по верхнему поясу арок п в углах перегиба наружного очерта-
ния арок. Значение продольных связей увеличивается с увеличением стрелы
подъема арок, когда повышается их общая деформатпвность.
Для удобства монтажа конструкций и облегчения размеров поперечных
связей большепролетные арки целесообразно спаривать. Спаренные арки,
расставленные на расе гоя пни 3-5-6 соединяют связями в жесткие про-
странственные блоки (фнг. 557). Расстояние между блоками из спаренных
арок может быть порядка 9-5-15 л/, причем целесообразно, чтобы ширина
пространственного блока являлась модулем разбивки (шага) арок. При
таких расстояниях по аркам укладывают главные, обычно сквозные, про-
гоны с расстоянием между ними 4-5-6 .и, а по главным прогонам — прогоны
кроили, образующие промежуточные ребра, параллельные поясам арок
(фиг. 557). Ребра проектируются в типе миогошарнирных арок, пере-
38 11. С. Cipc-icmcittt
5°4
Арочные конструкции большепролетных перекрытой
Промежуточные ребра поддерживают кровельный настил; при больших
" - 5 м) по ним могут быть уложены продоль-
расстояниях между ребрами (4-т-6
ные прогоны, однако такое
членение балочной клетки
Фиг 558. Определение усилий, передающихся реб-
рами на главные прогоны
перекрытия слишком сложно
и нерационально.
Ребра должны быть за-
креплены от смещения по
направлению очертания ар-
ки, чтобы передавать скат-
ную составляющую нагрузки
от кровли и обеспечивать
устойчивость верхних поя-
сов главных прогонов. В ос-
новании ребра могут быть
закреплены либо непосред-
ственно в специальных фун~
даментах,либо в продольных
связях (если устройство до-
полнительных опор между
арками нежелательно или же
между арками оставляются
проемы).
Главные прогоны мо1ут
быть поставлены наклонно,
т. е. нормально к поясам
Компоновка арочных перекрытчП
595
арки (фиг. 562, а), или вертикально (фиг. 562, 6). В первом случае
нижние пояса главных прогонов работают на косой изгиб от собствен-
ного веса, и для уменьшения пролета и прогиба их приходится подвеши-
вать к ребрам. Основные же воздействия от давлений промежуточных ребер
(нормальную составляющую давления кровли) они воспринимают по своей
оси и работают от этих воздействий на поперечный изгиб в плоскости наи-
большей своей жесткости.
Можно также сдваивать главные прогоны, соединяя их связями в про-
странственные блоки, и тем облегчить их работу на косой изгиб.
Весьма экономичной по затрате стали может быть консольная конструк-
ция между арками (фиг. 559). Консоли образуются уложенными по аркам
прогонами, свесы которых поддерживаются подкосами. К консолям на бол-
тах прикрепляются обычные прогоны.
При необходимости устройства в арочных покрытиях верхнего света
фонарные конструкции обычно устраивают в виде специальных надстроек
в боковых частях арок пли располагают остекление полосами непосредственно
в плоскости кровли, стараясь разместить его на более крутых участках.
Однако такое устройство остекленных поверхностей требует частой про-
мывки и ремонта стекол и затрудняет устройство открывающихся пере-
плетов.
При устройстве спаренных арок фюпарная конструкция может быть
включена в общую схему несущих конструкций в виде поперечных фона-
рей (фиг. 560, а). Арки могут быть снабжены консолями, на концах кото-
рых, в плоскости нижнего пояса арок, укладываются прогоны (фиг. 560, о).
596
Арочные конструкции большепролетных перекрытий
Остекление устраивается по вертикальным или по наклонным плоскостям кон-
солей. Такая компоновка не только дает возможность получить хорошее
а — вертикальное остекление; б — наклонное остекление
освещение и вентиляцию помещения, но и значительно облегчает конструк-
цию перекрытия между арками.
§ 3. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ АРОЧНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Двухшарнирные сплошные арки проектируются чаще всего с параллель-
ными поясами (фиг. 561, а). Сквозные арки применяются либо с параллель-
ными поясами, либо при высоких арках —с внутренним поясом, очерченным
по эллипсу или параболе, и с наружным поясом, имеющим перегиб у пере-
хода кривой арки в вертикальную плоскость стены (фиг. 561, б). Такне
арки, имеющие уширение в месте перегиба наружного кон гура, где возни-
кают большие изгибающие моменты, весьма часто применяются в одиопро-
легных перекрытиях. Многопролстныс арки конструируются уширяющимися
по направлению к стойкам (фнг. 555). Около опор пояса двух- и трехшар-
нирных арок сближаются п заканчиваются опорным устройством — шарни-
ром. Параллельные пояса при очертании арки по дуге круга создают хоро-
шие предпосылки для стандартизации конструктивных элементов, узлов и
отправочных марок. С архитектурной стороны арки с параллельными поя-
сами также вполне приемлемы.
Конструктивные огобенногти арочных п°рекрытиб
497
Фиг. 561. Очертания поясов арок
а — арка с параллельным* поясами: б — арка
с перегибом у вертикальной стойки; •—арка
серповидного очертания
к (особенно в круговых арках), ко-
Серповидное очертание (фиг. 561, в и 517) в двухшарнирных арках не
отвечает характеру силовых воздействий в средней части пролета и приме-
няется в основном из архитектурных соображений. Концевые части сквозных
серповидных арок вследствие их малой ширины часто делаются сплошными
(фиг. 517).
Высоту сечения арок обычно назначают: для сплошных арок—в пределах
'/ао-ьУяо пролета, для сквозных — в пределах ’/»-*-’/« пролета. Возмож-
ность применения столь небольшой высоты сечения объясняется относи-
тельно малым значением в арках изгибающих моментов.
Сечения сплошных арок обычно принимаются (так же, как в сплошных
рамах) в виде широкополочных двутавров; однако в пологих арках нор-
мальные силы могут оказывать более сильное воздействие на сечение, чем
в рамах, в соответствии с чем стен-
ки арки могут конструироваться сравни-
тельно более мощными.
Решетчатые арки по своей кон-
струкции аналогичны легким фермам.
Пояса их компонуются из двух угол-
ков или двух легких швеллеров. Если
кривая давления проходит между поя-
сами, то оба пояса оказываются сжа-
тыми. Возможны также более устойчи-
вые двустенчатыс сечения поясов сквоз-
ных арок; однако для повышения устой-
чивости рациональнее иметь спаренные
арки. Решетка в арках в значительной
части получается конструктивной — из
уголков, подобранных по гибкости. Это
обстоятельство также стимулирует умень-
шение высоты сечения арок. Решетка
сквозных арок проектируется треуголь-
ной с дополнительными стойками (фиг.
562, а) или без них и раскосной (фиг.
562, 6). Стойки могут ставиться либо
нормально к поясам (фиг. 562, с), либо
вертикально (фиг. 562, б). Наиболее
целесообразно нормальное положение стое
торое позволяет получить стержни решетки стандартными го длине арки и
лучше с архитектурной точки зрения. В плоскостях стоек располагаются
главные прогоны (фиг. 562).
При нормальном к поясам положении стоек примыкающие к стойкам
главные прогоны оказываются в наклонном положении к горизонту, что, как
указывалось, осложняет их работу на вертикальную нагрузку. Вертикаль-
ное положение стоек дает возможность иметь главные прогоны вертикаль-
ными, не требующими подвески. Однако в этом случае длины всех стерж-
ней решетки получаются разными, что сильно затрудняет конструирование
и 1131 отопление арок; поэтому в арках большепролетных перекрытий рас-
косная решетка с вертикальными стойками применяется редко, тем более,
что прогоны весьма часто кладутся на арку сверху или при наличии про-
межуточных ребер работают и в наклонном положении на простой изгиб
or основных воздействии (фиг. 558). Размеры панелей арки обычно прини-
мают близкими к высоте арки, исходя из рационального угла наклона
раскосов к поясу -10 50°. Размещение мечыажпых стыков и арках пэгна-
gQg Арочные конструкции большепролетных перекрытий
Главные
просомы
Стыки, отправочны*
элементов арок
Главные
проеонЫ
чается из условия разбивки арок на отправочные элементы длиной 6-4-9 Mt
гдобные для транспортировки (фиг. 562). Арки обычно монтируются круп-
ными частями, большей частью це-
ликом нли полуарками, так что
монтажные стыки осуществляются
в процессе укрупнительной сборки.
Криволинейное очертание сплошных
арок усложняет их изготовление
однако оно существенно важно для
их внешнего вида. Сквозные арки
имеющие малую панель, могут иметь
и ломаное очертание (фиг. 562).
Наиболее сложными конструк-
тивными узлами в арках являются
опорные и ключевые шарниры. Опор-
ные шарниры могут быть трех ти-
пов: плиточные, пятниковые и балан-
сирные. Как указывалось, сквозные
арки около опоры, как правило, пе-
реходят в сплошное сечение (фиг.
517): решетка заменяется стенкой,
поясные уголки доводят до опоры
или заменяют поясными листами;
поэтому опорные шарниры в сплош-
ных и сквозных арках имеют оди-
наковую конструкцию.
Фиг. 562. Конструктивные решения сквозных арок
* ~ тГеугоАы,ан Решстка с дополнительными стойками, главные прогоны расположены нормально к поя-
. О раскосная решетка, главные прогоны расположены вертикально; « - арки н главные прогоны
с треугольной решеткой, отправочные элементы арок стандартные
Конструктивные особенности арочных перекрытий
599
Плиточные шарниры (фиг. 563) имеют наиболее простую конструк-
цию. Применяются плиточные шарниры при сравнительно небольших опор-
ных давлениях и преимущественно при вертикальном положении примы-
кающей к шарниру части арки. Конструкция плиточных опор такая же, как
в рамиых системах.
Пятниковые шарниры
(фиг. 564) имеют специаль-
ное опорное гнездо — пят-
ник, в который вставляется
закругленная опорная часть
арки. Пятник обычно отли-
вается, но может быть из-
готовлен и сварным из ли-
стовой стали.
В месте передачи опор-
ного давления стенку и поя-
са арки укрепляют ребрами
жесткости. Рассчитывается
пятниковый шарнир на смя-
тие при плотном касании. Пятник прикрепляется анкерными болтами к фун-
даменту.
Балансирные шарниры (фиг. 565) применяются в наиболее тяже-
лых арках. Верхний и нижний балансиры изготовляются литыми и имеют
специальные гнезда, в которые вставляется цилиндрический валик (цапфа),
Фиг. 564. Пятниковый шарнир
VIII, § 6) н стоек (см. главу IX. § 7).
женной цапфе ба lancnpa распред ляегся неравномерно, изменяясь от наи-
большего по вертикальной осп до пуля у границы гнезда балансира.
Наибольшее напряжение определяется по формуле:
A(sSl,25m/?c,. ып>,' (20.1)
где г— радиус цапфы;
b—длина цапфы;
А/—расчетное опорное давление, подсчитанное с учетом коэффициентов
перетру аки;
непосредственно служащий шар-
ниром.
Балансиры работают на изгиб,
как коисоли, и поэтому полу-
чаются достаточно высокими;
с фундаментом и аркой балан-
сиры скрепляются болтами.
Арка прикрепляется к верх-
нему балансиру через плиту,
к которой приваривается по кон-
туру или притягивается болтами
опорное сечение арки. Торцы
опорных сечений арки обычно фре-
зеруются. В соответствии с до-
пускаемыми давлениями на фуи-
~ дамент нижний балансир часто
получается шире верхнего.
Плиты и балансиры в арках
рассчитываются так же, как в
опорных частях балок (см. главу
Напряжение смятия в плотно вло-
600
Арочные конструкции большепролетных перекрытий
и__расчетное сопротивление местному смятию при плотном касании,ирн
нимаемоедля отливок из стали марки 35-5015 равным 1 300кг/сл’;
т— коэффициент условий работы.
В легких и высоких арках может появиться необходимость прпкрепле-
арок к опорам анкерными болтами для
ния
Фиг. 565. Балансирный шарнир
восприятия отрицательных реак-
ций от действия ветра. Ан-
керы следует размещать по
оси арки, чтобы они не ме-
шали свободному повороту
конструкции в опорных
шарнирах (фиг. 563); за-
крепляют анкеры в консо-
лях, приваренных к стенке
арки.
Если расстояние между
спаренными арками невели-
ко (до 3 .и), то анкеры
можно закрепить за ниж-
нюю распорку, соединяю-
щую арки.
В ключевых шарнирах
также могут быть применены
плиточные (фиг. 566, а) или
балансирные (фиг. 566, б)
конструкции, которые про-
ектируются по тем же принципам, что и опорные. Шарнирное сопряжение
в ключе может быть осуществлено и на фланцах, если гибкость последних
будет достаточной для осуществления требуемых углов поворота В легких
арках могут применяться ключевые листовые (фиг. 566, в) или болтовые
(фиг. 566, г) шарниры.
В листовом шарнире нормальные силы передаются через горизонтально
поставленный по оси шарнира лист, который в силу своей гибкости не
Особенности расчета арочных конструкций
601
препятствует повороту сечения (фиг. 566, в). К этому листу прикрепляют
подходящие к шарниру связи. При устройстве болтового шарнира прихо-
дится для получения необходимой площади смятия утолщать фасонки, через
которые пропускается болт,что создает некоторые конструктивные услож-
нения в узле. Фланцевые, листовые и болтовые шарниры могут передавать
как сжимающие, так и растягивающие нормальные силы. В плиточном и
балансирном ключевых шарнирах для передачи растягивающих усилий, воз-
можных при сильном действии ветрового отсоса, следует соединять полу-
арки горизонтальными листами, проходящими по оси шарнира, аналогично
фиг. 566, в.
§ 4. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА АРОЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Конструкции большепролетных арочных перекрытий расчленяютс на
отдельные плоские конструктивные элементы (арки, главные прогоны и т. п.),
которые рассчитываются по обычным законам статики.
Существенной нагрузкой для арочных конструкций является давление
ветра. Ветровая нагрузка для арочных перекрытий, нс имеющих стен.
принимается по
упрощенной схеме, указанной
аэродинамический коэффициент имеет положи-
тельное значение только в первой четверти
дуги арки с наветренной стороны; в средней
части дуги аэродинамический коэффициент
имеет наибольшее по абсолютной величине
отрицательное значение (отсос)и в последней
четверти резко падает, сохраняя отрицатель-
ное значение. При наличии вертикальных ограж-
дений положительные ветровые давления
испытывают только вертикальные поверхно-
сти; по всему криволинейному7 очертанию арки
па фиг. 567; расчетный
O.3J
Фиг. 567. Схема ветрового да-
имеет место о гсос. Ветровое давление q^ — kQ
считается приложенным нормально к поверх- влення на поверхность арки
ностп арочного перекрытия. Значительные
отрицательные ветровые усилия в больших арках существенно отклоняют
кривую давления от осп арки и при малом собственном весе могут вызвать
отрицательные опорные реакции.
На величину ветрового давления существенное влияние оказывают откры-
тые проемы, оставляемые для целей освещения н вентиляции.
При открытых торцах арочных перекрытий ветер, направленный парал-
лельно торцам, обтекает перекрытие с двух сторон п образует внутри него
вакуум, увеличивающий положительное давление на арки и уменьшающий
отсос.
Таким образом, для перекрытий, горцы которых могут быть открыты
(вокзальные перекрытия, навесы), необходим учет возможных комбинаций
трех видов ветровых нагрузок: 1) бокового пли торцевого давления ветра
па сооружение; 2) дополнительного вакуума, получаемого вследствие выса-
сывания ветром воздуха из-под арочного перекрытия; 3) дополнительного
отрицательного давления пстрл изнутри сооружения, который попадает под
перекрытие через широкие проемы1.
Элементы арочных конструкций рассчитываются па вертикальные на-
грузки, ветровые усилия, а также на температурные воздействия, которые
1 В К. Блинов и В. С. Соков, Эллинги пи тирижаблеЛ, ОНТП, 1935.
601 Арочные конструкции большепролетных перекрытии_________
в арках обычно несущественны. Вертикальные нагрузки принадлежат к основ-
ным сочетаниям, последние две категории воздействий — к дополнительным,
требующим прн определении расчетного усилия учета соответствующих
коэффициентов сочетаний (см. главу II, § 2).
Арочные системы обычно статически неопределимы; усилия в их стер,
жнях определяются методами строительной механики, удобнее всего мето-
дом сил; исключение составляют многопролетныс арки, для расчета которых
достаточно удобен и метод деформаций.
При приближенном расчете, определяя статически неопределимые пара-
метры, учитывают деформации основной системы только от воздействия
изгибающих моментов.
При расчете арок необходимо учитывать в раскосах дополнительные
усилия от обжатия поясов.
Эти усилия в раскосах могут быть определены по формуле:
№ I N" F
А/р= " cos’ а, (20.2)
где A^ hWJ — усилия в верхнем и нижнем поясах арки;
Fn — средняя площадь сеченнй поясов;
Fp — площадь сечения раскоса;
а—угол наклона раскоса к поясу.
Арка как криволинейный сжатый брус требует проверки своей устой-
чивости.
Общая устойчивость арок из плоскости обеспечивается поперечными свя-
зями и системой прогонов, определяющих расчетную длину элементов арки.
Для должной устойчивости расстояние между точками закрепления не должно
превышать 16 ширин пояса.
Критическая сила потерн устойчивости сплошной арки в ее плоскости от
действия осевых сил при малом значении изгибающих моментов в первом
приближении может быть принята по формуле продольного изгиба:
гУТ/
^Р=^р, (20.3)
где S'ap — длина полуарки;
Н — коэффициент приведения расчетной длины, учитывающий кривизну
арки, зависящий от отношения стрелки арки к пролету;
Т модуль продольного изгиба, зависящий от гибкости арки;
J — момент инерции сечения.
Коэффициенты и, приведены в табл. 20.1.
Таблица 20.1
Коэффициенты pj приведения расчетной длины арки
Тип арки /Л 0,05 0.2 0,3 0.4
Трехщарнирная 10 1 0(1 I
Двухшарнирная 1 00 I 1 1 Л 1,20
Бесшарнирная 0J0 1,1 V 0,75 1,20 0,80 0,85
Более точно общая устойчивость параболических арок при вер-
тикально равномерно распределенной по длине пролога нагрузке мо-
Особенности расчета apo/ных конструкций
603
жст быть проверена по формуле, данной проф. Л. Ш. Локшиным и А. Н. Дин-
ником
^«₽ = -zv, (20.4)
где А/Кр — критическая нагрузка (вертикальная) на единицу длины протета;
TJ—жесткость арки;
I—пролет арки;
k — коэффициент устойчивости, зависящий от отношения fl (см.
табл. 20.2).
Таблица 20.2
Коэффициенты k устойчивости параболических
арок
in Тип арки
трехшарнирная двухшарннрдая Сесшарнирнаа
0,1 22,5 28,5 60,7
0,2 39,6 45.4 101,0
0,3 47,3 46,5 115,0
0,4 49,2 43.9 111,0
0,5 — 38,4 97,4
0,6 38,0 30,5 83.8
0,8 2S.S 20,0 59,1
10,0 22,1 14,1 43,7
Расчетная длина арки, равная и.,/, от которой зависит модуль продоль-
ною изгиба Т, может быть определена по табл. 20.1. Для сквозных арок
берется увеличенная (приведенная) расчетная длина в зависимости от типа
решетки согласно указаниям главы IX, § 4.
При больших изгибающих моментах и, следовательно, мощных сечениях
арки в плоскости действия сил опасной является пространственная ютерч
устойчивости в плоскости, перпендикулярной действию момента. Соответ-
ствующая проверка арки может быть произведена как внецентренно сжатого
элемента по формуле:
А’рлсч =g mcsvRF, (20.51
где А7расч—расчетное осевое усилие в арке (с учетом коэффициентов пере-
грузки);
с — коэффициент понижения несущей способности завися цпй от
эксцентриситета приложения силы V. приведенный в главе II. § 11;
ov — коэффициент продольною изгиба относительно вертикальной оси
сечения арки, зависящий от расчетной длины арка между точ-
ками се закрепления поперечными связями;
R— расчетное сопротивление;
F— площадь сечения арки (в сквозной арке площадь сечений поясов
арки);
т— коэффициент условий работы.
* A II Л и и п и к. Устойчивость арок. Гостсхпз дат, 1916: II. Я Штасрч.ти
" A. A II и к о и с к и й. Основы нории тстойчиности строительных колстрмщай, Стрей-
на,ыт, Рза9.
604
Арочные конструкции большепролетных перекрытий
крайними арками, рассчитывают
стены арочного перекрытия.
Поперечные связи, расположенные между
на давление ветра, передаваемое с торцевой
Фиг. 568. К расчету торцевых связей арочного перекрытия по его проекции
При пологих арках эти связи можно с некоторым запасом рассчитывать,
развернув их в горизонтальную проекцию (фиг. 568). Получаемые усилия.
умноженные па секанс угла наклона стержня к его проекции, принимаются
Фиг. 569. К расчету торцевых связей
арочного перекрытия как простран-
ственной системы
за ветровые усилия в элементах арки и
связей.
При крутых арках такой расчет дает
запас для поясов, п потому жесткий торце-
вой блок более правильно рассматривать
как пространственную систему, состоящую
из поясов двух соседних арок, соединенных
решетчатыми связями (фиг. 569). Усилия
в диагоналях связей можно получить, про-
изводя поперечный разрез I—1 системы
и спроектировав все действующие в раз-
резе силы на направление горизонтальной
распорки.
Усилия всех стержней, попавших и раз-
рез,кроме диагонали, дают в проекции нуль.
Усилие в диагонали будет равно:
$д = -^Г1 (20.6)
где Q — поперечная сила от ветровой
нагрузки, действующая в рас-
сматриваемом сечении;
ф — угол между диагональю и рас-
поркой в прос гране rue; как ясно
из разложения пространственной системы cos ф = cos a cos 9, где ср — угол
между диагональю и распоркой в проекции, а — угол между проекцией н
диагональю в пространстве.
Отделив одну арку от другой продольным разрезом //—// п определив
в распорках п диагоналях связей соответствующие усилия, разложим усилие
Особенности расчета арочные кинстр'лччч
60 >
и диагонали на усилие ио направлению пояса:
5., = 5Д sin у
(20.7)
и усилие по направлению распорки:
Sp = SJcos< (20.8)
Отрезанная арка, очевидно, будет находиться в равновесии в простран-
стве, так как на каждый ее узел с одной стороны действует внешняя
сила W„, а с другой — разность усилий в распорке и диагонали, равная
ТЩ/'ДГр IV
Q^.-S^COS^Q^.-Q^W^ (20.9)
Отрезанную арку рассчитываем на силы, направленные по поясу и равные:
Si = Qtgy. (20.10)
как плоскую систему, определяя от действия этих сил распор, опорные реак-
ции и усилия во всех стержнях арки.
На передней (торцевой) арке дополнительные ветровые воздействия напра-
влены вверх по образующей и отрывают ее от фундаментов (фиг. 569), на
Фиг. э7П. Схема работы продольного портала торцевого блока
задней арке ториевого блока тс же силовые воздействия направлены вниз н
прижимают ее к фундаментам.
В некоторых случаях необходимость устройства проходов, остекления
и т. и. мешает доведению поперечных связей до опорных шарниров. Тогда
связи заканчиваются порталом, который рассчитывается на полусумму всех
петровых nai рузок, передающихся на торцевую арку (фиг. 5701 В этих
случаях арки в нижней части работают па изгиб из своей плоскости п могут
потребовать соответствующего усиления.
В целях облегчения сечения нижней час гн арок ториевое ветровое дан ie-
иис можно переда1ь на ряд порталов, устраиваемых по длине перекрытия
между арками.
Расчет шарниров и опорных частей арок производится согласно указа-
ниям главы IX, § 7 и 3 настоящей главы.
Глава XXI
ПРОСТРАНСТВЕННЫЕ БОЛЬШЕПРОЛЕТНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
§ 1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОСТРАНСТВЕННЫХ СИСТЕМ
Балочные, рамные и арочные системы большепролетных перекрытий кон-
струируются обычно как плоские жесткие диски, связанные с соседними
дисками маломощными связями, неспособными существенно распределить
нагрузки с более нагруженных несущих элементов на менее нагруженные.
Это обстоятельство, естественно, увеличивает вес конструкций. В простран-
ственных системах связи усиливаются и привлекаются к передаче усилий,
а несущие конструкции за счет этого облегчаются и при криволинейной
поверхности покрытия могут превратиться в простые ребра, а конструкция
в целом—в несущую оболочку, в которой внешняя нагрузка уравновеши-
вается усилиями, расположенными на ее поверхности.
В конструктивных решениях пространственных систем широко приме-
няется идея совмещения несущей конструкции с ограждающей, непосред-
ственно вытекающая из идеи оболочки. Такое решение особенно эффективно
при применении тонких металлических настилов, которые в конструкции
оболочек и складок нс только воспринимают местную нагрузку от собствен-
ного веса кровли, снега, ветра и т. д., но и включаются в работу всей
системы в целом, образуя непрерывную пространственную поверхность, спо-
собную передавать нагрузку в двух взаимно перпендикулярных направлениях.
Стальные настилы в оболочках применяются весьма малой толщины — I—j—4 мм.
Такая толщина настила не может обеспечить его устойчивости и возможна
лишь при наличии в системе жестких контуров, которые обеспечивают неиз-
меняемость системы в целом после потери настилом местной устойчивости.
Тонкие настилы легко поддаются коррозии, из-за чего их можно применять
только в тех сооружениях, где отсутствует выделение вредных газов, в кон-
струкциях, защищенных от вредных атмосферных воздействий и обеспечен-
ных надлежащей службой эксплуатации (регулярный осмотр, окраска и т. п.).
Пространственные металлические складки и оболочки относятся к тонко-
стенным пространственным конструкциям, в которых вместо принципа кон-
центрации материала применяется принцип многосвязностн системы.
Конструктивная форма пространственных систем резко отличается от кон-
структивной формы обычных плоскостных конструкций. Пространственные
конструкции образуются из тонкостенных элементов (листов, тонкостенных
штампованных или холоднокатаных профилей и т. п.) и требуют своих,
новых методов изготовления. При изготовлении пространственных кон-
струкций широкое применение должны иметь точечная сварка, штамповка,
гибка, кондукторная сборка. Относительно высокая стоимость в настоящее
время тонкого листа и сравнительно большая нассгодня трудоемкость из-
готовления пространственных конструкций, связанная с необычностью кон-
структивной формы, являются причинами пока еще ограниченного примепе-
Складки
607
ния металлических пространственных систем в виде сплошных складок и
оболочек.
Однако пространственные конструкции могут быть н сквозными, в кото-
рых передача усилий производится стержневыми системами. Пространствен-
ные сквозные системы отвечают всем свойствам сплошных за исключением
того, что требуют специальной конструкции ограждения. Пространственные
сквозные системы могут быть однослойными и двуслойными. К однослойным
системам относятся оболочки, складки, куполы и т. д.
Однослойные пространственные системы для восприятия вертикальной
нагрузки должны иметь криволинейную или ломаную (не плоскую) поверх-
ность. В двуслойных системах передача усилий происходит по двум поверх-
ностям, соединенным между собой жесткими связями. Двуслойные системы
могут быть и плоскими — в виде жестких плит. К пространственным системам
относятся также всякого рода ростверки (системы перекрестных балок).
§ 2. СКЛАДКИ
1. Виды складчатых систем
Складчатые конструкции представляют собой непрерывную тонко-
стенную систему, имеющую в поперечном сечении изогнутый профиль
Фиг. 571. Типы складок
тонкостенной системе необходимую
восприятии вертикальной нагрузки.
(фнг. 571). Изогнутый профиль придает
жесткость и несущую способность при
При перекрытии небольших пролетов
(3-5-6 .и) складка может быть получена
непосредственно нз топкого листа путем
штамповки, гибки или прокатки его по
заданному профилю. Такими простейши-
ми складчатыми системами являются
стальные волнистые или ребристые кро- Фиг. 572. Кровельные настилы
вельные настилы (фиг. 572).
При перекрытии складчатыми системами помещений больших пролетов
грани складок состоят из тонкого листа, укрепленного жестким контуром
в виде торцевых и промежуточных фермочек (фиг. 573).
608
Пространственные болыи°пполетные конструкции
Каждая грань или волна складки является отдельным конструктивным
элементом из которых при монтаже собирают непрерывную пространствен-
ную систему Грани складок могут быть плоскими, сводчатыми и висячими.
’ По своей геометрической конфигурации складки могут быть:
1) прямолинейные илн гребенчатые, у которых ребра прямолинейны,
а грани являются плоскостями (фнг. 571, а);
2) цилиндрические, состоящие нз ряда цилиндрических поверхностей
с прямолинейной осью, связанных между собой (фиг. 571, <7);
3) двоякой кривизны, у которых ребра и грани криволинейны
и имеют различную кривизну (фиг. 571, в).
Гребенчатые складки являются самыми простыми в изготовлении и монтаже;
их конструктивная форма лучше всего разработана. Цилиндрические складки
Фиг. 573. Балочная система складки с торцевыми диафрагмами
могут оказаться несколько легче гребенчатых, особенно когда они имеют
вогнутую висячую форму; однако это облегчение не может быть значитель-
ным, так как толщина листов, образующих грани, во многвх случаях диктуется
условиями долговечности конструкции, а также требованиями изготовления.
Складки двоякой кривизны наиболее экономичны по затрате металла, так
как позволяют весьма тонким листом перекрывать большие площади. В сталь-
ных конструкциях они могут применяться в виде вытянутых висячих складок.
Но они оказываются мало жесткими, так как теоретически имеют лишь
мгновенную неизменяемость.
По своей статической схеме складчатые системы могут быть балочными,
арочными и рамными. При балочной системе складка по торцам опирается на
сплошные стены или на торцевые диафрагмы, передающие давления на
стойки (фиг. 573).
Арочные или рамные складки, как всякие распорные системы, получаются
легче балочных, но требуют более мощных фундаментов или устройства
затяжек для восприятия распора; кроме того, они сложнее в И3| отоплении
и монтаже.
2. Многорядовые складки с плоскими гранями
а) Конструкции многорядовых складок
Многорядовая складка состоит из ряда граней, образующих в поперечном
сечении непрерывно повторяющийся профиль по всей ширине перекрывае-
мого пролета. Грани складок составляются нз щитов, которые, соединяясь
между собой, могут образовывать треугольные, прямоугольные илн трапе-
цеидальные волны складок (фиг. 571, а).
Щит состоит из фермочки нли гонкого листа, окаймленного продольными
ребрами, которые совместно с поперечными ребрами создают жесткий мР"
Складки
6Ш
кас щита (фиг. 574). Для укрепления крайнего ребра, работающего иа из-
гиб от натяжения стенки, в крайних панелях ставят полураскосы.
Наружная поверхность щита не должна иметь выступов, затрудняющих
укладку утепления и водоизоляционного слоя. По этой причине ребра жест-
кости ставят только с одной стороны щита.
Щиты складки в процессе укрупнительной сборки соединяют в монтажные
блоки болтами или сваркой по продольным ребрам щитов. Болты или свар-
ные швы обеспечивают совместную работу щитов, воспринимая сдвигающие
усилия, возникающие между гранями складки. Соединение получается особенно
удобным при примыкании щитов друг к другу под углом 90° (фиг. 574).
Если грани складки образуют угол, отличный от 90°. го уголки прихо-
дится милковать или штамповать по заданному профилю.
Уголки, окаймляющие щиты, соединяясь между собой, ооразг юг продоль-
ные ребра складки. В продольном направлении щиты соединяются через
поперечные диафрагмы фланцевым стыком.
Жесткость контура складки, г. е. неизменяемость углов мт жду гранями,
обеспечивается системой связей п поперечных диафрагм. Торцевые диафрагмы
закрепляют контур складчатого покрытия от раскрытия у слов и при отсут-
ствии па горцах стен с тужат опорами складки между стоиками (^фттг. 573).
"ГТ II. С. Сл|н-л,*1и.'||И
gjg Пространственные большепролетные конструкции
R этом случае торцевые диафрагмы проектируют в виде ферм, к решетке
которых прикрепляют торцы граней складки. Промежуточные диафрагмы ста-
upnpa 3-^-6 и но не менее двух на каждый монтажный элемент
Промежуточные диафрагмы могут быть решетчатыми или рамными
(фи! 575) если внутренний объем волны складки должен быть свободным.
При загружении складки вертикальной нагрузкой крайние ее ребра, по
нижним свободным граням, стремятся разойтись, т. е. получить горизонталь-
ные перемещения, суще,
ственно изменяющие контур
складки (фиг. 576, а). Чтобы
воспрепятствовать этим пе-
ремещениям, две крайние
грани можно связать по
нижним ребрам решеткой
(фиг. 576. б) или упереть их
в специальные бортовые эле-
менты в виде горизонталь-
ных балочск, расположен-
Фиг. 575. Промежуточные диафрагмы ных снаружи перекрытия
а—решетчатые; б — ра ные (фиг. 576, в) Очевидно,
устройство связей удобнее;
поэтому бортовые элементы ставят только тогда, когда внутреннее поме-
щение под складкой должно быть открыто. Для повышения жесткости в вер-
тикальном направлении крайних наклонных граней под крайними ребрами
складки ставят вертикаль-
ные балочки (фиг. 576, в).
Ребра, связанные решет-
кой, образуют горизонталь-
ную ферму, которая прн
необходимости может вос-
принимать давление ветра,
передаваемое от продольной
стены.
Многорядовые складки
имеют небольшое количе-
ство типов щитов; это со
здает предпосылки для инду-
стриального изготовления
их на заводах. Все завод
ские соединения сплошных
складок, исходя из тонкостенное™ элементов, целесообразно осуществлять
точечной сваркой. Сборка щитов может производиться в кондукторах, что
способствует улучшению качества конструкции и снижению трудоемкости
изготовления.
Фиг. 576. Завязка крайних граней складки
б) Особенности расчета много рисовых складок с плоскими ребрами
В стальных складках соединение граней проще осуществлять на черных
болтах, обеспечивающих возможность их взаимного поворота при прогибе.
Такие складки называются безмоментными. Если осуществигь жесткое со-
пряжение граней, то при вертикальных деформациях складки в попереч-
ном сечении ее возникают моменты. Жесткое сопряжение (раней осущест-
вляется прн помощи жестких поперечных ребер.
Складки
611
Безмомен гные балочные складки работают на изгиб в продольном напра-
влении (в плоскости грани складки), отчего в плоскостях граней возникают
нормальные продольные усилия и сдвигающие продольные силы Поперечные
сдвигающие усилия в плоскостях граней, а также крутящие моменты вслед-
ствие их незначи гельног о влияния на работу складки обычно не учитываются
В складках с жестким сопряжением граней возникают дополнительные
усилия от поперечных моментов. В арочных или рамных складчатых кон-
струкциях возникают еще нормальные продольные силы от распора. Общая
теория оболочек и складок принадлежит В. 3. Власову. Для безмоментных
складок она может быть существенно упрощена.
В безмоментных складках совместную работу граней и перераспределе-
ние усилий между ними обеспечивают продольные сдвигающие силы возни-
кающие в местах сопряжения граней (фиг. 577. а). Безмоментные складки
являются fi -2 раза статически неопределимыми, где п—число ребер. В же-
стких складках статическая неопределимость удваивается, так как в ребрах,
помимо неизвестных продольных сдвигающих сил, неизвестными будут еще
и поперечные момешы (фиг. 577, б). Расчет безмоментных складок удобно
производить методом сил. За основную систему принимается складка, раз-
резанная вдоль ребер, с приложенными в месте разреза неизвестными про-
дольными сдвиг ающими усилиями (фиг. 577, а). Расчет жестких складок
удобнее всею производить смешанным методом разработанным В. 3. Вла-
совым; он своди гея к решению восьмичленных уравнений*.
Волны средних рядов зажатые между соседними рядами и потому имею-
щие неизменяемый контур, могут рассчитываться, как простые балки, с мо-
1 В. 3. Власов, Строительная механика оболочек, Стройиздаг, 1936.
С. И. Стельмах, Расчет металлических мноюрядоиых складчатых настилов,
Стройпздат, 1938.
2 Простране таенные большепролетные конструкции
ментом инерции, равным моменту инерции волны. Миогорядовые складки могут
быть особенно рациональны в промышленных зданиях с подвесным транспор-
том, так как в этом случае сосредоточенная крановая нагрузка распреде-
ляется на ряд смежных граней.
§ 3. своды-оволочки
1. Виды оболочек
Металлические своды-оболочки проектируются сплошной или сетчатой
конструкции и могут быть разбиты на следующие типы:
1) цилиндрические сетчатые оболочки, собираемые из стан-
дартных стержней (косяков) в виде тонкого сетчатого свода (фиг. 578),
перекрывающего одно помещение значительных размеров в плане;
Фиг. 578. Цилиндрическая сетчатая оболочка
а — геометрическая схема: в конструктивные решения: I — рл-шертка сводя; 2 — фасад косяка. .т при-
мык.тие к опорной Салке; /— деталь сопроиссиня к оси кон; .5 — деталь сопряжения при помощи пкл«|дышсй
2) цилиндрические оболочки с продольными ребрами, в виде
мною! ранных складок, ребра которых лежат на цилиндрической поверх-
ности (фиг. 579);
3) двуслойные призматические оболочки (пли гы), состоящие
из поперечных и продольных сквозных ферм, соединенных по верхним и
нижним поясам связями (фиг. 580).
Если большой пролег перекрывается рядом оболочек меньшей ширины,
опирающихся на торцевые диафрагмы, го конструкция превращается и много-
рядовую складку. Оболочки почти всегда имеют крут свое очертание как
наиболее простое в произволегвениом отношении.
Своды-оболочкп
613
Оболочки, так же как и складки, могут быть балочной системы — в виде
прямых брусьев, а также арочной системы в виде изогнутого бруса двоя-
Фнг. 579. Цилиндрические оболочки с продольными рсбрами
а — со сквозными гранями; б — со сцюшчими гранями
кой кривизны. Арочные решения как более сложные в коястр ктнбно.. сно-
шении применят гея полос редко.
2. С етчатые оболочки
Сетчатые оболочки собпрани н< скнщаргных легких конструктивных
элементов косяков, образующих в собранном ните цилиндрическую поверх-
ность. Косяки могут 61»!п» штампованными сплошного сечения (фш. 578)
или решёгча!ими по гнн\ прутковых про,опои. Концы косяков отогнуты
с двух ClOpOH В COO t ВС ГС ГВИН с углом примыкания косяков друг к доугу
и имени отверстия для болтов, соединяющих косяки между собой. В собран-
ной оболочке косяки составляю! обычно \ гол 45‘ I 6<Г с проекцией напра-
вляющей цилиндрической поверхносin, в плоскости ко юрой располагаются
614
Пространственные большепролетные конструкции
отогнутые концы косяков. Данный набор косяков отвечает опрсдсленноц
цилиндрической поверхности, и им можно перекрывать различные пролеты,
меньшие предельного (отвечающего полуциркульному своду), только при
различных стрелках. Для изменения угла между косяками иногда применя-
ются овальные отверстия со вкладышами (фиг. 578, б, 5).
В торцевых сечениях косяки присоединяются к бордюрному швеллеру,
выгнутому в виде арки по дуге оболочки. В продольном направлении косяки
также прикрепляются к обвязочному швеллеру. Высота косяков принимается
весьма небольшой— в пределах ’/too-S-’/ho пролета, длина косяка — порядка
1,5-ч-2 м. При таких размерах косяки получаются весом 20-4-40 кг, легко
транспортируются и монтируются вручную с простейших легких подмостей.
Монтаж оболочки начинается с установки обвязочных и бордюрных швел-
леров, после чего наращивание косяков осуществляется сбоку по всей ши-
рине пролета от одной бордюрной аркн к другой. Длина и ширина (по раз-
вертке свода) перекрытия должны быть кратны целому числу соответствую-
щих диагоналей ромбических ячеек, образованных пересечением косяков
(фиг. 578).
Сетчатая оболочка рассчитывается как тонкий свод, передающий усилия
только в поперечном направлении. Распор свода передается на стены или
воспринимается затяжками, соединяющими обвязочные швеллеры. Прн расчете
вырезают полосу свода шириной в одну ячейку, для которой определяют
значения изгибающих моментов и нормальных сил. По полученным усилиям
проверяют: 1) сечение соединения косяков друг с другом, состоящее из
четырех стенок косяков, ослабленных монтажными отверстиями, — по расчет-
ному моменту и нормальной силе Nt, приходящимся на выделенную полосу
свода; 2) сечение косяка — по моменту = и нормальной силе
N
A7=9—0^-, действующим на один косяк. Здесь а — теоретический угол
наклона косяка (по развертке).
Можно существенно повысить жесткость свода и получить распределение
усилий как в поперечном, так и продольном направлении, если снабдить своз
продольными элементами и жесткими торцевыми диафрагмами. При такой
конструкции свод будет работать как свод-оболочка с продольными ребрами.
Достоинствами сетчатых сводов являются красивый внешний вид, про-
стота сборки и стандартность конструктивных элементов; недостатками —
их мелкосортность и несоответствие принципам скоростной механизирован-
ной сборки.
3. Цилиндрические оболочки с продольными ребрами
Цилиндрические оболочки с продольными ребрами являются безраспор-
ными системами, способными перекрывать большие пролеты, опираясь лишь
на четыре стойки, расположенные по углам помещения.
Грани оболочки, расположенные в продольном направлении по образую-
щей цилиндра, в торцах примыкают к жестким в поперечном направлении
диафрагмам.
Грани оболочек могут быть сплошными из стального тонкого листа,
усиленного ребрами или гофрированного в поперечном или продольном на-
правлениях, либо решетчатыми. Выбор типа оболочки зависит от вида настила,
условий освещения, возможностей изготовления элементов оболочки и общих
архитектурно-конструктивных соображений.
Продольные ребра оболочки, так же как и в складках, образуются из
продольных ребер, окаймляющих отдельные щиты граней. 1Цпты соединяют
Своды-оболочки
615
в продольном направлении шарнирно, обычно при помощи черных болтов.
Шарнирное соединение граней обусловливает большую деформативиость
оболочки в вертикальном направлении, вызываемую, главным образом, пово-
ротами граней вокруг шарниров. Для увеличения жесткости оболочки целе-
сообразно крайние свободные грани усилить вертикальными и горизон-
тальными бортовыми элементами или ставить затяжки по длине оболочки
(фиг. 579, 6).
Значительного увеличения жесткости оболочки можно достигнуть разме-
щением на равных расстояниях по длине оболочки поперечных ребер жест-
Фиг. 581. Оболочка с поперечными ребрами
из тонкого листа,
в поперечном на-
фиг. 5S2. К расчету ие.е-
ртчного ребра
кости (фиг. 581) и диафрагм. Поперечные ребра жесткости проектируются
в виде сплошных арок, размещаемых обычно с внутренней стороны оболочки.
Высота ребер жесткости принимается в пределах ширины обо-
лочки; расстояние между ребрами d принимается не больше величины
</ = 0,01 где — момент инерции сечения ребра относительно собствен-
ной оси; 6 — толщина грани. Оболочки, имеющие грани
теряющего устойчивость (пли из листа, гофрированного
правлении), должны рассчитываться как сквоз-
ные.
Оболочки без поперечных ребер рассчиты-
ваются как безмоментные складки.
Если крайние грани оболочки опираются на
продольные стены, то площадь сечения крайнего
ребра и момент сопротивления крайней грани
принимаются равными бесконечности.
При наличии ребер жесткости рассчитывать
оболочку ио безмоментпой теории нельзя, так как
контур складки в этом случае будет неизменным и
способным воспринимать поперечные моменты. Если нагрузка расположена
в поперечном направлении симметрично, то жесткую оболочку, особенно
укрепленную бортовыми элементами, можно рассчитать, как балку, опертую
на торцевые диафрагмы.
Поперечные ребра жесткости прн этом рассчитывают, как консола. за-
крепленные п ключевом сечении (фиг. 582), на совместное действие вер-
тикальной нагрузки, приходящейся на данную панель (расстояние между
ребрами) оболочки, и сдвигающих сил, возникающих между ребром и насти-
лом оболочки.
Величина сдвигающих сил определяется по формуле:
Та= кг на I пог. .« дуги ребра.
616
Пространственные большепролетные конструкции
где дф —приращение поперечной силы на длине панели оболочки;
5 —статический момент части сечения оболочки, расположенной по
° одну сторону от рассматриваемого сечения, взятый относительно
нейтральной оси всего сечения;
j__момент инерции всего сечения оболочк 1 относительно нейтральной
оси сечения.
При нагрузке, расположенной в поперечном направлении с очной стороны,
оболочку нужно рассчитывать, как несимметрично нагруженную. В этом
случае ребристую оболочку можно заменить безреберной оболочкой при-
веденной толщины, работающей па восприятие поперечных моментов. Эта
приведенная толщина определяется по формуле:
где d—расстояние между ребрами;
— момент инерции ребра.
Заменяя ребро приведенной толщиной, получаем жесткую оболочку,
имеющую различные жесткости в продольном п поперечном направлениях.
Система получается 2л раз статически неопределимой (л— количество
промежуточных ребер). Расчет таких оболочек наиболее удобно производить
методом В. 3. Власова *.
При расчете сквозных сетчатых оболочек весьма целесообразно сточки
зрения упрощения расчета сквозные грани покрытия заменить сплошными
пластинками. Толщина пластинки должна быть эквивалентной но работе на
В" 3' -тв со в, Строительная механика оболочек, Стройнзлат, I93G-Строительная
механика тонкостенных пространственных систем, Стройиздат, 1919.
Саоды-обплочки
617
сдвиг (при действии в плоскости грани сдвигающих усилий) или иа растя-
жение и сжатие (при действии осевых усилий) стержневой системе. Приве-
денная толщина эквивалентной сплошной пластинки зависит от типа решетки
и может быть принята:
для треугольной решетки (фиг. 583, а):
при действии сдвигающих сил
, ___ 2drp cos’ а
®"р — р
(21.3)
при растяжении или сжатии
, __Лрс“’а
«„в-----—;
(21.4)
ДЛЯ п]Ти ромбической или крестовой решетки (фиг. 583, бу. действии сдвигающих сил 44Л cos’ а *пр = р , (21.5)
при растяжении или сжатии „ 2Т7 cos’ а • (21-Ь)
4. Двуслойные оболочки и плиты
Двуслойные оболочки и плиты имеют два несущих слоя (криволинейных
в оболочках и горизонтальных в плитах), связанных между собой диафраг-
мами или связями, образующими обычно перекрестную систему (фиг. 580).
В плитах эти диафрагмы играют существенную роль в передаче усилий,
образуя перекрестный ростверк, стянутый поверху и понизу плоскостями
горизонтальных связей, участвующих в работе на вертикальную нагрузку.
В оболочках основная роль принадлежит криволинейным поверхностям: диа-
фрагмы меньше участвуют в передаче усилий, но придают конструкции боль-
шую жесткость. Работа горизонтальных слоев в плите определяется тем.
что перекрестный ростверк из вертикальных диафрагм, опирающийся по
контуру, даже при равномерно распределенной нагрузке дает прогибы в виде
чаши; средние диафрагмы прогибаются п напрягаются сильнее, чем нахо-
дящиеся ближе к коп гуру конструкции. Если такой ростверк связать поверху
н понизу связями, го последние будут работать на разность деформаций и
напряжений соседних элементов и выравнивать их. При этом в более на-
пряженном элементе появятся сдвигающие силы, сжимающие по нижнем)
поясу и растягивающие по верхнему, т. с. дающие изгибающий момент,
обратный моменту от нагрузки и. таким образом, разгружающие элемент.
В менее напряженных элементах получается обратная картина. Таким обра-
зом. напряжения в ростверке выравниваются, вся система становится более
жесткой, работа вертикальных элементов ростверка уменьшается, высота
их может быть сделана меньшей и они превращаются в диафрагмы двуслой-
ной или гы. Наибольшие сдвигающие силы полу чаются в крайних панелях;
наиболее спи по работают связи контурных панелей, поэтому постановка
лаже одних контурных связей существенно облегчает работу ростверка
и является весьма эффективной.
Двуслойная плиса опирается на стены или отдельные колонны, располо-
женные по дву м сг оропам пли по контуру. а иногда только на чс тыре
угловые колонны. В последнем случае опа окаймляется бордюрными балками.
Толщина плиты принимается равной примерно 1 1 щ пролета. Почта
копе 1 руируе гея, как обычная балочная клетка: пересекающиеся балки у..,..-
CIS
Пространственные большепролетные конструкции
фрагмы) располагаются в одном уровне. Одна система проходит нацело,
другая —прерывается у каждого пересечения. Несущие слои образуются
системой связей или иастилом. Весьма рационально в этом случае примене-
ние монолитного железобетонного настила, жестко связанного с диафрагмами;
возможно также применение стального листа. Конструировать плиту отдель-
ными блоками нецелесообразно ввиду трудностей сопряжения блоков.
Работа криволинейных (верхнего и нижнего) слоев в оболочке является
значительно более существенной, так как каждый слой, работая как обыч-
ная оболочка, может распределять внутренние усилия в двух направлениях.
Жесткость продольных ребер существенно увеличивает эффект продольной
передачи усилий; жесткость поперечных ребер существенно уменьшает дефор-
мативность контура поперечного сечения оболочки. Наличие двух слоев со-
здает разгружающий момент и также уменьшает деформатнвносп» попереч-
ного сечения оболочки. Двуслойные оболочки конструируются также в виде
пологого свода, опирающегося на продольные стены или на металлические
колонны. Толщина свода может быть принята равной ,/Во“^~,/4<) пролета при
//Z—1/I0 (фиг. 584).
По торцам оболочка опирается на жесткие диафрагмы, которые могут
быть сконструированы, как арки с затяжкой или как сквозные фермы. Кон-
струкция перекрытия состоит из перекрещивающихся между собой легких
ферм, связанных по верхним и нижним поясам решеткой. По верхнему поясу
решетка может быть за.менсн<1 кровельным стальным настилом, приваренным
к поясам ферм. Двуслойная система связей, расположенная по криволинейной
поверхности, обеспечивает пространственную работу перекрытия и передаст
значительную долю нагрузки непосредственно па контурные элементы, раз-
гружая поперечные и продольные фермы.
Своды-оболочки
619
По продольным стенам снод смыкаете» со стойками через бортовые
обвязочные балки треугольного сечения (фиг. 584). Бортовые батки со-
вместно с вертикальными связями между стойками передают распор в продоль-
ном направлении на ленточные фундаменты. Вертикальные связи между стой-
ками можно заменить сплошным стеновым заполнением, способным обеспе-
чить передачу продольных сил на фундаменты.
Б. С. Васильков (ЦНИПС) предложил проектировать двуслойные сквоз-
ные оболочки из стандартных пространственных блоков, соединяемых
между собой и образующих с торцевыми диафрагмами и продольными бор-
товыми балками сплошную многосвязную конструкцию большого пролета.
Стандартный блок покрытия конструируется в виде призмы со сквоз-
ными гранями из легких уголков, соединенных контактной или дуговой
сваркой (фиг. 585). Торцевые грани призмы скашиваются тля получения
необходимой кривизны оболочки.
Необходимая величина скоса определяется радиусом кривизны оболочки.
В целях возможности применения блоков одной серии для оболочек с раз-
ными радиусами кривизны скосы торцевых граней блоков применяются наи-
большими по наименьшему' возможному радиусу кривизны. При сборк j
оболочек с меньшей кривизной блоки соприкасаются по одной только
линии; между нижними поясами блоков образуется зазор, который запол-
няется специальными прокладками, отвечающими требуемой кривизне (или
же блоки соединяются специальными накладками, имеющими соответствую-
щее кривизне расположение болтовых отверстий).
Размеры блока определяются по условиям его транспортировки. Для
обеспечения необходимой точности геометрических размеров блока и сниже-
ния трудоемкости изготовления блоки следует изготовлять в специальных объем-
ных кондукторах. Монтаж конструкций оболочки необходимо осуществлять
с временных подмостей, чтобы нагрузка от собственного веса конструкции
была воспринята пространственной системой в целом (после снятия подмостей).
Расчет двуслойной сквозной оболочки может быть произведен методом,
предложенным В. 3. Власовым *. Приближенный инженерный метод дан
1 В. 3. Власов, Строитслымя механика тонкостенных пространственных систем,
СтроПизчат, 1919.
^20 Пространственные большепролетные конструкции
кандидатами технических наук Б. С. Васильковым 1 и Г. С. Веденникопым *.
Сквозная оболочка рассматривается как тонкостенная двуслойная конструк-
ция с вертикальными диафрагмами.
Подробное исследование характера работы двуслойных сквозных оболочек,
произведенное Б. С. Васильковым, показывает, что верхний и нижний слой
оболочки около опорных диафрагм работают на сдвигающие силы; в сред-
нем поперечном сечении — на нормальные силы поперечного направления
(в основном от поперечных моментов); в средней четверти по длине покры-
тия__на те и другие силы. Если вместо верхнего слоя в работу включается
кровельный настил, его надо рассчитывать на указанные силовые воздей-
ствия совместно с изгибом от местной нагрузки. Чтобы раскосы связей
работали только на растяжение, они должны быть нисходящими от клю-
чевого узла опорной диафрагмы к середине пролета.
Верхние и нижние пояса продольных ферм работают на продольные
усилия оболочки. Сечения стержней поперечных ферм подбирают ио изги-
бающему моменту, нормальным и поперечным силам, действующим в попе-
речном направлении.
Опорные торцевые диафрагмы рассчитывают на воздействие сдвигаю-
щих сил, передающихся с верхнего и нижнего слоев связей в поперечном
направлении.
Характер распределения усилий в двуслойной сквозной оболочке в силь-
ной степени зависит от ее геометрических размеров. Хорошее распределе-
ние усилий в двух направлениях получается в коротких оболочках при
отношении пролета к ширине Z/Z> = 1,52.
При увеличении отношения 1/Ь уменьшается степень передачи нагрузки
на торцевые диафрагмы, связи работают слабее и конструкция начинает
работать в поперечном направлении как свод.
С увеличением жесткости конструкции в поперечном направлении роль
продольных элементов и связей, работающих на сдвиг, также понижается
и конструкция по своей работе приближается к сооружению, состоящему
из отдельных плоских поперечных систем. С увеличением кривизны свода
роль верхних и нижних связей понижается. При расчете сквозную систему
верхних и нижних поверхностей целесообразно заменить сплошной со-
гласно указаниям п. 3 настоящего параграфа.
§ 4. КУПОЛЫ
По своей конструкции куполы могут быть трех типов: ребристые
(фиг. 586), ребристо-кольцевые (фиг. 587) и сетчатые (фиг. 588) в виде
многосвязных оболочек вращения.
1. Ребристые куполы
а) Конструкции ребристых купо юл
Конструкции ребристых куполов состоят из отдельных плоских ребер,
поставленных в радиальном направлении (фиг. 586). Верхние пояса ребер
образуют поверхность купола. Обычно поверхность купола очерчивается
по поверхности вращения сферической или эллиптической, реже — парабо-
1 Исследования по вопросам теории проектирования тонкостенных конструкций,
сборник статей под рсд. В. 3. Власова, ГосстроТшзлат, 1450.
Г. С. В е д е и в и к о в, Совместная работа главных ферм и связей в металли-
ческих балочных мостах, „Сборник трудов МИСИ* Л: 7, ГосстроПплыт, 1050.
Куполы
<52/
лической; применяются также многогранные куполы. Наружная поверхность
купола может быть оформлена специальной надстройкой; тогда несущие
конструкции купола могут иметь более простое очертание.
‘Риг. Конструкция ребристого купола
При прямолинейных ребрах получаются пирамидальные (фиг. 589) или
конические куполы, при остром верхнем угле называемые шпилями. Ребра
могут быть сквозными в виде легких ферм или сплошного сечения. Сплош-
ные ребра тяжелее, но дают более простую конструкцию, особенно при
применении прокатных балок. В вершине купола радиально расположенные
ребра сходятся в одной точке. Конструктивное оформление сопряжения
ребер в вершине осущсс гплясгся в виде кольца. Кольцо следует проекги-
$22 Пространственные большепролетные конструкции
ропать возможно более жестким, принимая во внимание ею работу на из-
гиб и кручение, так как пара ребер, расположенных в одной диаметральной
плоскости и прерванных кольцом, рассматривается как единая арочная кон-
струкция. При шарнирном прикреплении ребер к кольцу и небольшом его
диаметре можно считать, что арки работают как трехшарнирные.
Иногда прн частом расположении ребер или устройстве на вершине ку-
пола фонаря кольцо получается значительных размеров. Тогда в целях по-
вышения его жесткости и устойчивости кольцо раскрепляют внутренними
ребрами, архитектурно увязанными с общим решением купола.
Фиг. 587. Конструкция ребристо-кольцевого купола
Ребристые куполы являются распорной системой. Распор может быть
воспринят конструкцией стеи или специальным опорным кольцом, на кото-
рое устанавливаются ребра (фиг. 586). Опорное кольцо играет роль затя-
жек ребер и рассчитывается на тангенциальные составляющие реакций ре-
бер. Опорное кольцо может проектироваться в плане изогнутым но окруж-
ности или в виде многоугольника с жестким или шарнирным сопряже-
нием в углах. Круглое кольцо проектируется при достаючпо частом рас-
положении ребер, так как при редко поста пленных ребрах изогнутые эле-
менты кольца работают не только на растяжение, по и на кручение. На ни-
жележащее основание кольцо укладывается свободно и должно быть за-
креплено лишь от горизонтального смещения при действии ветровой па-
грузки. Наиболее целесообразно устраивать жесткое многоугольное кольцо
с опорами в углах, имеющими подвижность в радиальном направлении. В
этом случае возможны упругие деформации кольца от дсйсгпня распора»
но от горизонтальною смещения в целом кольцо оказынаскя закрснлсппым.
Куполы
623
Между ребрами укладывают кольцевые, обычно сквозные, прогоны
(фиг. 586), на которые опирается кровельный настил. При больших про-
летах кольцевые прогоны целесообразно размещать через 3-ь4 м а по
Фиг. 588. Конструкция сетчатого купола (здание панорамы в Севастополе)
ним укладывай» легкие промежуточные ребра, поддерживающие кровлю.
Ребра воспринимаю г скатную состав ляющую давления кровли и предохра-
няют прогоны от работы иа местный изгиб (за исключением собственного
веса) (см. главу XX, § 2).
б->4
Пространственные большепролетные конструкции
Фиг. 589. Пирамидальный
купил
А'75
Купали
Кольцевые прогоны обеспечивают общую устойчивость ребер купола
из их плоскости, уменьшая расчетную длину ребер. Для обеспечения общей
жесткости купола целесообразно поставить между ребрами связи в пло-
скости кольцевых прогонов нормально к поверхности кровли (фиг. 586).
Фиг. 59Э. Устройство криволинейной поверх пости купола
а — при криволинейных скво шых прогонах; б — при прямолинейных сплошных проголлх
При этом связи могу г располагаться через одну-две панели. Если купол
должен иметь правильную сферическую поверхность, кольцевые прогоны
могут проектироваться сквозными с криволинейным верхним поясом (фиг.5&0,а).
Однако можно иметь и прямолинейные кольцевые прогоны, о^рззхя кри
волинейную поверхность ку-
пола постановкой под обре-
шетку промежуточных подста-
вок (фиг. 590, б).
При большой мощности
кольцевых прогонов и учете
их в работе купола в целом
купол становится ребристо-
кольцевым.
б; Расчет ребристых куполов
Ребристый купол при рас-
чете на перинеальную, симме-
тричную относительно оси ку-
пола нагрузку может быть рас
членен па отдельные плоские
арки, каждая из которых вос-
принимает свою долю нагрузки.
Если распор купола восприни-
мается опорным кольцом, то
кольцо может быть заменено
Фиг. 5‘JL К расчету ребристого купола с опор
выч кольцом
условной затяжкой, находя-
щейся в плоское иг каждой пары ребер, образующих плоскую арку. Площадь
сечения условной затяжки принимается такой, чтобы ее упругие деформации
были равны упругим деформациям кольца в диаметральном направлении or
। оризон сальных реакций всех ребер (фиг. 591).
II. Стрс Ц-Ц1.ИН
676
Пространственные большепролетные конструкции
Увеличение диаметра круглого кольца от единичных распоров всех
ребер (если пренебречь деформациями от изгиба кольца) равно:
WK 2 г, ПГ|
(21.7)
rne N. = ^-n—осевое усилие в кольце от единичных распоров;
2л
F*—площадь сечения опорного кольца;
г, — радиус опорного кольца;
п— количество ребер в куполе.
Удлинение условной затяжки от единичного распора одной арки:
Фиг. 592. К расчету купсла на вертикальную
нагрузку
йз = ^-, (21.8)
где Fj — плошадь сече-
ния условной
затяжки.
Приравнивая удлине-
ние затяжки увеличению
диаметра кольца
определяем из получен-
ного равенства пло-
шадь сечения условной
затяжки:
F, = —(21.10)
Если кольцо имеет вид
многоугольника, то ана-
логичными выкладками
можно получить плошадь
сечения условной затяж-
ки, эквивалентной коль-
цу по упругим деформа-
циям (фиг. 592):
F3 = ^Ssin’|, (21.П)
где 1К — длина прямоли-
нейного участка
кольца между
двумя смежными
ребрами купола;
Ф — угол между ре-
брами.
При расчете купола на горизонтальную ветровую или несимметричную
вертикальную нагрузки конструкция также расчленяется на диаметрально
расположенные арки. Арка, получающая от нагрузки наибольшее горизон-
тальное смещение, испытывает упругий отпор арок, расположенных к ней
под углом. Если для простоты расчета предположить, что горизонтальные
сечения купола смещаются в горизонтальном направлении одно огносп-
Куполы
627
во втором и четвертом
направлениях и горизон-
тально другого без поперечных деформаций, то упругий отпор можно счи-
тать приложенным в ключе арки.
Воздействие нормальной составляющей ветровой нагрузки на купол
изображено на фиг. 593. Купол разбивается на четыре квадранта: в пер-
вом и третьем квадрантах равнодействующие ветра действуют в одном на-
правлении и вызывают горизонтальное смещение;
квадрантах ветер действует в противоположных
тальных смешений ку-
пола не вызывает.
Наибольшее сме-
щение получает рас-
четная арка,составлен-
ная из ребер,располо-
женных в плоскости
равнодействующей ве-
трового давления в
первом и третьем квад-
рантах.
Все арки, располо-
женные в первом и
третьем квадрантах,
можно рассматривать
как одну эквивалент-
ную арку с моментом
инерции Уэ = J v cos ср,
т
где J— момент инер-
ции одной арки; <р —
угол наклона арок к направлению действия ветра (фиг. 593). Сумма V рас-
пространяется на все арки, расположенные в указанных квадрантах (т — число
арок). Эквивалентная арка рассчитывается на ветровое давление, приложенное
только на протяжении двух четвертей длины арки, примыкающих к опорам.
Средняя часть длины арки испытывает симметричный отсос, не влияющий на го-
ризонтальное смещение. Арки, расположенные во втором и четвертом квад-
рантах, не имеют горизонтального смешения и оказывают упругое противодей-
ствие перемещениям в ключе рассматриваемой эквивалентной арки. Горизонталь-
ная и вертикальная податливости ключевого сопряжения соответственно равны.
Фиг. 593. К расчету ребристого купола на ветровую нагрузжу
Г М‘ dx
I J У cos о ’
ГМ-dx
VJ ~“ nJ
(21.12)
(21.13)
где Мх и Л1г— изгибающие моменты в арках от сил А’— 1 н Y = 1 (фнг. 593);
суммы У распространяются на л арок второго и четвертого квадрантов.
Л
Считая эквивалентную арку для простоты трехшарнирной, получим по
методу сил следующую систему уравнений для определения неизвестных
реакций X и Y:
8„A' | МЧ-\> J
(21.14)
628
Пространственны? большепролетные конструкции
аркн от ветровой
В этих уравнениях 8„ = 6,х = 0; 8,„, 8,„ - перемещения
нагрузки
(21.151
Найдя из уравнений (21.14) X и Y, легко определить опорные реакции
в трехшариирной статически определимой арке. Усилия, полученные Для
эквивалентной арки, распределяются по аркам первого и третьего квадран-
тов пропорционально их приведенным жесткостям. В наиболее нагруженной
арке, расположенной по направлению действия ветра, усилие может быть
получено умножением усилия в эквивалентной аркена коэффициент И cos <р.
2. Ребристо-кольцевые куполы
В ребристо-кольцевых куполах кольцевые прогоны связывают с ребрами
в одну жесткую пространственную систему. В этом случае кольцевые про-
гоны не только работают на изгиб от реакций промежуточных ребер, но
и воспринимают растягивающие кольцевые усилия, а при жестких сопряже-
ниях с ребрами—и изгибающие моменты от жесткости узлов. Однако
вследствие малой жесткости колец и ребер в плоскостях, касательных
к поверхности купола, влияние рамности невелико и им можно пренебречь.
Сечения купола, находящиеся в плоскостях кольцевых прогонов, не
имеют свободных горизонтальных перемещений, так как они связаны между
собой жесткими кольцами. При ребристо-кольцевой конструкции купола полу-
чается облегчение веса ребер за счет работы кольцевых прогонов. Наиболее
простое конструктивное решение получается прн ребрах и кольцевых прого-
нах из прокатных профилей. В этом случае сопряжение ребер с прогонами
можно конструировать по типу жестких сопряжений балочных систем.
Кольцевые прогоны в ребристо-кольцевом куполе работают так же, как
опорное кольцо в ребристых куполах, и могут быть заменены уелоиными
затяжками. Таким образом, при симметричной относительно оси купола
нагрузке расчет купола можно вести, расчленяя его на плоские арки с за-
тяжками на уровне кольцевых прогонов (фиг. 592). Площадь сечений услов-
ных затяжек определяется по формулам (21.10) и (21.11).
Неизвестные усилия в затяжках проще всего определять методом сил.
решая систему уравнений с п неизвестными, где л — количестпо условных
затяжек. При горизонтальных нагрузках расчет ребристо-кольцевого купола
можно производить, так же как и ребристого, условно считая, что сечения
купола смещаются одно относительно другого без поперечных деформаций ’.
• Си. А А. Ум а некий, Пространственные системы, Стройизлаг, 1948
Куполы
629
3. Сетчатые куполы-оболочки
Если от ребристого или ребристо-кольцевого купола итти дальше по ли-
нии увеличения связности системы, то можно получить сетчатые ку-
полы. В сетчатых куполах между ребрами и кольцами располагаются раскосы,
благодаря которым усилия текут по поверхности купола, что ведет к обтег-
чению ребер и колец: однако это облегчение сопровождается появлением
мелких и слабо работающих элементов связей, а также производств.нными
трудностями вследствие большого числа перегибов между плоскостями свя-
зей. Простейшая система сетчатого купола состоит из радиальных ребер,
кольцевых прогонов и диагоналей, поставленных в каждом четырехуголь-
нике, образованном ребрами и прогонами (фиг. 594), т. е. представляет
собой многогранник, составленный из ребер и кольцевых прогонов. Пло-
Фпг. 591. Сетчатый купол-оболочка (перекрытие цирка в Макеевке)
ские грани между ними в конструктивном отношении могут составах»
отдельные плоские рамки, являющиеся монтажными элементами купали.
Таким образом, ребра и кочьца образуются из окаймляющих элементов смеж-
ных рамок, соединяемых обычно на болтах.
Угол перегиба грани образуется в результате соответствующей рззма.»-
ковки окаймляющих грани уголков пли постановки клиновых шайб. В сты-
ках углы четырех рамок перекрывают гнутой угловой фасонкой, а ребро,
кроме того, — гнутыми угловыми накладками. Фасонка должна представлять
собой пространственный четырехгранный угол, особый для каждого яруса,
что весьма сложно в производственном отношении. Для упрощения изго-
товления можно разрезать фасонки параллельно линии колец и сварить их
под соответствующим углом или даже при перекрытии стыка ребер стыко-
выми уголковыми накладками оставить фасонки без соединения. Тогда фа-
сонки могут иметь только один перегиб. В крайнем случае можно возе,
не иметь общих фасонок; тогда кольцевые усилия, обычно небольшие, пе-
редаются через бочгы, соединяющие в узлах смежные уголки ребер.
Снизу купол завершается нижним кольцом, воспринимающим распор ку-
пола. Сверху купол срезается плоскостью » имеет верхнее кольцо, к кото-
рому примыкают ребра; весьма часто это кольцо поддерживает фонарную
конструкцию для освещения внутреннего помещения вод куполом. Недостат-
взо
Пространственные
большепролетные конструкции
ком сетчатых куполов является их деформативность, особенно при налой
с^лкеТпола так как такой купол является безмоментиой системой.
^Многогранники сетчатых куполов могут быть весьма разнообразными.
Так иа°ример распространены куполы, все грани которых являются тре-
.тиками /фиг 595). Такие куполы называются звездчатыми. Если звезд-
1а?ый купол представляет собой правильный многогранник, вписанный в
Xnv все грани купола представляют собой одинаковые равносторонние
треугольники одинаково наклоненные друг к другу, что дает большие
монтажные и производственные преимущества. В таком куполе в каждом
узле пересекается 6 ребер и узловые фасонки должны иметь шеститран-
Фиг. 595. Звездчатый купол
ную форму, одинаковую для всех узлов. Фасонки могут быть образо-
ваны путем штамповки или сварки. Однако сложность шгампогти фасонок
заставляет иногда переходить к узловым сердечникам, к которым примы-
кают отдельные стержни.
В сетчатых куполах узлы пересечений рассмазриват нгя к зг шарнирные,
вследствие чего куполы, имеющие в вершине открытое г.оп.ко, я гляются
системами статически определимыми. Обычно сетчаток куполы собирают
на болтах или на сварке из отдельных граней или стержней до тачляемых
на место постройки россыпью. В последнем случае стержни соединяют
в грани в процессе укрупнитсльной сборки. Монтаж отдельными ст'ржнямя
вследствие большого числа стержней оказывается более грузе чьим, хотя
конструкция при этом получается более про-той.
Сетчатые куполы статически определимы. Расч- г их найти в
учебниках строительной механики ’.
И П *П р “ 6 и н 0 в и Ч' Курс строительно V хаиик г,
ci.i п^,* ’ Теория сооружений,-Гр^нсжглдьрилат.
с хвй, Пространственные фермы, Г И.;, I'j.ji и др. 1
Гос тр' из зт, 197>
1917 И < . По Додь-
Раздел IV СТАЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ КАРКАСОВ
МНОГОЭТАЖНЫХ ЖИЛЫХ И ОБЩЕСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ
Г лака XXИ
ПРЕДПОСЫЛКИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ МНОГОЭТ\ЖНЫХ КАРКАСНЫХ
ЗДАНИЙ
§ I. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ МНОГОЭТАЖНЫХ КАРКАСНЫХ ЗДАНИЙ
Применение несущего каркаса в многоэтажных и общественных зданиях
диктуется рядом преимуществ этого типа конструкций не только для мно-
гоэтажных (высотных) зданий (15 этажей и в jwcj, но и для здани? средней
этажности (6-S-14 этажей),
наиболее отвечающих тре-
бованиям массового строи-
тельства.
Этими преимуществами
являются:
I) возможность возве-
дения зданий скоростными
методами (как в части изго-
товления п монтажа кон-
струкций, так и возведения
всего здания в ве то я);
2) резкое сокращение
трудоемкости строительных
работ;
3) индустриализация
строительства.
Однако каркасы жилы?
и общественных зданий т[
буют относительно бо ьшо
го количества стаде и в
настоят* вр ля
применяют тля зданий до
14 Этажей, так »дэгь
они с успехом . быть
заменены железо** - пымн
каркасными и Г. ju-
ми конструкциями
МнОТОЭТ 1Ж1 f
лые здания (фиг
своей коиструк; Г
отличаются гл о
«синих тем. что г ц«
осаждения (1 ?доило „и1.,
нению. Kjjf итогов?! »
С13Л15); О. i к.:;-
632
Предпосылки проектирования
многоэтажных каркасных зданий
шествляется заполнением каркаса из материалов, обладающих высокими
Хлирую^ми свойствами и сравнительно небольшой прочностью и весом.
Таким обозом в многоэтажных каркасных зданиях наружные стены
оказываются разделенными на отдельные горизонтальные участки высотой
в мин этаж, которые поддерживаются балками, прикрепленными к наруж-
НЫ В “Ху"Уменьшения нагрузки на каркас стеновое заполнение стремятся
вгемеоно облегчить, в связи с чем обычный кирпич заменяется в нем дыр-
и — -------- noriz.iviu ч менее теплопроводными
чатам кирпичом или же разного рода легкими и
Фиг. 597. Здание Московского государственного университета <МГУ)
пустотелыми керамическими камнями; имеются также предложения применят!,
в качестве стенового заполнения щиты с термоизоляционными минеральными
прослойками (шлаковой ватой и др.).
Высотные здания со стальным каркасом начали применять в копие XIX в.
в Америке (США), где пх появление было вызвано ненормальными усло-
виями, характерными для капиталистической системы. Крупные фирмы, банки,
газетные издательства и др., стремясь расположиться в коммерческом центре
и будучи стеснены чрезмерной стоимостью земельных участков, вынуждены
были вследствие этого HCKaib решения в постройке высотных зданий. Раз-
нообразие интересов владельцев земельных участков приводило при этом
к скученной и беспорядочной застройке, резко ухудшающей санитарные
условия и архитектурный ансамбль города.
Развитие строительства высотных зданий происходило наиболее интен-
сивно после первой мировой войны.
Так, в 1931 г. в Ныо-Йоркс выстроено здание Эмнайр-Crellr в 102 этажа
(включая причальную башню для дирижаблей). Основные показатели этого
Материал каркасов многоэтажных зданий
63.3
здании следующие: объем— 1 000 000 м2, площадь здания — 7 800 ж*, вы-
сота— 381 ж, расход стали — 58 000 т.
В западноевропейских странах многоэтажные каркасные здания появи-
лись позже, чем в Америке (1910-ь 1920 гг.), причем размеры европейских
зданий значительно уступают американским; европейские здания имеют не
более 20-S-25 этажей.
В наших, социалистических условиях плановое начало, положенное
в основу строительства новых городов и реконструкции старых, исключает
возможность скученного строительства, обусловливающего развитие зданий
й высоту. Размещение и строительство высотных зданий у нас определяется:
общим архитектурно-планировочным решением крупных городов, подчерки-
вающим архитектурную выразительность городской застройки; необходи-
мостью концентрации в одном здании крупных государственных админи-
стративных органов со все ни вспомогательными управлениями (например,
министерств) или крупных центральных организаций, требующих к тому же
специального оборудования (например, университета, фиг. 597); удобством
обслуживания трудящихся (например, постройка крупных гостиниц окото
вокзалов); соображениями улучшения городско/о транспорта и общегорот-
ского хозяйства и т. д.
В СССР стальной каркас дчя гражданских многоэтажных зданий начал
применяться со второй пятилетки, в особенности при реконструкции Москвы.
Он получил большое применение в зданиях высотой 6—s—10 этажей, в кото-
рых внутренние несущие элементы выполнялись из стали. В настоящее
время и Москве возведен и возводится ряд зданий высотой 16ч-32 этажа,
осуществляемых со стальным и железобетонным каркасом.
§ 2. МАТЕРИАЛ КАРКАСОВ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
Несущие каркасы многоэтажных зданий могу г быть выполнены:
а) железобетонными с гибкой арматурой;
б) железобетонными с жесткой арматурой;
в) стальными.
Основные преимущества стального каркаса по сравнению с железобе-
тонным следующие:
1) меньшие размеры сечений элементов стального каркаса, в связи с чем
н лучшее использование помещений;
2) меньшая трудоемкость и простота изготовления и монтажа конструк-
ций (за счет высокой механизации изготовления на заводах и удобства мон-
тажа благодаря устройству простых сварных или болтовых соединений);
3) меньшие сроки возведения;
4) минимальные размеры строительной площадки (за счет изготовления
элементов стального каркаса на заводах), чго особенно ь.’ но в условиях
городского строп гельстна;
5) возможность производства работ в зимнее время без осс ых приспо-
соблений и связанных с этим цополинтелып. х затрат (па тепляки и пр.).
Основные недостатки стального каркаса по сравнению с железо етонным
следующие:
1) большой расход металла (примерно па 70-:-S0°'o больше по сравнению
с желсзобеюпными каркасами с гибкой арматурой п па 20 >30* 9 больше
но сравнению с железобетонными каркасами . жесткой аршыурий):
2) меньшая огнестойкое гь;
3) подверженноеib коррозие.
/34 Предпосылка проектиросания многоэтажных каркасных зданиВ
Бопьба с двумя последними недостатками — малой огнестойкостью и
подверженностью коррозии — успешно проводится нуте». зашить, стального
каркаса облицовкой из огнестойких в изолирующих материалов.
В строительной практике применяются различные типы изолирующих
облицовок: кирпичные, керамиковые, в виде блоков из легких материалов,
сетчато-штукатуриые. бетонные и др. Бетонная, кирпичная и керамиковая
облицовки равно как и облицовка из легких блоков, сложенных на цемент-
ном растворе, служат одновременно и прекрасной защитой от кор-
розии. __
Выбор материала для каркаса зданий производится в зависимости от
ряда условий, основными из которых являются: темпы строительства и ха-
рактер объемно-планировочного решения здания, а также конъюнктурные
условия, определяемые в основном свободным получением тех или других
материалов и механовооруженностью строящей организации. Правильный
выбор материала для каркасов высотных зданий можно произвести только
на основе учета реальных условий строительства с проработкой возможных
вариантов и сравнения их технико-экономических показателей.
На основе опыта проектирования и возведения высотных зданий в Москве,
а также проведенного технико-экономического анализа с учетом всемерной
экономии стали ориентировочно можно считать, что для зданий до 30 этажей
целесообразно принимать железобетонный каркас, а для более высоких
зданий — стальной. При этом для зданий до lo-r-20 этажей железобетонный
каркас целесообразно делать с гибкой арматурой, а для более высоких
зданий-—с жесткой арматурой.
Железобетонный каркас с жесткой арматурой, представляющий собой
стальной обетоненный каркас, нашел широкое применение в практике
нашего строительства. Объясняется это тем, что арматура — стальной кар-
кас— изготовляется высокоиндустриальными методами на заводах и легко
монтируется в короткие сроки; обетонирование же, давая существенную
экономию стали, одновременно обеспечивает хорошую защиту стального
каркаса от огня и коррозии а также повышает жесткость здания.
В настоящем разделе рассматриваются основные вопросы проектирования
стальных каркасов, а также жесткой арматуры в
высотных зданий.
Для стального каркаса и жесткой арматуры железобетонного каркаса
применяются как обычные строительные стали,
прочности
Выбор той или другой марки стали диктуется, главным образом, эконо-
мическими и конструктивными соображениями.
Размеры элементов каркаса зданий до [5 этажей назначаются, как пра-
вило, по условиям жесткости, а не прочности; размеры элементов каркаса
зданий до 25 этажей получаются примерно равными как по условиям жест-
кости, так и по условиям прочности при применении стали марки Ст. 3
Для всех таких зданий применение стали Ст. 3 следует признать наиболее
целесообразным.
Для зданий с количеством этажей более 25 размеры элементов дикту-
ются, главным образом, условиями прочности, вследствие этого для нижних
этажей таких зданий становится эффективным применение низколегированной
стали повышенной прочности марки НЛ2.
Количество металла, потребного для стального каркаса зданий, зависит
от формы и высоты здания, его размеров, нагрузки, шага колош. .. ряда
других факторов. Поэтому дать точные указания о расходе с гад., па каркас
очень трудно.
железобетонных каркасах
так п стали повышенной
Мпт'ппал каркагоэ многоэтажных здакчД
В среднем для предварительных подсчетов расход металла на стальной
каркас, отнесенный к м здания, можно принять примерно равным:
С=г,2+ 2 (22.1)
где л — число этажей здания.
При этом следует добавить 1(4-15’/. стали на дополнительные эле-
менты— связи, лестницы, лифтовые шахты и др
По элементам высотного здания расход стали распределяется примерно
в следующем соотношении (в •/,).-
колонны...............................40—60
балки перекрытий и фахверка..........30—50
лестницы и лифтовые шахты........... 3— б
связи.................................. 2— 7
башмаки колоии......... ............. 1— 3
Глава XXIII
КОМПОНОВКА КАРКАСА МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
§ 1. ОСНОВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ КАРКАСА
Каркас многоэтажных здании является скелетом, который, создавая основу
для устройства перекрытий, перегородок и стен, собирает все виды нагру-
зок и перелает их через фундаменты на землю.
На каркас передаются следующие два вида основных нагрузок:
1) вертикальные нагрузки: а) полезная (вес людей, обстановки, обору-
дования и пр.); б) собственный вес здания;
2) горизонтальные нагрузки: а) ветер; б) сейсмические силы.
Фиг. 598. Схема стального каркаса рамной системы
Полезная нагрузка и собственный вес конструкций воспринимаются бал-
ками перекрытий и затем через колонны передаются на фундаменты и.
наконец, па землю. Наружные колонны, кроме того, через ригели воспри-
нимают вес стенового заполнения.
Горизонтальные нагрузки воспринимаются системами вертикальных связей.
Вертикальные связи могут представлять собой либо жесткие вертикальные
рамы, образованные жестким соединением колонн с балками (фиг. 598'.
либо вертикальные фермы (фиг. 599) нли'железобетонные стенки (фиг. 601’-
расположенные тта некотором расстоянии друг от друга и воспринимающие
Общие вопросы компоновки кар .аса
горизонтальные нагрузки со всего здании при помощи жестких горизонталь-
ных перекрытий. В зданиях со сложным объемно-планировочным решением
для восприятия горизонтальных нагрузок устраивается пространственная
система связей, иногда в виде оболочки (фиг. 600).
Устройству вертикальных связей в каркасах высотных зданий следует
уделять очень серьезное внимание, ибо эти связи, воспринимая горизонталь-
Фиг. 599. Схема стального каркаса со связями в виде вер-
тикальных ферм
ныс нагрузки, в значительной степени определяют жесткость здания и пре-
пятствуют его колебаниям, крайне неблагоприятно отражающимся как на
самочувствии обитателей, так и на прочности здания.
Таким образом, каркас жилых и общественных высотных здании в глав-
ных своих частях Состоит из колонн, балок, ригелей и систем связей.
Помимо указанных основных элементов, каркас содержит также ряд
вспомогательных элементов, как, например: устройства для лестничных кле-
ток, лифтов и др., которые в том или другом виде сочетаются с основными.
§ 2. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ КОМПОНОВКИ КАРКАСА
Компоновка сооружения и его несущей части — каркаса — зависит ит
целевого назначения здания и его помещений, плана отведение, о земельного
участка, архитектурного замысла, а также о г эксплуатационных и ряда
других требований. Компоновка всего сооружения н целом н его несущего
каркаса должна производиться комплексно, с тем чтобы наиболее полно
учесть все как архитектурные, гак и строительные требования.
Здания по своему объемно-плаипровочному решению весьма часто полу-
чаются сложной формы; однако, как бы нн была сложна эта форма, пра-
вильной компоновкой здания и увязкой расположения помещений с кон-
струкцией можно преодолеть ряд трудностей, в результате чего конструкция
как каркаса, так и здания в целом может быть получена четкой и доста-
точно просто it для вы пол пен ня.
В целях упрощения конструкций всегда следует стремиться к наиболее
четкой и npocioh разбивке колонн и балок с одинаковыми или кратными
638
Компоновка каркаса многоэтажных здании
шагами балок и колонн, добиваясь
получения большего количества
одинаковых и вместе с тем про-
стых элементов, т. е. стремиться
к модулированным размерам.
1. План здания
Наилучшего решения карка-
са, а также строительной части
здания в целом можно достиг-
нуть путем придания плану пра-
вильной формы.
Чем меньше объем здания
при заданной полезной площади,
тем оно будет экономически вы-
Фиг. 600. Схема каркаса высотного здания на Котельнической набережной
в Москве
а — вертикальный разрез; б — планы
годнее, ибо при этом уменьшаются количество строительных работ и
эксплуатационные расходы (отопление, ремонт и т. д.). Также очевидно,
что с уменьшением периметра стен стоимость здания будет уменьшаться.
Наименьший периметр стен получается при квадратной пли близкой к квад-
рату форме плана. Удачным решением с этой точки зрения является вы-
сотная часть здания у Красных ворот в Москве (фиг. 601).
Однако в целях разрешения общего архитектурного замысла, получения
надлежащих удобств и обеспечения санитарно-гигиенических условий весьма
часто приходится отказываться от квадратного плана и переходить к плану»
Общие вопросы компоновки каркаса
Фиг. 601. Схема KapKavd высотной чисти здания j Красных ворот в Москве
640
Компоновка каркаса
многоэтажных хданиП
составленному из ряда прямоугольников в простом или сложном их соче-
тании как это принято, например, для высотного здания на Смоленской
площади в Москве (фиг. 602а,б) или для здания Московского государ.
Поперечный разрез
ственного университета (фиг. 603). Иногда, правда, очень редко, применяются
и более сложные очертания здания в плане, как это, например, принято для
высотного здания на Котельнической набережной в Москве (фиг. 600).
Удачным в конструктивном отношении планом высотного здания можно
считать такой, при котором получается правильная сечка колонн, четко
Общие вопроси компоновки каркаса
64!
определяются продольные и поперечные конструкции, а размеры сетки
колонн получаются равными нли взаимно кратными. Для этого помещения
со сбитыми шагами стараются объединить так, чтобы они не ломали основ-
ную сетку колонн, а вписывались в нее. Так, например, жилые, конторские
Фиг. 6026. Общий вид каркаса высотного здания на Смоленской площади
в Москве
и общественные помещения, вписывающиеся обычно в нормальную сетку,
располагают по контуру здания, а обслуживающие и санитарные помещения,
лифтовые шахты, лестничные клетки и др., имеющие сбитый шаг, объеди-
няют и располагают либо в центре здания, либо у одной из стен.
2. Разбивка колонн
В целях получения наиболее рационального решения необходимо прежде
всего обратить внимание на правильную расстановку колонн, ибо шаг колонн
определяет все элементы здания и диктует их основные размеры; при этом,
точно гак же как и и промышленных конструкциях, основным вопросом
является выбор правильного и разумно установленного модуля плана. Выбор
модуля плана следует производи!ь с таким расчетом, чтобы этот модель
хорошо увязывался с размерами основных ячеек, лифтовых шахт, лесгпич-
пых клеток, чтобы балкн располагались па одинаковых расстояниях, чтобы
‘И 11. С. Стрелецкий
£42
Компоновка каркаса многоэтажных зданий
тише MMlti
Фиг. 603. Схема каркаса здания Московского государственного университета
Общие вопросы компоновки каркаса
643
перекрытие, перегородки и стеновое заполнение имели стандартные или
взаимно кратные размеры.
Оптимальный модуль для каркасных зданий в настоящее время еще не
установлен; поэтому его приходится выбирать для каждого отдельного зда-
ния, учитывая приведенные выше соображения.
Производя разбивку колонн, следует уделять должное внимание вопросам
от шага колонн расход стали
экономии стали. Ясно, что в зависимости
будет меняться. При этом с увеличением
шага расход стали на колонны будет
уменьшаться, а на балки—’увеличиваться,
суммарный же расход стали имеет мини-
мум при некотором оптимальном шаге
(фиг. 604).
Значение оптимального шага колонн
зависит от высоты здания: чем ниже зда-
ние, тем меньше оптимальный шаг. Обыч-
но ячейки здания имеют размеры
от
I
Шаг колона
Фиг. 604. График расхода стали на
каркас
а — расход стали на колонны; б — расход
стали на балки; б — суммарный расход стали
!
§
Сбитые по высоте эта-жи
Фиг. 605. Схема каркаса с под-
вешенной КОЛОННОЙ II сбитыми
по высоте этажами
4X4 до 6X6 к, что соответствует наименьшему расходу стали; прн
ббльших размерах ячеек расход стали значительно повышается, а потом)
па шаг колонн более 6 м следует нттн только прн особой необходимости.
На фнг. 600, б приведен план высотного жилого дома на Котельнической
набережной и Москве. Несмотря на весьма сложный план, расположение
колонн принято таким, что конструкция получилась четкой и в значитель-
ной своей части однотипной.
3. Компоновка каркаса по высоте здания
Помещения по высоте следует располагать таким образом, чтобы колонны
проходили на всю высоту здания, нс прерываясь (фнг. 601). чтобы не имели
места подвешенные колонны, а также сбитые ио высоте этажи (фиг. 60о).
Однако в ряде случаев встречается необходимость в устройстве перекры out
над большими помещениями-—залами. Такие перекрытия получаются весьма
тяжелыми п сложными, так как на них приходи тсч опирать вышележащие
колонны. В целях упрощения конструкций желательно залы помещать один
Компоновка каркаса многоэтажных зданий
Обеспечение жесткости высотных зданий
над лпугим и по возможности переносить их в верхние этажи или выносить
в низкую часть здания. Отступы стен в целях избежания подвешенных ко-
лони лучше всего производить на полный шаг колонн.
4. Температурные и осадочные швы
В зданиях большой протяженности температурные воздействия могут
оказать неблагоприятное влияние на несущий каркас и стеновое заполнение,
вызывая большие дополнительные усилия в каркасе и образование трещин
в стенах.
Значительное изменение температуры возможно только для наземной
части здания, фундамент же, находящийся в земле, резких изменений тем-
пературы испытывать не будет (фиг. 603). В этих условиях нижняя часть
здания, связывающая верхнюю часть с фундаментом, будет иметь значитель-
ные дополнительные напряжения: стеновое заполнение будет работать на
сдвиг, а элементы каркаса — на изгиб.
Предельная длина каркасного здания, при которой температурные воз-
действия еще не оказывают существенного влияния на целостность и проч-
ность конструкции, не установлена; однако, исходя из опыта возведения
промышленных отапливаемых зданий, можно допустить длину каркаса при-
мерно до 150 ж, а для кирпичных стен на основе опыта возведения граж-
данских зданий в зависимости от марки раствора — до 60-Е-90 м.
При большей длине здания безусловно следует принимать специальные
меры, исключающие неблагоприятное воздействие изменения температуры.
К таким мерам могут быть отнесены: сквозная разрезка здания по всей
высоте здания температурными швами или отделение стен в нижних этажах
от каркаса, с тем чтобы стены были самонесущими, а каркас работал на
температурные воздействия.
Разрезка здания на отдельные блоки температурными швами, проходя-
щими на всю его высоту, при большой высоте здания весьма затруднительна
в конструктивном отношении; отделение же стен в нижних этажах осуще-
ствляется проще. Подобное решение принято для здания МГУ, имеющего
длину 220 ж. В этом здании стены в первых двух этажах отделены от
каркаса и сделаны самонесущими, каркас же на всем протяжении осуще-
ствлен непрерывным, без разрезки температурными швами. В целях умень-
шения напряжений в колоннах балки междуэтажного перекрытия первого
этажа прикреплены к колоннам на гибких подвесках. В результате этого
мероприятия свободная длина колонн увеличилась вдвое, чго привело
к увеличению гибкости колонн и соответственно к снижению изгибающих
моментов при температурных перемещениях. Возможные температурные
деформации показаны на фиг. 603 пунктиром.
В зданиях, имеющих резкие перепады но высоте, в целях устранения
неблагоприятного влияния неравномерной нагрузки на фундамент целесо-
образно низкую часть здания (вместе с фундаментом) отрезать от высокой
вертикальными швами, которые одновременно будут являться и температур-
ными швами. Подобное решение принято для высотного здания па До; ого-
миловской набережной в Москве (фиг. 606 а, б).
§ 3. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ЖЕСТКОСТИ ВЫСОТНЫХ ЗДАНИЙ
1. Мероприятия по обеспечению жесткости высотного здания
Горизонтальные (ветровые) нагрузки вызывают не только заметные
упругие смещения каркаса, по и вибрацию его. К тому же недостаточное
обеспечение жесткости каркаса может привести к аварии сооружения в про-
Фиг. СОба. Схема каркаса высотною аланил па Дорогомиловский набережной а Москве
О4Л
Компоновка каркаса многоэтажных зданий
Левее нрь/по Центральная часть Правое крыло
Фиг. 6066, План высотного здания на Дорогомиловской набережной в Москве
Обеспечение жесткости высотных зданий
647
цессе его возведения. Поэтому обеспечение жесткости каркаса имеет пер-
венствующее значение.
Восприятие горизонтальных нагрузок и обеспечение жесткости здания
целиком возлагают иа связи, не учитывая при этом сопротивления стено-
вого заполнения и перегородок, так как заполнение и перегородки обычно
делаются довольно легкими, покоятся на каркасе и ослаблены многочислен-
ными оконными, дверными и другими проемами.
В действительности же связи и заполнение работают совместно, что
ввиду большей хрупкости материалов заполнения может иногда привести
к образованию трещин в стенах каркасных зданий (при больших горизон-
тальных смещениях каркаса).
Для избежания этого явления каркас следует проектировать так, чтобы
его деформации не превышали деформаций стенового заполнения при обра-
зовании трещин. Для удовлетворения этого требования при стеновом запол-
нении, выложенном на цементном растворе, перекос каркаса в отдельных
панелях не должен превышать (по данным предварительных исследо-
ваний). Можно допустить несколько увеличенный перекос (до View), приме-
няя пластичные растворы или принимая специальные меры (разрезка сте-
нового заполнения швами и т. п.).
Общая деформативиость здания и величина его колебаний приблизи-
тельно оцениваются его прогибом, возникающим под воздействием горизон-
тальных нагрузок (без учета работы заполнения). В целях предотвращения
чрезмерной деформагивности и колебаний здания п обеспечения нормаль-
ных условий жизни людей в нем прогиб каркаса допускается не более
высоты здания.
Для возведенных в Москве зданий расчетный прогиб составляет
1 suu^'/h. высоты здания, а перекос в отдельных панелях '/км-5-1 г «-
2. Размещение связей
Связи применяются двух систем: рамиые и решетчатые. Рамиые связ)
образуются путем жесткого соединения балок с колоннами (фиг. 598).
решетчатые — путем постановки между колоннами и балками раскосов, бла-
годаря чему получаются вертикальные фермы, защемленные в фундаментах
(фиг. 607). Горизонтальные силы могут действовать на здание с любой
стороны и под любым углом по отношению к его главным осям. Это заста-
вляет обеспечивать всестороннюю жесткость здания так, чтобы оно могло
сопротивляться горизонтальным силам во всех направлениях и чтобы оно
хорошо сопротивлялось скручиванию: для этого необходимо разместить
связи в продольном и поперечном направлениях симметрично относительно
главных осей здания.
Наиболее эффективным способом придания жесткости зданию является
завязка всех колони как в поперечном, так и в продольном направлениях
что легко осуществимо при рамных связях.
Завязка всех колони решетчатыми связями нецелесообразна (так как связи
загромождают окопные и дверные проемы) и при наличии жестких перекры-
тий является избыточной. С производственной точки зрения такая завязка
всех колони также нецелесообразна, гак к 1к прн этом значительно хвен
чивается трудоемкость конструкций.
Поэтому решетчатые связи ставится только в нескольких вертикальных
плоскостях здания. Конструкциями, расположенными в этих плоскоесях,
воспринимаю гея псе i оризон сальные ч соответствующая чметь вертикальных
нагрузок; остальная, пезав сланная часть констрткции работает юлько на
648
Компоновка каркаса многоэтажных зданий
Обеспечение жесткости выпотных зданий
649
вертикальные нагрузки, а приходящиеся на нее горизонтальные силы пере-
даются через жесткие перекрытия на системы вертикальных связей. Схема-
тически такая конструкция показана на фиг. 599.
Перекрытия, распределяя ветровую нагрузку между вертикальными свя-
зями, работают в горизонтальной плоскости на изгиб и сдвиг, в связи с чем
они должны быть соответственно сконструированы и рассчитаны. Горизон-
тальные силы достаточно надежно распределяются сплошными перекрытиями,
например, монолитной железобетонной плитой. Перекрытия же из отдельных
сборных элементов, не связанных между собой, не .могут передавать гори-
зонтальную нагрузку достаточно надежно*, необходимо поэтому обеспечить
возможность работы таких перекрытий в горизонтальной плоскости либо
путем соединения между собой отдельных элементов перекрытия в жесткую
диафрагму» либо путем постановки по периметру здания металлических го-
ризонтальных связей (последнее решение более сложно).
Решетчатые связи следует располагать таким образом, чтобы они шли
по всей высоте здания, не прерываясь (фиг. 607, а). Если такое располо-
жение связей невозможно, их можно перевести в соседние панели (фиг. 607. б>.
Фиг. 608. Схема расположения связей
а — при квадратной форме плана; б — в узких ХмЯГСых ->да
При этом в целях лучшей передачи горизонтальных сил нижняя часть свя-
зен должна заходить за верхнюю по крайней мере на один этаж.
Прн широко расставленных нижних связях желательно производить ах
соединение с верхними, как это показано пунктиром на фиг. 697, в.
Весьма часто в верхних этажах башенной части здания решетчатые
связи поставить нельзя. В этом случае в нижней части здания ставят решет-
чатые связи, а в верхней — рамные (фнг. 607. в).
Расположение снязей следует согласовать с порядком возведения каркаса,
с тем чтобы во время монтажа каркаса как система в целом, так п отдельные
его элементы составляли (при всех возможных направлениях силовых воздей-
ствий и при отсутствии перекрытий) неизменяемую систему. После возве-
дения перекрытий некоторые из связей (например, монтажные связи в местах
установки крапов) могут быть удалены; при этом оставшиеся связи со-
вместно с перекрытиями должны также образовывать неизменяемую систему.
При плане здания, имеющем форму квадрата или близкую к квадратт.
решетчатые связи можно располагать по углам здания и в средних его
частях.
Примером подобною расположения связей прн квадратном плане мо ет
служить здание, показанное на фиг. 60S. а.
В узких зданиях peineгчагые связи целесообразно располагать по тор-
нам и в средней части поперек здания, обеспечивая жесткость в направле-
нии узкой стороны, а также в средней части - вдоль здания для обеспе-
чения его продольной жесткости. Примером ыкого решения может служи! -
здание, приведенное на фшг. 60S, о.
Компоновка каркаса многозтпжк'.-, ' здания
Пси сложном очертании плана, составленного из узких прямоугольников
/например при П-образном плане), связи располагают так, чтобы обеспечить
жесткость главным образом, в направлении узкой стороны отдельного
участка здания, используя при этом поперечные стены и лестничные
КЛеПродольные связи в зданиях большой длины являются преимущественно
монтажными, так как большое количество колонн и большая протяженность
стенового заполнения придают достаточную жесткость зданию даже и без
специальных связей.
В ряде случаев связи удается расположить так, что они образуют за-
ткнутую, очень жесткую пространственную систему. Оригинальным решением
такого рода является расположение связей, принятое для высотного здания
на Котельнической набережной в Москве (фиг. 600), имеющего три оси
симметрии. В средней части здания поперечные стенки-связи соединены тремя
внутренними степами, в результате чего получилась центральная пространствен-
ная система в виде тритавра (три тавра, соединенных стенками). Открылки
здания дополнительно усилены поперечными связями. Связи в открылках,
а также все колонны каркаса соединены с центральными связями железобе-
тонными междуэтажными перекрытиями. Полученная таким образом мощная
пространственная система прекрасно обеспечивает жесткость здания во всех
направлениях.
В зданиях, имеющих большую протяженность, связи должны распола-
гаться таким образом, чтобы они не препятствовали нормальным деформа-
циям каркаса, вызванным температурными воздействиями. Для этого про-
дольные связи следует ставить в средней части здания и ни в коем случае
не ставить их у торцов, поскольку торцевое расположение связей создает
препятствие для свободного развития деформаций, вызванных температур-
ными воздействиями, и приводит к возникновению больших усилий в гори-
зонтальных элементах каркаса. Поперечные связи могут ставиться в любой
части здания, так как они, будучи расположены перпендикулярно направ-
лению основных деформаций каркаса, не могут создать какого-либо пре-
пятствия для их свободного развития.
Примером правильного решения связей в зданиях подобного типа может
служить каркас здания МГУ. В этом здании связи, обеспечивающие про-
дольную жесткость, расположены в центральной части, а поперечные связи —
как на концах, так и в средней части здания (фиг. 603).
3. Сравнение рамных и решетчатых связей
Сравнение рамных и решетчатых связей показывает следующее.
1) В зданиях до 20-5-25 этажей прогиб каркаса как при рамных, так
и при решетчатых связях примерно одинаков. Прн большей высоте решетча-
тые связи обеспечивают ббльшую жесткость здания.
2) Решетчатые связи, создавая жесткие вертикальные плоскости голыш
в местах их расположения, оставляют прочие элементы здания незавязан-
ными (фиг. 599), что прн недостаточной жесткости перекрытий может
неблагоприятно отразиться на заполнении (появление трещин и т. п.). Рамные
связи, имея примерно одинаковую жесткость во всех вертикальных плоско-
стях, этого неблагоприятного явления нс вызывают.
3) Колонны, входящие в состав решетчатых связей, воспринимают всю
ветровую нагрузку и потому получаются более мощными, чем соседние;
У1о приводит к различию в марках колонн и усложняет изготовление и мон-
таж каркаса. При рамных связях колонны получаются одинаковыми.
Обеспечение жесткости высотных зданий 651
4) При решетчатых связях, воспринимающих ветровую нагрузку, как
консольные фермы (фиг. 607), значительно перегружаются колонны, являю-
щиеся сжатыми поясами этих ферм, и разгружаются колонны, являющиеся
растянутыми поясами консольных ферм. Это приводит к неравномерному
распределению нагрузки на фундаменты, а в верхних этажах — к большой
разнице в деформациях колонн и вследствие этого — к перекосу перекрытий
(до 3-1-5 см). При рамных связях усилия между колоннами распределяются
более рапномерно и перекос перекрытий получается незначительным.
5) Расход стали на каркас в целом как при том, так и при другом типе
связей примерно одинаков: для зданий в 20 и более этажей при решетчатых
связях он па 5-1-8% меньше, а для более низких зданий — на 5 -j- 8*/, больше,
чем при рамных.
Из вышеизложенного следует, что для зданий до 20-1-25 этажей рамные
связи имеют большие преимущества перед решетчатыми. Для более высо-
ких зданий более выгодными оказываются решетчатые связи. При этом для
уменьшения перекосов перекрытий, связанных с неодинаковыми деформа-
циями колонн связевых ферм, целесообразно отдельные вертикальные свя-
зевые фермы соединять горизонтальными фермами через каждые 5-1-8 эта-
жей, как это показано пунктиром на фиг. 607,в, превращая систему связей
как бы в единую решетчатую раму.
Глава XXIV
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИЙ КАРКАСНЫХ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
§ 1. КОЛОННЫ
1. Конструкции и типы сечений колонн
Колонны, являясь одним из основных несущих элементов каркасного
многоэтажного здания, потребляют ббльшую часть металла (от 40 до 6О°/0),
требуют значительной затраты труда на изготовление и определяют размеры
и серийность целого ряда примыкающих элементов (длину балок и др.);
поэтому к выбору рационального типа колонн с точки зрения как прочности,
так и экономичности следует относиться особенно внимательно, оконча-
тельно останавливаясь на том или другом типе только после всестороннего
и тщательного анализа.
Основными требованиями, предъявляемыми к колоннам с экономической
и конструктивной точек зрения, являются следующие:
1) расход стали должен быть минимальным;
2) трудоемкость изготовления должна быть минимальной;
3) колонны должны быть удобны в монтаже;
4) колонны в своей массе должны быть однотипными;
5) примыкание ригелей к колоннам должно быть простым;
6) стыки колонн должны быть удобны в монтаже и нетрудоемки в изго-
товлении;
7) изменение сечений колонн по высоте должно осуществляться без
сложных узловых переходов;
8) площадь помещения, занимаемая колоннами, должна быть минимальной.
Типы сечений колонн могут быть: а) двутавровые; б) крестовые; в) много-
стенчатые.
По видам соединений колонны могут быть сварными и клепаными. В на-
стоящее время у нас применяются преимущественно сварные колонны.
Наилучшим типом сечения колонны является сечение из одного прокат-
ного широкополочного двутавра. Для колонн применяются двутавры сравни-
тельно небольшой высоты с широко развитыми полками Хотя
сечения эти еще не вошли в наш общий сортамент, они прокатываются на
иекоторых наших заводах и с успехом применяются в высотном строительстве
в качестве стержней стальных колонн или жесткой арматуры железобетонных.
При отсутствии прокатных широкополочных (колонных) двутавровых
профилей применяют составные сечения, преимущественно сварные из трех
листов: в исключительных случаях для особо мощных элементов могут
применяться клепаные сечения.
На фиг. 609, а показан тип сварного двутаврового сечения колонны.
Развитие такого сечения производится за счет увеличения ширины и тол-
щины полок, а также увеличения высоты сечения и толщины стенки.
В целях получения наибольшего количества однотипных балок одина-
ковой длины высоту сечения колоннькледует менять как можно реже. Обычно
удается выдержать постоянную высоту сечения на протяжении 84-10 этажей.
Колонны
653
Исходя из мощности правйльного оборудования, которым оснащены заводы
стальных конструкций, толщину листов желательно принимать не более 50 мм.
При получении с заводов черной металлургии выправленных листов толщина
последних может быть и значительно больше. Опыт строительства москов-
ских высотных зданий показал, что в крайнем случае толщину элементов
сварных колони можно увеличить приваркой дополнительных листов при
помощи постановки электрозаклепок автоматической сваркой под флюсом.
Сварка основных двутавровых профилей производится автоматами. Трудоем-
кость изготовления сварных колонн значительно ниже, чем клепаных (на
Фиг. 609. Типы сечений колонн
Сварные колонны двутаврового сечения являются основным типом
колонн, применяемых у нас в строительстве каркасов многоэтажных зданий.
К недостаткам их относится коробление полок и винтообразное искривление,
получающееся при сварке. Однако с этими недостатками возможно бороться
путем правки.
Сварные крестовые сечения составляются из основного широкого листа,
к которому перпендикулярно с двух сторон приваривают узкие листы (фиг.
609,б). Развитие крестового сечения осуществляется путем увеличения ширины
полок и утолщения листов. I |з условия возможности правки листов толщину
их принимают не более 50 мм, а из условия обеспечения устойчивости
полок их ширину принимают нс более 15 толщин листа. Колонны такою
сечения могут быть запроектированы под нагрузку до 1 400 т. Прн боль-
шей нагрузке развитие крестового сечения может производиться, как было ука-
зано, путем приварки к волкам колонны дополнительных листов (фиг. 609, б).
Колонны крестового сечсипч по сравнению с двутавровыми имеют ряд
преимуществ, основными из которых являются.’ более простое и однотипное
654
Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
крепление балок и простое устройство стыков, более простой переход от
меньшего сечения к большему. Колонны крестового сечения имеют одина-
ковый момент инерции в обоих направлениях, поэтому их применение осо-
бенно целесообразно в зданиях, имеющих очертание плана, близкое к квад-
ратному. Расход стали на сварные двутавровые и крестовые колонны при.
мерно одинаков; трудоемкость изготовления как тех, так и других колонн
также примерно одинакова. Впервые сварные колонны крестового сечения
применены на строительстве здания МГУ.
При очень мощных колоннах толщина проката может оказаться недо-
статочной, и тогда приходится прибегать к листовым пакетам. Осуществление
многолистовых пакетов в
сварке возможно при по-
мощи электрозаклепок,
однако такое соединение
при больших толщинах
не изучено и, невидимо-
му, должно быть доро-
гим н не вполне надеж-
ным; тогда приходится
прибегать к клепке. При-
меры очень тяжелых кле-
паных колонн и измене-
ния их сечений по эта-
жам с переходом на мно-
гое генчатый тип показа-
Фиг. 610. Схемы расположения двутавровых и сквозных
колонн
пы па фиг. 609, в п г.
Сечения эти весьма ком-
пактны и занимают ма-
лую площадь помещения,
в чем заключается их
основное преимущество.
Двустспчатые колон-
ны образуются из двух
швеллеров (фиг. 609, д)
или двутавров (фиг.609,е).
Ветви колонны соеди-
няются планками.
Развитие двустеича-
того сечения осущест-
вляется путем перехода
на более крупные профили и усиления листами. Усиление может быть также
осуществлено вставкой двутавра (фиг. 609, ж) и переходом на многостенчатое
сечение. Колонны из двух швеллеров имеют одинаковую жесткость в напра-
влении обеих главных осей и не требуют для изготовления сложного обору-
дования. Такое сечеиие можно применить при нагрузке па колонну до
300 т. Поэтому колонны из двух швеллеров могу г пай ги применение только
в зданиях средней этажности (до 10-^-14 этажей). К существенным недостат-
кам их относятся сложная конструкция крепления балок и стыков, а также
большая трудоемкость изготовления но сравнению с колоннами двутаврового
сечения.
Из всего вышеизложенною вытекает, чю в наших условиях для карка-
сов многоэтажных зданий (высотой более 15 этажей) наиболее целесообраз-
ными являются сварные колонны двутаврового или кресювого сечения.
Колонны
«55
2. Ориентирование колони в плане
Колонны по отношению к зданию ориентируют так, чтобы придать ему
необходимую жесткость как в продольном, так и в поперечном направле-
ниях. С этой целью колонны двутаврового сечения располагают плоскостью
большего момента инерции вдоль узкой стороны
здания (фиг. 610, а).
Такое расположение особенно целесообразно и
даже необходимо при образовании поперечных рам.
В целях образования поперечных рам свободную ось
двустенчатых колонн также ориентируют по на-
правлению узкой стороны здания (фиг. 610, б).
В целях упрощения монтажа и стандартизации
элементов колонны как по основным осям, так и
в торнах и углах здания ориентируют одинаково.
Колонны крестового сечения ориентируют так,
что их полки располагаются под углом 45° к осям
здания (фиг. 611). Вполне возможно колонны кре-
стового сечения ориентировать и так, чтобы полки
колонны совпадали с осями балок.
3. Стыки колонн
а) Размер отправочного элемента колонны
Колонны по высоте разделяются стыками на
ряд частей — отправочных элементов.
Длина отправочного элемента колонны опреде-
ляется следующими условиями и требованиями:
1) высотой этажей;
2) нормальной длиной проката;
3) удобством транспортировки;
4) мощностью монтажного оборудования, а в
связи с этим п предельным
5) удобством монтажа;
6) удобством изменения
7) экономией стали.
Рациональное конструк-
тивное оформление колонн
в удовлетворение совокуп-
ности указанных требова-
ний на практике разре-
шается тем, что длина отпра-
вочных элементов колонн
принимается, как правило,
равной высоте двух эта-
жей. При этом сечение на
протяжении длины отпра-
вочного элемента не ме-
няется (фиг. 612) и рас-
считывается по наибольшим
весом колонны;
сечения;
Фиг. 611. Схема располо-
жения колонн крестового
сечения
силовым воздействиям нижнего этажа. Иногда
этажа длина элемента колонны принимается равной
дует признать рациональным для тяжелых колони.
Монтажный
там
НОЛОННЫ
Lr w
Фиг. 612. Членение ко
лопни на отправочные
элементы
1ля первою (ни л не го)
высоте этажа; эго сле-
тай как это дает воз-
656
Элементы конструкции каркасных многоэтажных зданий
можность уменьшить вес наиболее тяжелого отправочного элемента (к тому же
имеющего базу) и довести его до среднего веса остальных отправочных
элементов.
б) Расположение стыков
В целях более удобного монтажа, а также упрощения конструкции узла,
стыки колони располагают выше уровня перекрытий на 400-Ы ООО мм
(фиг. 612).
Расположение стыков может быть в одном уровне (фиг. ЫЗ, а), ступен-
чатое (фиг. 613, б) и вразбежку (фиг. 613, в).
С точки зрения удобства монтажа и серийности элементов наиболее
удачно расположение стыков в одном уровне. В этом случае одной уста-
новкой монтажного оборудования можно смонтировать два этажа. При распо-
ложении стыков в ступенчатом порядке и вразбежку монтажное оборудо-
вание приходится переносить в каждый этаж, и всегда имеются торчащие
колонны, что в целом крайне затрудняет монтаж.
в) Конструкции стыков
Колонны каркасов многоэтажных зданий работают на изгиб и сжатие;
однако в местах стыков в большинстве случаев по всему сечению полу-
чаются только сжимающие напряжения и лишь в редких случаях — краевые
растягивающие напряжения. При отсутствии растягивающих напряжений
стыкование колонны можно осуществить путем простого опирания верхней
части на нижнюю через фрезерованные торцы; однако в целях предупреж-
дения случайного сдвига, а также закрепления па время монтажа стыкуемые
элементы все же следует соединять стяжными болтами или легкими накладками.
Широкое применение получило соединение колонн в стыках прн помощи
стяжных болтов (фиг. 614), впервые примененное для каркаса высотного
здания на Смоленской площади в Москве. В этом соединении опирание
Колонны
657
колони осуществляется через фрезерованные торцы, а стягивание___при
помоши болгов, пропущенных через диафрагмы. Применение такого вида
стыковых соединений осо-
бенно целесообразно для
колонн, подлежащих в даль-
нейшем обетонированию,
ввиду доступности стыка
для бетонирования; в то же
время бетон препятствует
случайным сдвигам одного
элемента колонны по дру-
гому и упрочняет стык.
Перекрытие стыка при
передаче усилия через фре-
зерованные торцы при по-
мощи накладок, прикреп-
ленных болтами или за-
клепками (фиг. 615), более
трудоемко, чем при помощи
стяжных болтов. Поэтому
такое соединение следует
применять в тех случаях,
когда имеются краевые рас-
тягивающие напряжения, а
также в стальных (необе-
тоненных) каркасах.
В местах изменения се-
чения низ верхней колонны
уширяется путем приварки
накладок (фиг. 616). В этом
случае усилие с поясов верх-
ней колонны на пояса нижней
которых должна быть соответствующим
Фиг. 614. Стык на стяжных болтах
/ срцы фрезерованные
колонны передается через накладки, приварка
। образом рассчитана.
сечеиия колонны
панныс торцы
44 Н. С. Стрелецкий
<538
Эле менты конструкций карнагныч многоэтажных зданий
В том случае, когда сечения колонн резко отличаются друг от друга,
стык целесообразно осуществить через прокладку (фнг. 617). В этом случае
нижняя, более мощная
Фнг. 617. Стык через про-
кладку
колонна покрывается достаточно толстым листом,
который приваривается к торцу колонны на заводе;
верхняя колонна ставится на прокладку при помощи
монтажных коротышей н обваривается но контуру.
Такой стык удобен при сравнительно небольших
усилиях; при наличии растягивающих напряжений
колонны стягиваются накладками.
Соединение фрезерованных торцов в колоннах
крестового сечения может быть осуществлено также
прн помощи стяжных болтов или легких накладок
или же сочетания того и другого вместе. Для зда-
ния МГУ, имеющего стальной (необетоненный) кар-
кас, применен стык с передачей усилий через фре-
зерованные торцы; на время установки элементы
колонны соединены стяжными болтами, а затем пе-
рекрываются двумя легкими приваренными наклад-
ками, расположенными в двух противоположных
углах (фиг. 618). Накладки хорошо соединяют отдельные элементы колонн
и препятствуют случайному взаимному их смещению. Болты после поста-
новки накладок снимаются.
При соединении стыков стяжными болтами в стальных необетоненных
каркасах необходимо тщательно проверить возможность восприятия гори-
зонтальных сил силами трения,
возникающими о г вертикальной
нагрузки.
Фиг. 619. Стык колонны из
швеллеров
Стыки двусгенчатых ко
с гонкам швеллеров и стыке
решетки (фиг. 619). При р.
ни вас гея прокладками.
>нп из швеллеров перекрывают накладками ио
ими планками по полкам, входящими в систему
личных размерах шнеллеров uiacoia их вырав-
4. Базы колонн
Основы конструирования и расчета баз колонн изложены в 1лане IX, § 7.
Как указано в главе IX, бесшарпирные базы колони коисгруируюгся
Двух 1И1ЮВ.
Колонны
659
В базах первого типа все усилия передаются с колонны на плиту через
траверсу, прикрепленную к стержню колонны; в базах второго типа — через
фрезерованный торен колонны.
Базы первого типа применяются при малых и средних нагрузках на
колонны; при больших нагрузках они получаются чрезмерно громоздкими,
сложными в конструктивном оформлении и весьма трудоемкими в изгото-
влении.
Базы второго типа весьма целесообразны как при средних, так и при
больших нагрузках на колонны.
При средних нагрузках фрезерованный торец колонны опирается на
строганую плиту (фиг. 620).
Фиг. 620. Опирание колонны на строга- Фиг. 621. Уширенная база колонны
ную плиту
Плиту устанавливают на фундамент, точно выверяют до нужной отметки
при помощи установочных винтов я, после чего производят подливку под
нее цементного раствора, а затем установку колонны и ее закрепление
анкерными болтами б. Плита, передавая нагрузку на фундамент, работает на
изгиб, вследствие чего ее приходится делать значительной толщины ^до 100 и.и
и более).
При больших нагрузках в полях увеличения площади опирания базы на
фундамент приходится развивать сечение в нижней части колонны, что может
быть осуществлено нутом устройства специальных щековых плит, на кото-
рые через фрезерованные торцы опирается колонна (фиг. 621). Колонна
соединяется с щековыми плитами при помощи накладок. В целях уменьшения
площади опорной плиты п увеличения се жесткости под плиту иногда укла-
дывают ростверк из прокатных балок.
Особо тяжелые базы при отсутствии растягивающих напряжений »асю
,,е заанкеривши г.
№0
Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
§ 2. БАЛОЧНАЯ КЛЕТКА
1. Расположение балок
Балочная клетка служит для поддержания междуэтажных перекрытий и
состоит из главных и второстепенных балок. Нагрузка междуэтажных пере-
крытий непосредственно воспринимается второстепенными балками, с кото-
рых она передается на главные балки и дальше на колонны.
Фиг. 622. Схемы балочной клетки: а — с расположением второстепенных балок по
ливням колонн; б—с расположением второстепенных балок вне линий колонн
Главные балки располагаются по осям колонн.
В целях создания большей жесткости здания главные балки как более
мошные элементы балочной
стороны здания (фиг. 622).
Фиг. 623. Устройство дополни-
тельной балки для крепления
второстепенных балок
клетки ориентируют, как правило, вдоль узкой
Такое расположение балок даст возможность
создать жесткие узлы и образовать из балок
и колонн жесткие рамы.
Второстепенные балки располагают по ли-
ниям колонн и между главными балками (фиг.
622, а) или только между главными балками пе-
рекрытия, минуя колонны (фиг. 622, б). Первый
способ расположения второстепенных балок
является нормальным, так как при этом ко-
лонны завязываются в обоих главных направ-
лениях. Второй способ расположения балок
является неудовлетворительным, так как не
завязанные в продольном направлении колонны
затрудняют монтаж и ухудшают общую устой-
чивость каркаса.
Расстояние между главными балками опре-
деляется выбранным шагом колонн. Расстоя-
ние между второстепенными балками выбирается
таким, чтобы оно укладывалось целое число раз между осями колонн и согласо-
вывалось со стандартными размерами настила междуэтажных перекрытий
(что должно быть предусмотрено при выборе шага колонн). С точки зрения
концентрации материала второстепенные балки следует располагать редко,
полностью используя принятое и конструктивно удобное сечение настила.
Однако при больших расстояниях между балками можно проиграть на настиле.
Приближенно можно считать, чго наиболее выгодным расстоянием между
Салками будет то, при котором стоимость балок равна стоимости настила.
Балочная клетка
661
Имеется тенденция, используя мощность перекрытия (железобетонной плиты),
располагать второстепенные балки только по осям колонн, что приводит
к минимальной затрате стали
и увеличивает жесткость пе-
рекрытий, весьма полезную
для работы здания.
С этой целью целесообраз-
но применять сборные железо-
бетонные настилы, дающие воз-
можность довести расстояние
между балками до 5-г-б м.
Мусоропроводы, трубопро-
воды, вентиляционные и дру-
гие каналы иногда пропускают во внутренних стенах; в этом случае внутрен-
ние стены нельзя поддерживать одиночными балками и приходится перехо-
дить на парные балки. Весьма часто для указанных каналов вдоль стен
дить на парные балки. Весьма
Фиг. 625. Балка, поддерживающая сте-
новое заполнение
(фиг. 625) пли двойными; одиночные
обетонивают и стеновое заполнение
устанавливают специальные короба,
которые препятствуют сквозному про-
пуску балок. В этом случае второсте-
пенные балки прерываются и подхва-
тываются специальными дополнитель-
ными балками (фнг. 623).
2. Конструкция балок
Главные балки или ригели рам,
как правило, проектируют в виде про-
катных пли сварных двутавров.
Балки, поддерживающие настил, мо-
гут быть прокатными (нз двутавгоч
пли швеллеров) нли при больших на-
грузках составными — сварными. Пои
малых нагрузках и больших пролетах,
т. е. в тех случаях, когда необхо-
димо, главным образом, обеспечить
жесткость перекрытия, весьма целе-
сообразно применять тля второстепен-
ных балок тонкостенные прокатные
профили (с толщиной стенки Зч-5 .и.и),
а также прутковые прогоны (фиг. 624).
т. е. легкие фермочки, сваренные из
прутков (см. главу X. § 8).
Прутковые прогоны дают эконо-
мию стали до 45<1/(1, что выгодно отли-
чает их от сплошных балок.
Балки, поддерживающие стеновое
Заполнение, могут быть одиночными
балки располагают по осн степы, балки
складывают на бетон. Облицовке при-
крепляют к стенолому заполнению; поддерживается она си ну спепиаль
ними камнями пли балками, а также специальными окаймляющими уголками
(фиг. 625).
Сопряжение балок между’ собой осуществляется по одному из типов,
описанных в главе \ III, § 7.
Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
§ а ПРИКРЕПЛЕНИЕ БАЛОК К КОЛОННАМ
Как уже указывалось в главе IX, § 8, прикрепление балок к колоннам
может быть свободным, гибким (полужестким) и жестким.
колоннам сплошного сечения
1. Свободное прикрепление балок к колоннам
В многоэтажных конструкциях свободное прикрепление балок к сплош-
ным колоннам может быть осуществлено только сбоку — путем опирания
по я я
по Б б
:.?л
JLN70
HN26
IN36
IN50
IN 30
L 65*65 * 9
Л100х65*11
Jr 100 *103410
-Лист 10 мм
IN30
Лист 25мм
"Sw. 627. Свободное прикрепление балок к колоннам
из швеллеров
б____
75*30
UN26
L 100x100*10
10мм и
ch 25 мх
UN 26^
lido X 65x9
1-й этим
Я
на уголковый столик (фиг.
626, а), привариваемый или
приклепываемый к колонне.
При больших нагрузках
полку столика укрепляют
вертикальными ребрами, тор-
цы которых плотно приго-
няют к полкам (фиг. 626, о).
При свободном прикрепле-
нии между торцом балки и
колонной может быть остав-
лен достаточно большой
зазор, что очень облегчает
резку и изготовление балок.
Прн сквозных колоннах
свободное опирание балок
на колонну производится
посредством прикрепленной
к ветвям колонны диа-
фрагмы (фиг. 627)
Последний тип конструк-
ции свободного прикрепле-
ния, как видно из чертежа,
весьма трудоемок, что яв-
ляется одной из причин, огра-
ничивающих применение
сквозных колонн п каркасах
многоэтажных здании.
2. Гибкое прикрепление
балок к колоннам
Гибкое прикрепление ба-
лок к колоннам осутест-
Прикрепление балок к колонках
663
вляется, как было указано в главе IX, при помощи вертикальных уголков,
приклепываемых к стенке балки на заводе (в клепаной конструкции, фиг.
628, а), или поперечного ториевого ребра небольшой толщины (в сварной
Фиг. 628. Гибкое прикрепление балок к колоннам
конструкции, фиг. 628. 6). Гибкое прикрепление балок к колоннам приме-
няется только в легких каркасах и в настоящее время вследствие своих мон-
тажных неудобств является уже отживающим типом.
3. Жесткое прикрепление балок к колоннам
Сварная конструкция жесткого узла может быть осуществлена путем
приварки балки к колонне впритык (фиг. 629); при этом полки колонны
укрепляют против отгибания по-
перечными ребрами жесткости. Фи-
ксирование положения балки и удер-
жание ее после подъема произво-
дится при помощи столика, прива-
риваемого к колонне на заводе. На
монтаже балка приваривается к сто-
лику фланговыми швами, а к ко-
лонне— по контуру. Такое соеди-
нение вполне жестко, но выпол-
нить его трудно, так как ряд швов
приходится накладывать в потолоч-
ном положении, балки должны быть
заготовлены точной длины, а сборка
конструкций должна быть произве-
дена с весьма малыми допусками.
Указанные производственные недо-
статки настолько значительны, что
Фиг. 629. Жесткое прикрепление балки к ко-
лонне путем приварки впритык
подобного типа прикрепление балок
к колоннам распространения нс но
лучило.
Устранить отмеченные недостатки можно
путем прикрепления балок к
колоннам через промежуточные элементы или нутом устройства выносного
стыка.
Прикрепление балок к полкам колонны через промежуточные элементы
осуществляется при помощи горизошальнык накладок-—рыбок, располага-
емых по полкам, и вертикальных > юлкой (или планок), располагаемых но сгонке
Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
(фиг 630) Рыбки передают с балки на колонну изгибающий момент, а вертикаль-
ные уголки нли планки — поперечную силу. Для фиксирования положения балки
и удержания ее после подъема, к колонне (на заводе) приваривается нижний
столик. Приварка рыбок к колонне и балок к рыбкам производится частично
на заводе, частично при монтаже в зависимости от конструкции узла (на
фиг. 630 и последующих прямой штриховкой показана заводская сварка,
Фиг. 630. Жесткое прикрепление балок к колонне через промежуточные элементы
крестиками — монтажная). Для осуществления приварки балки к рыбкам
в нижнем положении нижние рыбки делают шире полки балки, а верхние
рыбки имеют форму тралении.
Прикрепление балок, примыкающих к стенке колонны, также осуще-
ствляется при помощи рыбок, воспринимающих изгибающий момент, и ребер,
воспринимающих поперечную силу. Нижнюю рыбку приваривают к колоннам на
заводе, верхнюю рыбку — при монтаже. Для осуществления приварки верхней
рыбки к балке в нижнем положении в ней сделана прорезь. В случаях,
когда стальные конструкции каркаса обетонивают, в рыбках делают отвер-
стия для облегчения заполнения узла бетоном.
В целях обеспечения более высокого качества весьма ответственной
сварки швов, прикрепляющих рыбки к колонне, приварку рыбок и вер-
тикальных планок можно производить на заводе (фнг 631). Тогда при мон-
таже балки укладывают на нижние рыбки и приваривают к ним фланговыми
швами, а соединение поверху производится при помощи специальных накла-
док, привариваемых к рыбкам и балкам также флат оными швами в нижнем
положении. Для предохранения нижней рыбки от повреждений во время
перевозки ее поддерживают планкой-подкосом. Если эта планка мешаег
Прикрепление балок к колоннам
664
внутренней отделке помещения, то перед подъемом колонны ее вырезают
Узел такого типа применен для каркаса высотного здания на Смоленской пло-
щади в Москве.
Фиг. 631. Жесткое прикрепление балок к колонне фланговыми монтажными швами
В целях уменьшения количества монтажной сварки, а также улучшения
условий обстонирования узла верхние рыбки, примыкающие к стенке колонны
Фиг. 632. Прикрепление балок через прорезь в стенке колонны
(рыбки а па фнг. 630), целесообразно заменить планкой, пропускаемой в
вырез в стенке (фнг. 632). Эти планки, соединяя балки соседних пролетов,
превращают их в нсразрезные, а соединение планок с диафратмамп придает
Узлу жесткость. Применение такого вида крепления балок к колоннам не-
666 Элементы конструкция каркасных многоэтажных .да пай
лесообразно в тех случаях, когда ослабление стенки вырезом нс приводит
к увеличению сечения колонны.
'Прикрепление балок к колонне при помощи выносного стыка показано
на фиг. 633. К колонне на заводе приваривают консоли того же профиля,
что и примыкающая балка. Балка стыкуется с консолью при монтаже с
помощью горизонтальных накладок и односторонней вертикальной накладки,
приваренной к балке. Нижнюю накладку крепят болтами к консолн (перед
подъемом колонны), а верхнюю накладку — к балке. Поднятую балку укла-
дывают на выпущенные концы накладок и крепят к ним, а также к вер-
тикальной накладке болтами. После выверки конструкции производится
приварка накладок и вертикальной планки.
В целях развития сечения балки на опоре, увеличения жесткости узла и
увеличения фронта приварки консоли к колонне н балке приваривают вер-
Фиг. 633. Жесткое прикрепление балок к колонне при помощи выносного стыка
тикальное ребро. В тех случаях, когда стальные конструкции являются
жесткой арматурой железобетонного каркаса, диафрагмы в приделах узла
(в целях обеспечения хорошего заполнения узла бетоном) можно не ста-
вить. В этом случае сварные швы, прикрепляющие полки колонны к стенке,
в пределах узла делают усиленными (расчет см. ниже).
Узел описанного вида применен для каркаса высотного здания на Котель-
нической набережной в Москве.
В этом узле продольные балки крепятся непосредственно к стенке колонны
при помощи нижнего таврового столика (фиг. 633), приваренного на заводе,
и верхнего тавра, привариваемого при монтаже. Тавры получаются путем
вырезки их из двутавров.
Прикрепление балок к колоннам крестового сечения осуществляется через
промежуточные элементы (фиг. 634). Изгибающие моменты с балки на ко-
лонну передаются через рыбки, а опорная реакция — через вертикальную
планку. Нижняя рыбка и планка привариваются на заводе и представляют
собой столик, на который укладывают балку. Балку после установки закре-
пляют болтами. После выверки конструкций балку приваривают к нижней
рыбке фланговыми швами и соединяют поверху с колонной прн помощи
верхней рыбки. Верхняя рыбка делается клинообразного очертания и при-
варивается к колонне впритык стыковыми швами и к балке — фланговыми
швами. Для уменьшения свободной длины верхняя рыбка (которая при воз-
действии моментов обратного знака может испытывать сжимающее усилие),
соединяется с балкой электрозаклепкой.
Прикрепление балок к колоннам
667
Описанная конструкция узла с применением монтажной сварки встык
осуществлена в каркасе здания МГУ.
Жесткое прикрепление балок к колоннам на заклепках или болтах осу-
ществляется в виде фланцевого соединения. Фланцы осуществляются пли из
о)
Фиг. 635. Жесткое прикрепление балок к колонне при помощи i орпзонтальных тазров
горизонтальных тавров, прикрепляемых к поясам балкн (фиг. 635, и). или
из толстого поперечного вертикального лиси, привариваемого к торит
балки (([ни . ti3(i, а).
668
Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
В первом типе соединения изгибающий момент передается через горн-
зонтальные тавры (вырезанные из двутавров), а поперечная сила — через
вертикальные уголки (фиг. 635, а). Во втором случае изгибающий момент
передается через фланец, а поперечная сила через столик или заклепки,
прикрепляющие фланец к колоннам (фиг. 636, с). Прикрепление балок к
колоннам лучше осуществлять на заклепках, а не на болтах, так как на-
ч)
Фиг. 636. Жесткое прикрепление балок к колонне при помощи фланцев из листа
резка болтов, обминаясь, приводит к расстройству узла; подтяжка же гаек
во время эксплуатации сооружения почти неосуществима.
Прикрепления этого типа по жесткости мало уступают сварным узлам,
но в изготовлении и монтаже они более трудоемки и сложны.
Основным недостатком их являются необходимость обеспечения точной
длины балок по наружным размерам (фланцев и требование точной сборки кон-
струкции во время монтажа, ибо даже небольшие отклонения конструкции
от проектного положения приводят к невозможности соединения балок с
колоннами. Поэтому в настоящее время преимущественно применяется при-
крепление балок к колоннам на сварке либо через промежуточные элементы,
либо при помощи выносных стыков.
4. Расчет прикрепления балок к колоннам
При свободном прикреплении балок к колоннам опорная реакция с балки
па колонну передается через столик. Наиболее напряженным местом является
сопряжение столика с колонной, которое и следует рассчитать на срез.
Прн малой длине опирания на столик стенка балки может быть значительно
перенапряжена.
Приближенно в запас прочности стенка балки может быть проверена на
сжатие по формуле:
° = (24-0
гдС —опорное давление, передающееся с балки на столик;
2СТ— толщина стенки балки;
длина участка сгенки балки, через который передается опорное
давление (фиг. 626, б).
Стенки тонкостенных балок целесообразно укреплять на опоре ребрами
жесткости.
Гибкое прикрепление балок рассчитывается только на передачу опорною
Прикрепление балок к колоннам
669
давления с балки на колонну. Поэтому расчет такого вида прикрепления ничем
не отличается от расчета сопряжения балок между собой (см. главу VIII, § 7).
Работа под нагрузкой жесткого прикрепления балки к колонне зависит
от конструктивного решения узла. С этой точки зрения конструктивные
решения жестких узлов могут быть разбиты на две группы. К первой
группе относятся такие конструктивные решения, в которых изгибающие
моменты передаются через рыбки, а опорные давления — через специальные
планки или уголки (фиг. 630). Ко второй группе относятся такие кон-
Фиг. 637. Эпюры напряжений в стенке колонны (при жестком прикрепдевии
при помощи рыбок)
структпвные решения, в которых изгибающий момент и опорное давление
передаются по всей высоте сечения примыкающей балки (фиг. 629).
Расчет соединений, относящихся к первой группе, аналогичен расчету
сопряжений балок одинаковой высоты при помощи двух рыбок (см. главу VIII.
§ 7), с той только разницей, что изгибающий момент принимается равным
рамному моменту.
Сечение колонны в пределах узла находится в сложном напряженном
состоянии (особенно при воздействии ветровой нагрузки). Изгибающий
момент, действующий па балку, передается через рыбки, а затем через
диафрагмы на колонну и па балку соседнего пролета (фиг. 637), заставляя
колонну работать на изгиб и па значительную поперечную силу, вызванную
парами сил/Ул в /Ун. К этим силовым воздействиям добавляется продольная сжи-
мающая сила н моменты Л1о п /И,,. Наибольшие приведенные напряжения
возникают в стопке колонны. Величина этих напряжений может быть опре-
делена по энергетической теории прочности (см. главу II, § 13):
Оирш — v 1°р + о.)1 | - С-4-2)
fi70
Элементы конструкций каркасных многоэтажных здании
гдс - _ расчетное напряжение в стенке колонны ог продольной силы;
__расчетное напряжение в стенке колонны около поясного листа от
изгибающих моментов, действующих на колонну;
т__расчетное срезывающее напряжение в стенке колонны.
Моменты Мг и Мп от ригелей рамы в пределах узла воспринимаются
диафрагмами и не отражаются на напряженном состоянии стенки.
Срезывающие напряжения в стенке можно определить в запас прочности,
исходя из предположения, что вся поперечная сила воспринимается только
стенкой и что напряжения по стенке распределяются равномерно. Величина
срезывающих напряжений в этом случае будет равна:
T=e-(W), (24.3)
Г ст х 1
где Q—поперечная сила, определенная для колонны при расчете рамы;
Л'., и —расчетные составляющие пар сил, вызванные действием изгиба-
ющих моментов на левую и правую балки;
FCT— площадь сечения стенки колонны.
Таким же образом ведется расчет прикрепления балок к колоннам кре-
стового сечения. Проверка напряженного состояния колонны в пределах
узла производится по формуле (24.2), но величину срезывающих напряже-
ний следует в этом случае определять по формуле:
/к
где k = 1,23 — коэффициент, учитывающий распределение срезывающих на-
пряжений в крестовом сечении;
FK—площадь всего сечения крестовой колонны.
В соединениях на тавровых фланцах (фиг. 635, а) тавры, так же как и
рыбки, воспринимают изгибающий момент с балки и передают его на ко-
лонну. Величина сил N, составляющих пару, определяется так же, как уси-
лие в рыбке (см. главу VIII, § 7).
Работу таврового фланца, работающего на растяжение, можно разде-
лить на три сталии (фиг. 635).
Первая стадия характеризуется тем, что внешняя сила N не превосхо-
дит начального натяжения в заклепках (болтах) и фланец (полка тавра)
работает на изгиб в пределах между осями заклепок (фиг. 635, б). Вторая
стадия характеризуется тем, что внешняя сила превосходит начальное натя-
жение в заклепках (болтах), но концы ф)ланца еще опираются па колонну
(фиг. 635, в). Наконец, третья стадия характеризуется тем, что внешняя
сила значительно превосходит начальное натяжение и заклейках (болтах)и
фыанец полностью отделяется от колонны (<]>иг. 635, г).
Для обеспечения хорошей работы узла усилие, действующее па флансп,
не должно превышать начального натяжения в заклепках (болтах), что
отвечает первой стадии работы, ибо после преодоления начального натяже-
ния в заклепках появляются остаточные деформации, которые приводят
к пониженной жесткости узла и, следовательно, к повышенной деформации
каркаса. Заклепки или болты, прикрепляющие тавровый фтлансц к колонне,
работают на отрыв и рассчитываются согласно указаниям глав V и VI.
Для обеспечения жесткости узла толщина фланца должна быть не менее
/j расстояния от оси заклепки до оси фланца.
В соединениях балок с колоннами, относящихся ко второй группе, изги-
бающий момент и поперечная сила (опорное давление) перелаются по всему
се «ению примыкания балки. К этой группе относятся соединения, в кото-
рых балка приваривается к колонне по контуру (фиг. 629 и 633).
Прикрепление балок к колоннам
671
Сварные швы, прикрепляющие- балку к колонне, должны быть проверены
на совместное действие изгибающего момента и поперечной силы. При этом
расчете можно полагать, что изгибающий момент воспринимается всем рас-
четным сечением сварки, а поперечная сила — только вертикальными швами.
Фронт прикрепления ригеля может при этом быть развит добавлением вер-
тикальных уширений (ребер). В этом случае изгибающий момент в месте
прикрепления ригелей передается в основном в плоскости стенки колонны;
это позволяет не ставить в пределах узла поперечных диафрагм, стягива-
ющих полки, что очень облегчает обегонирование колонны.
Если колонна в пределах узла не укреплена диафрагмами, го при рас-
чете крепления следует учесть податливость (на отгиб) поясов колонны.
а также дополнительные напряжения,
воздействия изгибающего момен-
та, передающегося с балки на
колонну.
Усилие с пояса балки на пояс
колонны передается неравномер-
но (фиг. 638), наибольшая часть
этого усилия передастся около
места приварки пояса колонны
к стенке и лишь очень незначи-
тельная часть — по краям. При-
ближенно в запас прочности
возникающие в стейке колонны о г
Фиг. 638. Распределение усилий в месте при-
крепления балки к поясу колонны
.можно считать, что в передаче
усилия участвует только час!ь длины шва в пределах сварного соединения
стенки колонны с поясом и учетверенной толщины пояса колонны, т. е.
1т = 8С.Г—{— 2ЛШ+ 48п (фиг. 638). Для обычных прокатных двутавров в рас-
чет можно вводить длину швов, равную ширине полки балки.
При отсутствии диафрагм в пределах узла в плоскости стенки колонны
возникают напряжения: о г нормальной силы и изгибающих моментов, дей-
ствующих на колонну (фиг. 639, а), от изгибающего момента, передающе-
гося с ригеля на колонну (фиг. 639,6), и от поперечной силы (фиг. 639. в).
Все эти напряжения, суммируясь создают наибольшее напряженное состоя-
ние в точке А.
Приведенные напряжения в этой точке определяются по формуле (см.
главу II, § 13):
з11р= / з; - of, — oxov — 3*-. (24.5)
Напряженно аг, складывается из нормальных напряжений зр и зч, возни-
кающих в колонне от ноздейсгвия продольной силы Р» изгибающего момента
-Ми, г. с.
О — _р .-'кл (24.6)
Гк U’k ’
где FK площадь сечения колонны;
IV'k -момент сопротивления сечения колонны.
Напряжение □ , можно определить, исходя из следующих предпосылок.
На основании зкеперпменильных данных можно считать, что наиоольшио
напряжения в стенке возникают просив поясов балки п чго напряжения в
Степке полное сын за i ухают за пределами узла на расстоянии. ранном трем
илтннам сиики колонны (фиг. 639, о).
В целях упрощения расчеса криво ищейное распределение нанряжени .
(пунктир па фиг. изц, о) заменяем треугольниками (сплошная линия чз
672
Элементы конструкции каркасных многоэтажных зданий
фиг. 639, б). Прн этих предпосылках напряжение ох определяется по фор.
муле: чм.
гМб.п
(24.7)
напряжений, входящих в формулу (24.5), опре-
что они целиком воспринимаются стенкой
прочности, так как некоторая часть этих напря-
жений воспринимается стенкой бал-
ки), по формуле:
Величину срезывающих
леляем, исходя из предположения,
колонны (что идет в запас
1 / Л4б.п + Мб.л о \
Fcr 1 Лб + 0,5Лр > (24-8>
где Лт — площадь сечения стенки
колонны.
Поскольку наибольшее значение
приведенных напряжений распро-
страняется на очень малую область
вблизи точки А и быстро спадает
к середине, эти напряжения не яв-
ляются решающими для несущей спо-
собности колонны. Поэтому приве-
денные напряжения, определенные
Фиг. 639. Эпюры напряжений в стенке колонны в случае прикрепления балки к колонне
путем обварки по контуру
но формуле (24.5), прн расчете по допускаемым напряжениям можно дово-
дить до предела текучести.
Ко второй группе соединений балок к колоннам относятся также со-
единения на листовых фланцах, в которых изгибающий момент передается
на колонну путем растяжения заклепок и сжатия фланца в пределах сжа-
того пояса балки (фиг. 636). Расчет такого фтланца можег производиться
согласно указаниям главы XIV, § 4.
Системы и конструкции сетей
Фланец под влиянием сил, передающихся через заклепки, работает на
изгиб как пластинка (фиг. 636, б). Основное внимание при конструировании
фланца следует уделять его жесткости. Для того чтобы считать узел жест-
ким, прогиб фланца должен быть незначительным; для этого толщина
фланца назначается не менее ’/4 расстояния между осью заклепки и закре-
пленной стороной (фнг. 636, б).
§ 4. СИСТЕМЫ И КОНСТРУКЦИИ СВЯЗЕЙ
Расположение связей в плане здания рассмотрено в главе XXIII, § 3.
Ниже рассматриваются системы и конструкции связей.
1. Рамные связи (рамы)
Многоярусные рамы могут быть трех типов:
1) одноэтажные рамы с шарнирами в пятах, поставленные друг на anvra
(фиг. 640, а);
2) многопролетныс много-
этажные рамы, все узлы кото-
рых являются жесткими (фнг.
640, б);
3) многоэтажные рамы, в
которых часть стоек соединена
с ригелями жестко, а гасть —
шарнирно (фиг. 640, в н г).
Первый н третий типы рам
имеют меньшую жесткость по
сравнению со вторым типом;
кроме того, первый тип более
сложен в монтаже. Второй тип
рам как наиболее жесткий, от-
личающийся большей однотип-
ностью узлов и вследствие
большой степени статической
связности имеющий в пре-
дельном состоянии больший
запас прочности по сравнению
с первым и третьим типами,
в настоящее время является
наиболее распространенным и
наиболее рекомендуется для
применения.
Рамы образуются из колонн
ч ригелей путем жесткого со-
единения их в узлах. Кон-
струкции жесткого прикрепле-
ния ригелей к колоннам разо-
браны в § 3 данной главы.
2. Решетчатые езязн
Решетчатые связи могут быть следующих гппои; крестовые, ромбические
раскосные, полураскосные п неполные.
а) Крестовые связи (фиг. 641, п) осуществляются путем постановки
ЛиягоналеЛ, которые, соединяя колонны и ригели, образуют вертикальную
Э-1 11. С. Ci'prjinniuiil
674
Элементы конструкций каркасных многоэтажных лданиП
ферму с крестовой решеткой. Наилучший угол наклона раскосов аъ 45°;
при очень малых углах (а<30°) и очень больших (а>60 ) раскосы рабо-
тают плохо не обеспечивая достаточной жесткости связей. В целях обеспе-
чения нормальной работы связей крестовые связи при большом угле на-
клона а ставятся в пределах высоты двух этажей (фиг. 641,6).
В целях экономии стали диагонали крестовых связей часто проектируют
гибкими, рассчитывая их только на растяжение и полагая при этом, что
обратная сжатая диагональ выпучивается и выключается из работы. Однако
такой подход к работе крестовых связей в каркасах многоэтажных зданий
нецелесообразен по следующим соображениям. В самом начале монтажа уси-
лия и ). . .
возведения сооружения
такой подход к работе крестовых связей в каркасах многоэтажных зданий
деформации как в диагоналях, так н в колоннах равны нулю. После
-- — вертикальная нагрузка,
на
вся
Фиг. 64i. Крестовые связи
колонны передается
Фиг. 642. Ромбиче-
ские связи
которая вызывает их укорочение (порядка 2 jf.it на этаж). Укорочение ко-
лонн вызывает сжимающие усилия в диагоналях, которые при большой их
гибкости могут выпучиться. Ясно, что при действии горизонтальных сил
выпучившиеся диагонали вступят в работу только после того, как они натя-
нутся, для чего вся система должна предварительно получить горизонталь-
ное перемещение. Это горизонтальное перемещение (прогиб) веде г. с одной
стороны, к понижению жесткости здания, а с другой стороны, — к расстройству
заполнения каркаса, принимающего на себя (до натяжения диагонали) попе-
речные силы. Поэтому крестовые связи многоэтажных зданий должны проек-
тироваться с жесткими диагоналями, способными работать как на растяжение,
так и на сжатие. При этом связи должны быть рассчитаны на восприятие
сжимающих усилий, возникающих как о г ветровой нагрузки, гак н вслед-
ствие укорочения колонн»
Дополнительное напряжение в диагонали крестовых связей, возникающее
от сжатия колонны, можно определить по формуле [(см. формулу (20.2)]:
°св ~ ок cos’2 а, (2 L9)
где ак — напряжение сжатия в колонне;
а — угол наклона диагонали.
Системы и конструкции связей
675
При значительных напряжениях в колоннах дополнительные напряжения
в связях могут достигать больших величин.
Элементы связей как растянутые, так н сжатые проектируются из жест-
ких профилей — уголков или швеллеров, причем уголки могут быть распо-
ложены тавром или крестом. С точки зрения уменьшения трудоемкости
изготовления расположение уголков тавром наиболее целесообразно.
Гибкость растянутых элементов связей должна быть не более 400, гиб-
кость сжатых элементов связей — не более 200.
Крепление связей к узлам осуществляется при помощи фасонок или отрез-
ков двутавра. В местах пересечения диагонали стыкуют и перекрывают
косынкой.
Недостатком крестовых связей является невозможность устройства в связ-
ных панелях оконных н дверных проемов.
б) Ромбические связи (фиг. 642), занимая только углы панелей,
дают возможность устройства оконных проемов.
Элементы ромбических связей, помимо восприятия ветровой нагрузки,
работают также п на сжатие вследствие укорочения колонн. Сжатые эле-
менты связей распирают колонны (пунктир на фнг. 642) и вызывают в них
напряжение изгиба (иногда порядка 15ч-20|’/(| о г осевых напряжений).
Дополнительные напряжения в ромбических связях от сжатия колонн
могут быть приближенно и несколько в запас определены по формуле (24.9).
Наличие дополнительных напряжений несколько ухудшает работу связей
п колонн, а также снижает мнас прочности в колоннах: поэтому ромбиче-
ские связи большого распространения не имеют.
в) Раскосные связи (фиг. 643) образу ются ну тем соединения колонн
ч ригелей одиночными диагоналями. Диагонали должны быть жесткими, так
как они в Зависимости от направления ветра работают то на сжатие, то на
растяжение. Поэюму расход стали на связи этого вида получается несколько
повышенным.
г) Полураскосные с в я з и (фнг. 644) допускают устройство дверных
и оконных проемов. Полураскосные связи, выполненные но фнг. 644. о.
нсиьиывают небольшие дополнительные напряжения сжатия вслетсгвие уко-
рочения колонн (благодаря неполной жесткости оалок переича усилий на
676 Элементы конструкций каркасных многоэтажных зданий
связи уменьшается). Связи, расположенные по фиг. 644, б, могут нс иметь
этих дополнительных напряжений, если прогиб балок от вертикальной
нагрузки равен укорочению колонн; при большем прогибе балок связи
будут работать на растяжение. Поскольку работа связей на растяжение
более благоприятна, чем работа на сжатие, расположение полураскосных
связей по фнг. 644, б является пред-
почтительным.
На практике эти связи показали
хорошую работу, а поэтому могут
быть рекомендованы для применения.
д) Неполные связи (фиг.
645) ставятся в тех случаях, когда
оконные и дверные проемы препят-
ствуют постановке полных связей.
Подкосно-рамная система связей
(фиг. 645, а) представляет собой про-
межуточную систему между решет-
чатой и рамной. Ригели этой системы
связей работают на изгиб не только
от действия вертикальной нагрузки,
но и от действия горизонтальных сил,
благодаря чему онн получаются до-
вольно мощными и вследствие этого
Фиг. 645. Неполные связи
иногда даже и составными. Подкосы
конструируются жесткими и рассчитываются на сжатие. Эта система связей
проста в изготовлении, обеспечивает достаточную жесткость здания, допу-
скает устройство проемов и поэтому достаточно удобна. Связи подобного
типа применены в каркасе высотного здания гостиницы на Комсомольской
площади в Москве.
Система связей, состоящих из подкосов, расположенных в углах панелей
(фиг. 645, б), по существу является рамной системой. Эта система, повышая
жесткость узловых соединений, почти не повышает общей жесткости здания;
кроме того, она получается более трудоемкой по сравнению с чисто рам-
ной. Поэтому эта система связей не получила заметного распространения.
Таким образом, при применении решетчатых связей в глухих стенах
лучше всего устраивать крестовые связи с жесткими диагоналями (вслед-
ствие их большой жесткости), при наличии небольших проемов — полурас-
косные и в случае значительных проемов — подкосно-рамные связи.
Глава XXV
ОСНОВЫ РАСЧЕТА СТАЛЬНОГО КАРКАСА МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
В настоящей главе изложены основы расчета стальною (необетоненногс)
каркаса многоэтажных зданий. Расчет стального каркаса, служащего жесткой
арматурой железобетонного каркаса, производится методами, изложенными
в курсах железобетонных конструкций.
§ 1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Стальной каркас многоэтажных зданий проверяется расчетом:
1) на устойчивость здания в целом на опрокидывание;
2) на прочность и устойчивость элементов каркаса и пх соединений;
3) на жесткость (прогиб) каркаса в целом и его элементов, а также иа
перекос в отдельных панелях.
Нагрузки, действующие на каркас, разделяются на два вида: вертикаль-
ные и горизонтальные.
Вертикальная нагрузка складывается из собственного веса здания, снега
и полезной нагрузки — веса людей и оборудования помещений. Собствен-
ный вес стального каркаса может быть принят по формуле (22.1). Собст-
венный вес перекрытий, стен, перегородок и оборудования определяется
по данным проектного задания и весам соответствующих элементов. Полез-
ная нагрузка принимается в зависимости от назначения здания п его отдель-
ных помещений согласно приложению 1, III При этом интенсивность полезных
нагрузок зависит от этажности здания п уменьшается с увеличением коли-
чества этажей ввиду крайне малой вероятности одновременного загружения
всех этажей (табл. 25.1).
Таблица 25.1
Распределение полезной нагрузки по этажам
при расчете колонн
Для этажей
ОТ полной
нагрузки этажа
двух верхних .................
трех и четырех (считая сверху) .
пяти и шести » „ . .
всех остальных . . - -........
100
S5
70
СО
Горизонтальном нагрузкой для каркасов высотных зданий является ветер.
Ветровая нагрузка, действуя неравномерными порывами, является по существу
Динамической, а не статической п вызывает колебания здания. Однако в целях
Упрощения расчета ветровая нагрузка рассматривается как статическая, но
fi7g Основы расчета стального каркаса многоэтажных зданий
величина ее условно принимается повышенной, с тем чтобы обеспечить как
прочность, так и необходимую жесткость каркаса. Величина ветрового да.
вления приведена в приложении 1, II. Ветровое давление возрастает по высоте
здания: начинаясь с 40 кг/.«“ для нижних этажей, оно достигает 100кг/л«
на высоте 100 .к и увеличивается дальше с увеличением высоты здания по
линейному закону. Учитывая как положительное давление ветра на здание,
так н отсос, суммарную ветровую нагрузку умножают на аэродинамический
коэффициент, указанный в приложении 1, II.
Стальной каркас многоэтажного здания представляет собой сложную про-
странственную систему. В целях упрощения расчета его расчленяют на ряд
плоскостных систем, но распределение усилий между ними производят, исходя
из пространственной работы каркаса.
Усилия в элементах стального каркаса обычно определяются прибли-
женными методами; некоторые из них указаны ниже.
§ 2. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ЭЛЕМЕНТАХ СТАЛЬНОГО КАРКАСА ОТ
ВЕРТИКАЛЬНОЙ НАГРУЗКИ
1. Членение каркаса на расчетные элементы
В длинных и узких зданиях балки обычно связывают с колоннами жестко
только в поперечном направлении, в продольном же направлении прини-
мается гибкое прикрепление (фиг. 646, а). При такой системе соединения
элементов получаются четко выраженные поперечные рамы. Для расчета
такие рамы выделяют как плоские; продольные балки при этом отбрасывают
и заменяют соответствующими силами.
В зданиях, жесткость которых необходимо обеспечить рамными спсте-
ами во всех направлениях, колонны связывают жестко как с поперечными,
балками- В «том случае получается пространственная
И ’ о- °)- В целях упрощения расчета ее разбивают па ряд плоских
гтечтс. *10||еРечных и продольных. Каждую плоскую раму рассчишвают саыо-
и |гг.п/ЬН°.’ послс чего продольные силы складывают, изгибающие моменты
ннах принимают по двум взаимно перпендикулярным направлениям,
Определение усилии в элементах стального каркаса от вертикальной нагрузки 619
а в балках принимают те моменты, которые получены при расчете плоских
рам. Такое членение пространственной системы приводит к весьма неболь-
шим ошибкам, а потому в целях упрощения расчета может быть рекомен-
довано. В случаях, когда горизонтальные давления передаются на специальные
жесткие конструкции здания в виде отдельных решетчатых связей, колонны
могут быть связаны с балками свободно или гибко. Каждая такая колонна
выделяется в самостоятельную расчетную единицу.
2. Определение расчетных усилий на колонны при свободном
и гибком креплении балок
В связи с тем, что гибкое прикрепление балок к колоннам не дает су-
щественного защемления, расчет колонн при гибком прикреплении можно
производить так же, как и при свободном, предполагая соединение балок
с колоннами шарнирным.
В случае расположения по-
стоянной и временной нагрузок е)
симметрично относительно оси
колонны, усилие на колонну будет
осевое, в соответствии с чем ко-
лонну рассчитывают на централь-
ное сжатие.
В ряде случаев постоянная
нагрузка располагается симмет-
рично, а временная — как сим-
метрично, так и односторонне.
В этих случаях колонна будет
работать как на центральное,
так п на внецентрепное сжатие.
В соответствии с этим колонну
приходится рассчитывать дважды:
1) на продольную силу от полного
загруженпя постоянной и времен-
Фпг. 647. Схема передачи нагрузки иа колонну при гибком прикрепле-
нии балок
ной нагрузками ц 2) па совместное действие продольной силы (от полного за-
ружеппя постоянной нагрузкой п одностороннего загруженпя временной
нагрузкой) п изгибающего момента. Величина момента от временной нагруз-
ки, действующего па узел, равна (фиг. 647. а)
Л1 = Р.,а,— Р,.а... (2о.1)
Колонну на дейоиие изгибающих моментов можно рассчитывать как не-
разрезную бачку, к коюрой па опорах приложены моменты Л!,. ЛЕ. ...
(фиг. 6 17, о).
680
Основы расчета стольного каркаса многоэтажных sdonttfl
3. Расчет рамных систем стального каркаса на вертикальную
нагрузку
В целях выявления наибольших изгибающих моментов, действующих
в рамной системе, полезную нагрузку по перекрытиям распределяют неравно-
мерно. Схемы невыгодных загружений показаны на фиг. 648, а именно: на
фиг. 648, а — невыгодное загружение для крайней колонны, па фиг. 648, б—
для средней колонны и загруженного ригеля, на фиг. 648, в — для получения
наибольшего опорного момента.
Фиг. 649. Эпюра изгибающих моментов от вертикальной нагрузки
При расчете колони необходимо выявить не только наибольшие изги-
бающие моменты, ио и наибольшие продольные силы; поэтому для средних ко-
лонн, помимо указанных видов загружений, следует еше рассмотрен, схему
загружения, дающую наибольшую продольную силу, для нею загружаются все
Определение усилий в элементах каркаса от горизонтальней ветровой нагрузки 681
перекрытия, примыкающие к данной колонне (в соответствии с указаниями
табл. 25.1). Сечение колонны подбирают по силовым воздействиям обеих
схем загружения. В большинстве случаев полное загружение, дающее наи-
большую продольную силу для средней колонны, является решающим.
Расчет многоэтажной многопролетной рамы на вертикальную нагрузку
может быть произведен следующим приближенным методом. Из рамы выде-
ляют рассчитываемый элемент и все примыкающие к нему стержни (фиг. 649).
Противоположные узлы примыкающих ненагруженных стержней принимаются
упруго защемленными. Степень упругого защемления учитывают прибли-
женно, принимая, что фокусные расстояния находятся на */4 длины стержня.
Выделенный элемент имеет два не-
известных ЛГ23 н 7И32, которые можно
определить любым методом строитель-
ной механики. Зная моменты ТИ23 и
сИм, можно найти изгибающие момен-
ты в примыкающих стержнях путем
распределения моментов Л)23 и
с обратным знаком по примыкающим
незагруженным стержням пропорцио-
нально их погонным жесткостям.
§ 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ В ЭЛЕМЕН-
ТАХ КАРКАСА ОТ ГОРИЗОНТАЛЬНОЙ
ВЕТРОВОЙ НАГРУЗКИ
1. Распределение нагрузки
по системам связей
Горизонтальные нагрузки, как уже
указывалось выше, воспринимаются
только жесткими системами -— рамами
или решетчатыми связями. Колонны,
не связанные в рамы или не входящие
в состав решетчатых связей, в работе
на горизонтальные нагрузки участия
нс принимают.
Вертикальные связи (рамы или ре-
шетчатые связи), соединенные между
собой жесткими перекрытиями, состав-
ляют пространственную систему, в ко-
торой каждый элемен г подчинен общей
работе каркаса. Жесткие перекрытия,
перемещаясь в своей плоскости, как
диски (фиг. 650), распределяют встро-
Фпг. 650. Схема работы каркаса при воз-
действии ветровой нагрузки
вую нагрузку между связями пропорционально их жесткостям п смещениям.
При одинаковой жесткости связей и симметричном их расположении
ветровая нагрузка распределяется между связями поровну.
В случае несимметричного расположения связей (фиг. 651. а) распреде-
ление нагрузки рекомендуется производи 1 ь с учетом перераспределения е.
пропорционально перемещениям, получаемым связями о г закручивания
системы.
Вследствие несимметричного расположения связей здание в предел х
каждого этажа под влиянием горпзон ильной нагрузки перемесыися ио s
€82
Основы расчета стального каркаса многоэтажных зданий
правлению нагрузки параллельно себе и повернется вокруг центра вращения
на некоторый угол (фиг. 651, 6).
При перемещении здания параллельно себе (фиг. 651, в) нагрузка R
распределится между связями, расположенными по направлению действия
силы, пропорционально их единичным смещениям:
(25’2)
Здесь R— равнодействующая ветровой нагрузки;
Pi — сила, вызывающая единичное смещение какой-либо связи;
Рп — сила, вызывающая единичное смещение связи, для которой опре-
деляется нагрузка.
Силы Р° определяются из расчета плоских систем связей.
При повороте здания скручивающий момент M — Rz вызовет как в по-
перечных, так и в продольных связях реактивные силы, уравновешивающие
а)
Флг. 651. К вопросу распределения горизонтальной нагрузки между связями
этот момент (фиг. 651, г). Центром вращения будет точка приложения равно-
действующей сил, вызывающих единичное смещение связей.
Координата центра вращения вдоль оси х определится по формуле*
ЕЛ1„”
(25'3)
Определение усилий в элементах каркаса от горизонтальной ветровой нагрузки 68Я
где Мр° — момент относительно оси у сил, вызывающих единичное смеще-
ние связей по направлению оси у (фиг. 651, г);
—сумма сил, вызывающих единичное смещение связей вдоль оси у.
Соответственно координата центра вращения вдоль оси у:
где МРх—момент относительно оси х сил, вызывающих единичное сме-
щение связей по направлению оси х\
— сумма сил, вызывающих единичное смещение связей вдоль оси х.
Для практических целей величину Р° удобнее выражать через силу,
выражающую единичное смещение наиболее слабой системы связей. Тогда
где — сила, вызывающая единичное смещение наиболее слабой связи;
Р° ,
ап = —j — коэффициент, показывающий, во сколько раз Р„ больше Р\.
Величины сил, действующих на связи и уравновешивающих скручивающий
момент, определяются по формуле:
(25.5)
Здесь а„ — расстояние от центра вращения до искомой силы вдоль соответ-
ствующей осн.
Зная силу N", действующую на систему связей от кручения, и складывая
ее с силой /V, полученной от параллельного смещения [см. формулу (25.2)].
получим полную силу, действующую на данную систему связей:
ЛГЛ = ^ЯЧ-Л^. (25.6)
2. Расчет рамных систем стального каркаса на горизонтальные
нагрузки
Раму с приходящейся на нее нагрузкой выделяют из общей системы кар-
каса и рассчитывают, как плоскую. В целях упрощения расчета обычно поль-
зуются приближенными методами, наиболее употребительные из которых
описываются ниже.
а) Консольный метод
Основная идея этого метода расчета рам основана на предположении,
что многоэтажная рама работает, как сплошная консольная балка, нагру-
женная системой горизонтальных сил.
Тогда, очевидно, можно считать, что закон изменения нормальных на-
пряжений в рассматриваемой системе соответствует закону изменения нор-
мальных напряжений ио сечению сплошной консольной балки, т. е. что нор-
мальные напряжения изменяются пропорционально расстояниям до нейтральной
оси системы (фиг. 652. о).
Рассматривай момент инерции горизонтально!о сечения здания как
(25.7)
ggf Оснозы расчета стального каркаса многоэтажных зданий
где Ft—площадь сечения какой-либо колонны /,
д. —расстояние от этой колонны до нейтральной оси здания, получим
для усилия в колонне п выражение.
MFпа„
Здесь суммирование распространяется на все колонны, включая колонну л.
Если площади сечений всех колонн равны, то
4=
Мап
(25.8')
Силы Nn определяются для всех колонн в каждом этаже.
Получив продольные усилия во всех колоннах, определяем поперечные
силы в колоннах п ригелях, для чего вырезаем отдельные узлы по нулевым
Фиг. 652. К расчету рам консольным методом
моментным точкам п рассматриваем их равновесие, предполагая, что точки
с нулевыми моментами находятся по середине пролетов ригелей и высот
колонн между перекрытиями.
Такое предположение будет справедливым для рам с приблизительно
равными высотами этажей за исключением колонн первого эгажа, для кото-
рых положение нулевой точки лучше принять на расстоянии 2/з пл11 % от
заделки (ввиду того, что эти колонны защемлены в фундаменте).
Значение поперечной силы в ригеле получим, спроектировав на вер-
тикальную ось все силы, действующие на узел.
Для ригеля между этажами п и н-\- 1, примыкающего к крайней наибо-
лее напряженной колонне, поперечная сила будет иметь значение (фиг. 652, б)'
— 7У11иЧ, (25.9)
где AifO, А7(_ п+| усилия в колонне п в этажах п и /z—I.
Для ригеля, примыкающего к колонне следующего ряда, поперечная
сила будет равна (фиг. 652, в):
Q-2, n,„=N1>n-JV2> (25.9’)
Значение поперечных сил в колоннах получим, определив моменты всех
сил относительно узла и разделив их па расстояние между шарнирами.
Определение усилий в элементах каркаса от горизонтальной ветрозой нагрузки 685
Поперечные сипл в колоннах следует определять, начиная с верхнего
этажа Для крайней колонны поперечная сила будет иметь значение:
11 п — О
2 Vi, тр 2 Vi, л+1
*?1, п —------------j-------------
2 Л"
для средней колонны:
11 Г) А-11 Г) ______У)
2 р~ 2 V2'n'P 2 '*sj "+*
<?:,„ = ——
2 Л"
(25.10)
(25.10’)
Соответствующие обозначения указаны иа фиг. 652. 6 и в.
Фиг. 653. Значения поперечных сил и изгибающих моментов
для рамы, рассчитанной консольным методом
Значение изгибающих моментов определяется как произведение попереч-
ной силы на соответствующее плечо
На фиг. 653 приведена двухиролегная пятиэтажная рама с колоннами
равного сечения, рассчитанная по изложенному методу. На этой фигуре
ggg Основы расчета стального каркаса многоэтажных зданий
около стрелок поперечных сил выписаны их значения; вдоль элементов
выписаны значения продольных сил, в скобках даны значения изгибающих
моментов.
б) Метод нулевых моментных точек
Этот метод является также приближенным, но вместе с тем он дает
более близкие к действительным значения. Так же как и при консольном
предполагаем, что нулевые моментные точки располагаются по
------------------------------------- Суммы горизонтальных сил для
каждого яруса условно рас-
пределяем по колоннам (ис-
ходя из равенства прогибов)
пропорционально отноше-
нию моментов инерции ко-
лонн к кубу их высоты:
методе,
середине высот колонн и пролетов ригелей.
{.W3.W____________066,7) 066,7) 0(33,4)
f3 1b 66,7 < 16 «D
CD
> 66,7
1'533.4) 0266,7) 0266,7)0533,4)
f2 И г <o
2ОО_ 200 §> .7 W
(★!06в) 0534) 0534) 0(068)
7 8 3 CD <Q
J3b 33b ’P 33b
0(602) 0801) 0801) 01602)
6 5 b
^^7 bJ7
(КЗ 41) 0872) 0872) 0(341)
f 2 -X 3 §
600 600 ** 600
4600^ s
Фиг. 654. Значения поперечных енл
моментов дли рамы, рассчитанной методом нулевых
моментных точек
ci
лГ- (25.11)
Тогда поперечная сила
в колонне п в каком-либо
ярусе будет равна:
<2„=v"-£<2, (25.12)
и изгибающих
где — поперечная сила
для всего здания
в данном ярусе
(сумма всех го-
р изоптальных
сил, приложен-
ных к вышеле-
жащим этажам).
Изгибающий момент в
узлах колонны п ^опреде-
лится по формуле:
Я = ~2 Qn. (25.13)
Получив, таким обра-
зом, моменты во всех ко-
лоннах, распределяем их
по ригелям пропорциональ-
но погонным жесткостям.
Как указывалось выше, для колони первого этажа можно принять поло-
жение нулевой моментной точки на расстоянии 2/, или 3/, от нижней за-
делки; тогда
М,_, = % Q или Mt l = ~Q. (25.14)
На фиг. 654 приведены итоги расчета, проведенного описанным методом
для рамы, у которой колонны в пределах этажа имеют одинаковые сечения,
азмеры рамы и величины нагрузок приняты такими же, как и для рамы,
изо раженной на фиг. 653. Около стрелок выписаны значения поперечных
сил, в скобках даны значения изгибающих моментов.
Определение усилий в элементах каркаса от горизонтальной ветровой нагрузки 687
в) Приближенный метод угловых деформаций
Предполагаем, что нулевые моментные точки в колоннах расположены
по середине их высот. Тогда раму можно разбить по этажам (по нулевым
точкам) на ряд простых систем (фиг. 655). Для учета в каждой отдельной
системе всех вышележащих горизонтальных сил заменяем смежные части
рамы бесконечно жестким элементом, шарнирно соединенным с колоннами
в местах нулевых точек. Каждую элементарную систему решаем обычным
методом угловых деформаций и определяем значения углов поворота э и
Фиг. 655. Расчетная схема приближенного метода угловых деформаций
Решив таким методом каждую отдельную систему (для каждого этажа)
и составив их вместе, получаем значения изгибающих моментов для рамы
в целом, которые и принимаем при подборе сечений ригелей и колонн.
Полученные значения изгибающих моментов можно уточнить. Для этой
цели уточняют значения смещений ярусов основной расчетной системы
(рамы в целом), приняв углы поворота узлов основной системы равными
углам поворота узлов отдельных (поэтажных) систем, т. е. определяют
величины смещения и для фактической рамы по значениям у глов поворота =,
найденным прн решении отдельных систем.
Уточненное значение перемещения можно получить следующим путем.
Поперечная сила и колонне равна:
Q„ = л'" = ' (3=„ 3?п
Здесь Л1„ п /Цв - изгибающие моменты на нижнем и верхнем концах
колонии, определяемые но формулам:
/И], —- I (?ц | -тв 1“ I1)* J
где i = погонная жесткость стойки.
CS8 Оснозы расчет* стального каркаса многоэтажных зданий
Если разрезать раму на уровне любого яруса по нулевым моментным
точкам, то па основан .и условия равновесия можно написать:
Q=vir,
где v ____сумма внешних горизонтальных сосредоточенных нагрузок, цри.
ложенных к вышерасположенным ригелям.
Подставляя в это равенство значение Q из формулы (25.15) и решая
его, получим:
h v «7 3 Е С?в + <?„)'
2* Ei
(25.17)
Получив, таким образом, смещения всех ярусов, определяем концевые
юменты по’формулам (25.16), воспользовавшись полученными при расчете
элементарных систем значениями ср и уточнен-
•Риг. НЖ. К расчету решетча-
тых связей
ным значением р..
Значения изгибающих моментов, получен-
ные этим методом, очень близки к значениям
моментов, полученным обычными методами
строительной механики.
Возможны и другие приближенные методы,
в частности, методы, основанные на последова-
тельном приближении или нахождении жест-
кости для системы в целом. Подробно эти ме-
тоды излагаются в специальной литературе.
3. Расчет решетчатых связей
Системы решетчатых связей, представляю-
щих собой самостоятельные фермы (фиг. 607),
рассчитывают, как консольные фермы, защем-
ленные в фундаменте.
Системы решетчатых связей, связанных ре-
шетчатыми распорками и представляющих ре-
шетчатую раму, рассчитывают, пользуясь при-
ближенными методами. Для этого решетчатую
раму заменяют сплошной, ко горую рассчитывают
одним из вышеуказанных методов, и определяют
значения поперечных сил в нулевых моментных точках ригелей. Далее ре-
шетчатую раму расчленяют по нулевым моментным точкам в ригелях-распорках
на отдельные вертикальные фермы (фиг. 656) и прикладывают к каждой из них
внешние нагрузки и найденные значения поперечных сил в ригелях. Полу-
1енную таким путем вертикальную ферму рассчитывают, как обычную ста-
тически определимую систему.
§ 4. ВОПРОСЫ ОБЩЕЙ ЖЕСТКОСТИ КАРКАСОВ
1. Определение прогиба рам
Как для рамных, так и для стержневых систем ввиду пх многократно11
статической неопределимости определение величии прогибов достаточно
Пп?^ОеМКО днако ПРИ решении многоэтажной миогопролетиой рамы при
спянХННЬ1>1 '1СТ0Д0’1 угловых деформаций определение прогибов производи1111'
тельно просто, так как в процессе решения получаются значенн
Вопросы общей жесткости каркасов
689
прогибов о, = 6р.,Л; каждого этажа, которые, таким Образом, и оказываются
известными.
Полный прогиб верха рамы равен:
(25.18)
Во всех остальных случаях для упрощения выкладок приходится прибе-
гать к приближенным методам определения смешений.
Ниже изложен довольно удобный практический приближенный метод
определения прогибов.
Как следует из формул (25.16), сумма моментов на концах колонны
рамы яруса п (нижнем и верхнем) равняется:
Xi -|- = in (Зу„ Зув -|- 2]х„)
или. поскольку
S-u == 2аи;
<?в = 2ав;
где а и ф — истинные углы поворота и относительное смещение, то момент
в ярусе п:
МП = X + х = i„ (6аС + 6^—12.}„).
Сумма верхнего и нижнего концевых моментов для рамы, очевидно,
равна моменту от внешней нагрузки.
Х=Х+Х=— Х = — Qh,
и, следовательно, относительное смещение:
Л1" а" -1- а"
. Ю | н I в
?п — Г2Т„ ' ~
а абсолютный прогиб (при модуле упругости £=1):
, (=В+=В")ЛП
°" ТА —' 12|л + 2
12i„ Т-
(25.19)
где hn — высота яруса.
Для упрощения расчета смещение определяем для некоторой условной
комбинированной колонны, имеющей жесткость, равную жесткости всех
колонн яруса, и частично защемленной ригелями у каждого яруса.
Тогда первый член в выражении для смещения любого л-го яруса можно
написать в виде:
At" h
‘"af'n (25.20)
12 \ in
где M^,==V)V7z равно произведению суммы ветровой внешней нагрузки
иа высоту этажа.
Средние углы поворота двух концов каждого яруса условной колонны
можно приравнять углу поворота ригеля. На этом основании величины ОсР
лучше определять для ригелей, с тем чтобы получить более точные зна-
чения.
Предполагая нулевую точку ршеля по середине его длины, получим
угол поворота ригеля:
И. С. Стре.1сщ:пП
Оснп-ь, рапета стального каркаса многоэтажных зданаД
Вопросы общей жесткости каркасов
Ввиду- того что все средние стойки защемлены ригелями с двух сторон,
принимаем для комбинированной суммарной колонны нс 1<р, а2\(р, тогда
Л1„
aP~12Y,Tp’ (25.21)
где Л?р — момент в ригеле;
if=J—погонная жесткость ригеля.
Очевидно, что
Л?р = М;-|-МЛ (25.22)
где М"— верхний момент в стойке л-го яруса;
Л-f"1'—ннжний момент в стойке яруса л-j-!.
Поскольку
л£+‘ +<'= <н = 2 «w„+1.
то, очевидно, задача сводится к распределению известного внешнего вет-
рового момента для каждого яруса на верхние и нижние концевые моменты
комбинированной колонны. Это распределение, очевидно, зависит от отно-
шения погонных жесткостей ригелей яруса п к погонным жесткостям при-
мыкающих к ни.м колонн:
(25.23)
С вполне достаточной точностью (порядка 5-4-1О°/о) можно принять, что
концевые моменты находятся в отношении:
что дает:
(25.24)
Очевидно, что для абсолютно жестко защемленной колонны нижнего
этажа внешний ветровой момент можно распределить, принимая положение
нулевой моментной точки на расстоянии от -| h до 7-h от нижней заделки.
Таким образом, зная значения Л4„ и Л4„ для всех ярусов, легко полу-
чить /ир, цср и, наконец, вп по формуле:
[ °ср^(1
12Е /Г •
(25.25)
“"sFr- • якЕЛЗЗДагг ,s~s, р™ *
SSiTaSSS
W X I О щ 236 576 897 Я О о 3 498
1 = СО 801 120 ю со ю
5, 200 468 LLL 3 00 400
формула (.25.2'11 21,8 77,5 156,5 232,0 200 0
СП 450 1 600 3 230 4 780 4 140
Л1в и Л1н в кгм 450 350 1 250 1 150 2 080 1 920 2 860 2 740 1 400 5 800
инешнин ветровой момент 2 Wh в кгм 800 2 400 4 000 5 600 7 200
200 600 1 000 1 400 008 1
Распреде- ление вет- ровых моментов 0,56 0,44 0,52 0,48 0,52 0,18 0,51 0,49 0,20 0,80
t Формулы (25.24) 1,145 0,916 0,641 0,595 0,519 0,489 0,437 0,415 8 ег
формула (25.23; 1 СО С7 Ю С -г о 0,183 0,153 0,131 со
й Ч. ? ? X Q со со ео со со u
я Ю 11,25 11,25 8
высота этажей h в м 4,00 8 4,00 4,00 в
С-Т.'ЖИ Ю со СМ -
692
Основы расчета стального каркаса многоэтажных зданий
Иитеоеспо отметить при этом, что верхний концевой момент относится к ннж-
нему прХизительно, как 1/17, мы же приняли 1/4; несмотря на такое песоответ.
ствие Нрсэтльтат получился с вполне приемлемой для практических целей ошибкой.
Полный прогиб £v8z = 3498; по точному методу £^,. = 3410.
Как видим, ошибка очень мала.
Болес приближенное значение прогиба рамы, но зато более быстрым
путем можно получить по формуле, предложенной инж. П. П. Домср-
тиковым:
/=B.+s,=>.a^?V2‘!4i+
+4-2t?H2v<i“z'+s"!''*'’’ <2И6>
Где п — число колонн в рассматриваемом ярусе.
Этим способом целесообразно пользоваться при распределении усилий
между связями, а также при эскизных расчетах.
Пример 2. Для рамы, рассмотренной в предыдущем примере (фиг. 653), опреде-
лим прогиб по формуле (25.26).
Количество стоек п = 3; число ригелей — 2;
3,44
'р— 4
= 0,86.
„ 3 Г /200 200 + 400 200 + 2 - 400 . 200 + 3 • 400
= 247^Г [4- 2,5 +-------2Д~ +--------3J5-----+ 3,75“~
200 + 4 • 400'
5
= 650;
1 Г 4’
£3Р=242 I (200 + 200 + 200 + 400) + (200 + 400 + 200-|-2 • 400) +
+ (200 + 2 - 400 + 200 + 3 • 400) +(200 + 3 • 400 + 200/-4 - 400) j =3140;
£/=650 + 3 140 = 3 790.
По точному методу £/= £4С+ £ор = 3 410, т. е. расхождение составляет ~8,5"/0-
2. Определение перекоса панелей
Угол перекоса панелей каркаса определяется для проверки прочности
заполнения, а также для проверки перекоса перекрытий и степ.
При проверке прочности заполнения перекос можно представить как
алгебраическую сумму трех углов:
Ф — фи -г фл’ -[-фр,
(25.27)
где фи — угол сдвига панели, возникающий вследствие изгиба рамы;
здесь прогиб рамы в пределах панели, полученный по формуле (25.25)
(фиг. 657, а);
I Е\Е ~ Г I ~i Угол наклона ригеля, вызванный воздев
ствием продольных сил, возникающих п результате изгиба рамы
Вопросы общей жесткости каркасов
6<в
(фиг. 657, б)', фр — ---угол наклона ригеля, вызнанный воздействием не-
одинаковой нагрузки на соседние колонны (фиг.
657, в);
Д — разность укорочений смежных колонн по всей их
длине.
Очевидно, что перекос напели от нагрузки па колонны следует учиты-
вать только в том случае, если укорочения соседних колонн будут неоди-
наковы.
Раздел V. ЛИСТОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Глава XXVI
ОСНОВЫ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Листовые конструкции представляют собой плотно-прочные оболочки,
состоящие в основном из стальных листов и служащие для хранения, пере-
грузки, транспортировки или переработки жидких, газообразных и сыпу-
чих веществ.
Номенклатура листовых конструкций может быть представлена в сле-
дующем виде:
1) резервуары для хранения различных жидкостей (нефтепродуктов,
воды, масел, спирта и пр.);
2) газгольдеры для хранения и выравнивания состава газов;
3) бункеры и силосы для хранения и перегрузки сыпучих тел (руды,
угля, кокса, флюсов, цемента, песка и пр.);
4) трубопроводы большого диаметра (d^0,6 м) для транспортировки
воды, газа, торфяной массы и т. п., используемые в водопроводных со-
оружениях, теплоэлектроцентралях, гидроэлектрических станциях, металлур-
гических, коксохимических, торфодобывающих и иных предприятиях;
5) листовые конструкции черной и цветной металлургии, химической,
нефтяной и других видов промышленности — домны, воздухонагреватели,
пылеуловители, дымовые трубы и т. п.
По условиям работы листовые конструкции разделяются на наземные и под-
земные, наливные и работающие под давлением, находящиеся под действием
высокой, нормальной и низкой температуры, работающие на статическую
и ударную нагрузки и т. д.
§ 2. ОСОБЕННОСТИ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Листовые конструкции представляют собой сплошные тонкостенные про-
странственные конструкции — цилиндрические, конические, сферические п
тому подобные оболочки, что обусловливает их двухосное напряженное
состояние.
Последнее изучалось многими советскими исследователями (акад. Б. Г. Га-
леркин, В. 3. Власов, А. И. Лурье, В. В. Новожилов, А. Л. Гольденвей-
зер и др.).
Эти исследования показали, что напряженное состояние любой упругой
тонкой оболочки может быть разложено на: 1) безмомснтное состояние,—
когда равновесие оболочки определяется только напряжениями, равномерно
распределенными по ее толщине; 2) моментное состояние, — когда учиты-
вается неравномерное распределение напряжений по толщине лис га; 3) крае-
вой эффект, — когда учитывается влияние моментов, проявляющихся в со-
Особенности листовых конструкций
695
пряжениях оболочек листовых конструкций, в местах защемления или при
изменении толщины листов.
При расчете листовых конструкций решающую роль обычно играет без-
моментное напряженное состояние.
Моментное напряженное состояние может иметь практическое значение
при расчете длинных цилиндрических оболочек, работающих на несиммет-
ричную нагрузку (например, трубопроводов большого диаметра, работаю-
щих на гидростатическое давление; силосов, работающих на ветровую на-
грузку и т. п.) и в некоторых других случаях.
В сопряжениях различных оболочек (если касательные к меридианам
соединяемых оболочек в месте их примыкания не совпадают), при измене-
нии толщины листов или в защемлении оболочек у жестких колец возни-
кают местные напряжения краевого эффекта, быстро затухающие при уда-
лении от края (поэтому такое напряженное состояние и называется краевым
эффектом). Эти напряжения необходимо учитывать при проектировании
листовых конструкций.
Влияние краевого эффекта было подробно изучено советскими учеными —
И. Я. Штаерманом, П. Л. Пастернаком, А. Л. Гольденвейзером, Ю. Н. Ра-
ботновым и др.
Огромный вклад в развитие листовых конструкций внес выдающийся
инженер-коиструктор, изобретатель и исследователь, почетный академик
Владимир Григорьевич Шухов (1853—1939 гг.).
Он впервые построил круглые стальные резервуары для хранения нефти
и нефтепродуктов (1878 г.) и разработал метод определения оптимальных
размеров вертикальных цилиндрических резервуаров с плоским днищем и
конической кровлей. В конструкциях подобных резервуаров большой емко-
сти В. Г. Шухов впервые предложил изменять толщину стенки корпуса
по высоте, благодаря чему удалось сэкономить значительное количество
стали.
По проекту и под руководством В. Г. Шухова построен первый нефте-
провод Балаханы — Баку в 1878 г.
В 1884 г. опубликована работа В. Г. Шухова „Нефтепроводы п их при-
менение в промышленности", в которой излагаются вопросы расчета нефте-
проводов и выбора экономически целесообразных вариантов транспорта
нефти. Эта работа и до настоящего времени используется во всем мире при
проектировании нефтепроводов.
Для транспортировки нефтепродуктов водным путем В. Г. Шухов пер-
вый предложил и построил железные нефтеналивные баржи с переборками
вместо сухогрузных судов с бочками, применявшихся ранее.
В. Г. Шуховым изобретен ряд оригинальных листовых конструкций,
получивших широкое распространение. К ним относится водотрубный котел
его системы, крайне простой и удобный в эксплуатации.
В металлургии В. Г. Шухов создавал доменные печи и воздухонагрева-
тели. Нефтяная промышленность получила от него резервуары, нефтепро-
воды и танкеры.
В. Г. Шухов изобрел и построил много водонапорных башен, бункеров,
силосов. Для химиков он создавал газгольдеры, для теплотехников —
паровые котлы, для судос гроптелей — иловучис ворота сухих доков. В каждом
из этих творении В. Г. Шухова в области листовых конструкций сверкает
замечательный талант новатора.
В 188(1—1890 гг. В. Г. Шухов разработал и запатентовал принципы и
основную аппаратуру промышленного крекинг-процесса, ио его идея ока-
залась слишком смелой для времени своего возникновения, когда бензин не
Основы листовых конструкций
696
имел еще широкого применения. Только при советской власти В. Г. Шу-
хов получил возможность со всей полнотой осуществить свою замечатель-
ную идею.
В 1929 г. он разработал и осуществил первый советский крекпиг-завод,
состоящий в основном из листовых конструкций, лучший по простоте обо-
рудования и качеству получаемого бензина — „Советский крекинг Шухова
для жидкой и паровой фазы*.
Творчество В. Г. Шухова вызвало развитие ряда разделов прикладной
науки: теории вязкой жидкости, теории прочности и устойчивости простран-
ственных упругих систем и др.
Основной особенностью листовых конструкций является необходимость
иметь не только прочные, но и плотные (непроницаемые) соединения листов.
Характерное отличие листовых конструкций — большая протяженность со-
единений; так, например, в сварных листовых конструкциях малой и средней
толщины на I т стали обычно получается 304-50 пог. м швов против
154-25 м в обычных строительных конструкциях.
При изготовлении листовых конструкций применяются вальцовка, штам-
повка, выбивка по поверхности двоякой кривизны, отбортовка листов и
другие операции, не имеющие места при изготовлении обычных строитель-
ных конструкций.
Листовые конструкции делаются из стали марки Ст. 3, удовлетворяю-
щей требованиям ГОСТ 380-50 по группе А (см. главу 11, § 3).
Сталь для сварных листовых конструкций должна, кроме того, удовле-
творять требованиям группы Б по содержанию углерода, серы и фосфора.
Применение кипящей конверторной стали для сварных листовых конструк-
ций запрещается.
Сварка в листовых конструкциях дает больший экономический эффект,
чем в прочих типах стальных конструкций.
Это объясняется необходимостью весьма частого размещения заклепок
в листовых конструкциях для обеспечения непроницаемости соединений,
наличием относительно широких перекрышек и накладок, а также значи-
тельно большей сложностью выполнения клепаных листовых конструкций
по сравнению со сварными. Поэтому почти все листовые конструкции в на-
стоящее время делаются сварными.
Негабаритные листовые конструкции собирают и сваривают на строи-
тельной площадке; это заставляет предусматривать при их проектировании
и изготовлении специальные сборочные приспособления, обеспечивающие
точность и быстроту монтажной сборки (см главу VII, § 6), а также спе-
циальные типы горизонтальных и вертикальных швов, обеспечивающие удоб-
ство монтажной сварки.
§ 3. СОЕДИНЕНИЯ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Принципиальное отличие швов листовых конструкций от соединений
о ычиых строительных конструкций заключается в том, что они должны
быть не только прочными, по и плотными (непроницаемыми).
1. Сварные соединения
В сварных листовых конструкциях применяются соединения встык, встык
с накладками, внахлестку и впритык.
Н^Сюлее Ренальным типом рабочего сварного соединения листов
является шов встык, выполненный автоматическим способом или вручную
Соединения листовых конструкций 697
качественными электродами. Стыковые швы габаритных листовых конструк-
ции проектируются обычных сечений (см. главу IV, § 3).
Стыковые швы негабаритных листовых конструкций для обеспечения
удобства монтажной сварки выполняются по фиг. 658.
Соединение встык с накладками не может быть рекомендовано из-за
значительного • увеличения протяженности швов и повышения усадочных
напряжений, могущих принести к образованию трещин.
Применение соединения внахлестку может быть оправтано в случаях
сварки тонких листов, главным образом, когда сплошные швы накладываются
с одной стороны (в нижнем положении), иаг.ример, для плоского днища
(8 = 4-г-6 мм), кровли (8 = 2 ч-4 мм) и кольцевых сопряжений стенки
(8 = 4-5-8 мм) негабаритных листовых конструкций.
Соединение впритык применяется прн сопряжении корпуса вертикаль-
ного резервуара с его плоским днищем и в других аналогичных случаях.
При ручной сварке все соединения листов следует осуществлять каче-
ственными электродами н применять повышенные методы контроля швов.
Тогда расчетное сопротивление шва встык может быть принято равным рас-
четному сопротивлению основною металла (см. главу IV, § 4).
2. Заклепочные соединения
Диаметр заклепок для листовых конструкций определяется по эмпири-
ческой формуле:
т/„ = /58 — а, (26.1)
где d0 — диаметр поставленной заклепки в с.и;
о — толщина листа в си;
а — величина, зависящая от типа соединения: для швов внахлестку
а — 0,4 с.и; для швов впритык а = 0,6 сч.
Полученный по формуле размер округляется до ближайшего стандарт-
ного диаметра поставленной заклепки.
Образование заклепочных отверстий в листовых конструкциях чаще
всего производится сверлением (или продавливанием) на проектный диаметр»
поскольку шаги заклепок обычно диктуются условиями непроницаемости
шва, а нс его прочности. При изготовлении оболочек двоякой кривизны
(куполов воздухонагревателей и пр.) отверстия сверлят или продавливают
па меньший диаметр до штамповки листов с рассверловкой на проектный
диаметр после окончания контрольной сборки конструкции; это необходимо
для обеспечения точности и быстроты монтажа.
Плотно-прочные заклепочные соединения могут быть двух типов, вна-
хлестку (фиг. 659) и встык (фиг. 660).
Коэффициентом прочности шва 9 называется отношение прочности по шву
к прочности цельного металла:
а — Ал
(26.21
где а — iIiar заклепок;
rf<i-—диаметр отверстия.
Коэффициент прочное i n заклепочных швов внахлестку весьма низок
(9=0,67 0.73)- иоэюму такой тип соединения применяется для нерасчет-
ных и слабо напряженных шпон. При высоких напряжениях в листах в на-
правлении, перпендикулярном проектируемому шву. применяются соединения
<3
Соединения листовых конструкций 699
встык (фиг. 660), имеющие коэффициент прочности шва ф== 0,75 4-0,93.
Меньшие значения коэффициента прочности относятся к двухрядным швам,
большие— к четырехрядным.
Узкая накладка в трех- и четырехрядных швах всегда располагается
с наружной стороны конструкции. Толщина этой накладки принимается рав-
ной ~ 0,7 толщины листа.
Расстояние между рядами заклепок принимается: для двухрядных швов
внахлестку е = 0,6а, встык — е — 0,5 а; для трех- и четырехрядных швов
встык — по фиг. 660, б и в.
Расстояние от крайней риски до кромки листа или накладки принимается
равным:
д, = 1,5</€-|-0,Зг, (26.3)
где df> — диаметр поставленной заклепки;
6 — толщина листа.
Последнее слагаемое в формуле (26.3) добавляется на чеканку кромок.
Глава XXVII
РЕЗЕРВУАРЫ
§ 1. НОМЕНКЛАТУРА РЕЗЕРВУАРОВ
Фиг. 651. Каплевидный резервуар
По своей форме резервуары делятся на следующие основные группы:
1) вертикальные цилиндрические резервуары: с плоскими днищами и
с пространственными днищами;
2) горизонтальные цилиндрические резервуары: с плоскими днищами и
с пространственными днищами.
Область применения вертикальных резервуаров: базисные н расходные
склады жидкого горючего; водоснабжение населенных мест, промышленных
предприятий и железнодорож-
ных станций; склады химика-
тов и т. п.
Область применения го-
ризонтальных резервуаров:
нефтебазы МТС и совхозов;
бензипохраннлища моторных
заводов и аэродромов; пнев-
матическое водоснабжение и
т. п.
Негабаритные резервуары,
как правило, делаются верти-
кальными; габаритные резер-
вуары обычно осуществляются
горизонтальными.
В целях борьбы с потерями
светлых нефтепродуктов н дру-
гих летучих жидкостей от испа-
рения при хранении в последнее время начинают применять новые кон-
структивные формы резервуаров постоянного объема: шаровые — для
хранения сжиженных газов под давлением 2-4-6 кг1слР, каплевидные1
(фиг. 661)—для хранения светлых нефтепродуктов под давлением 0,44-
0,6 кг)см* и др.
Обычные вертикальные цилиндрические резервуары с конической кров-
лей и плоским днищем (ГОСТ 2486-51) по условиям прочности ис допу-
скают повышения давления более 0,02 кг/см2 вод. ст. и образования вакуума 2
1 В СССР первый каплевидный резервуар емкостью 2 000 ч3 построен в 1947 г.
,1° ”РрСК‘У инженеров С. И. Веревкина и Г. М. Чичко (Цептроспспсгройпроскт).
Вакуум (разрежение) возникает при охлаждении жидкости п резервуаре, вслед-
ствие конденсации .паров, а также при выпуске жидкости.
Вертикальные цилиндрические резервуары с плоским днищем
701
более 0,0025 кг/см2 вод. ст. Так как упругость паров большинства светлых нефте-
продуктов при обычных температурах значительно выше давления 0,02 кг/см2
вод. ст., то при нагревании и охлаждении жидкого горючего в течение су-
ток возникает непрерывная циркуляция паров нефтепродукта и воздуха
через предохранительные клапаны, которыми оборудуется крыша резер-
вуара. Такое испарение приводит нс только к количественной потере, но
и к ухудшению качества светлых нефтепродуктов — уменьшению их окта-
нового числа вследствие выхода наиболее ценных летучих фракций.
Для сокращения потерь светлых нефтепродуктов от испарения приме-
няются каплевидные резервуары 1.
Каплевидный резервуар имеет очертание капли жидкости, лежащей на
несмачиваемой плоскости (фиг. 661). Такой резервуар является равнопроч-
ной конструкцией в условиях основного расчетного режима давления жидко-
сти и паров и, удерживая пары от рассеивания в атмосфере, позволяет
значительно уменьшить потери от испарения светлых нефтепродуктов.
Изготовление и монтаж резервуаров двоякой кривизны, какими являются
каплевидные резервуары, по сравнению с цилиндрическими резервуарами
значительно сложнее и дороже, чем объясняется сравнительно редкое их
применение.
Чем выше упругость паров нефтепродуктов, чем южнее расположен ре-
зервуар н чем меньше оборачиваемость продукта, тем более эффективно
хранение жидкого горючего под давлением, равным наибольшей упругости
его паров, и тем обоснованнее применение каплевидных резервуаров.
§ 2. ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ С ПЛОСКИМ
ДНИЩЕМ
I. Общая характеристика и основы расчета
Вертикальные резервуары, возводимые непосредственно на земле, де-
лают преимущественно цилиндрическими с плоским днищем. Основанием
такого резервуара служит песчаная подушка толщиной у края 200-F350 мм
(над поверхностью земли).
Подушка должна быть спланирована с подъемом к центру в !/200 диа-
метра резервуара. Глубина подушки определяется в зависимости от мест-
ных грунтовых условий.
Рассматриваемый тип резервуаров чаще всего используется для хране-
ния нефтепродуктов. Высота стандартных резервуаров изменяется от 5,51
до 12,53 лг, диаметр — от 5,33 до 33,35 л.
Основными элементами вертикального резервуара (фиг. 662) являются
днище, корпус н покрытие. Оборудование резервуара состоит из арматуры
(устройства для налива, замера и выпуска жидкости, а также предохрани-
тельные приспособления) н приспособлений для очистки и осмотра (лест-
ницы, световой люк, замерный люк, лаз). Корпус резервуара для защиты
от воздействия статического электричества должен быть заземлен.
В настоящее время вертикальные резервуары любой емкости выпол-
няются сварными.
Главным расчетным элементом вертикального резервуара является кор-
пус, так как днище, покоящееся на песчаном основании, испытывает нсзиа-
1 Г. М. Чичко, Расчет каплевидных резервуаров н выбор системы опирания кор-
пуса, Гостоптсхиздат, 1У51.
Резервуары
чительные напряжения и толщина его диктуется удобством и надежностью
сварки, а также сопротивлением ржавлению под действием почвенной
влаги.
Стенка корпуса состоит из ряда поясов, высота каждого из которых
равна ширине листа.
Наименьшая толщина листов корпуса и днища принимается равной 4 мм.
Для удобства заказа металла,
.Настал покрытия
Металлическая
лестница
Обвязочный
уголок
Лаэ
Днище
изготовления и монтажа все листы стенки
корпуса и днища стандартных
резервуаров приняты размерами
1 400 X 200 мм независимо от
толщины стали.
При наполнении резервуара
жидкостью в стенке корпуса
возникают растягивающие напря-
жения, направленные горизон-
тально по касательным к окруж-
ности (фиг. 663).
Рассматривая равновесиеколь-
ца высотой dx, расположенного
на глубине х, получим:
Световой
| ЛЮИ.
Корпус с соединением
поясов внахлестку
2Тх—2<к- dx — px2r dx—
— ‘2x(rdx, (27.1)
Песчаная-
подушка
где о — толщина стенки резер-
вуара;
у—-объемный вес жидко-
сти;
рх = ху—гидростатическое дав-
ление на глубине х ог
поверхности жидкости;
г — радиус корпуса.
Отсюда находим растягиваю-
щее напряжение в стенке резер-
вуара, вызываемое давлением
жидкости:
а = ^. (27.2)
Формула расчета стенки по предельному состоянию:
пх-^г mRc,
(27.3)
где п — коэффициент перегрузки, принимаемый для жидкостей равным 1,1;
т — коэффициент условий работы, принимаемый для корпуса резервуа-
ров равным 0,8;
R — расчетное сопротивление сварного шва растяжению.
При расчете по допускаемым напряжениям величина напряжения, вычис-
ленная по формуле (27.2), не должна превышать допускаемого напряжения
для сварного шва на растяжение.
Объемный вес нефтепродуктов при расчете корпуса резервуара обычно
принимается у = 0,0009 кг/см2.
Корпус рассчитывается в предположении наполнения резервуара жидко-
стью доверху.
Вертикальные цилиндрические резервуары с плоским днищем
703
Толщину листов каждого пояса корпуса определяют, принимая глубину х
в расчетной формуле равной расстоянию от поверхности жидкости до ниж-
него края рассматриваемого пояса.
Фиг. 663. К расчету стенки корпуса вертикального резервуара
Вертикальные цилиндрические резервуары могут быть двух видов:
1) резервуары с постоянной толщиной стенки, т. е. резервуары малой
емкости, у которых расчетная толщина стенки 6^4 мм (наименьшая тол-
щина стенки, практически принимаемая по условиям коррозий и изготовле-
ния);
2) резервуары с переменной толщиной стенки, т. е. резервуары боль-
шой емкости, у которых о ^4 мм.
2. Установление
наивыгоднейших размеров резервуаров
Впервые этот вопрос исследовал В. Г. Шухов который показал, что
резервуар со с генкой постоянной толщины имеет наименьший вес, если вес
днища и покрытия вдвое меньше веса стенки, а резервуар со стенкой пе-
ременной толщины получается наиболее экономичным, если вес дннша и
покрытия равен весу стенки.
Объем стали в резервуаре со стенкой постоянной толщины:
Q = + (27.4)
Здесь первый член выражения представляет собой объем стали днища
и покрытия, а второй-—объем стали, идущей на стенку; строительный ко-
эффициент сварных резервуаров может быть принят равным единице;
г—радиус корпуса;
Д— сумма толщины днища и приведенной толщины покрытия (с учетом
каркаса);
Н— полезная высота резервуара (высота корпуса);
о — толщина с гонки.
/ V
Подставляя в уравнение (27.4) г = |/ ~(где V— емкость резервуара)
и приравнивая первую производную от Q по Н пулю, получим значение
оптимальной высоты резервуара со стенками постоянной толщины:
(27.5)
' В. Г. Ill v хи в, Механические сооружения нефтяной промышленности, „Инл>
ПСр\ Т. Ill, KIL л, 1SSJ.
Резервуары
Аналогичным путем В. Г. Шухов нашел наивыгоднейшую высоту резер-
вуара со стенкой переменной толщины:
Яопт = }ЛИ^*. (27.6)
гдс га]_допускаемое напряжение сварного шва на растяжение;
Y — удельный вес жидкости в кг/см\
Из формулы (27.6) видно, что при слабо меняющемся значении Д опти-
мальная высота остается практически постоянной; это получается в резер-
вуарах больших емкостей, которые имеют высоту около 12,5 м и состояг
из девяти поясов.
Наибольшее значение емкости резервуара, для которого применима
формула (27.5): _____
VM„c = rf«|/TE (27.7)
или по методике предельного состояния:
= (27.7-)
При большей емкости следует пользоваться формулой (27.6).
Полученную по формуле наивыгоднейшую высоту резервуара округляют
до размера, кратного ширине листов. При отклонении высоты корпуса от
ее оптимальной величины до 15% вес резервуара изменяется мало.
Расход стали в стандартных вертикальных цилиндрических резервуарах
для нефтепродуктов составляет от 17 до 46 кг на 1 лг3 емкости, умень-
шаясь с увеличением объема резервуара.
Выбор емкости хранилища и количества резервуаров на складе жидкого
горючего зависит от общего объема нефтепродуктов различных сортов,
степени оборачиваемости продукта (частоты слива-налива), надлежащего
рассредоточения резервуаров из условий пожарной безопасности и т. п.
Вертикальные резервуары следует строить наибольшей возможной при
данных условиях емкости, так как при этом уменьшается вес конструкции,
упрощаются изготовление, монтаж и оборудование резервуаров, а также
сокращается площадь застройки.
3. Конструкции резервуаров
Каждый пояс корпуса резервуара составляется по длине из нескольких
листов. Вертикальные стыки этих листов между собой осуществляются
сваркой встык, а горизонтальные (кольцевые) стыки смежных поясов —
встык (фиг. 664, а) или внахлестку (фиг. 664, б), В последнем случае пояса
располагаются телескопически для возможности наложения всех наружных
кольцевых сплошных швов в нижнем положении (сверху вниз); при этом
внутренние кольцевые швы делаются прерывистыми, толщиной 4-1-6 -И-ЛО
с длиной шпонки 100 мм и просветом между шпонками 3004-400 мм, по-
скольку эти швы являются потолочными и нерасчетными (вся нагрузка от
покрытия, снега, термоизоляции, вакуума и веса вышерасположенных поясов
корпуса передается на наружные сплошные швы).
* При расчете по предельному состоянию //опт =
Вертикальные цилиндрические резервуары с плоский днищем
705
о
Сплошной
шоб ч
1
При необходимости иметь в соединении поясов внахлестку оба кольце-
вых шва сплошными (например, в резервуарах для сернистой нефти) целе-
сообразнее сваривать пояса встык
(фиг. 664, а).
Стыки листов смежных поясов рас-
полагаются вразбежку; расстояние
между этими стыками принимается не
менее 500 мм.
Днище резервуаров выполняется из
листов толщиной 4-ь8 мм.
Конструкция днища должна обес-
печивать возможность его сварки без
коробления и образования трещин.
Листы днища, примыкающие к стен-
ке, обрезают по окружности (фиг.
665, а).
В резервуарах большой емкости
в днище снаружи располагают листы,
обрезанные с внешней стороны по
окружности, а с внутренней стороны и
по коротким сторонам—по прямой (фиг.
665, б). Эти детали называются сегмен- Фиг. 664. Сопряжение поясов корпуса
тами и делаются толщиной 6-5-8 мм. резервуара
Опыт последних лет показал, ЧТО а —встык; (У —внахлестку
в стыках сегментных листов при свар-
ке иногда возникают значительные напряжения, приводящие к образо-
ванию трещин. Замена сегментов простыми окрайками (фнг. 666) позволяет
уменьшить усадочные нанряжепня.
Применение раскроя днища без окраек при диаметре резервуара более
10 м нецелесообразно, так как во время приварки нижнего пояса корпуса
Лрер&Ьист&й
шоб
Фиг. 665. Днище резервуара
а —с крайними листами, обрезанными по окружности; б — с сегментами
к ранее сваренному днищу может произойти коробление днища (вследствие
значительной усадки кольцевых швов).
Конструкция дщнца с окрайками дает возможность заранее сварить сред-
нюю часть днища, затем приварить нижний пояс корпуса к сваренным
между собой окрайкам и только после этого произвести сварку средней
части днища с кольцом, состоящим из окраек (фиг. 660).
II. С. Стрелецкий
706
Резервуары
При такой конструкции и последовательности сварки усадочные напря-
жения и деформации имеют наименьшую величину.
С целью ускорения монтажных работ все листы средней части днища
соединяют по коротким и длинным сторонам —— п—
Лопергчньяскрсйки
внахлестку. Для получения
гладкой поверхности, на ко-
iVsman
Фиг. 666. Днище резервуара с простыми окрайками
1 этап — сварка поперечных швов средней части
днища;
И » —сварка окраск;
Ш , — сварка продольных швов средней части
днища;
IV „ — приварка стеики корпуса к окрайкам;
V _ —сварка окраек со средней частью днища
торую должен устанавли-
ваться нижний пояс корпуса,
листы днища у его краев
соединяются встык, как по-
казано на фиг. 667: угол
листа I вырезается по ли-
нии abc и край листа оса-
живается молотком до сов-
падения кромок обоих ли-
стов на участке а—Ь.
Днище резервуара весьма
рационально собирать не-
посредственно на песчаном
основании. Это позволяет
уменьшить протяженность
сварных швов днища, исклю-
чить потолочную сварку и
снизить усадочные дефор-
мации (вследствие актив-
ного отвода тепла).
Сопряжение днища с кор-
пусом следует осуществлять
впритык двумя сплошными
кольцевыми швами (фиг.667).
действующий! у сопряжения
Изгибающий момент краевого эффекта,
стенки резервуара с днищем, в предположении жесткой заделки можно вы-
разить следующим образом:
Фиг. 667. Конструкция крайней части днища
у примыкания корпуса
Фиг. 668. Эпюра напряжений крае-
вого эффекта в стейке резервуар*
вертикальные цилиндрические резервуары г плоским днищем
707
где
7 — удельный вес жидкости;
Н—высота корпуса;
г —- радиус резервуара;
8—толщина стеики;
)i коэффициент Пуассона.
Местное напряжение в стенке у примыкания корпуса
к днищу
М___ОМ Щг
W —у-”»1.»
(27-9)
не должно превышать расчетного сопротивления стали растяжению /?. При
учете развития пластических деформаций напряжения краевого эффекта
могут быть допущены более высокими (с превышением до 50%).
Местное напряжение в сварных швах, прикрепляющих стенку к днищу:
= (27.Ю)
должно быть меньше расчетного сопротивления соединения угловыми швами
срезу Rcp. Момент сопротивления сечения швов У7Ш следует определять.
Фиг. 669. Конструкция полотого кониче-
ского покрытия резервуаров емкостью
ion :-7оо м»
Фнг. 670. Конструкция пологого кониче-
ского покрытия резервуаров емкостью
1 0004-10000 и3
исходя из момента инерпип двух шнов. т. е. двух прямоугольников шири-
ной I < .w и высотой 0,7 h каждый, относительно оси стенки.
Эпюра напряжений краевого эффекта, возникающих в стенке резервуара,
изображена па фиг. 668.
708
Резервуары
Покрытия резервуаров для нефтепродуктов обычно устраиваются кони-
ческими с пологим уклоном, равным 1/20, и состоят из настила кровли и
поддерживающего его каркаса. Для устройства настила кровли резервуаров
применяются листы толщиной 2,5 мм, которые соединяются внахлестку.
И Настил кровли соединяется со стенкой корпуса при помощи обвязоч-
ного уголка (фиг. 662) сечением 50X5 :-75 Xй (в зависимости от диа-
метра резервуара); этот уголок располагают снаружи корпуса, чтобы не
приходилось гнуть уголок „на перо" (см. главу VII, § 5).
Для каркаса покрытия резервуаров применяются безраспорные конструк-
ции: шпренгели с радиальными прогонами и балками (фиг. 669) при малых
диаметрах резервуаров и полуфермы с прогонами и радиальными балками
(фиг. 670) — при больших. Фермы каркаса кровли соединяются с корпусом
прн помощи опорных стоек, привариваемых к стенке корпуса.
Связи каркаса покрытия выполняются из одиночных уголков. Настил
кровли опирается на радиальные балки и прогоны и приваривается к ним
и к обвязочному уголку.
Раскрой листов кровли предпочтительнее полосовой (фиг. 669 и 670),
так как секторный раскрой увеличивает протяженность швов и количество
отходов.
Расчетные нагрузки на покрытие резервуаров принимаются следующие:
1) снеговая нагрузка — 504-200 кг/м\
2) вес термоизоляции — 30 кг/м* *',
3) вакуум — 25 кг/м'1",
4) вес листового настила — 25 кг/м*',
5) вес каркаса покрытия — 30 кг/м2.
С целью автоматизации сварки негабаритных резервуаров Институт
электросварки им. Е. О. Патона АН УССР предлагает применять так назы-
ваемые рулонные резервуары, стейка и днище которых свариваются иа за-
воде сварочными тракторами и перевозятся иа место монтажа свернутыми
в рулоны ’.
Подземные вертикальные резервуары для нефтепродуктов целесообразно
делать металлобетонными (стальные обетонированные резервуары) или желе-
зобетонными с металлической облицовкой 2.
§ 3. ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ
С ПРОСТРАНСТВЕННЫМ ДНИЩЕМ
1. Общая характеристика
Для водоснабжения населенных мест, промышленных предприятий и желез-
нодорожных станций применяются резервуары (баки), помещаемые на стволах
водонапорных башен. Подобные сооружения используются также в каче-
стве уравнительных башен, располагаемых у нижнего конца деривацион-
ного трубопровода гидроэлектрической станции с целью смягчения гидрав-
лического удара. Водонапорные башни служат для обеспечения требуемого
давления в сети в часы максимального расхода и во время остановки работы
насосов, а также для создания потребного запаса воды.
1 Г. В. Раевский, Два направления в применении автоматической сварки для
изготовления негабаритных нефтерезервуаров, „Автоматическая сварка" №5(14),
изт. АН УССР, Киев, 1950.
• В. А. бунчук, К вопросу о снижении стоимости и экономии металла в строи-
тельстве резервуаров, „Строительство" № II, 1951.
Фиг. 67L Схемы пространственных днищ резервуаров
о — едлипсоидальнее, 6 — сферическое; н — коническое: г — сферо-коническое; J — и? цилин-
дрических лепестков
710
Резервуары
Высота башни, определяющая напорный уровень воды, а также емкость
оезервуара назначаются в соответствии с общим проектом водоснабжения
объекта или проектом гидроэлектрической станции
Емкость резервуаров на башнях изменяется от 100 до 3 000 м при вы-
соте ствола башни от 10 до 45 м. диаметре бака —5 4-21 м, высоте бака —
ы 1 . 1 *J 1, tl ТП ЯПHlUr.
J0500
TpfSoZH
ipwoze
Фиг. 672. Бесстоечная водонапорная башня
20000
4-Н12 лг и толщине ли-
стов— 5-=-12 мм.
Днище бака не следует
делать плоским, так как та-
кое днище требует устрой-
ства тяжелой балочной клет-
ки, сильно затрудняющей
осмотр и ремонт днища в
течение срока службы ре-
зервуара.
Кроме того, плоское
днище не обеспечивает сто-
ка осадков и вызывает бо-
лее интенсивное ржавление
стали.
Пространственное днище
экономичнее плоского и,
будучи открыто снизу, обес-
печивает свободный доступ
к нему для осмотра, ремонта
и окраски.
Простраис гвенное днище
резервуаров может быть
сферическим, коническим,
эллипсоидальным, сферо-
коническим и т. п. (фиг.
671).
Эллипсоидальное днище
делается в виде половины
эллипсоида вращения, при-
чем большая ось эллипса
равна диаметру корпуса
резервуара, а малая полуось — четверти‘диаметра (фиг. 671, а). Эллипсои-
дальное днище не вызывает сжимающих усилий в опорном кольце, покоя-
щемся на стволе башни. Существенным недостатком эллипсоидального
днища является трудность его изготовления, почему оно не получило ши-
рокого распространения.
Изготовление сферического днища (фиг. 671, б) проще, чем эллипсои-
дального. Глубина сферического днища принимается обычно равной J/6 диа-
метра корпуса резервуара. Сферическое днище вызывает сжимающие усилия
в опорном кольце.
Коническое днище (фиг. 671, в) способствует полному освобождению
резервуара от его содержимого и потому наиболее пригодно для поды, содер-
жащей много выпадающих примесей. Изготовление конического днища зна-
чительно проще, чем сферического, так как не требует горячей обработки
листов, а только вальцовки их на листогибочных вальцах. Весовые показа-
тели резервуара с коническим днищем хуже, чем резервуаров со сфериче-
ским и эллипсоидальным днищами.
Вертикальные цилиндрические резервуары с пространственным днищем 711
Для уменьшения диаметра и сечения опорного кольца бака и снижения
стоимости башни за счет уменьшения диаметра ее ствола иногда применяют
сферо-коническое днище (фиг. 671, г), состоящее из наружного усеченного
конуса и внутреннего шарового сегмента, обращенного выпуклостью вверх,
или из двух конусов и шарового сегмента, обращенного выпуклостью вниз.
Резервуар со сферо-коническим днищем наряду с экономическими достоин-
ствами имеет большие недостатки, заключающиеся в интенсивном ржавлении
кольцевого „кармана", в работе оболочек на сжатие, а также в затрудни-
тельности удаления грязной воды и отстоя при чистке днища.
С целью упрощения изготовления днищ двоякой кривизны возможно при-
менение днищ, состоящих из ряда цилиндрических оболочек (лепестков),
которые могут быть получены обычной вальцовкой (фиг. 671, д). Стоимость
таких днищ ниже стоимости днищ двоякой кривизны.
Внутри ствола водонапорной башни желательно помещать насосную, кон-
струкция которой используется для опирания лестницы, ведущей к резер-
вуару. Ствол башни обычно делается решетчатым.
При возможности размещения насосной рядом с башней иногда целе-
сообразно применение бесстоечных водонапорных башен (фиг. 672).
Тип резервуара зависит от емкости, высоты башни, заданной разности
верхнего и нижнего уровней воды в резервуаре, производственных возмож-
ностей завода-изготовителя, качества воды и местных условий.
В каждом отдельном случае выбор типа и размеров резервуаров на баш-
нях должен производиться на основании сравнения технико-экономических
показателей бака и ствола башни как целого сооружения.
Корпус и покрытие бака проектируются аналогично соответствующим
элементам вертикального резервуара для нефтепродуктов.
К нижней части днища бака приваривают патрубки с фланцами для при-
соединения подающей и сливной труб, а также для удаления грязной воды
и отстоя при чистке резервуара.
Для удобства осмотра, ремонта и окраски резервуара вокруг последнего,
на уровне опорного кольца, устраивают кольцевую площадку шириной
500-Г-600 лмт, с которой стремянка ведет на крышу.
Для доступа внутрь резервуара предусмотрены отверстие в середине
покрытия и вертикальная лестница.
2. Основы расчета пространственных днищ
Пространственные днища представляют собой тонкие оболочки вращения,
рассчитываемые по безмоментной теории, поскольку осесимметричная нагруз-
ка не вызывает в них изгиба (за исключением узких зон действия краевого
эффекта).
Рассмотрим бесконечно малый элемент днища (фнг. 673).
Пусть главные радиусы кривизны будут г, и г4, толщина оболочки — о,
давление на единицу поверхности — р. На кромках выделенного элемента
возникнут нормальные напряжения (в меридиональном направлении) и
(в кольцевом направлении).
Равновесие элемента днища выражается известным из курса сопротивле-
ния материалов уравнением:
с»_ Л (27.11)
П 1 г* 6 *
устанавливающим зависимость между напряжениями но двум взаимно пер-
пендикулярным направлениям; следовательно, для определения искомых на-
пряжений необходимо иметь второе уравнение.
7/2
Резервуары
Таким уравнением может служить условие равновесия части днища, от-
сеченной горизонтальной плоскостью А—В (фиг. 674). Для равновесия отсе-
ченной части днища необходимо, чтобы сумма вертикальных проекций всех
меридиональных усилий равнялась весу столба жидкости О, действующего
на отсеченную часть, т. е.
О = sin а,
откуда находим меридиональное напряжение:
G
1 2т7Гхо Sin а
(27.12)
Здесь гх— горизонтальная проекция радиуса кривизны г0 в месте опреде-
ления напряжений;
S — толщина днища;
а — угол наклона к горизонту касательной к меридиану в месте опре-
деления напряжений.
Подставляя найденное по формуле (27.12) значение напряжения Oj в урав-
нение (27.11), определяем напряжение os.
Величина р в формуле (27.11) представляет собой сумму гидростатиче-
ского давления и собственного веса днища. Последний можно учесть путем
умножения гидростатического
давления на коэффициент 1,03.
Исследуя указанным обра-
зом напряжения в сферическом
днище, находим, что оба на-
фиг. 674. К определению мери-
диональных напряжений в днище
пряжения достигают максимума в
ными друг другу:
°1=°2
нижней точке днища и становятся рав-
(27.13)
_(Л-Ьс)7г(1
~’ 2о
Здесь h — высота корпуса;
с — глубина днища;
с о радиус сферической оболочки днища.
Следует заметить, что напряжения в сферической оболочке вдвое меньше,
чем в цилиндрической оболочке того же радиуса [см. формулу (27.2)[.
Таким образом, формула расчета сферического днища по предельному
состоянию будет иметь вид:
(Л 4-е) К
П----g
(27.14)
,де R расчетное сопротивление сварного шва растяжению
Вертикальные цилиндрические резервуары с пространственным днищем 713
Коэффициент условий работы т прн расчете днищ резервуаров для хра-
нения воды принимается равным 0,8.
Проверка сферического днища при расчете по допускаемым напряжениям
производится по формуле:
__(Л + с)тгв
2й
^[о].
(27.15)
Аналогично устанавливаем, что в коническом днище кольцевое напряже-
ние больше меридионального и достигает максимума у сопряжения днища
с корпусом: ЙТГ Ctg а Isina (27.16)
Формула расчета конического днища по предельному состоянию имеет вид:
h-p? Ctg а
Sin а
(27.17)
То же, при расчете по допускаемым напряжениям:
^r5tgag[oi.
о Sin a 1 1
(27.18)
По формуле (27.16) определяется также наибольшее кольцевое (растя-
гивающее) напряжение в конической части сферо-конического днища.
В месте опирания сферо-конического днища на ствол башни в обеих
оболочках возникают сжимающие меридиональные напряжения:
_ (Л + с) тг
°i=----гг;—
(27.19)
в связи с чем должна быть проверена устойчивость оболочки.
Критическое напряжение для сжатой сферической оболочки сферо-кони-
ческого днища обычно определяют по формуле:
__ Ео
г V3(1—у.»)’
(27.20)
где г — радиус оболочки;
р. — коэффициент Пуассона.
Дальнейшие экспериментальные и теоретические исследования советских
ученых 1 показали, что сферическая оболочка теряет устойчивость при кри-
тическом напряжении, в 3—4 раза меньшем, чем то, которое дает вышеука-
занная формула. Это объясняется тем, что формула (27.20) предусматривает
только потерю общей устойчивости оболочки, в то время как сферическая
оболочка может потерять местную устойчивость, что сопровождается появле-
нием лункообразных вмятин. Критическое напряжение, соответствующее
потере местной устойчивости сферической оболочки:
0,28 Ео
^-гуз(1-^
(27.21)
Отклонения от правильной сферической формы прн изготовлении днища
увеличивают опасность потери устойчивости такой оболочки.
1 X. М. Муштарп и Р. Г. Сур кин, О нелинейной теории устойчивости
упругого равновесия тонкой сферической оболочки, «Прикладная математика и *сха"
инка-, т. XIV, вып. 6, 1950; В. И. Фе од о съев, Упругие элементы точного приборо-
строения, Оборонгиз, 1949 и др.
п
*14 Резервуары
Укрепление сферо-конического днища радиальными ребрами жесткости
нежелательно из-за большой трудоемкости такой конструкции и трудности
чистки днища.
Поэтому обеспечение днища против потери устойчивости возможно только
за счет утолщения оболочки.
При проверке местной устойчивости днища по формуле (27.21) коэф-
фициент условий работы т можно принимать равным единице. При расчете
но допускаемым напряжениям коэффициент запаса местной устойчивости
может быть принят равным 1,2.
Напряжения в нижней точке выпуклого эллипсоидального днища при глу-
бине с = у равны:
(л + 4)*г
°| = °* = ----Н-----' (27.22)
Напряжения в днище в месте сопряжения его с корпусом равны:
=2^5 (27.23)
где V—емкость резервуара.
Меридиональные напряжения а, плавно возрастают от верха днища к его
низу, имея всюду при выпуклом днище положительное значение (растяжение).
Кольцевые напряжения а8 имеют наибольшее положительное значение
в нижней точке днища, затем уменьшаются до пуля и в зоне, примыкающей
к корпусу, становятся отрицательными (сжимающими). Поэтому экваториаль-
ная часть эллипсоидального днища должна быть проверена па устойчивость.
Критическое напряжение для эллипсоидального днища
(27’25)
Напряжения краевого эффекта у линии соединения эллипсоидального
днища с корпусом относительно невелики и могут не определяться, так как
они не лимитируют толщины оболочки.
3, Установление нанвы годнейших размеров резервуаров
Условием оптимальности резервуара с пространственным днищем следует
считать не наименьший вес резервуара, а его минимальную стоимость. Эти
оба условия не идентичны, если учесть, что единичная стоимость (стоимость
1 т конструкции в деле) оболочки двоякой кривизны значительно выше
единичной стоимости цилиндрической и конической оболочек.
Емкость резервуара с пространственным днищем может быть выражена
формулой:
l/ = zrh4-Ar‘, (27.26)
где А —коэффициент, зависящий ог формы днища (например, при сфери-
ческом днище с высотой в радиуса корпуса А = 0,55);
г—радиус корпуса;
h — высота корпуса.
1 И. Я. Штасрман, Упругая устойчивость труб и оболочек, Киев, 1929.
Вертикальные цилиндрические резервуары с пространственным днищем 715
Стоимость такого резервуара может быть выражена формулой:
с=2-гЛ-гг,с, 4- 4- wW,. <27.27)
Здесь у — удельный вес стали;
В коэффициент, зависящий от формы днища (произведение его на г1
дает поверхность днища);
— толщина стенки корпуса;
й4 — толщина днища;
— приведенная толщина покрытия (с учетом каркаса);
ct — единичная стоимость корпуса;
— единичная стоимость днища;
с3 — единичная стоимость покрытия.
Определив из формулы (27.26) высоту корпуса h = Y~£— и подставиз
найденное значение в формулу (27.27), получим:
с = 2ИТЧС, 2j4rV|Ci + 28>
Возьмем первую производную выражения (27.28) по радиусу и прирав-
няем ее нулю:
dC _ 4ArfEiCi _j_ = 0.
Отсюда получим универсальную формулу для определения наивыгоднейшего
диаметра резервуара с пространственным днищем1:
ООПт = 2 I — !----- — (2..22)
Прн отсутствии точных данных можно принимать единичную стоимость
оболочки двоякой кривизны па 60%, а конической оболочки на 10% больше
единичной стоимости цилиндрической оболочки. Поскольку толщины обо-
лочек заранее неизвестны, задачу приходится решать методом последова-
тельных приближений: определить диаметр по формуле (27.29), полагая все
толщины одинаковыми (8[ = = рассчитать элементы резервуара, снова
определить диаметр и повторить расчет. При каркасной крыше приведен-
ную толщину покрытия можно принимать равной удвоенной толщине настила
кровли. Единичную стоимость покрытия можно считать равной единичной
стоимости корпуса.
Вычисленный но формуле (27.29) диаметр резервуара округляют с целью
обеспечения наиболее экономного раскроя листов складских размеров.
4. Расчет опорного кольца резервуара
В опорном кольце резервуара, опирающемся на ствол башни по всему
периметру, возникают только осевые сжимающие напряжения, вызванные
действием горизонтальных составляющих опорных реакций в месте сопря-
жения выпуклою днища с опорным кольцом OI веса воды и днища G
(фиг. 675).
1 Е. Н. Лгссиг, Универсальная формула цля определения оитг.малыюго диаметра
вертикального цилиндрического резервуара с пространственным днищем, Днепропетров-
ский пижсисрио-с трон тельный институт, 1950.
Резервуары
7/в
Расчетная вертикальная нагрузка, приходя-
щаяся на единицу длины кольца:
nG
где п — коэффициент перегрузки, равный 1,1.
Расчетная горизонтальная погонная нагруз-
ка на кольцо:
q =ptga
nGtga
2 кг '
Фиг. 675. Усилия в опорном
кольце сферического диища
Из сопротивления материалов известно
что осевое усилие в кольце:
N=qr.
Подставляя вместо q его выражение через
О, получим расчетное усилие:
nG
7V='&Ttg“-
(27.30)
Некоторые типы сечений опорных колец резервуаров приведены на
фиг. 676.
Поскольку опорное кольцо подвергается сжатию, необходимо проверить его
устойчивость.
Фиг. 676. Типы сечений опорных колец резервуаров с пространственным днищем
Р=2^'
Наименьшее значение критической осевой силы для кругового кольца
по формуле М. Леви:
(27.31)
а соответствующее критическое напряжение:
(27.32)
Вертикальные цилиндрические резервуары с пространственным днище «
717
Здесь Jy — момент инерции сечения кольца относительно вертикальной оси,
проходящей через его центр тяжести;
F—площадь сечения кольца;
г —радиус кольца.
При вычислении момента инерции и площади опорного кольца учитывается
часть стенки резервуара шириной, равной 50 толщинам нижнего пояса корпуса.
Таким образом, расчетное сечение кольца получается двутавровым или
швеллерным.
При расчете опорного кольца по допускаемым напряжениям коэффициент
запаса устойчивости может быть принят равным 1,5.
При расположении бака на башне, состоящей из отдельных стоек,
опорное кольцо, помимо осевого сжатия, подвергается поперечному изгибу
и кручению. В этом случае суммар-
ное нормальное напряжение (см. гла-
ву П, § 9):
о== (27.33)
г JX Ло
Здесь Мх—расчетный изгибающий
момент в кольце, как
в неразрезной балке;
Jx — момент инерции сечения
кольца относительно го-
ризонтальной оси, про-
ходящей через его
центр тяжести;
у — расстояние рассматри-
ваемого волокна от ней-
тральной оси;
В -— расчетный бимомент;
Jw—секториальный момент
низ опорного кольца
инерции сечения кольца;
w — секгориальная площадь
сечения кольца.
В опорном сечении кольца необ-
ходимо проверить срезывающее и
приведенное напряжения.
б. Расчет ствола водонапорной
башни
Сплошной ствол башни выпол-
няется в виде вертикальной цилин-
дрической оболочки (фиг. 672).
Сквозной ствол осуществляется из
4 ч-12 стоек, соединенных вер-
тикальными и горизонтальными свя-
зями (фиг. 677). Сечение стоек при-
нимается либо из одного сварного
'Низ башмаки
двутавра, либо из двух прокатных
двутавров илн шнеллеров, скрепленных между собой планками, сечение
элементов связей принимается из уголков.
718
Резервуары
Иногда стойки делают из труб, а связи — из круглой стали.
Согласно нормам для водонапорных башен, период собственных колеба-
ний которых превышает 0,5 сек., величина скоростного напора ветра уве-
личивается путем умножения на динамический коэффициент, принимаемый
равным двум. Величина скоростного напора ветра при расчете башен должна
приниматься во всяком случае нс менее 80 кг/м* и нс более 300 кг/м*.
Период собственных колебаний водонапорной башни можно определять
по приближенной формуле:
7 = 3,63)/^-. (27.34)
Здесь Т—период собственных колебаний в сек.;
h — расстояние от верха фундамента до центра тяжести резервуара
в см;
J—момент инерции поперечного сечения башни в <•.«*;
g— ускорение силы тяжести, равное 981 см/сек1;
/>„р = Р1Н-0,236Р2,
где Pt — вес резервуара с водой в кг;
Р3— вес ствола башни в кг.
Нагрузками для расчета ствола башни являются: вес резервуара с водой,
собственный вес ствола и ветер.
Усилие, приходящееся па каждую стойку от вертикальной нагрузки:
. .расч „(7
Л/, = , (27.35)
где G — суммарный вес;
m — количество стоек ствола;
п— коэффициент перегрузки, равный 1,1.
Максимальные усилия в стойках башни о г ветровой нагрузки возникают,
если направление ветра параллельно наибольшей диагонали многоугольника
поперечного сечения башни.
Коэффициент заполнения сквозного ствола башни, необходимый для
вычисления расчетного аэродинамического коэффициента, принимается рав-
ным 0,4.
Поскольку ствол башни рассматривается как жесткий стержень, расчет-
ное усилие в стойке от ветровой нагрузки:
-2Л1 (27.36)
2 = mr v
о
при любом числе стоек.
Здесь Л/ — расчетный момент от петровой нагрузки относительно нейтраль-
ной осп опорного ссчсння банит;
m— количество стоек;
го радиус окружности, проходящей через центры 1яжестн по-
перечного ссчсння стоек.
Коэффициент условий работы нрн расчете ствола башни принимается
равным 0,9.
Анкерные болты рассчитываются при порожнем резервуаре и наиболь-
шей ветровой нагрузке.
Горизонтальные цилиндрические резервуары
71:'
§ 4. ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ
1. Общая характеристика
Горизонтальные резервуары стационарного типа (фиг. 678) применяются
для хранения нефтепродуктов, в качестве сосудов пневматических водона-
порных установок, вакуумных цистерн и тому подобных конструкций.
Горизонтальные резервуары выполняют как наземными, так и подзем-
ными (засыпанными). Горизонтальные резервуары делают сварными габарит-
ными, т. е. целиком изготовляют на заводах стальных конструкций.
Диаметр горизонтальных резервуаров изменяется от 0,8 до 3,25 м \
длина — от 2 до 27 м, емкость — от 1 до 200 м3.
Фиг. 678. Горизонтальный резервуар со сферическими и плоскими днищами
Для установки оборудования, а также возможности осмотра, ремонта и
чистки п верхней части резервуара устраивают горловину диаметром 750 мм
с крышкой и лазом (фиг. 678, а).
Дннща резервуаров делают сферическими (фиг. 678, б), плоскими
(фиг. 678, в), цилиндрическими (фиг. 679) пли коническими.
Выбор днища зависит от величины давления, технологических и мест-
ных условии.
Пологие конические днища' и плоские мембранные днища - выгодны
при диаметре до 2,8 м и давлении до 0,4 кг/см*.
Сферические и эллипсоидальные днища применяются при высоком вну-
треннем давлении и изготовляются горячей штамповкой на гидравлических
прессах.
* При согласовании с Центральным управлением движения МПС допускается
увеличение диаметра до 3,6-1-3,8 .« в зависимости от степени негабаритности.
1 Предложены Л. II. Бежевиом, В. М. Вахуркиным и Г. М. Коведьманом (ГПИ
Проектстальконструкпии).
’ Предложены ГПИ Проектст-ьтьконструкния.
по
Резервуары
Радиус сферической оболочки днища R принимается равным диаметру
корпуса резервуара (из условия равнопрочности конструкциипри одинако-
вой толщине днища и корпуса), радиус закругления ши-
рина отбортованного пояска — не менее 60 мм (фиг. 678, 6). Диаметр за-
готовки днища, состоящей из одного листа или сваренной из двух-трех
листов, должен быть при этих соотношениях на 20—25°/о больше диаметра
готового днища. Единичная стоимость сферических днищ приблизительно
на 60% больше единичной стоимости цилиндрической оболочки; поэтому
такие днища выгодно применять только при возможности их осуществле-
ния меньшей толщины, чем цилиндрической оболочки (когда экономия стали
фиг. 679. Горизонтальный резервуар с цилиндрическими днищами
окунает удорожание изготовления сферического днища). В противном случае
днища следует делать плоскими, пологими, коническими или цилиндрическими.
Резервуары с плоскими ребристыми днищами (фиг. 678, в) значительно
тяжелее резервуаров со сферическими днищами и имеют большую протя-
женность сварных швов. Преимущество плоских днищ заключается в про-
стоте их изготовления.
Резервуары с цилиндрическими днищами 1 (фиг. 679) легче плоскодон
ных резервуаров и имеют меньшую протяженность сварных швов, но не-
сколько сложнее в изготовлении вследствие увеличения длины криволиней-
ной резки и большей трудоемкости сборки.
Для резервуаров, работающих под давлением до 3 кг/см\ толщина
цилиндрических днищ получается одинаковой с толщиной сферических
динщ, и в этих случаях следует применять цилиндрические днища.
Все швы оболочки горизонтального резервуара сваривают встык за
исключением соединения сферического днища с корпусом, которое часто
осуществляется внахлестку.
1 Предложены Е. Н. Лессигоы.
Горизонтальные цилиндрические резервуары
72!
2. Основы расчета и конструировании горизонтальных
резервуаров
Поскольку горизонтальные резервуары представляют собой тонкие обо-
лочки вращения с осесимметричной расчетной нагрузкой, они рассчиты-
ваются по безмоментной теории.
Для цилиндрического корпуса резервуара радиусом г и толщиной 2,
подверженного действию внутреннего избыточного давления pt меридио-
нальное напряжение будет равно:
»!==<; (27.37)
кольцевое напряжение:
= (27.38)
Таким образом, продольные швы резервуара испытывают от избыточного
давления вдвое большие напряжения, чем кольцевые соединения.
Горизонтальные резервуары и до настоящего времени делаются много-
опорными (на трех-шести кирпичных или бутобетонных опорах). Однако
Фиг. 680. Общий вид наземного двухопорного горизонтального резервуара
с экономической точки зрения целесообразнее при любой емкости делать
горизонтальные резервуары двухопорными (фиг. 680) и размещать в их
опорных сечениях диафрагмы из уголков, которые необходимо рассчитывать
на восприятие сдвигающих усилий, передаваемых оболочкой резервуара, и
реактивного давления опоры (кладки или бетона).
При отношении диаметра оболочки к ее толщине более 350 для боль-
шей жесткости сечения в каждой обечайке (поясе) располагается кольцо
жесткости из уголка, приваренного двусторонним прерывистым швом толщи-
ной 4-5-5 мм. При отношении диаметра оболочки к се толщине менее 350
промежуточные кольца жесткости в наземных резервуарах не ставят. В под-
земных резервуарах кольца жесткости необходимы прн любом соотношении
диаметра и толщины оболочки.
При несимметричных нагрузках п большой длине резервуара значение
моментного напряженного состояния возрастает и горизонтальный резервуар
в целом начшшег работать на изгиб.
46 ц. с. Стрелецкий
Резервуары
В месте сопряжения корпуса с днищем нли с опорной диафрагмой воз-
никают напряжения краевого эффекта, могущие достигать значительной
величины. Эти напряжения быстро падают, достигая нуля на расстоянии
=______----------=«0,6 /го
4 /3 (1 - р’)
(27.39)
ог края. _
Если считать опорную диафрагму или плоское днище абсолютно жест-
кими в своей плоскости, то наибольшее напряжение краевого эффекта,
действующее вдоль образующей цилиндрической оболочки корпуса у со-
пряжения, будет равно:
о -_____^i,Sg
гуАз(1-р=)
(27.40)
Для снижения краевых напряжений сферические днища отбортовывают,
т. е. их края закругляют по радиусу с плавным переходом
к цилиндрическому борту (фиг. 678, б); это особенно необходимо при на-
личии высокого внутреннего давления.
При ширине борта, превышающей 0,6 у'п [см. формулу (27.39)], свар-
ной шов, скрепляющий сферическое днище с корпусом, располагается вне
зоны действия опасных краевых напряжений.
Плоское днище обычно усиляют центральным кольцом из полосовой
стали и радиальными ребрами (фиг. 678, в), так как оно работает на изгиб.
Диаметр центрального кольца принимается равным */, диаметра резервуара.
Толщина плоского днища получается в 1,3-s—1,8 раза больше, чем толщина
корпуса. Толщина ребер жесткости и центрального кольца принимается
равной толщине диища.
Определение напряжений в плоском днище производится путем расчета
отдельных участков дивща, как пластинок, заделанных по контуру.
В сопряжении цилиндрического днища с корпусом возникают изгибаю-
щие моменты краевого эффекта', действующие поперек линии пересечения
оболочек и равные:
Л1= - kpri-----, (27.41)
/3(1 -р=)’
где k — коэффициент, зависящий от положения рассматриваемой элемен-
тарной площадки шва.
Наибольшей величины коэффициент k достигает там, где образующие
сопрягающихся оболочек составляют прямой угол; здесь k =1,44. Местное
напряжение в шве с учетом развития пластических деформаций
Л1 ____ 4 И
(27.42)
не должно превышать расчетного сопротивления стали.
того должны быть проверены сварные швы согласно указаниям
‘ Е. Н. Л е с с и г, Расчет адсговых
мм. Куйбышева, 1917.
конструкций е цилиндрическими днищами, MUCH
Горизонтальные цилиндрические резервуары 723
Оболочка горизонтального резервуара должна быть проверена на устой-
чивость при действии вакуума.
Величина расчетною вакуума изменяется от 0,03 до 0.70 ке/см* в за-
висимости от вида жидкости, климатических условий, типа резервуара
(наземный, подземный), характера эксплуатации и т. п.
3. Установление наивыгоднейших размеров горизонтальных
резервуаров
Исходные положения для установления наивыгоднейших размеров гори-
зонтальных резервуаров те же, что и для вертикальных резервуаров с про-
странственным днищем.
Емкость горизонтального резервуара:
V=sri/-j-^rJ, (27.43)
где А — коэффициент, зависящий от формы днищ (например, при цилин-
16
дрнческих днищах Л= —, при плоских — Л=0 и т. д.).
Стоимость горизонтального резервуара:
С = 2~rlyi1cl т Br^ijCj. (27.44)
Здесь у— удельный вес стали;
В — коэффициент, зависящий от формы днищ (при цилиндрических
днищах В= 16, при плоских — В = 2г и т. д.):
8, — толщина стенки корпуса;
6V— толщина стенки днища (для плоского ребристого днища — при-
веденная толщина);
с, — единичная стоимость корпуса;
<s — единичная стоимость днища.
у__4г=
Определив из формулы (27.43) длину корпуса /== —— и подставив
найденное значение в формулу (27.44), получим:
_ оДг^б.с, -j- Вг-ус^. (27.45)
Возьмем первую производи) ю выражения (22.45) по радиусу и прирав-
няем ее нулю:
dC = — 2V~'^ _ 4.4rro1c1 — 2firrw, = 0.
dr r‘ 111
Отсюда наивыгоднейший диаметр горизонтального резервуара:
а 4-------Г?--------
D = 2 1 --------. (27.4b)
При отсутствии точных данных можно принимать соотношение единич-
ных стоимостей с4 с,: при сферических днищах равным 1.6; прн плоских
Днищах—1,0; при цилиндрических и конических днищах—1.1.
Минимальная толщина листов днища п корпуса 6 — 4 .к. и.
Т»
Резервуары
4. Кольца жесткости и опорные диафрагмы
Кольца жесткости горизонтальных резервуаров часто выполняются из
уголка, согнутого ,на перо* (фиг. 681). Такие кольца применялись в кле-
паных ' горизонтальных резервуарах и механически были перенесены на
сварные резервуары, хотя для последних эта конструкция не характерна.
Фиг. 6SJ. Кольцо жесткости из уголка, согнутого „на перо"
а — конструкция прикреплешш;
6 — разрыв для стока осадков
Подобные кольца жесткости снабжают треугольными связями из одиноч-
ных уголков (фиг. 678, а), прикрепляемых к кольцу при помощи фасонок
(фиг. 681, а).
Для снижения трудоемкости изготовления кольца и экономии стали
кольца жесткости следует выполнять из уголка, согнутого „на спинку*
(фиг. 682).
Вследствие увеличения момента инерции расчетного сечения такого
кольца поперечных связей не требуется.
Вальцовка этих колец упрощается, поскольку сжатая зона имеет доста-
точную жесткость из плоскости кольца и выпучивание полки уголка при
гнутье не имеет места.
Упрощается также конструктив-
ное решение нижней части кольца
с отверстием для стока осадков (фиг.
682): в вертикальной полке уголка де-
лается вырез, причем усиления ослаб-
ленного сечения не требуется, так
касты к корпусу прерывистым
ш1ам)
из уголка, со-
Фиг. 682. Кольцо жесткости
гнутого „на спинку'
как вырез располагается у нейтраль-
ной оси расчетного сечения, где на-
пряжения прн изгибе ничтожно малы.
Опорные кольца жесткости при любом их сечении должны иметь по-
перечные связи в виде треугольника из уголков. Гибкость последних не
должна превышать >. = 200. Обычно раскосы связей имеют то же сечение,
по и кольца жесткости; это удобно для заказа стали и изготовления.
Наименьшее сечение колец жесткости и связей принимается из уголка 50 X
Глава XXVIII
ГАЗГОЛЬДЕРЫ
§ 1. НОМЕНКЛАТУРА ГАЗГОЛЬДЕРОВ
Газгольдеры предназначаются для хранения и выравнивания состава газов.
Они включаются в газовую сеть между источником получения газа и его
потребителями и служат аккумуляторами, выравнивая производство и потреб-
ленйе газа.
Газгольдеры применяются на металлургических, коксохимических и газо-
вых заводах, в химической и нефтяной промышленности, в коммунальном
хозяйстве для хранения природного и искусственного газа, газов сточных
вод и т. п.
По своей конструкции газгольдеры разделяются на две группы:
1) газгольдеры переменного объема (мокрые, сухие);
2) газгольдеры постоянного объема.
В газгольдерах переменного объема давление газа не превышает 400 мм
вод. ст. (0,04 ка/с.к2); поэтому газгольдеры переменного объема часто назы-
ваются газгольдерами низкого давления.
Газгольдеры постоянного объема имеют внутреннее давление газа от 4
до 18 кг/см'2, т. е. являются сосудами, работающими под высоким давлением.
В настоящее время все газгольдеры делаются сварными.
§ 2. ГАЗГОЛЬДЕРЫ ПЕРЕМЕННОГО ОБЪЕМА
1. Мокрые газгольдеры
Мокрые газгольдеры имеют емкость от 100 до 32 000 м2 в состоят и,
цилиндрического вертикального резервуара, наполненного водой; кольцевого
звена (телескопа); колокола, представляющего собой открытый снизу цилиндр
со сферической крышей, п направляющих (фиг. 683). В газгольдерах малой
емкости промежуточное кольцевое звено (телескоп) отсутствует. Через дно
резервуара под колокол подводятся газопроводы для подачи и расходова-
ния газа.
Непроницаемость соединения отдельных частей газгольдера создается
гидравлическими затворами, представляющими собой два кольцевых желоба,
входящих друг в друга (фиг. 684).
При наполнении порожнего газгольдера газом колокол поднимается
вверх, зачерпывает воду нз резервуара своим нпжнпм желобом и захваты-
вает нм верхний желоб телескопа.
Наивыгодпейшпс с точки зрения расхода стали размеры мокрого газ-
гольдера получаются, когда высота его or плоского днища до обвязочного
кольца крыши (при наивысшем положении колокола) равна среднему диа-
метру;
(28.1)
II*D.
71в
Газгольдеры
Диаметр резервуара мокрых газгольдеров изменяется от 6,5 до 45 л;
высота при высшем положении колокола—от 7,5 до 33 ж; количество
колокол
Резервуар
Телескоп
\юапроШ
Фиг. 683. Схема мокрого газгольдера
п — при иигшеи положении колокола и телескопа; б — при шпинем положении колокола
и телескопа
б)
Верхний
г идрабличесРий
затвор
направляющих: наружных — от 6 до
стали па 1 мл емкости получается о г
НиЖний
г идравлическиц
затвор
НиЖний
гидравлический
Затвор J
Фиг. 684. Гидравлический затвор газгольдера
о — схема; б — конструкции
а)
верхний
гидравлический
Затвор
16, внутренних — от 6 до 32. Вес
23 до 160 кг, уменьшаясь с уве-
личением объема газгольдера.
Стенки резервуара рассчи-
тываю г на гидростатическое
давление, а стенки телескопа
и колокола — на наибольшее
возможное давление газа в газ-
гольдере, определяемое весом
колокола п телескопа с затво-
рами, наполненными водой, и
несом снега па крыше коло-
кола.
Сферическую крышу коло-
кола рассчитывают па снего-
вую нагрузку, а также на наи-
большее возможное давление
газа в газгольдере за вычетом
собс гнойного веса кровли.
Стрелка нодьемз сферического
купола обычно назначается рап-
ной диаметра цилиндр11'11'"
ской части купола. Обвязочное
кольцо кроили колокола про-
Газгольдеры переменного объема
727
вернется на устойчивость под действием максимального давления газа иа
крышу за вычетом собственного веса кровли
Осевое сжимающее усилие в кольце от действия растянутого давлением
газа р сферического купола:
Лг=(),5/>г(/? —с). (28.2)
Здесь г—радиус кольца купола;
А?— радиус сферы;
с-—стрела подъема купола.
Критическая сила для такого кольца определяется по формуле (27.31).
Плавность и бесперебойность движения колокола и телескопа обеспечи-
вается специальными направляющими и роликами. Верхние ролики прикреп-
ляются к консолям и скользят по наружным направляющим стойкам каркаса
Фиг. 685. Ролики н направляющие мокрого газгольдера
а — верхний ролик; б — нижний ролик
(фиг. 683 и 685, а), нижние — крепятся непосредственно к нижнему котьцу
и скользят по внутренним стойкам кожуха следующего элемента (фиг. 685, б).
Наружные направляющие, связанные системой диагоналей и кольцевых рас-
порок в пространственную решетчатую конструкцию, воспринимают все
внешние нагрузки, действующие на газгольдер, и передают пх через корпус
резервуара на фундамент.
Вода из резервуара спускается очень редко (в случае аварии, ремонта
11 чр-), поэтому па дне скопляется значительное количество грязи.
Чтобы последняя не присасывала колокол п телескоп, когда они нахо-
дятся в опущенном положении, на днище устанавливают специальные опоры,
иа которые опускают колокол н телескоп (фпг. 683. б).
Верхний край резервуара возвышается над обвязочными кольцами коло-
кола ц телескопа п их низшем положении на 100-4-200 .и.я. Этот запас в
высоте необходим для того, чтобы пода нс переливалась при переполнении
через край, а стекала в переливную трубу.
728
Газгольдеры
Основание мокрого газгольдера состоит из наружного бетонного кольца
и подушки нз песка по утрамбованному грунту (на всей площади внутри
кольца).
Мокрые газгольдеры применяются для хранения любых газов, не вызы-
вающих интенсивной коррозии стали.
К недостаткам мокрых газгольдеров относятся существенные колебания
давления газа, а также затруднительность их обслуживания в зимнее время
в местностях с суровым климатом.
В последнем случае приходится либо подогревать воду в резервуаре и
ватворах, либо устанавливать газгольдеры в специальных отапливаемых зда-
ниях, кубатура которых значи-
тельно превышает объем газголь-
дера.
Оборудование мокрого газголь-
дера состоит из приборов, изме-
ряющих степень наполнения газ-
гольдера газом, самопишущего ыано
метра, измеряющего давление в газ
гольдере, и прибора, указывающего
температуру воды в резервуаре.
Фиг 686. Схема сухого газгольдера
три давлению поднимает поршень вв
скается вниз.
Из-за недостаточной надежности в
2. Сухие газгольдеры
Сухие газгольдеры имеют ем
кость от 10 000 до 100 000 ж’ и
представляют собой цилиндр с пло
ским дном и сферической крышей,
внутри которого перемещается диск
(поршень), плотно прилегающий к
внутренней поверхности цилиндра
(фиг. 686). Г аз вводится снизу под
поршень и при наполнении газголь-
дера благодаря создающемуся вну-
)х; при расходе газа поршень опу-
эаботе вследствие возможного про-
сачивания газа в надпоршневое пространство и образования взрывоопасной
смеси сухие газгольдеры не могут быть рекомендованы к применению.
§ 3. ГАЗГОЛЬДЕРЫ ПОСТОЯННОГО ОБЪЕМА
В последнее время возникла идея использования природного газа, выхо-
дящего под большим давлением из недр земли, для отопления, освещения п
получения энергии на значительных расстояниях от места его добычи. При
этом газ подается по трубопроводам протяженностью в сотни километров
иод весьма высоким давлением (до 50 кг/см*). Вблизи места потребления
газ аккумулируется газгольдерными станциями, служавтимп для покрытия
суточных и недельных пик расхода газа и обеспечения равномерного давле-
ния в газопроводе. Основным рациональным типом в условиях поступле-
ния газа под высоким давлением в значительных количествах п при большом
суточном обороте являются газгольдеры постоянного объема.
Последние имеют внутреннее давление от 4 до 18 кг/см'1 н емкое1ь ог
о0 до 2 500 м\
Газгольдеры постоянного объеча
729
Применяются следующие
типы газгольдеров постоян-
ного объема:
1) сферические (шаро-
вые) (фиг. 687);
2) горизонтальные ци-
линдрические (фиг. 688);
3) вертикальные цилин-
дрические (фиг. 689).
Цилиндрические газголь-
деры делаются с полушаро-
выми днищами.
Основной нагрузкой,
определяющей толщину обо-
лочки газгольдеров постоян-
ного объема, является внут-
реннее избыточное давление.
Кроме того, необходимо
учитывать собственный вес,
давление воды (при гидрав-
лическом испытании), сосре-
доточенные силы при мон-
таже и другие нагрузки ’.
Фиг. 687. Шаровой газгольдер постоянного объема
С точки зрения расхода стали идеальной формой газгольдера высокого давле-
2375
ния является шар; однако затрудните тьность и высокая стоимость изготовления н
монтажа сферических газгольдеров ограничивают их широкое распространение.
Фиг. 688. Горизонтальный цилиндрический газгольдер постоянного объем..
Фиг. (189. Батарея вертикальных цилиндрических газгольдеров
постоянного объема
1 И. Я. Штасрман, Оболочки. Справочник по технической механике пот род.
Л. Н. Диннпка, Гоетехиз гат, 1949. Г'. Н. Лее си г, 1 орпзонтальиые стальные резер-
вуары, „Сборник трудов MUCH" № 6, Стройиздат, 194S.
730
Газгольдеры
В цилиндрическом газгольдере кольцевые усилия вдвое больше продоль-
ных. и поэтому расход стали на 1 лт^ газа больше, чем в шаровом.
Теоретический вес оболочки, отнесенный к 1 л3 геометрической емкости
газгольдера, при заданном давлении равен1:
1) для шарового газгольдера
0=1,5^; (28.3)
2) для цилиндрического газгольдера с полушаровыыи днищами:
0=1,5* *^-. (28.4)
Здесь
k— 1+1Л’ (28-5)
м — отношение проектной и расчетной толщин днища, составляющее обычно
1,33 -ь 1,50;
где I—длина цилиндра, D — диаметр цилиндра;
р — расчетное давление;
у — удельный вес стали;
R — расчетное сопротивление сварного шва растяжению;
п — коэффициент перегрузки;
т — коэффициент условий работы.
В практике при давлении газа до 10 кг/см2 отношение 'ч наиболее часто
принимается равным шести. Это соответствует значению диаметра
£> = 0,575 l/'V, (28.6)
где V — геометрический объем газгольдера.
При давлении газа порядка 18 кг/см* -ц увеличивается до 12.
Вес опорных частей, объем фундаментов, количество арматуры, а также
эксплуатационные расходы с увеличением емкости газгольдера уменьшаются.
Это необходимо учитывать при выборе объема газгочьдера.
По технологическим условиям в газгольдере всегда остается мпипмаль-
ное давление рс. Вследствие этого количество полезного газа Уя в газголь-
дере равно:
Vn = VP~P'-. (28.7)
Рс
Величина рс обычно равна 1 кг! см*. Из формулы (28.7) видно, что с
увеличением рабочего давления р влияние рс уменьшается.
При всех прочих равных условиях увеличение внутреннею давления
уменьшает расход стали на 1 .и3 полезного газа.
Диаметр стандартных шаровых газгольдеров изменяется от 5,70 до
16,84 л; предельный диаметр цилиндрических габаритных газгольдеров со-
ставляет 3,25 л* при длине ог 5 до 27 л. Тол пиша оболочки газгольдеров
изменяется от 8 до 32 мм, причем все листы оболочки свариваются встык.
Цилиндрические газгольдеры опираются па 4 стойки, шаровые — на
4 ч-8 стоек.
мышлечшость^Х^б °19*1Г>ТИ11Ы 1азгольдсР°в постоянного объема, „Строительная нро-
* См. сноску • на стр. 719.
Газгольдеры постоянного объема
731
Фиг. 690. Сопряжение корпуса и днища цилиндриче-
ского газгольдера постоянного объема при разных
толщинах
Опоры газгольдера следует выбирать такой конструкции, чтобы влияние
изгиба оболочки было наименьшим. С этой точки зрения желательно, чтобы
стойки шарового газгольдера были направлены по касательным к сфере,
вертикального цилиндрического-—по образующим цилиндра, горизонталь-
ного цилиндрического — по касательным к нейтральной линии опорного
кольца.
В настоящее время горизонтальные цилиндрические газгольдеры, как
правило, делаются двухопорными с мощными кольцами против опор
(фиг. 688). Каждая такая опора состоит из двух бетонных или металличе-
ских стоек, заделанных в фундамент.
Опорные кольпа делаются таврового сечения из листового проката. При
этом в расчетное сечение кольца вводится полоса стенки корпуса газголь-
дера шириной 30н-40 толщин оболочки, что придает кольцу двутавровое
сечение, достаточное для работы на изгиб от собственного веса газгольдера
и веса воды (при гидравли-
ческом испытании).
Опорные кольца распо-
лагают внутри корпуса.
При внутреннем давле-
нии опорное кольцо препят-
ствует свободному растяже-
нию оболочки, вызывая мест-
ные напряжения, которые в
сумме с основными не долж-
ны превосходить расчетно-
го сопротивления стали [см.
главу XXVII, § 4, формулу
(27.40)].
Если цилиндрическая стенка и полушаровое днище газгольдера имеют
разные толщины, то деформации обеих оболочек получаются неодинаковыми
и по шву примыкания действуют поперечная сила Q и изгибающий момент -И.
Оба этих силовых фактора определяются из условий равенства указанных
деформаций 1
Если стопка корпуса и полушаровое днище имеют одинаковые толщины,
то перемещения и угловые деформации, возникающие под действием сил Q
по краям цилиндрической и сферической оболочек, будут равны. Условия
непрерывности ио шву сопряжения будут удовлетворены, если момент .И
ранен нулю. Местные напряжения в этом случае оказываются незначитель-
ными по сравнению с основными напряжениями и потому могут при расчете
не учшынатьси.
При разных толщинах корпуса п днища газгольдера необходимо для
снижения местных напряжений обеспечивать плавный переход толщин у их
сопряжения (фиг. 690). Отношение толщин оболочек корпуса и днища не
должно превышать 1,5 по избежание возникновения недопустимо больших
напряжений краевою эффекта.
При сооружении газгольдеров постоянного объема качество изготов-
ления н монтажа то.тжпо быть особо высоким ввиду опасности аварии при
наличии в газгольдере газа высокого давления. Поэтому желательно наибо-
лее трудоемкие и требующие тщательного контроля операции (сборка,
сварка) выполнять на заводах стальных конструкций, а не на строительной
площадке, г. с., иначе говоря, делать газгольдеры габаритными. В этом
В. В. Н о н о ж п л о в, Теория тонких оболочек, Судпромгнз, 1951.
732
Газгольдеры
случае при монтаже остается лишь установить готовые газгольдеры на зара-
нее подготовленные опоры и испытать их.
Вертикальные габаритные газгольдеры занимают меньшую площадь, чем
горизонтальные. Недостатками их являются значительная высота, затрудня-
ющая эксплуатацию, и относительно малая емкость газгольдера, приводящая
к чрезвычайно большому количеству сосудов, требующему резкого увели-
чения арматуры (труб, штуцеров, газовводов и т. п.).
При проектировании газгольдеров постоянного объема необходимо руко-
водствоваться инструкциями и правилами инспекции Котлонадзора Мини-
стерства электростанций.
Расчет газгольдеров производится по формулам для расчета цилиндри-
ческих сосудов и сферических днищ, указанным выше.
Общая рабочая емкость газгольдерной станции газопровода природного
газа достигает 500 тыс. .и3.
Размещение газгольдеров на станции производится в соответствии с
требованиями ГУНО МВД о разрывах между ними и удобством эксплуатации.
Газгольдеры компонуют в секции: габаритные — по 10-1-20 шт., негаба-
ритные — по 4-5-8 шт. в каждой секции. Емкость секции достигает 25 тыс. лг*
полезного газа.
Расстояние в свету между соседними газгольдерами секции принимается
равным диаметру D газгольдера. Разрыв между секциями равен Д, где
L — общая длина газгольдера.
Для уменьшения площади застройки, протяженности коммуникаций и
количества арматуры газгольдеры следует располагать в секции попарно (в
два ряда). При этом расстояние в свету между рядами газгольдеров внутри
секции принимается равным диаметру газгольдера, но не менее 3 .и.
Секции компонуют в группы, имеющие емкость до 100 тыс. лг' полез-
ного газа. Обычно в группу входят 4 секции. Разрыв между группами
равен L-\-D. Исследования В. М. Алексеева (МИСИ) показали, что по сумме
единовременных затрат на строительство газгольдерной станции и эксплуа-
тационных расходов за 50-летний срок службы наиболее экономичными
являются: при давлении до 7 кг/см* — негабаритные газгольдеры, а при
давлении более 7 кг/см*—-габаритные газгольдеры.
Оборудование газгольдера постоянного объема состоит из вентиля для
спуска конденсата, патрубка для присоединения газопровода, предохрани-
тельного клапана и т. п.
Глава XXIX
БУНКЕРЫ И СИЛОСЫ1
§ 1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Для хранения н перегрузки сыпучих и полужидких материалов (руды,
угля, кокса, известняка, гравия, песка, цемента, цементного шлама и пр.)
применяются бункеры и силосы. Бункером называется хранилище сыпучего
материала в виде оболочки или коробки с воронкой внизу, высота которого
не превосходит полуторного наибольшего поперечного размера. Более вы-
сокие хранилища сыпучих и полужидких материалов называются силосами.
При расчете бункеров вследствие их небольшой высоты трением содер-
жимого о стенки можно пренебречь; при расчете силосов необходимо
учитывать трение сыпучего материала о стенки хранилища.
Бункеры делаются с плоскими стенками, параболические и круглые;
стальные силосы всегда делаются круглыми.
Бункеры и силосы могут находиться как внутри здания, так и иа откры-
том воздухе.
Загрузка бункеров и силосов производится механическим пли пневматиче-
ским способом через отверстия, которые устраиваются в верхнем пере-
крытии.
Разгрузка бункеров и силосов происходит под действием собственного
веса материала при открывании выпускных отверстий.
Углы наклона стенок бункеров и силосов должны соответствовать физи-
ческим свойствам сыпучего материала. При этом угол наклона к горизонту
наиболее пологой стенки должен быть больше угла естественного откоса
сыпучей массы.
Размер выпускного отверстия принимается равным:
а = k (b -|- 80) tg <р, (2G-1)
где а — сторона квадрата пли диаметр выпускного отверстия в .к.и;
k — опытный коэффициент равный 2,4 2,6:
b — максимальный размер кусков в .v.w;
ср—-угол естественного откоса сыпучего материала.
Размеры выпускных отверстий изменяются от а = 150 .им (для сухого
песка) до д = 600 мм (для крупной руды и угля-плитняка).
В бункерах, предназначенных для храпения твердых кусковых материа-
лов, с целью предохранения стопок от быстрого истирания и образования
вмятин при ударах внутреннюю поверхность наклонных стенок футеруют.
Тин футеровки зависит от абразивности (истирающих свойств) сыпучего
1 При составлении настоящей главы использованы .Материалы по проектированию
стальных бункеров и силосов", составленные 3. II. Павловой и II. М. Добрыниным
под руководством AI. Е. Липницкого (Ленинградский Промстройпроект, 1У4У.
серия М-233).
734
Бункеры и силосы
материала; так, например, бункеры для руды и скрапа футеруют листовой
сталью, бункеры для известняка и гравия бетоном или деревянной обшив-
кой и т. д.
Все основные несущие конструкции бункеров и силосов изготовляются
из мартеновской стали марки Ст. 3 и свариваются электродами марки Э42.
Монтажные соединения делаются сварными и болтовыми.
Наименьшая толщина стенок (обшивки) бункеров и силосов принимается
равной 6 мм.
§ 2. БУНКЕРЫ С ПЛОСКИМИ СТЕНКАМИ
Бункер с плоскими стенками состоит из двух частей: верхней — призма-
тической и нижней — пирамидальной (фиг. 691). Такие бункеры опираются
на балки перекрытия или ко-
лонны.
Одиночные бункеры имеют
размеры до 12 м по длине и
ширине н до 8 м по высоте
при емкости до 500 .«3.
Достоинство бункеров с
плоскими стенками заключает-
ся в простоте их изготовления,
удобстве крепления к несущим
конструкциям здания и лучшем
использовании площади много-
ячейковых складов, чем при
круглых бункерах.
Недостатком бункеров с
плоскими стенками является
их большой вес по сравнению
с другими типами бункеров.
Элементы бункера рассчи-
тывают па давление сыпу-
Фпг. 691. Бункер с плоскими стенками чей массы и нагрузки от
надбункерного перекрытия.
Вертикальное давление сыпучего тела иа глубине h от свободной по-
верхности массы:
4x = lh, (29.2)
где у — объемный вес материала.
Горизонтальное давление иа той же глубине:
?v = ?xtg8(45°— (29.3)
где <р—угол естественного откоса сыпучего тела.
Уравнения (29.2) и (29.3), определяющие давление внутри сыпучей массы
на две взаимно перпендикулярные плоскости, позволяют определить давление
на любую площадку, наклоненную под некоторым углом к горизонту.
Для этого рассмотрим условия равновесия элементарной прямоугольной
призмы единичной длины (фиг. 692).
Сумма проекций всех сил на ось х:
4ydy xadl cos а. — qadl sin а = 0.
То же, на ось j:
4>dx Ч- sin а — q^dl cos а = 0.
Бункеры с плоскими стенками
735
Отсюда „осле небольших преобразований найдем:
90 = 9JCcos!a-|-9),sin’a. (29.4)
Формулы (29.3) и (29.4) определяют нормальные составляющие давления
на вертикальные и наклонные стенки бункера. Если обозначить tgs 45°--
через k, то нормальное давление на наклонную стенку:
= yft (cos’аA sin8 а). (29.5)
Наклонные стенки бункера укрепляют ребрами жесткости из уголков,
привариваемых пером к стенке (фиг. 691), и рассчитывают на изгиб с рас-
тяжением, как пластинки с шарнирно неподвижными краями (так же, как
рассчитывается плоский стальной настил — см. главу VIII, § 3).
Нагрузка на пластинку принимается равномерно распределенной, равной
нормальному давлению на уровне средней горизонтали пластинки.
Фнг. 692. Равновесие элементарной прямоугольной приз-
мы единичной длины
Шаг горизонтальных ребер принимается равным 1,5-4-2 м. Ребра жесткости
рассчитывают на давления, передаваемые на них обшивкой. Нормальные на-
пряжения свободных вертикальных и наклонных пластинок у места сопря-
жения последних не равны между собой. Поэтому по шву сопряжения
возникают сдвигающие напряжения, выравнивающие нормальные напряжения,
равные в первом приближении (в запас прочности) разности этих напряже-
ний. На эти сдвигающие напряжения (помимо усилий отрыва) должны быть
рассчитаны швы конструкции.
Кроме того, по линии сопряжения вертикальных и наклонных стенок
возникают еще изгибающие моменты от перегиба стенки. Все эти усилия
весьма значительны и могут привести материал в зоне угла в пластическое
состояние. Поэтому место перегиба требует солидного укрепления.
Верхняя часть вертикальной грани бункера оказывается сжатой, и поэтому
необходимо проверять ее устойчивость. Эта проверка производится так же,
как стенки балки (см. главу VIII, § 4).
При расчете по предельному состоянию коэффициент перегрузки сыпу-
чего материала принимается равным не менее 1,20 в зависимости от мате-
риала, а коэффициент условий работы—1,0.
Вертикальные ребра жесткости призматической части бункера ставят
с шагом 1.5-J-2 .и и рассчитывают, как свободно лежащие балки, нагружен-
ные содержимым бункера и передающие давление нз верхнюю и нижнюю
обвязки вертикальной части бункера; распределение нагрузки по высоте стенки
принимается по линейному закону. Прогиб обшивки должен быть не более
’/во пролета (меньшей стороны пластинки). Прогиб горизонтального ребра
наклонной с<епкп бункера не должен превосходить его длины.
На фиг. 693 а, 693 б и 693 в приведены некоторые узлы и детали бун-
кера с плоскими стенками.
736
Бункеры и силосы
Листы обшивки следует сваривать встык. Соединение пирамидальной
части с призматической проверяется на восприятие усилий от наибольшего
веса сыпучей массы и веса воронки с затвором.
Фиг. 693а. Общий вид бункера с плоскими стенками
Для ускорения монтажа сопряжения элементов бункера с колоннами
устраивают при помощи столиков, воспринимающих опорные давления, и
черных болтов (фиг. G93 б, узел Л).
Бункеры с плоскими стенками
737
I п 11 I I l Г1 ITT I I Fl I1 T| I 11 | 11 n 11! 11 FU
no 6- 6
no в-в
Фиг. 6936. Сопряжение балки бункера о колонной бункерной
эстакады (узел .-1)
47 II. С. СтропецниИ
738
Бункеры а ылосы
Круглые бункеры
739
§ 3. КРУГЛЫЕ БУНКЕРЫ
Фиг. 694. Круглый бункер
Круглый бункер состоит из цилиндрической и конической оболочек и
делается обычно отдельно стоящим (фиг. 694), так как в многоячейковых
складах, состоящих из круглых бункеров, площадь используется хуже, чем
при бункерах с плоскими
стенками.
Диаметр круглых бунке-
ров изменяется от 3 до 10.и.
Опирание бункера на ко-
лонны осуществляется в ме-
сте сопряжения цилиндриче-
ской и конической оболо-
чек (фиг. 695). Воронку при-
варивают кольцевым мон-
тажным швом к верхней
части конической оболочки
(фартуку).
Количество колонн при-
нимается равным 4-у-8 в за-
висимости от диаметра бун-
кера. Колонны соединяют
вертикальными контурными
связями. Колонны работают
на вес наполненного бун-
кера и на ветровую нагруз-
ку и рассчитываются, как
элементы ствола сквозных
водонапорных башен, со-
гласно указаниям главы
XXVII, § 3. Вертикальную
нагрузку передаст на ко-
лонны цилиндрическая обо-
лочка бункера. Если высота
ее невелика (меньше половины расстояния между опорами), опа работает
как кольцевая неразрезная балка или балка-стенка. При большей высоте
можно считать оболочку в вертикальном направлении абсолютно жесткой.
Для передачи опорного давления па колонну н местного укрепления обо-
лочки устраивают опорные ребра высотой не менее */ц диаметра бункера,
при помощи которых бункер опирается на стойки (фиг. 695).
Оболочки бункера рассчитывают по безмомснтной теории.
Наибольшее напряжение в цилиндрической оболочке высотой Н:
о_ (296)
где yHk — горизонтальное давление сыпучей массы у низа цилиндра
[см. формулу (29.3)];
г—-радиус оболочки;
S — толщина с гонки.
Угол наклона образующей конуса к горизонту должен быть не менее
угла естественного откоса материала.
Коническая оболочка рассчитывается на растяжение меридиональными и
кольцевыми силами.
740
Бункеры п силосы
Из уравнений равновесия получаем меридиональное напряжение на рас-
стоянии у от вершины конуса (фиг. 696):
<*»
в кольцевое напряжение в том же месте [см. формулу (27.16)]:
°« = -JS^(//+A--V)r- (298>
Здесь у — объемный вес сыпучей массы;
а— угол наклона образующей конуса к горизонту;
т = cos’ a -j- A sin’ а;
*=tg’(45°—у);
Н—высота цилиндрической оболочки;
Л — высота конической части бункера;
8 — толщина стенки.
Наибольшие значения напряжений
з
= -^-(/7-|-Л) для напряжений at и при
жений а4 в зависимости от отношения
получаются при y — h или у
и y=-^(H-\-h) для напря-
y = h
H/h.
Фнг. 695. Опорный узел круглого бункера
Фиг. 696. К расчету круглого бункера
В сопряжении цилиндрической и конической оболочек возникают местные
напряжения (вследствие перелома образующей) от изгибающих моментов и
сдвигающих сил краевого эффекта *. Большие величины напряжений крае-
вого эффекта заставляют обращать особое внимание на укрепление места
сопряжения.
Несколько в запас значения напряжений краевого эффекта можно полу-
чить, исходя из формул (27.8) и (27.40).
1 Ь. А. Ш с б у с в, Железобетонные
1337.
резервуары, бункеры
и силосы, Стройнздат,
Параболические бункеры
741
Фиг. 697. Параболпческчй бункер
§ 4. ПАРАБОЛИЧЕСКИЕ БУНКЕРЫ
Параболический бункер представляет собой горизонтальную оболочку
параболического поперечного сечения, подвешенную по двум крайним обра-
зующим к продольным балкам, опирающимся на ряд колонн (фиг. 697).
Параболические бункеры имеют ширину 5-Т-12 м и могут быть любой
длины.
Они применяются при большой емкости склада тяжелого сыпучего мате-
риала (например, руды), составляющей десятки и сотни тысяч тонн, так как
обеспечивают в этом случае
существенную экономию стали.
При возведении сравнительно
небольших складов сыпучих
материалов бункеры с плоски-
ми стенками и круглые бун-
керы становятся экономичнее
параболических из-за большей
простоты их изготовления и
монтажа.
Для восприятия распора от
оболочки бункера противопо-
ложные колонны связывают по-
верху поперечными балками,
которые поддерживают про-
дольные балки под железно-
дорожные пути или транспор
геры, служащие для загрузки
бункера. В параболических
бункерах при правильном вы-
боре их очертания и при пол-
ной загрузке возникают лишь
растягивающие напряжения, по-
этому металл стенок используется наиболее эффективно и ребра жест-
кости не нужны.
Поперечное сечение параболического бункера должно совпадать с вере-
вочной кривой при полной загрузке.
Дифференциальное уравнение веревочной кривой при заданной нагрузке дг
на единицу длины горизонтальной проекции кривой:
<Ру __Рх_
dx- II
где Н—Постоянная горизонтальная составляющая натяжения в оболочке
бункера (распор).
Давление па единицу длины горизонтальной проекции кривой попереч-
ного сечения бункера принимается равным (фиг. 698):
(29.9)
(29.10)
Рх=Р
где I—половина пролета бункера.
Рассмотрим часть сечеиия бункера, расположенную по одну сторону от
оси симметрии.
Сумма момешоп относительно низшей точки бункера 0 должна быть
равна нулю:
7«
Бункеры и силосы
__Р^ .
или, так как V—
^/-///-^4 = 0;
отсюда
Подставляя значение
циальное уравнение (29.9), получим:
d‘y ______________________________jp рх
dx1 ~ Н HI ’
Н=^ или * — £ .
рх, вычисленное по формуле (29.10), в диффсрен-
(29.11)
Интегрируя это уравнение дважды, найдем.
(29Л2)
Произвольные постоянные интегрирования определяются из граничных
условий: при х=0, _у = 0 и ^=.0; следовательно, С, = С2 = 0.
Подставляя выражение (29.11) в уравнение (29.12), получим уравнение
кривой поперечного сечения бункера:
^=^(зх2-4)- <29,3)
Так как очертание сечения бункера остается почти прямолинейным на
значительном расстоянии от точек подвеса, искривляясь лишь в зоне, близ-
кой к низшей точке 0, то весьма целесообразно применять упрощенный
способ построения профиля бункера, показанный на фиг. 699.
Площадь поперечного сечения бункера (фиг. 698):
i
F=2$ (f—y)clx= 4 If.
б
(29.14)
Силосы
743
Геометрический объем бункера:
1Г = ГЛ = А//А,
где £ — длина бункера.
Наибольшее аначение грузовой ординаты:
„ __Су 5 ,
Рыакс — — = -4/1-
Составляющие реакций в точках подвеса бункера:
rj /7иакс^3 Fly
~ 3f — 3/ •
V Рмакс^ Fy
~~ 2 ~~2'
(29.15)
(29.16)
(29.17)
(29.18)
Полное растягивающее усилие на
крепления к продольным балкам:
Т= Vs =
<29-19)
Толщина стенки бункера опреде-
ляется:
а) при расчете по предельному со-
стоянию — по формуле
8 = S?’ (29.20)
где п — коэффициент перегрузки сыпу-
чего материала, который может
быть принят равным не менее
1,20;
т — коэффициент условий работы,
равный 1,0;
Л?—расчетное сопротивление свар-
единицу длины бункера в месте его
Фиг. 699. Упрощенный способ построе-
ния профиля параболического бункера
кого шва растяжению;
б) прн расчете по допускаемым напряжениям — по формуле
(29.21)
где [о]—допускаемое напряжение на растяжение сварного шва.
Учитывая изгиб оболочки при неполной загрузке бункера, полученную
по расчету толщину округляют в большую сторону.
Наиболее часто применяемые отношения глубины параболического бун-
кера к его ширине находятся в пределах от 1/2 до 1.
Внизу бункера прикрепляют разгрузочные патрубки — цилиндрические
или конические.
§ 5. СИЛОСЫ
Стальные силосы предназначаются, главным образом, для хранения и
перегрузки цемента н цементного шлама и делаются диаметром до 10 м и
высотой до 30
744
Бункеры а силосы.
Силос состоит из цилиндрического корпуса и конического днища и опирается
на 4-г-8 колонн (фиг. 700). При расположении силосов группами средние
колонны могут быть общими для соседних силосов.
Фиг. 700. Группа силосов
Силосы для каменного угля на коксогазовых заводах с целью экономии
металла целесообразно делать железобетонными со стальными коническими
днищами.
Принципиальное отличие силоса от круглого бункера заключается в том,
силоса, оризонтальные сжимающие усилия, возникающие в месте сопряже-
ния цилиндрической и конической оболочек, воспринимаются кольцом жест*
ги (фиг. 695). Вся вертикальная нагрузка (вес силоса с заполнителем)
Силосы
745
передается на колонны через цилиндрическую оболочку, которая может быть
принята за бесконечно жесткую.
Жесткость верхнего контура цилиндрической оболочки обеспечивается
перекрытием надсилосной галереи.
Расчет цилиндрической оболочки силоса иа ветровую нагрузку при ско-
ростном напоре ветра до 70 кг/м* может не производиться. В районах
с более сильными ветрами для силосов больших диаметров и высот необхо-
димо производить расчет оболочки на ветровую нагрузку*. Величина ско-
ростного напора ветра при расчете силосов принимается, как для сооруже-
ний башенного типа, с динамическим коэффициентом, равным двум.
Горизонтальное и вертикальное давления сыпучей массы на стенки си-
лоса определяются на основании теории Янсена и экспериментальных иссле-
дований ЦНИПС’ (фиг. 701).
Горизонтальное (нормальное) давление на единицу площади цилиндриче-
ской стенки на глубине х равно:
p„ = fkfe(l — е-‘)С; (29.22)
вертикальное давление на погонную единицу цилиндрической стенки силоса
на той же глубине равно:
Рс = 72Г [х — (1 - е" ‘ )]; (29.23)
вертикальное давление на единицу площади сыпучей массы в том же месте
равно:
дв=гХ(1—е~«). (29.24)
Здесь f — объемный вес сыпучей массы;
Х=-2Й^;
ср —угол естественного откоса;
<р0 — угол трения сыпучей массы о стенки силоса;
г —радиус силоса;
С—поправочный коэффициент ЦНИПС, указанный на фиг. 701.
Напряжения в цилиндрической оболочке:
а) кольцевое растягивающее
с4 = ^; (29.25)
о
б) меридиональное сжимающее
о — , (29.26)
* 6 *
где g—постоянная нагрузка на стенку силоса от надсилосной галереи и
собственного веса силоса.
При расчете ио предельному состоянию коэффициент перегрузки для
нагрузки р может быть принят равным л =1,20, а коэффициент условий
работы т = 1.
1 Б. М. Теренин, Расчет цилиндрических оболочек на симметричные нагрузки
по методу начальных параметров, „Труды лаборатории строительной механики ЦНИПС ,
Стройиздат, 1919. _
8 С. Г. Тахтам ышсв, Давление сыпучих тел в силосах, „Сборник трудов
ЦНИПС" вып. 2—3, Строииздат, 1940.
746
Бункеры о силосы
Цилиндрическая оболочка силоса должна быть проверена на устойчи-
вость под действием сжимающих напряжений по формуле *:
°«р==
0,3266
г Г 1^7=
(29.27)
Критическое напряжение должно быть выше или равняться пределу те-
кучести о,- (нормативному сопротивлению). Если окр<^ог, то коэффициент
запаса по отношению к меридиональному напряжению at, исчисленному беа
коэффициентов перегрузки, должен быть не менее 1,5.
Напряжения в конической оболочке на расстоянии у от нижнего края
конуса равны:
а) кольцевое
Pej’mctgg
6 sin а ’
(29.28)
где
б) меридиональное
т = cos’ а -|- k sin’ а;
(/’в+^J’Ctgo
26 sin а
(29.29)
При расчете силосов
нимается равным ср.
коэффициент трения материала о материал <р0 при-
А. Н. Динни к, Устойчивость
упругих систем, изд. АН СССР, 1950.
Глава XXX
ЛИСТОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ ДОМЕННЫХ ЦЕХОВ
§ 1. НОМЕНКЛАТУРА КОНСТРУКЦИЙ
В доменном цехе осуществляется выплавка чугуна из руды. Эта опера-
ция производится в доменных печах. Сырьем для доменной плавки являются
железная руда и ее суррогаты (пиритные огарки, шлаки передельных про-
изводств и пр.), скрап, марганцевая руда и флюсы (известняк, доломит и пр.);
топливом служит каменноугольный кокс, в редких случаях — древесный
Фиг. 702. Схема работы доменного цеха
7 — скиповая вагонетка; 2 — кольцевой воздухопровод; 5 —бункеры: -/•-шихтовые материалы:
5 — движение скипов с шихтой; 6 — наклонный мост; 7 — загрузочное устройство; 5 —свечи
<2 шт.); 9— колошниковый газ; 10— доменная печь; 11 — воздухопровод горячего дутья: 12 —
шахта; 13 — горн; 14 - метазлоприемник; 15—лётка для выпуска чугуна; 76 — воздухонагреватель
„на дутье"; 17 воздухонагреватель .на газе*; 75 —шахта горения; /о — насадка; 2J — дымояля
труба; 21 — пылеуловитель; 22 — чистый газ; 23 — холодный воздух
уголь. Продукцией доменного цеха является чугун (литейный и передельный),
а отходами — доменный газ, шлак и колошниковая пыль.
Доменный цех представляет собой весьма сложное хозяйство, объеди-
няющее ряд зданий п сооружений.
Из листовых конструкций доменного цеха основными являются (фиг. 702):
1) доменная печь;
2) воздухонагреватели, располагаемые около доменной печи в одну линию
и сл)жащис для нагрева воздуха, подаваемою в доменную нечь;
748
Листовые конструкции доменных цехов
3) пылеуловители и скрубберы (аппараты для сухой и мокрой очистки
газа);
4) бункеры для руды, кокса, флюсов и скрапа;
5) водоотделители;
6) газопроводы чистого и грязного газа;
7) воздухопроводы холодного и горячего дутья;
Я) дымовая труба, обслуживающая воздухонагреватели.
В настоящей главе рассмотрены конструкции доменной печи, воздухо-
нагревателей н пылеуловителей как наиболее характерные сооружения домен-
ного цеха.
§ 2. КРАТКОЕ ОПИСАНИЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Домна представляет собой высокую печь шахтного типа (фиг. 703),
в верхней части которой через засыпной аппарат А периодически произво-
Фиг 703. Разрез домен-
ной печи
дится загрузка отдельных порций руды, скрапа,
флюсов и топлива, составляющих в совокупности
шнхту для доменной печи. Такая порция шихты
называется колошей, отчего верхняя часть домны Б,
через которую производится загрузка, получила на-
звание — колошник.
В нижнюю часть печи — горн Ж — через коль-
цевой трубопровод 3 непрерывно подается из воз-
духодувной машины воздух под давлением
14-1,5 кг/см*,предварительно нагретый до 700-4-900°
в воздухонагревателях.
Элементы трубопровода, подающие горячий воз-
дух непосредственно в печь, носят специальные на
звания: фурма а, сопло б и фурменный рукав в
Число фурм изменяется от 12 до 16.
Стальной кожух печи Н футерован изнутри огне-
упорным кирпичом П.
Профиль домны и толщина футеровки назнача-
ются по условиям технологии металлургического
производства и в значительной степени определяют
производительность и долговечность печи. Толщина
футеровки крупной доменной печи достигает 1,3 м,
а толщина кладки лещади (основания горна) — 4 .и.
Для повышения стойкости кладки и уменьшения
влияния высоких температур иа кожух печи в наи-
более горячих зонах применяются специальные холо-
дильники с залитыми в них трубками внутри которых циркулирует вода
Чугун и шлак скопляются в нижней части горна, причем вследствие
резкой разницы в удельном весе шлак всплывает наверх.
Периодически, по мере накопления в горне, чугун и шлак выпускают
через специальные отверстия — чугунную лбтку г и шлаковую лйтку 0.
Выше гориа расположена коническая, расширяющаяся кверху часть печи —
заплечики Е, над которыми помещается наиболее широкая цилиндрическая
часть распар Д, а между распаром и колошником — коническая, сужаю-
щаяся кверху шахта Г, являющаяся наибольшей по своему объему частью
домны. Распар опоясывается мораторным кольцом К, посредством которого
доменная печь опирается на 64-8 наклонных колонн Л, заделанных в фун-
дамент М.
Краткое описание доменное печи
749
Доменный газ отводится из колошника в пылеуловители, скрубберы и
дезинтеграторы, где подвергается очистке от пыли. Очищенный газ исполь-
зуется для нагрева воздухонагревателей, мартеновских и коксовых печей,
нагревательных колодцев, паровых котлов и т. п. Часто доменный газ ак-
кумулируется в крупных газгольдерах переменного объема, позволяющих
обеспечить равномерную и бесперебойную подачу газа для местных нужд
металлургического и коксохимического заводов.
Генеральными размерами профиля доменной печи являются: высота печи,
диаметры горна, распара н колошника. Полезная высота домны, измеряемая
расстоянием от уровня чугунной лбтки до нижней кромки конуса засыпного
прибора в опущенном положении (т. е. открытом для ссыпания шихтовых
материалов в печь), зависит от рода применяемого топлива. Так, доменные
печи, работающие на древесном угле, имеют полезную высоту в пределах
15-J-18 м, в коксовых же домнах полезная высота доходит до 35 м, так
как кокс значительно прочнее древесного угля и может выдерживать боль-
шую нагрузку от давления столба вышерасположенной шихты.
Диаметр в свету горна древесноугольных доменных печей равен 3-=-3,6 м,
а коксовых — 6ч-8 м. Полезный объем древесноугольной домны не превы-
шает 250 ж3, тогда как коксовой — составляет обычно 1000-5-1 300 ж3.
Основные размеры профиля типовой доменной печи объемом 1 300 м3
(в свету) следующие: диаметры горна — 8 м. распара —9 ж, колошника —
6,4 м', диаметр большого конуса засыпного аппарата — 4,8 ж; высота от
головки рельса заводской площадки до верха колошникового флан-
ца — 34 ж.
Производительность современной коксовой доменной печи достигает
1 800 т чугуна в сутки.
Долгое время кожухи доменных печей изготовляли исключительно кле-
паными. Это объясняется, главным образом, тяжелыми условиями эксплуата-
ции кожуха печи вследствие возможности интенсивного местного нагрева
и необходимости поливки сильно нагретых мест кожуха холодной водой.
В последнее время в связи с развитием технологии дуговой сварки и
применением высококачественных электродов кожухи доменных печей на-
чали делать сварными *.
Кожух доменной печи независимо от того, сварной он пли клепаный,
делается из листов толщиной от 20 до 32 жж; мораторное кольцо — из
листов толщиной 324-36 мм.
Результаты обширных экспериментальных исследований_ сварных соеди-
нений кожуха домны показали, что:
1) для вертикальных швов с Х-образной разделкой кромок и для гори-
зонтальных с К-образпой разделкой следует принять единый угол раскры-
тия 45° и проектный зазор 4 ж.и; ,
2) технологический допуск на величину зазора следует установить -р- 2,
— 1 -иж.
Результаты термической обработки образцов, сваренных из стали марки
Ст. 3 электродами марки Э42, показали, что многократный нагрев до тем-
пературы 900° и одностороннее охлаждение водой не ухудшают механиче-
1 Первая цельносварная доменная печь в СССР и в Европе объемом в 1 300 ж
возведена в 19 IS г. За разработку и освоение проектирования, изготовления и мон-
тажа сварных доменных печей трепне советских инженеров (Н. К. Леонидов, ь. .'•J
ceil, Б. А. Хохлов, Б. И. Беляев', В. И. Мельник, М. М. Сахновский) присуждена
Сталинская премия. ,, ,,
« Трест Стальмонтаж, ГПИ Проектстальконструкция, Институт электросварки
АН УССР им. Е. О. Па гопа.
Лиетоме конструкции доменных цехов
ских свойств сварного соединения, а потому применение сварки в кожухах
доменных печей не является противопоказанным.
Основными преимуществами сварных домен перед клепаными являются:
экономия стали вследствие исключения стыковых накладок пли перекрышек.
необходимых в клепаных конструкциях; снижение стоимости изготовления и
монтажа конструкций; ускорение строительства и улучшение условий эксплуа-
тации доменных печей за счет отсутствия заклепочных головок и большей
плотности сварных швов по сравнению с заклепочными.
§ 3. ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Проектирование стальных конструкций доменных цехов производится по
общим нормам проектирования стальных конструкций с учетом специаль-
ных дополнительных технических условий проектирования стальных конст-
рукций доменных цехов.
Нагрузками, действующими на доменную конструкцию, являются *:
1) для кожуха домны:
а) основные воздействия — нормальное давление шихты и газа, рапное
1,2 кг/с.и1; ниже шлаковой лётки, кроме того, гидростатическое давление
жидкого чугуна;
б) основные и дополнительные воздействия — давление газа, рапное
2 кг'см* (шихта в этом случае находится во взвешенном состоянии);
в) основные и особые воздействия — давление газа, равное 4 кг/см*
(при обвалах, осадках, прорывах и взрывах);
2) для колонн домны.
а) основные воздействия—собственный вес конструкций и оборудования,
вес футеровки и вес шихты в размере 0,5 Vy т (V—полезный объем домны
в ж3; у— объемный вес шихты в тя/лс3);
б) основные и дополнительные воздействия — те же, но вес шихты при-
нимается равным Vym (при зависании);
в) основные и особые воздействия — те же, но вес шихты принимается
равным 2 Сущ (при осадке).
Указанные нагрузки условно увеличиваются на 30п/„ и передаются на
все колонны равномерно (при расчете по допускаемым напряжениям)4. Учи-
тывая возможное увеличение объема печи в будущем, нагрузки на колонны
увеличивают еще на 1О°/о. Кроме того, учитывается возможность прорыва
чугуна с выходом из строя колонн доменной печн, расположенных в секторе
40°; в этом случае нагрузка от шихты на колонны принимается равной
Vy т, причем нагрузка, приходящаяся на выбывшую колонну, передается на
Две соседние колонны.
Статический расчет кожуха домны аналогичен расчету сплоса.
Согласно специальным техническим условиям проектирования стальных
конструкций доменных цехов3 толщину царги (пояса) кожуха домны раз-
решается определять по эмпирической формуле:
<‘—[kD\MM, (30.1)
где D — диаметр царги в лг;
* коэффициент, значения которого приведены в табл. 30.1.
Величины нагрузок, указанные ниже, относятся к доменным печам полезным
объемом более 800 м3.
разработала"111113 ₽асчета домеииых конструкций по предельному состоянию еще нс
тя» - ’Сборник руководящих материалов по проектированию, изготовлению и мон-
СтроГивдат>И1949 КОВС1РУКВН^ промышленных сооружений и гражданских зданий’,
Основные расчетные положения
75/
Табхяпа 30.1
Коэффициент k в формуле (30.1) для определения толщины
кожуха доменной печи
Конструктивный элемент
Кожух метаттоприемника, фурменной зоны, заплечиков, распара и в
прочих местах перегиба более 5s .........................
Кожух шахты ......................................
Нижний пояс кожуха шахты...............................' . ’ .
Коэффициент *
2,7
2,0
2,2
Часть кожуха шахты над опорами укрепляют на высоту 0,2£) (где D —
диаметр соответствующего пояса) ребрами жесткости и рассчитывают на
продольный изгиб из плоскости кожуха, как стойку, нагруженную опорной
реакцией. При этом в расчетное сечение, кроме ребер жесткости, вводят
часть стенки кожуха шириной по 156 с каждой стороны от ребра. Расчет-
ная длина стойки принимается равной удвоенной высоте ребра жесткости.
На фиг. 704 показаны детали мораторного кольца и колонн.
Мораторное кольцо работает на сжатие под действием горизонтальных
составляющих реакций наклонных колонн. Кроме того, на стейку моратора
опирается футеровка. В свою очередь стенка кольца опирается на кожух
шахты и на распар домны. Таким образом, при работе в вертикальной пло-
скости моратор может рассматриваться как кольцевая балка на упругом ос-
новании (кладка футеровки), нагруженная сосредоточенными силами от
колонн При этом коэффициент постели может быть принят равным 500 кг, c.ir*.
Воздухонагреватели и воздухопроводы печей рассчитывают на внутрен-
нее избыточное давление газа, равное 2 кг/см1 (основное воздействие).
2,5 кг/с ч1 (основное и дополнительное воздействия) и 4 кг'см1 (основное
и особое воздействия).
Толщина цилиндрической части кожуха воздухонагревателя определяется
по эмпирической формуле:
6 — [ 1,6£>] .«.if, (30.2)
где D — диаметр кожуха в .и.
Пылеуловители и газопроводы рассчитывают на внутреннее избыточное
давление газа, равное 4 кг/см* (основное н особое воздействия) и прове-
ряют на вакуум 0,1 кг/сЛ1г, а также рассчитывают на нагрузку от пыли илн
конденсата. Расчет газопроводов на несимметричные нагрузки (собственный
вес, пыль, конденсат) можно производить по методике, разработанной
Е. Н. Лессигом („Сборник трудов МИСИ“ № 5. Стройиздат, 1947).
Значения нагрузок от пыли и конденсата для газопроводов и пылеуло-
вителей приведены в специальных технических условиях проектирования
стальных конструкций доменных цехов1.
Для кожухов домен, воздухонагревателей, пылеуловителей, газопроводов,
воздухопроводов, колонн п мораторных колец доменных печей разрешается
применять только мартеновскую сталь марки Ст. л, удовлетворяющую тре
бованиям ГОСТ 380-50 по механическим качествам и химическому составу
с дополнительным ограничением п отношении содержания серы, фосфора и
углерода, являющимся необходимым условием для качественной сварки. Для
кожуха домен рекомендуется применять успокоенную сталь.
1 „Сборник руководящих материалов по проектированию и^ото“««"® £
тажу стальных конструкций промышленных сооружений и гражданских зда , р
чздат, 1949.
21'88
Основные расчетные положения
753
Фш. 70-16. База колонны поденной печи
48 Ц. с. С«рс.1СЦ1;лП
754
Листовые конструкции доменных цехов
Конструкции кожухов, мораторного кольца и колони доме.......... печей
сваривают электродами марки Э42А, дающими более пластичный материал
шва. а кожухи воздухонагревателей, пылеуловителей, газопроводов и возду-
хопроводов — электродами марки Э42.
Для сварки кожухов, выполняемых из сталей с повышенным содержа-
нием углерода, применяются электроды марки Э50А и Э55А.
Для повышения пластичности швов сварку кожухов доменных печей
желательно производить па постоянном токе.
Контроль качества сварных соединений кожухов доменных печей сле-
дует производить у-лучами препаратов радия
§ 4. КОНСТРУКЦИИ КОЖУХОВ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ, ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ
И ПЫЛЕУЛОВИТЕЛЕЙ
Листовые конструкции доменного цеха в основном состоят из кожухов
домны, а также обслуживающих печь аппаратов — воздухонагревателей и
пылеуловителей (фиг. 702).
Кожух печи (фиг. 705) состоит из листов, свальцованных по цилиндри-
ческой или конической поверхности.
В клепаных домнах футеровка часто непосредственно прилегает к ко-
жуху, гак как растягивающие напряжения в последнем, возникающие прн
1 С. В. Румянцев и Ю. А Григорович, Контроль качества лигья и свар-
ных соединений 7-лучами, Стандартгиз. I960.
Конструкции кожухо, доиснних п'-иО. ^уХонагреватл,а и тм9Мтт,лей 7„
Фиг. 7Ub. IkpriuGi.ibHun pajpvj кожуха сварной лишенной псчп
756
Листовые конструкции доменных цехов
расширении кладки вследствие нагрева, не являются опасными из-за высокой
пластичности заклепочных соединений.
В сварных же домнах эти условия могут привести к разрыву вертикаль-
ных швов вследствие значительно большей жесткости сварных соединений
по сравнению с заклепочными. Поэтому в сварных домнах между кладкой
и кожухом оставляется зазор не менее 1,5-: 2 см, наличие которого обес-
печивает надежность работы
кожуха. Этот зазор должен
заполняться упругой несго-
раемой массой.
В клепаных домнах вер-
тикальные соединения ли-
стов кожуха выполняют
встык с накладками, а гори-
зонтальные (кольцевые)—
внахлестку.
В сварных домнах для
вертикальных соединений
листов применяется Х-образ-
ный шов встык, а для го-
ризонтальных— К-образный
(во избежание стекания рас-
плавленного металла при
сварке).
Стыки мораторного коль-
ца и самого верхнего пояса
шахты свариваются V-образ-
пым швом, позволяющим из-
бежать потолочной сварки.
Угол разделки Х-образ-
ных и К-образпых швов
принимается равным 45°.
Для обеспечения пласти-
ческих деформаций сварно-
го шва и равномерного осты-
вания его по сечению при
больших толщинах следует
применять метод двусто-
ронней сварки секциями,
разработанный В. И. Мель-
ником, В. Л. Цегельския
и Р. Г. Шнейдеровым ’.
Колонны доменной печи рационально выполнять двутаврового сечения
из трех листов. Такое сечение наиболее удобно для изготовления и экс-
плуатации. Так, односторонний нагрев колонны коробчатого сечения создает
в ней дополнительные напряжения, неравномерно распределенные по сече-
нию; это явление не имеет места при двутавровом сечении колонны.
Вертикальную составляющую продольной силы в колонне опорная плита
базы передает на фундамент; горизонтальная составляющая воспринимается
нижним обвязочным кольцом по колоннам доменной печи (фиг. 701 в).
1 Коллектив авторов под редакцией лауреата Сталинской премии 1*. А Хохлова.
Проектирование, изготовление и монтаж металлических конструкций сварных домен-
ных печей, Стройна,тат, 1949.
Конструкции кожухов доменных печей, воздухонагревателей и пылеуловителей 757
Обвязочное кольцо следует проектировать из жестких профилей (дву-
тавров, швеллеров), учитывая, что оно может испытывать сжатие при мон-
таже конструкций доменной печи.
Конструкция колошника должна разрабатываться с учетом максимального
уменьшения выноса пыли из доменной печи. Последнее может быть достиг-
Разрез /-/
Узел Д
Фиг. 707. Воздухонагреватель доменной печи
ну го отбором газа ниже верха засыпн или расширением колошника и,
следовательно, уменьшением скорости отходящих газов.
Опирание нллколошнпковых конструкций на газоотв оды-свеч и (фнг. 70о. а),
несмотря па простоту конструктивного решения, не получило распростра-
нения из-за того, чго несимметричные деформации газоотнодов могут вы-
звать перекос загрузочных механизмов и задержку в загрузке печи.
Фиг. 701) б. Вертикальный разрез первичного Фиг. 709 в. Вертикальный разрез вторичниго
in (.icy’ювптсля пылеуловителя
760
Листовые конструкции доменных цехов
Механизмы для загрузки печи и ремонта следует опирать на независимую
от газоотводов пространственную несущую конструкцию — копер (фиг. 706, б).
Ноги копра должны располагаться симметрично относительно вертикальной
оси домны.
Каждая домна обслуживается тремя (иногда четырьмя) воздухонагрева-
телями. Размеры воздухонагревателя определяются поверхностью нагрева
(16-5-20 тыс. ж’).
Воздухонагреватель состоит из плоского днища, цилиндрического кор-
пуса и купола (фиг. 707). Диаметр кожуха равен обычно 7 -5- 8,5 ж, высота
воздухонагревателя составляет 35-5-40 ж. Купол может быть сферическим,
коническим и цилиндрическим. Независимо от формы купола толщина его
оболочки, как и толщина днища, принимается равной толщине кожуха кор-
пуса. Все листы воздухонагревателя сваривают встык. Кожух корпуса при-
варивают к днищу впритык. Толщина кожуха определяется по формуле (30.2);
наименьшая толщина принимается равной 12 мм из условия сопротивляе-
мости износу и ржавлению.
Сферический купол требует значительных затрат труда и топлива на
нагрев заготовок листов и штамповку или выбивку их по шаблону. Купол
из конических царг, вписанных в очертание полушара, оказался также
весьма трудоемким в изготовлении и монтаже. Для экономии затрат труда
и топлива Е. Н. Лессигом предложена новая конструкция купола воздухо-
нагревателя из 16 цилиндрических лепестков (фиг. 708).
Заготовка каждого из лепестков, образующих купол, подвергается валь-
цовке по цилиндрической поверхности на листогибочных вальцах; при этом
полностью исключаются необходимость нагрева заготовок и трудоемкие
кузнечные работы. Напряжения краевого эффекта в швах сопряжения листов
не должны быть особенно велики, так как при 16 лепестках форма купола
близка к полушару.
Пылеуловители представляют собой тонкостенные цилиндры с коническим
днищем и служат для грубой очистки колошникового газа or крупных
частиц пыли, выносимых газом из доменной печи.
Блок пылеуловителей (фиг. 709 а) состоит из первичных пылеуловителей
для отхода более грубых фракций и вторичного пылеуловителя-циклона
для улавливания более тонких. Вторичный пылеуловитель располагается
между двумя первичными (фиг. 709 а). Выпадение пыли происходит вслед-
ствие уменьшения скорости движения газа в более широкой полости пыле-
уловителя. Для усиления пылевыделения внутри пылеуловителя размещается
кольцевая диафрагма, резко меняющая направление газовых сгруй.
^Разрезы первичного и вторичного пылеуловителей даны иа фиг. 709 6
Обычные габаритные размеры первичного пылеуловителя: диаметр —
8—11 ж, высота кожуха — 20-5-25 ж; размеры вторичного пылеуловителя:
диаметр 5-5-7 ж, высота кожуха—12-5-25 ж. Все листы кожухов пыле-
уловителей сваривают встык. Для обеспечения износоустойчивости кониче-
ских днищ пылеуловителей против истирания их частицами доменной пыли
эти днища рационально изготовлять из среднеуглеродисгой стали.
Раздел VI. СООРУЖЕНИЯ БАШЕННОГО И МАЧТОВОГО ТИПА
Г лава XXXI
ОСОБЕННОСТИ СООРУЖЕНИЙ БАШЕННОГО И МАЧТОВОГО ТИПА И
ИХ НАГРУЗОК
К сооружениям башенного и мачтового типа относятся радиомачты, ра-
диобашни, опоры линий электропередачи, дымовые трубы, маяки, опоры
ветродвигателей, различные вышки и т. п.
Особенность подобных сооружений заключается в весьма большом
отношении высоты к поперечным размерам, а также в сравнительно
малой величине вертикальных сил, вследствие чего решающими нагруз-
ками при их расчете обычно являются горизонтальные силы (ветровая на-
грузка).
Сооружения башенного типа являются свободно стоящими (радиобашни,
опоры линий электропередачи и пр.), а сооружения мачтового типа —
расчаленными (радиомачты, дымовые трубы на оттяжках и пр.).
Конструктивные особенности сооружений башенного и мачтового типа
заключаются в том, что эти сооружения всегда являются пространственными
и представляют собой либо решетчатую конструкцию (четырехгранную из
уголков, трехгранпую пз труб), либо цилиндрическую оболочку с кониче-
ским уширением в нижней части. По форме сооружения башенного и мач-
тового типа могут быть призматическими, пирамидальными (мачты и башни)
и цилиндрическими (дымовые трубы). Пояса башен и мачт следует делать
прямолинейными, допуская переломы в узлах только в исключительных слу-
чаях. Основными типами решетки башен и мачт являются крестовая с до-
полнительными распорками и ромбическая, так как эти системы решеток
обеспечивают наибольшую жесткость конструкции.
В четырехгранных призматических или пирамидальных конструкциях
необходимо предусматривать диафрагмы, располагая их в каждом монтажном
элементе, но не реже 8 л. Кроме того, диафрагмы следует ставить в сечениях,
где имеет место перелом иоясов. Тип заполнения (решетка) диафрагмы зависит
от соотношения сторон прямоугольного сечения башни (мачты). Назначение
диафрагм обеспечппать жесткость контура под действием односторонних
несимметричных нагрузок. В грехгранных башнях и мачтах постановки диа-
фрагм не требуется, гак как поперечное сечение сооружения геометрически
неизменяемо (греут олытик).
Нагрузки, действующие на сооружения башенного и мачтового типа,
разделяются па основные, дополнительные п особые.
К основным нагрузкам н воздействиям относятся: собственный вес соору-
жения н находящихся па нем устройств, а также составляющие тяженпя
сети для антенных сооружений н опор электропередачи. Для расчаленных
сооружений к основным нагрузкам относятся, кроме того, составляющие
начального тяженпя оттяжек.
762
Сооружения башенного и мачтового типа
К дополнительным нагрузкам и воздействиям относятся: давление ура-
ганного ветра, либо гололед и давление ветра средней интенсивности, а
также воздействия температуры.
К особым нагрузкам и воздействиям относятся сейсмические силы, разру-
шение изолятора в опоре или в оттяжке, односторонний обрыв сети или
проводов (при работе конструкции в качестве промежуточной опоры), а
также монтажные нагрузки.
Ветровая нагрузка определяется по ГОСТ 1664-42.
При периоде собственных колебаний, превышающем 0,5 сек., величину
скоростного напора ветра следует увеличивать путем умножения на дина-
мический коэффициент, принимаемый равным двум *.
Величина скоростного напора ветра при расчете сооружений башенного
в мачтового типа должна приниматься во всяком случае не менее 80 кг/м* и
не более 300 кг[м*. Динамический коэффициент при расчете гибких нитей
(оттяжек, проводов и т. п.) не учитывается.
Как уже указывалось, решетчатые конструкции башенного и мачтового
типа делаются, главным образом, из уголков или труб. Коэффициент об-
текания цилиндрических стержней в сильной степени зависит от диаметра
стержня; зависимость получается не однотонной, а имеющей максимумы и
минимумы в соответствии с законами турбулентного движения воздушных
струй около стержня. Коэффициент обтекания зависит от так называемого
числа Рейнольдса, характеризующего турбулентное движение. Как известно,
число Рейнольдса Re равняется:
= (31.1)
где v — скорость ветра в м/сек',
d—диаметр стержня в м\
р, —кинематическая вязкость воздуха, равная при температуре 15° и
нормальном давлении воздуха р = 0,145- 10-4 м^сек.
,н-а П И,!\К 11 П Рскомсилует принимать при расчете радиомачт и раднобавген
С * КОЭФФ||ЦНС|П 1“'“ным 1,6 („Строительная промышленность^ №10 -11,
Особенности сооружений башенного и мачтового типа и их нагрузок 763
Зависимость коэффициента обтекания с от числа Re дана на фиг. 710.
Расчетная скорость ветра:
Т’раеч= 4 \^д0,
где — нормативная величина давления (скоростной напор).
Давление ветра на 1 пог. м круглого стержня:
q — cq^dk,
где с—коэффициент обтекания (фиг. 710);
k — динамический коэффициент, принимаемый по ГОСТ 1661-42 на
ветровую нагрузку равным 2.
В соответствии с экспериментальными аэродинамическими исследованиями
ЦАГИ ветровое давление имеет минимум при диаметре стержня ~ 160 мм,
причем этот минимум достаточно резкий. Таким образом, для снижения
ветровой нагрузки наиболее выгодно применять стержни трубчатого сечеиия
диаметром 140-4-180 мм.
Используя это обстоятельство и соответствующим образом конструируя
сооружение, можно значительно уменьшить его вес.
Практически числами Re необходимо пользоваться только для круглых
сечений (фиг. 710). Для сечений другой формы можно пользоваться коэф-
фициентами обтекания по ГОСТ 1664-42 (например, для уголков с=1.4
и т. д.).
В данном разделе рассматриваются наиболее распространенные сооруже-
ния башенного и мачтового типа, а именно: антенные сооружения, опоры
линий электропередачи н дымовые трубы *.
* При проектировании сооружений башеиного п мачтового типа можно пользо-
ваться следующей специальной литературой. Н. с. С т р с л с ц • -Р '.ке_
ческих конструкций, ч III, Стройиздат, 11144; 1 А. с а в и п к и«,Ант
НИЯ, Связывдат, 1947; А. Л. Глазунов. Сети электрических систем, Гоьэ»сР‘ldI>
1947; К. М. Дубя га, .Чистовые конструкции, изд. ВИА им. Куйбышева, 1941 и др.
Глава XXXII
АНТЕННЫЕ СООРУЖЕНИЯ
§ 1. РАДИОМАЧТЫ
1. Общие соображения. Нагрузки
Радиомачты служат опорами подвесных антенн (фиг. 711) либо приме-
няются в качестве излучателей (фиг. 712). Они легче и дешевле радиобашен,
но требуют большей площади застройки и дороже в эксплуатации ввиду
необходимости постоянного наблюдения за прямолинейностью ствола и ре-
гулирования натяжения оттяжек. При строительстве в сейсмических районах
радиомачты имеют преимущество перед радиобашнями.
Фиг. 711. Радиомачты, служащие опорами подвесной антенны
1 — мачта; 2 — леерный трос; 3 — снижение — канатик бронзовый; 4 — антенны; 5,6— изо-
ляторы; 7 — опора снижение; 8 — лебедка верхолазная грузоподъемностью 2 т; 9—ле-
бедка антенная грузоподъемностью б т; 10— трос для подъема верхолаза; 11 — изоляторы
Радиомачта состоит из ствола, оттяжек с креплениями, изоляторами и
винтовыми стяжками, опоры под стволом мачты и фундаментов — централь-
ного под опорой и анкерных для крепления оттяжек.
Ствол радиомачты делается обычно из стали марки Ст. 3, оттяжки — из
тросов, оттяжечиые и опорные изоляторы — из фарфора или других твердых
изоляционных материалов (стеатита и др.). Канатные втулки заливают цинком
или свинцом.
Ширина ствола принимается равной от до !/D0 высоты мачгы. Ствол
поддерживается в одном или нескольких сечениях группами из трех или
четырех оттяжек.
При одном ярусе оттяжек н при параллельных оттяжках уюл отгяжки
с горизонтом принимается равным 45°, а при закреплении всех или группы
оттяжек к одному анкерному фундаменту угол наклона верхней оттяжки —
Радиомачты
765
50 Ч 60°. При больших нагрузках на анкерный фундамент, что имеет место
в высоких мачтах, более выгодно применять параллельные оттяжки.
С точки зрения уменьшения количества оттяжек и анкерных фундаментов
трехграниые радиомачты имеют существенные преимущества перед четырех-
гранными.
В зависимости от радиотехнических требований радиомачты делают с изо-
лированной или заземленной опорой.
Основой рационального проектирования радиомачт является возможно
большее снижение ветровой нагрузки, так как напряжение от ураганного
ветра достигает в мачтах 90"/о
расчетного напряжения.
Впервые это обстоятельство
отмечено, исследовано и реали-
зовано лауреатами Сталинской
премии каид. техн, наук Г. А. Са-
вицким и А. Г. Соколовым, пред-
ложившими трехграниые радио-
мачты из труб оптимальных диа-
метров, позволяющие значительно
уменьшить ветровую нагрузку и
вес мачт.
Несмотря на более высокую
стоимость труб по сравнению с
уголками, высокие трубчатые
мачты благодаря снижению ве-
Фиг. 712. Радиомачта-излучатель
тровой нагрузки получаются де-
шевле мачт из уголков. Низкие
мачты выгоднее делать из уголков.
При расстоянии между ярусами оттяжек 50 м вес четырехгранного
ствола высоких мачт составляет 0,4 ч-0,5 т/м, трехгрзнного — 0,3 -5- 0,4 т м.
Приведенный вес тросоп и изоляторов составляет 7 ч-12 кг на 1 м
оттяжки. Диаметр троса d— 19,5 ~- 34,5 леи (ГОСТ 3071-46). Разрушающее
усилие на трос устанавливается указанным ГОСТ в соответствии с видом
каната, числом и диаметром проволок; коэффициент запаса принимается
равным 2,5 (при расчете по допускаемым напряжениям ’).
Модуль упругое ги троса — 1 500 000 кг/ам*.
Давление ветра на конструкцию определяется по формуле:
q = (1 -|- v) kqQ cF sin a.
(32.1)
где k—динамический коэффициент;
qQ — нормативный скоростной напор ветра:
a — угол, образованный направлением ветра и поверхностью кон-
струкции;
с — коэффициент обтекания;
F—расчетная площадь грани (топовые плота 111 элементов передней
грани);
(1 i_v) -коэффициент, учитывающий пространственность конструкции
(наличие подветренных ферм); для четырехгранных мачт (I {-*) =
— 1.8, для трехгранпых — 1,6.
Для четырехгранных мачт при действии ветра на угол ствола давление
ветра ил конструкцию следует умножить на коэффициент, равный 1,1.
1 Расчет радпимачс ио предельному состоянию еще не разраиоган.
766
Антенные сооружения
По исследованиям ЦАГИ при диаметрах труб d= 140-$-180 мм коэф-
фициент обтекания уменьшается до величины с = 0,4 (фиг. 710). Это при-
вело к сознательному увеличению диаметров труб в верхних панелях радио-
мачт для получения наивыгоднейшего диаметра, так как некоторое увели-
чение веса верхних секций значительно перекрывается экономией на сечениях
иижних секций, существенно облегчающихся из-за снижения ветровой на-
грузки вверху ’.
Скоростной напор ветра при гололеде принимается постоянным по вы-
соте конструкций и равным 30 кг/ж2.
Толщина корки льда (гололеда) принимается в зависимости от района
установки и высоты радиомачты и изменяется от 0 до 4 см.
Объемный вес льда принимается равным 0,9 т/ж3.
Максимальные и минимальные значения расчетных температур воздуха
принимаются в зависимости от района строительства.
Нагрузки от антенн определяются проектным заданием.
2. Основы расчета и конструирования
При расчете радиомачт принимаются следующие комбинации нагрузок и
воздействий:
а) ветер максимальной силы, температура / = -|-20°;
б) гололед, ветер со скоростным напором, равным 30 кг/м1, темпера-
тура /= — 5°;
в) максимальная температура, ветра нет;
г) минимальная температура, ветра нет.
Основной комбинацией является схема „а“.
Схема „в“ служит для проверки габаритов и стрел провеса сети. Радио-
мачты, несущие проволочные сети, рассчитывают, кроме того, по схемам
,6“ и „г* на изгиб при одностороннем обрыве всей сети или на круче-
ние при обрыве половины сети в пролете (аварийный случай).
Мачты, расположенные в сейсмических районах, должны быть рассчи-
таны дополнительно на комбинацию основных нагрузок и инерционных сил,
обусловленных сейсмическими колебаниями, при половине максимальной
расчетной ветровой нагрузки.
При выборе направления ветра учитывается наиболее неблагоприятное
возможное сочетание ветровых нагрузок на мачту с прочими нагрузками,
а также изменение величины тяженпя сети в зависимости от направления
ветра (прн одностороннем спуске или обрыве половины или всей сети).
В расчете учитывается давление ветра не только на ствол радиомачты,
но и на оттяжки.
Гололед учитывается на всех элементах конструкций, на тросах и проводах.
Помимо расчета мачт в рабочих условиях, производится поверочный
расчет их на монтажные нагрузки (от крапов или стрел) при наличии ветра
или гололеда с ветром.
Наибольшее упругое перемещение ствола мачты на оттяжках от верти-
кали в точках крепления оттяжек не должно превышать ’/... высоты над
фундаментом точки крепления оттяжек.
Наибольшее упругое перемещение консоли мачты не должно превышать
7юо Длины консоли.
тгтии1° ?<?,?’ Обтекаемые башни большой высоты, „Бюллетень строительной
»'-АНИКИ Л2 D—о.
Радиомачты
767
Оттяжки присоединяют к стволу мачты при помощи специальных эле-
ментов (фиг. 713), прикрепляемых болтами к выступающим фасонкам мачты.
Фиг. 713. Верхнее крепление оттяжки
Для регулирования натяжения оттяжек
стяжки (фиг. 714). Для предотвращения
применяют специальные винтовые
заземления ствола мачты, находя-
Фиг. 714. Нижнее натяжное устройство для оттяжек
Фиг. 715. Изолятор
для секционирования
оттяжек
щегося под током, оттяжкп прерывают несколькими изоляторами (фиг. 715).
Ствол мачты опирается па центральную опору (фиг. 716).
768
Антенные сооружения
На фиг. 717 приведены трехграниые трубчатые радиомачты1 высотой 130,
160 и 205 ж. «7 к
Ствол этих мачт состоит из одинаковых секций длиной 7,5 ж, соедини-
емых на фланцах при помощи болтов.
Пояса и распорки мачты выполнены из труб, раскосы — из круглой
стали. Оттяжсчные секции и верхняя секция отличаются от всех промежу-
точных секций только дополнительными фасонками.
Число ярусов оттяжек принято равным двум для мачты высотой 130 м
и трем —для мачт высотой 160 и 205 м\ сортамент труб сведен к двум
Фиг. 716. Опорные части типовых радиомачт
диаметрам (152 и 54 мм), сортамент круглой стали — к трем размерам
(28, 18 и 14 мм). По сравнению с четырехгранными мачтами из уюлков
трехгранная мачта изготовляется и монтируется в значительно более корот-
кие сроки и имеет существенно меньший вес за счет применения круглых
сечений оптимальных диаметров и уменьшения давления ветра па кон-
струкцию по сравнению с мачтами из уголков. На фиг. 718 приведены
некоторые узлы трехгранной трубчатой мачты.
Радиомачта представляет собой сжато-изогнутый стержень па упругих
опорах, образованных оттяжками (фиг. 719).
В сооружениях, имеющих большое количество антенн, желательно ис-
пользовать последние в качестве несущих элементов, рассматривая при
расчете не отдельные мачты, а совместную работу системы мачт.
Проектирование радиомачты начинается с назначения схемы мачты, раз-
меров ствола и числа оттяжек. Далее следуют расчет оттяжек, онределе-
1 Автор проекта — А. Г. Соколов (ГПИ Проектсталькопструкция).
Радиомачты
7ЛР
d'J 2 1. i’. СсрелецикП
77D
Антенные сооружения
Фиг. 718. Узлы триграммой трубчатой радиомачты
Радиомачты
771
ние податливости опор и продольных сил от собственного веса, определе-
ние полезной нагрузки и вертикальных составляющих тяжеиия оттяжек.
После этого рассчитывают ствол мачты, как сжато-изогнутый стержень иа
упругих опорах, и проверяют устойчивость мачты.
3. Расчет оттяжек мачт
Уравнение напряженного состояния оттяжки можно получить, исходя из
теории гибкой нити. Принимаем провес нити по квадратной параболе, что
возможно прн малых стрелках провеса
и обеспечивает достаточную точность
и упрощение расчета (фиг. 720, а):
(32.2)
отсюда
/=С=ЙТ==-£- (32’3)
где F—площадь оттяжки;
а—напряжение в оттяжке;
Фиг. 720. К расчету оттчжкн
f — кг/см*— удельная нагрузка
на 1 сл3 оттяжки.
Длина провисшей оттяжки (при провесе по параболе н угле наклона
оттяжки а):
, , I. , 8 cos’ а \
Л = Z у/4 —р I ,
(32-4)
откуда уменьшение расстояния между конечными точками оттяжки от нро-
аеса ее (фиг. 720. б):
тп
Антенные сооружения
С другой стороны, удлинение оттяжки от усилия 5:
АГ— SZ______
Л/ — EF ~ Е '
Отсюда полное удлинение оттяжки:
8 = AZ* — AZ' = ^ — -—^Z’cos’a, (32.5)
а при учете температуры:
8=4 - тcos’ а + е ZZ, (32.6)
где е — коэффициент температурного удлинения оттяжки.
Если у оттяжки имелось начальное напряжение а0, начальная нагрузка
была т0 и начальная температура Zo, то, отсчитывая с, у и t от этих вели-
чин, получим:
+ (32.7)
Приведенная нагрузка на оттяжку равна (фиг. 719)
р = -у. -/[g cos а W cos (6 — 9) sin а]’ -|- [ II7 sin (6 — ^)]’, (32.8)
а нагрузка в начальном состоянии:
Здесь g—вес троса со льдом на единицу длины оттяжки в кг/елг,
IV" =1,2 qb{d-\-2c)—ветровая нагрузка на единицу длины троса в
кг/см',
qB — нормативный скоростной напор ветра в кг/с.«’;
d— диаметр оттяжки в еле;
с—толщина корки льда в еле;
6 — угол между направлением оттяжки в плане и оттяжкой Z, при-
нятой за начальную;
9—угол между направлением ветра и оттяжкой 1 в плане (фиг. 719);
а — угол оттяжки с горизонтом.
Составляющая ветра вдоль оттяжки не оказывает влияния на работу
оттяжки.
При наличии изоляторов в оттяжке учитывается также эквивалентная
равномерно распределенная нагрузка от веса изоляторов.
Величину монтажного напряжения оп для стальных канатов принимают
в пределах 5-ь25 кг/лм*, причем большие значения относятся к высоким
мачтам.
Усилие в оттяжках зависит от их положения но отношению к направ-
лению ветра. Предположим, что мы имеем четырехгранную мачту, для ко-
торой невыгоднейшее действие ветра направлено на ребро мачты (г. с. нахо-
дится в плоскости оттяжки); пусть в этой плоскости от действия ветра,
приведенного к уровню прикрепления оттяжек, мачта и уровне оттяжек
1 Г. А. Савицкий, Расчет игтяжек мачт, „Механизация стропте.тьсгва" № 12,
1947.
Радиомачты
773
переместилась на величину Д (фиг. 719). Тогда при удлинении наветренной
оттяжки, равном о,:
где с0 постоянное число, зависящее от начальных натяжений, равное:
с __________________________ __/ То у z*cosa
0 £cosa \ a0 ) 24 '
Точно так же для подветренной оттяжки, получившей удлинение
найдем:
— Д =-------=________°£. I fT.\*Fcos° |
cos a Ecosa * \ as ] 24 T eo*
Складывая оба полученных выражения, получим основное уравнение,
связывающее напряжения в наветренной и подветренной оттяжках:
<»«>
Второе уравнение получим, проектируя усилия в оттяжках S=oF на
направление силы It? (фиг. 719):
1Г=(о,—o2)Fcosa. (32.11)
Поскольку первое уравнение кубическое, систему полученных уравне-
нии легче всего решить повторными попытками.
Для этого, задавшись площадью оттяжек F, определяем:
W
с, — — ----------
1 - Fcos a
и
ТГ
°4 °* F cos a ‘
Подставляя эти выражения в уравнение (32.10), получим квадратное
уравнение, откуда определяем о„ а затем п о2. Если напряжение о( не от-
вечает площади F, исправляем его, изменяя F и о, п делая их соответствую-
щими друг другу. При этом второе приближение обычно является и по-
следним.
Прн направлении ветра под углом 45е к направлению оттяжек будут
работать все 4 отгяжки.
Обозначим проекцию на горизонтальную плоскость перемещения конца
о,
подветренной оттяжки А,—
Составив п ин перемещении на удлинениях обеих наветренных оттяжек,
получим перемещение мачты:
__ А, ______ 5, лту
COS 46е_____СО» а I
Аналогично, учитывая удлинения подветренных оттяжек, получим.
Т74
Антенные сооружения
Суммируя последние два выражения, найдем.
Равнодействующая проекций усилий S в оттяжках на горизонтальную
плоскость равняется Seos а /2.
Следовательно, при направлении ветра под углом 45 к направлению
оттяжек:
Ц7= (о, — оа) F cos а у 2.
Таким образом, для решения задачи нужно совместно решить уравнения:
<*•«>
и
1Р = (О|— Oi)Fcosa /2. (32.13)
Решение уравнений производится указанным выше приемом.
При трехгранной мачте и оттяжках, расположенных под углом 120°
друг к другу, при действии ветра в плоскости одной из оттяжек, обозна-
чив попрежнему проекцию на горизонтальную плоскость удлинения отгяжкп
через Др получим:
Для двух подветренных огтяжск, построив план перемещений, найдем:
— Д = —2Д,=
сом
Отсюда основное уравнение:
— 2
Второе уравнение, очевидно, имеет вид:
1Р'=(о, — о,) Л cos а.
(32.14)
(32.15)
4. Расчет ствола мачты
Ствол мачты работает, как неразрезная балка на упругих опорах. По-
датливость опор можно определить, зная перемещения узлов основной ста-
тически определимой системы, представляющей собой ствол мачты, укреп-
ленной оттяжками, с шарнирами в каждом узле.
Перемещения эти определяются вышеприведенными формулами.
Вследствие увеличения длины оттяжек перемещения будут возрастать
с повышением уровня крепления оттяжек (яруса). Если Дп — перемещение
узла л, то податливость узла:
(32.16)
«де 1Г„— ветровая нагрузка в узле п.
Расчет неразрезной балки па упругих опорах сводится к решению си-
стемы пятичленных уравнений. Хотя при небольшом числе ярусов оттяжек,
решение это не представляет особых трудностей, можно предложить удоб-
Радиомачты
ТК
пый способ повторных приближений. Для этой пели примем в качестве
первого приближения перемещения опор известными и равными перемещению
опор основной системы (фиг. 721).
Фиг. 721. К расчету ствола мачты
Тогда расчет сводится к решению трехчленных уравнений следующего
вида (при одинаковых расстояниях между оттяжками):
где Гп = 7„^
Zn-iAl„-i 4- 2 (Г„_, + Q М„ + Г„М„+1 = 6£У0ДЬ„, (32.17)
— приведенная длина панели л;
Д0я — угол перегиба основной системы у опоры л, равный:
Д»„=| (Дп-. - 2 Дп + Д„н) £ л - Тп - <32-18)
Здесь Д„ — перемещение в узле п основной системы, найденное выше;
/?ф, „ — фиктивная опорная реакция в узле п эпюры моментов ветровой
нагрузки нижней панели (п — 1);
/?Ф.п — то же, для верхней панели.
Вследствие того что оттяжка прикрепляется не к центру ствола, а к его
ребру, т. е. с эксцентриситетом d, где d— расстояние от центра до ребра
ствола, давление IF наветренной оттяжки дает дополнительный момент U d tgo.
Таким образом, реакция в нижней панели будет равняться:
а верхней:
Rj=^(Z— 4dtga),
R” = ^(/-2</tga).
Определив моменты по уравнению (32.17). находим реакции в узлах:
/?„ = + ± - 2'W„ + Д1я+1) • <32-19)
где Ron — фактическая горизонтальная опорная реакция внешней нагрузки,
равная Roll = ,, (qZ?' -|- q'A
Зная опорные реакции и разделив их на коэффициент податливости *,
получаем уточненные перемещения Д„= н "о ним повторяем расчет во
втором приближении.
Антенные сооружения
Весьма большие перемещения Д в верхних ярусах оттяжек приводят
к большим изгибающим моментам; для их снижения нужно уменьшить пере-
мещения Д, увеличивая для верхних ярусов начальное натяжение о0.
Аналогично ствол рассчитывают на натяжение антенны.
Величина продольных сил в стволе мачты определяется из расчета оття-
жек и подсчета веса вышерасположенных элементов. После построения эпюр
изгибающих моментов и продольных сил определяют напряжения в поясах
и элементах решетки ствола мачты.
Достижение критического напряжения прн продольном изгибе пояса
сквозного ствола определяет предельное состояние конструкции.
При неправильной регулировке оттяжек, а также из-за вытягивания ка-
натов податливость опор может повыситься, в результате чего ствол при
Фиг. 722. К проверке устойчивости ство-
ла мачты
увеличении продольных сил потеряет
устойчивость. Податливость регули-
руется искусственным натяжением от-
тяжек.
Прн проверке устойчивости ствола
можно рассматривать основную систему
как состоящую из шарнирно сочленен-
ных стержней с нссмсщаемыми шар-
нирами.
В самом деле, рассмотрим сжатый
ыногопролетный стержень с равными
пролетами, одинаковыми упругими ха-
рактеристиками опор, неизменной жест-
костью по длине и с постоянной сжи-
мающей силой. В такой системе при
достижении критического напряжения
все стержни в пролетах выпучатся
одновременно и, следовательно, изгибающие моменты на опорах будут равны
нулю. Фактически ствол мачты несколько отличается от вышеуказанных
характеристик, однако отступления невелики, и расчет идет в запас прочности.
Отсюда следует, что при проверке устойчивости сжатый неразрезной
стержень можно рассматривать, как шарнирную цепь (фнг. 722) ’.
Рассмотрим одно звено шарнирной цепи. Очевидно, при потере устой-
чивости звено покачнется и продольная сила достигнет критического зна-
чения, когда
N^y = Rl,
(32.20)
где R— опорная реакция, равная R = ?~
k — податливость узла.
Отсюда
N — ™ — 1
— у ‘ k
(32.21)
Аналогично для среднего узла цепи, в котором сходятся стержни 1п
и ^н-и
Nn Nn+'
^п->~УпУ^(У^-У^п=%
_ ш^ПеЕВЬ1е под?^ный способ предложен С. Д. Лейтссом (трест Сталькоиструкцня)
в 1Уо/ г. с дальнейшем он усовершенствован каид. техн, наук Г. А. Савицким.
Радиомачты
777
или
W"+!
6н-1
N”+'
-ТТЛ+. = °-
(32.22)
№
N
Считая, что расчетное усилие N должно бить меньше т. е
(32.23)
(32.24)
[Л+1
где Е — коэффициент запаса, получим:
<п + lw +'
где N„ — расчетные усилия в стволе.
Такие уравнения могут быть написаны для каждого узла; приравняв оп-
ределитель этих однородных уравнений нулю, получим уравнение для опре
деления фактического коэффициента запаса Еф. Нормативный коэффициент
запаса (при расчете по нормативным нагрузкам) при проверке устойчивости
может быть принят ?„=1,5.
Вполне возможно принять средние значения k, N, I. Тогда коэффициент
запаса Еф определится формулой:
Условие достаточной устойчивости:
где $ф — вычисленный коэффициент запаса.
Гибкость сжатых элементов мачт па оттяжках не должна превышать:
поясов—150, элементов решетки—175, связей — 200.
Гибкость растянутых элементов мачт на оттяжках не должна пре-
вышать 400.
Гибкость оттяжек и раскосов из круглой стали с предварительным натя-
жением не нормируется.
5. Опорные части
Опорные части ствола радиомачт служат не только для передачи лав те-
ния ствола па фундамент, по и предохраняют находящийся подтоком ствол
от заземления. Опорные части обычно состоят из фарфоровых изоляторов
(обычно трех) бочкообразной или колоколообразной формы, опирающихся
на стальную опорную плиту и перекрытых нижним стальным балансиром,
который через шаровую головку соединяется с верхним, также стальным,
балансиром опоры (фнп 71b). Предел прочности фарфора —500 500 к-ус.и ,
778
Антенные сооружения
причем ввиду хрупкости фарфора необходимо иметь коэффициент запаса
не менее 5. Допускаемое давление на боченочный изолятор высотой 270 мм
и диаметром 230 мм—150 т.
Высота изолятора зависит от напряжения в мачте; на 1 кв напряжения
необходимо иметь ~ 1 см высоты изолятора; для увеличения протяженности по-
верхности изолятора при больших напряжениях изоляторы снабжают ребордами.
В радиомачтах огромное значение имеет уменьшение механических нагрузок
на опорную и оттяжечную изоляцию, стоимость которой иногда достигает поло-
вины стоимости всего сооружения. Уменьшение нагрузок на изоляторы способ-
ствует уменьшению их стоимости.
§ 2. РАДИОБАШНИ
1. Общие соображения. Нагрузки
Радиобашни являются свободно стоящими пространственными решетча-
тыми конструкциями. Первая в СССР и в Европе башня для радиовещания
спроектирована акад. В. Г. Шуховым в 1921 г. и
построена в 1922 г. в Москве (фиг. 723).
Радиобашни тяжелее и дороже радиомачт, но тре-
буют меньшей площади застройки, дешевле в эксплуа-
тации и менее опасны для воздушного транспорта.
В ряде случаев антенные сооружения на оттяжках
не удовлетворяют радиотехническим требованиям и
могут выполняться только в виде радиобашен.
Радиобашни в соответствии с радиотехническими
требованиями сооружаются либо с изолированным, либо
с заземленным основанием.
При устройстве зонтичной антенны, представляю-
щей собой прикрепленный к вершине башни много-
угольник (зонтик), откуда спускаются вертикальные
провода антенны, рационально применение пирамидаль-
ных башен (фиг. 725).
Ширина базы башни назначается в пределах ’/is <- */ц
высоты, ширина верхушки — около 1,5 4-2 л, толщина
шпиля — 0,3 4-1,0 м.
Башни делаются трехгранники или четырехгранны-
ми. Первые предпочтительнее благодаря уменьшению
объема фундаментов, исключению диафрагм и умень-
шению количества отправочных элементов.
Решетка в башнях применяется крестовая с допол-
нительными распорками или ромбическая, так как эти
типы решеток позволяют уменьшить свободную длину
сжатых стержней поясов.
Фиг. 723. Радиобашня Панель в связи с уменьшением ширины башни по
системы Шухова вы- высоте можно делать переменной; однако иежсла-
сотой 160 м телыго менять се величину па протяжении отправочного
элемента более двух раз.
Вес четырехгранной трубчатой радиобашни при высоте до 200 л соста-
вляет 0,5 4-0,6 лг/м, трехгранпой — 0,4 4-0,5 т/л.
Меньшие значения относятся к низким башням, ббльшис —к высоким.
Башни из уголков в 1,54-1,7 раза тяжелее трубчатых.
Нагрузки на радиобашни остаются такими же и определяются так же,
как для радиомачт.
Радиобашни
?Т9
2. Основы расчета башен
Башни рассчитывают на комбинации нагрузок, дающие наибольшие уси-
лия в элементах или наибольшие перемещения башни.
Расчетными схемами при наличии антенной сети являются:
1) тяжение сети без гололеда; ураганный ветер наиболее невыгодного
направления;
2) тяжение сети с гололедом; ветер — 30 кг!м\ наиболее невыгодного
направления.
Кроме того, башни, поддерживающие антенные сети, рассчитывают на
односторонний обрыв всей сети, вызывающий изгиб, или на обрыв поло-
вины сети, который создает крутящий момент (аварийный случай).
Расчет башни, не несущей антенной сети, упрощается, так как расчетной
схемой в этом случае всегда является ветер на угол башни прямоугольного
сечения и ветер на грань башни треугольного сечения.
Собственный вес башни, находящихся на ней устройств и вес сети пере-
даются целиком на пояса башни.
При расчете башни внешние силы считают действующими в плоскости
грани, а усилия в поясе находят, как сумму усилий в поясах смежных гра-
ней. Расчет ведется в следующем порядке: определяют нагрузки, расклады-
вают их по граням башни, распределяют по узлам плоской фермы и опре-
деляют усилия в стержнях обычными методами строительной механики.
Прн расчете башни на кручение предполагается, что пояса в работе не
участвуют, а работают лишь элементы решетки.
Усилие в последних от кручения складывается с усилием от поперечной
силы при изгибе. Поперечная сила при изгибе распределяется между гранями
в соответствии с распределением нагрузки.
Поперечная сила в грани прн кручении определяется по формуле:
п —'W’:r
Vkp— па ’
(32.2b)
где А1Кр — крутящий момент;
а — апофема многоугольника поперечного сечения башни;
л —число граней.
Для узких радиобашен (илн шпилей) при отношении высоты к ширине
более 30 должна быть проверена устойчивость конструкции. При этом
влияние переменной жесткости башни может быть учте-
но согласно методике, разработанной акад. А. Н. Дин-
ником 1.
Прогиб верха башни не должен превышать ’/юо ее
высоты.
Фиг. 724. Диафрагма
радиобашни
3. Основы конструирования башен
Сечения поясов четырехгранных башен обычно ком-
понуются из одною уголка или крестовыми из двух
уголков, элементы решетки — из одного уголка.
Пояса н распорки трехгранных башен делаются нз труб
или уголков, элементы крестовой решетки — нз круглой
Раскосы нз круглой стали (тяжей) должны быть предварительно натя-
нуты, для гою чтобы они ПС могли выйти из работы от сжимающих уси-
стали или из труб.
* А. Н. Ди пи н к, Устойчивость упругих систем, изд. АН СССР, 1950.
780
Антенные сооружения
лий, а также для повышения жесткости конструкции. Целесообразно началь-
ное натяжение иметь ббльшим максимального усилия в раскосах.
В четырехгранных башнях в плоскостях некоторых распорок распола-
гают диафрагмы (фиг. 724), необходимые для обеспечения неизменяемости
контура сечения башни при ее изгибе.
На фиг. 725 приведены трехгранные трубчатые радиобашни высотой 108.
124, 156 и 204 м, в которых осуществлены значительная повторяемость и
взаимозаменяемость одинаковых элементов *.
Фиг. 725. Трехграниые трубчатые радиобашни
По сравнению с четырехгранными башнями из уголков изготовление и
монтаж таких башен значительно ускоряются благодаря фланцевым соеди-
нениям в стыках, а вес значительно уменьшается за счет применения труб-
чатых сечений оптимальных диаметров и снижения в связи с этим расчет-
ной ветровой нагрузки по сравнению с башнями из уголкоп (см. главу XXXI).
Эти башни состоят из секций длиной 7,5-5-8 м каждая. Как уже было
указано, соединение секций между собой производится па фланцах при
помощи болтов.
Автор проекта А. Г. Соколов (ГНИ Проектстальконструкнпя).
Радиобашни
781
Фиг. 726. Узлы трехгпанной трубчатой радиобашни
Фиг. 727. Изоляция радиобашни с дополнительным пятовы
изолятором
Па фш. 726 изображены узлы трехгранной башни с поясами и распор-
ками из груб н раскосами из круглой стали.
Гибкость сжатых элементов радиобашен не должна превышать: поясов —•
120, прочих элементов-—150, связей — 200.
Гибкость растянутых элементов радиобашен не должна превышать 400.
Гибкость раскосов из круглой стали с предварительным натяжением нс
нормируемся.
7gi
Антенные сооружения
4. Опорные части
Если конструкция радиобашен не изолируется от антенных устройств
я при эксплуатации находится под током, необходимо изолировать опорные
части башни. Опоры радиобашен работают на сжатие и растяжение, чем
они отличаются от опорных частей радиомачт; поэтому для изоляции их от
Фиг. 728. Опорная часть радиобашни
фундамента применяют либо реверсивную схему (конструкцию, в которой
растягивающее усилие от ноги башни превращается в сжимающее изолятор
усилие), либо схему, где отрывающие усилия воспринимаются дополнитель-
ными изолированными стержнями, тогда как изоляторы работают только
на сжатие (фиг. 727). На фиг. 727 эти стержни помещены в центре башни.
В радиобашнях высотой до 60 м можно передавать отрывающее ногу уси-
лие через болт на нижний изолятор (фиг. 728).
Допускаемые напряжения на изолятор—см. § 1, п. 5 настоящей главы.
Глава XXXHI
ОПОРЫ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
§ I. ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ, ОСНОВНЫЕ РАЗМЕРЫ И ТИПЫ ОПОР
Назначением линий электропередачи является передача электрической
энергии от места ее получения к потребителям.
В проектном задании указываются конечные пункты передачи, рабочее
напряжение линии, материал и сечение проводов, материал опор (мачт),
количество цепей на одном ряде мачт и число рядов опор.
Основные положения проектирования линий электропередачи заключаются
в следующем.
1) Максимальное тяжение в многопроволочиых проводах не должно пре-
вышать половины, а при пересечениях населенных мест, автострад, железно-
дорожных путей, линий электропередачи — трети предела прочности про-
вода.
2) В местах пересечения высоковольтной линии с разного рода препят-
ствиями должны быть соблюдены минимальные расстояния проводов до
земли, указанные в табл. 33.1.
Та б л п па 33.1
Минимальные расстояния проводов воздушных линий до земли в м
Характеристика районов или пересечений Номинальные напряжения линий в кв
35—110 154 220
Населенная местность, часто посещаемая людьми и доступная для транспорта и сельскохозяйствен- ных машин Расстояния до земли 6,0 6,5 7,0
Населенные места и территории промышленных предприятий Расстояния до земли 7,0 7,5 8,0
При пересечениях железных дорог постоянного пользования Расстояния до головки рельсов 7,5 8,0 8,5
При пересечениях автогужевых дорог Расстояния до полотна дороги 7,0 7,5 8,0
3) Опоры, находящиеся в зоне затопления, должны быть защищены от
действия льда прн ледоходах.
4) Углы поворота линии должны быть не больше 90 .
5) Расстояния между проводами и расстояния от провода до опоры ли-
чин электропередачи зависят от напряжения линии.
Расстояние I между соседними опорами (точками подвеса провода), изме-
ренное по горизонтали (фиг. 729), называется пролетом провода.
784
Опоры линий электропередачи
Вертикальное расстояние Л, иижией точки провода от земли называется
габаритом линии.
Высота точки подвеса провода, определяющая высоту опоры, равна:
* = (33.1)
расстояниях
расстояниях
от материа-
Фиг. 729. Схема провода элек-
тропередачи
равномерности ветра,
нин пролета ветер не
ле f—наибольшая стрела провеса провода.
На линиях с напряжением 35 кв опоры устанавливают па
50-ь 150 м, на линиях с напряжением 110-Ь220 кв — на
150-ь450 м и более в зависимости
6 ла и сечеиня проводов, а также местных условий.
Над проводами располагаются тросы, служа-
щие для защиты линии от ударов молнии.
Нагрузка от гололеда на проводах и тросах
определяется так же, как для оттяжек радпомач!.
Ветровая нагрузка на провода, тросы н опо-
ры определяется, как для радиомачт, с той только
разницей, что вычисленное давление ветра на
провода и тросы умножается на коэффициент не-
равный 0,85 (ввиду того, что па большом протяже-
может иметь одинаковой максимальной интенсивности).
По назначению опоры классифицируются следующим образом:
1) промежуточные (фиг. 730, 6), поддерживающие провода:
2) анкерные (фиг. 730. а), воспринимающие ряжение проводов;
3) концевые (фиг. 731), устанавливаемые на концах линии перед под-
станцией;
4) угловые (фиг. 732), устанавливаемые в углах поворота линии;
5) переходные, устанавливаемые на переходах (пересечениях рек,
оврагов и т. п.), требующих больших пролетов.
При прохождении трассы по равнинной местноегп количество промежу-
точных опор составляет около 85% от общего числа опор.
Общие соображения, основные размеры и типы опор
7S5
Собственный вес промежуточных опор линии с напряжением 35 кв со-
ставляет 1,0-:-1,8 m, линии ПО кв—1,8 ч-3,2 m, линии 220 кв—3,8-;-7,5 m
в зависимости от пролета, количества и сечения проводов и тросов. Соб-
Фиг. 733. Схемы расположения проводов и тросов
ственный вес анкерных опор в 1,5 ч-2 раза, а угловых в 2 ч-2,5 раза
больше, чем промежуточных.
Основными материалами проводов являются медь, сталь и алюминий;
диаметр проводов — 11 ч-20 мм, разрывное усилие — 3 ч-7 т, вес провода—
0,5 4-0,9 кг/м.
Типы опор выбираются в зависимости от рабочего напряжения линии,
расположения проводов, назначения опор и местных условий.
Схемы расположения проводов п тросов представлены на фиг. ч>3.
При подвеске одной линии (пени) па опоре провода располагают тр<
угольником (фиг. 733, я); трос монтируется на вершине опоры.
5и н. с. CipiMcmcith
786
Опоры линий электропередачи
Подвеска двух цепей на одной опоре осуществляется прямой елкой
(фиг. 733, <5), обратной елкой (фиг. 733, в) и шестиугольником (фиг. 733, г).
Вид по IY-IV
?wo
Фиг. 736. Рюмковидная опора
При напряжении 220 кв и более применяется подвеска проводов в го*
ризонтальной плоскости (фиг. 733, д), гарантирующая высокую надежность
работы линии.
Общие соображения, основные размеры и типы опор
787
Фиг. 737. Опора портального типа
Основным материалом металлических опор является сталь марки Ст. 3.
Заводские соединения делаются сварными, монтажные—на черных или
рифленых болтах, а в последнее время и на монтажной сварке.
При выборе типа конструкции следует обращать особое внимание иа
габариты отправочных элементов, исходя из возможности их перевозки
автодорожным транспортом (длина — 9 лг, ширина и высота сечения —
2,5 м).
Для линий с напряжением 35 кв применяются пирамидальные опоры
с узкой базой (фиг. 734). Поперечное сечеиие такой опоры представляет
собой прямоугольник. Пояса делают из одного или двух уголков; решетка
принимается треугольная из одиноч-
ных уголков.
Для линий с напряжением ПО кв
применяются опоры с широкой базой
(фиг. 735) или рюмковидные опоры
(фиг. 736), позволяющие уменьшить
расход стали и бетона. Опоры с широ-
кой базой требуют больше металла и
отличаются худшей транспортабель-
ностью; зато они более универсальны,
так как годятся не только для проме-
жуточных, но и для угловых опор.
Для линий с напряжением 220 кв
применяются опоры портального типа
(фиг. 737) или рюмковидные опоры. Не-
достатком последних является затруд-
нительность монтажа среднего провода.
Наименьшее сечение уголков в кон-
струкциях опор принимается 50X5, ми-
нимальная толщина листовой и полосо-
вой стали — 5 мм. В узкобазных опорах
возможно применение прутковых кон-
струкций.
Наименьшая толщина сварного шва
принимается равной 5 лглг, наимень-
ший диаметр болта—14 мм.
Конструкция опор закрепляется в фундаментных подножнпках (фиг. 737).
Если подножники делаются из стали, толщина их элементов из условий
ржавления должна быть не менее 8 мм. Стальные подножники обычно обетони-
вают. Целесообразно применение сборных железобетонных подножников.
Крепление проводов на промежуточных опорах осуществляется свободно
на подвесных гирляндах изоляторов. На анкерных опорах провод закрепляют
наглухо в оттяжных гирляндах изоляторов.
Длина и вес гирлянд изоляторов зависят от напряжения линии и могут
быть приняты по табл. 33.2.
г Таблица 33.2
Длина и вес гирлянд изоляторов
Напряжение линии в кв 35 по 220
4 7 11 14
0,95 1,45 2,20 2,75
Вес гирлянды с арматурой и кг 30 50 75 95
788
Опоры линий электропередачи
Высота опоры определяется в зависимости от габарита линии (в соот-
ветствии с табл. 33.1), длины гирлянд изоляторов (согласно табл. 33.2),
наибольшей стрелы провеса и схемы расположения проводов и тросов.
Расстояние между проводами и расстояние от провода до опоры опреде-
ляются в зависимости от напряжения линии и конструкции опоры.
Схема и размеры опор и их элементов зависят от климатических усло-
вий, расположения проводов на опоре, расстояния между проводами, высоты
точек подвеса проводов над землей и пролета линии (см. выше).
Увеличение пролета ведет к увеличению высоты опоры и ее утяжеле-
нию, но зато при этом уменьшается количество опор и изоляторов на
линии. Можно найти оптимальный пролет, при котором строительные за-
траты и эксплуатационные расходы в течение срока службы линии будут
наименьшими. Решение этого вопроса определяется сравнением вариантов.
Для этого вычисляются экономические показатели при различных пролетах
на линии, что требует проектирования для каждого исследуемого пролета
промежуточных и анкерных опор. Эта работа производится обычно для
двух-трех схем расположения проводов.
Сравнивая показатели, полученные для оптимальных пролетов рассматри-
ваемых схем расположения проводов, находят наивыгоднейшее расположе-
ние проводов и пролет линии.
При установлении оптимального пролета необходимо рассмотреть различ-
ные конструктивные схемы опор, выбрав из них наилучшую по технико-
экономическим показателям.
§ 2. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ОПОР
Опоры рассчитываются в двух основных предположениях:
1) провода нс оборваны;
2) провода оборваны с одной стороны опоры.
В первом случае (при необорваиных проводах) нагрузки состоят из соб-
ственного веса опоры, веса проводов с гололедом и давления ветра, дей-
ствующего поперек линии на опору и обледеневшие провода; при расчете
угловых и концевых опор, кроме того, учитывают равнодействующую тяже-
ния проводов.
Во втором случае (при одностороннем обрыве проводов) нагрузками
являются: собственный вес опоры, вес чистых проводов, давление вс гра, дей-
ствующего поперек линии на опору и провода, а также тяжение оставшихся
проводов.
Иногда при необорвапиых проводах более неблагоприятное сочетание
нагрузок получается при замене гололеда максимальными температурными
воздействиями.
При расчете проводов результирующая нагрузка слагается из вертикаль-
ных нагрузок (собственный вес, гололед) и горизонтальных (ветер).
Кривая провисания провода принимается за параболу. Тогда тяжение в
нижней точке провода:
$о = §, (33.2)
|де g нагрузка, приходящаяся па единицу длины провода;
f—провес провода.
Тяжение провода в точке а (фиг. 738) приближенно равно (ввиду по-
логости кривой):
+ (33.3)
Основы расчета опор
789
Отсюда напряжение и проводе:
s °0 = <’o + t/i, (33.4)
где Од -р напряжение провода в точке о;
S„
°о— р —то же» в низшей точке провода;
g
1 = -р—удельная нагрузка провода;
F плошадь поперечного сечения провода.
Наибольшей величины напряжение провода достигает в точках подвеса:
При изменении температуры воздуха и ® у Л 1
нагрузок от ветра и гололеда имеем для Фиг 738_ Тяжение да
горизонтального провода [см. уравнения
напряженного состояния оттяжки (32.7) и (32.10)]:
+ [fe)S “ (й’] я + £ - о = 0- (33.8)
Уравнение (33.8) является основным для расчета проводов и позволяет
определить напряжение материала ат, соответствующее удельной нагрузке ~т
и температуре tm, если известно напряжение сп при удельной нагрузке
и температуре
Стрела провеса при новых условиях:
/т=М3. (33.9)
Задаваясь напряжением в проводе для исходных условий ол, можно найти
напряжение от для любых других атмосферных условий при помощи урав-
нения (33.8).
Критический пролет провода, при котором провод работает с наиболь-
шим напряжением при амплитуде изменения температур (t—(»1|Я):
. Г 24г (t — Тмин)
* кр -- °макс I ..о _ ..2
' । макс ‘мни
(33.10)
Здесь о„якс- наибольшее возможное напряжение материала провода,
t — температура воздуха, соответствующая наибольшей поперечной
нагрузке (но нормам наибольшая добавочная нагрузка от голо-
леда и ветра принимается наступающей при (=•—5);
— низшая температура воздуха;
"(макс — удельная нагрузка провода при наибольшей добавочной на-
грузке;
Тмин — удельная нагрузка провода при низшей температуре,
е — коэффициент температурною удлинения провода.
W) Опоры ланий электропередачи
Если действительный пролет меньше критического, то максимальное на-
пряжение в проводе будет иметь место при низшей температуре воздуха;
если выбранный пролет больше критического, то наибольшее напряжение в
проводе будет иметь место при максимальной удельной нагрузке.
Стрела провеса провода также зависит от температурных условий;
можно наметить критическую температуру, при которой стрела провеса
будет одинаковой как при наивысшей температуре, так и при наличии голо-
леда (при температуре —5°):
f«p=< + 7g'(1 у)> (33.11)
где 1 =—5°;
а—напряжение в проводе при нагрузке его собственным весом и
гололедом;
у, — удельная нагрузка при высшей температуре воздуха;
у — удельная нагрузка при наличии гололеда.
Если высшая температура воздуха больше критической, то наибольшая
стрела провеса будет иметь место прн высшей температуре; если высшая
температура меньше критической, то максимальная стрела провеса получится
при нагрузке провода собственным весом и гололедом.
Как указывалось выше, опоры рассчитывают по двум основным схемам:
1) нормальный режим работы линии—провода не оборваны (основное
сочетание нагрузок);
2) аварийный режим работы линии — часть проводов оборвана (особое
сочетание нагрузок).
При расчете промежуточных опор принимается обрыв одного провода в
цепи. При этом горизонтальное усилие в проводе уменьшается вследствие
наклона гирлянды изоляторов и получающегося поэтому увеличения длины
пол вешенной конструкции1.
Анкерные опоры рассчитывают на обрыв двух проводов при одной цени
на опоре и обрыв трех проводов при двух цепях. Дополнительно рассма-
тривается случай обрыва одного из защитных тросов.
Предполагается, что обрыв проводов и тросов происходит при темпера-
туре воздуха 1 = — 5° и отсутствии ветра, причем провода и гросы счи-
таются покрытыми гололедом.
Гибкость элементов опор линий электропередачи должна быть не более:
для поясов, сжатых опорных раскосов и распорок — 150;
для всех прочих сжатых стержней основных конструкций—180;
для нерабочих стержней решетки и связей — 220;
для растянутых стержней — 350.
Прогиб верхушки опоры не должен превышать:
для концевых и угловых опор — Н\
для анкерных опор — ~ /7;
1IJU
для переходных опор всех типов высотой более 60 м — ,.!Л И, где /7—
I4U
высота опоры.
Для промежуточных опор (кроме промежуточных переходных высотой
более 60 м) прогиб не ограничивается. Проверке па жесткость подвергаются
лишь опоры с отношением ширины базы к высоте мачты меньше 1,12.
1 А. А. Глазунов, Сети электрических систем, Гос^нергоиздаг, 1917.
Опоры линий электропередачи великих строек коммунизма 791
Прогиб траверсы, поддерживающей провода, в вертикальной плоскости
при нормальном режиме работы не должен превышать:
для концевых, анкерных и угловых опор, а также промежуточных опор
на специальных переходах: в пролете — 2Uq4 на консоли
для промежуточных опор (кроме переходных): в пролете — иа кон-
I L50
соли—эд а, где I—длина участка траверсы, расположенного между стой-
ками мачты; а — длина консольной части траверсы.
Диафрагмы в опорах ставятся не реже, чем через 8 м, причем каждый
отправочный элемент опоры должен иметь не менее двух диафрагм.
Независимо от этого диафрагмы ставят во всех сечениях, где приложены
нагрузки или где имеет место перелом поясов.
§ 3. ОПОРЫ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ ВЕЛИКИХ СТРОЕК КОММУНИЗМА
До сих пор самой длинной линией электропередачи считалась лииня от
Боулдердемской гидроэлектрической станции в США протяженностью 426 км
при напряжении 287 кв.
Каждая из одиночных линий электропередачи Куйбышев — Москва и
Сталинград — Москва имеет длину порядка 1 000 км при напряжении 400 кв.
Вес стальных конструкций опор указанных линий при обшей их протяжен-
ности 4 000 кл составляет около 100 000 т, не считая анкерных болтов и
арматуры фундаментов.
Ряд новых оригинальных конструктивных решений опор линий электро-
передач великих строек коммунизма дало отделение дальних передач про-
ектного института Теплоэлектропроект (инженеры С. С. Рокотян, М. А. Гецов,
А. П. Матвеев, И. А. Рихтер и др.).
Особенности конструкций указанных опор заключаются в следующем.
Ввиду чрезвычайно высокого напряжения (400 тыс. в) и большой про-
тяженности линий применен сталеалюминиевый провод марки АСО 480,59,7 *,
причем каждая из трех фаз имеет по три провода.
Такое расщепление фазы обеспечивает увеличение пропускной способ-
ности и уменьшение потерь электроэнергии по сравнению с одним прово-
дом в фазе. Каждая подве сная гирлянда изоляторов имеет длину 6 м и вес
300 кг. Высота опор изменяется в пределах от 27 до 120 м.
На промежуточных опорах применены специальные подвески (выпуска-
ющие зажимы), разгружающие опору от тяженпя проводов при обрыве трех
прополов расщепленной фазы. Пределы экономически выгодных пролетов
(400-:-500 я) определены из условия минимальной стоимости опор, фун-
даментов н изоляторов.
Шаг опор принят равным 450 м.
Произведенный отделением дальних передач ГПИ Теплоэлектропроект тех-
нико-экономический анализ многих вариантов опор показал преимущество
опор портального тина, в наибольшей степени удовлетворяющих простоте
изготовления, требованиям монтажа, эксплуатации и простоте устройства
фундаментов. На фиг. 739 приведен общий вид промежуточной опоры линии
электропередачи с напряжением 400 кв.
Суммарное сечеиие алюминиевых проволок — 480 .мл8,суммарное сечение сталь-
ных приволок сердечника — 59,7 мм3.
792
Опоры линий электропередачи
Фиг. 739. Общий вид промежуточной опоры линии втекгронередачи
с напряжением 400 кв (макет)
Опори линий электропередачи великих строек коммунизма
793
Подиожники под стойки опоры спроектированы сборными железобетон-
ными. Материал конструкций—-сталь марки Ст. 3. Каждая стойка опоры и
траверса состоят из отправочных элементов длиной по 9 м, что весьма
удобно для перевозки на нормальных двухосных платформах и автома-
шинах. Все пояса и элементы решетки состоят из одиночных уголков, при-
чем узловые сопряжения выполнены без фасонок. Все заводские соедине-
ния— сварные с применением электродов марки Э42, все монтажные
соединения на черных болтах d — 22 мл, вставляемых в отверстия d=
= 24 мм. Вес промежуточной опоры составляет 7,2 т. Диафрагма траверсы
с хомутом для крепления гирлянды изоляторов показана иа фиг. 740.
Фнг. 740. Диафрагма траверсы с хомутом для крепления гир-
лянды изоляторов
На фиг. 741 показана конструкция для подвески защитного троса над
траверсой (фнг. 739). К концу стойки трос прикрепляется шарнирно при по-
мощи хомута (фнг. 741, узел 1).
Траверса свободно опирается на стойки опоры через центрирующие
прокладки и прикрепляется к ним болтами (фиг. 742).
На фиг. 743 приведен узел базы промежуточной опоры. Анкерные болты
d = 21 мм пропускают через отверстия <7=40 мм в опорной плите Столь
значительная разница в диаметрах отверстия п болта чрезвычайно упрощает
монгаж, обеспечивая вместе с гем прочность и надежность крепления сталь-
ной конструкции опоры к подножнпку.
Перед установкой опоры пли гы стоек поливают цементным раствором.
Конструктивная форма сильно нагруженной угловой опоры линии электро-
передачи с напряжением 400 кв показана на фиг. 744. Траверса поддержи-
вается двумя пространственными опорами, состоящими из отдельных стоек,
воспринимающих усилие любого направления.
Дли обеспечения равномерной работы обеих стоек портала ввиду нали-
чия значительных горизонтальных сил каждая из стоек имеет самостоятельный
-09ZZ
Фиг. 742. Крепление траверсы к стоПкам опоры
Фиг. 743. Узел базы промежуточной опоры
фш. 744. Схема уклонил опоры линии s.icKipoiii редачи с напряжением 400 л в
798
Опоры линии электропередачи
подкос. На фиг. 745 показан сложный узел сопряжения элементов про-
странственной опоры. Вес описанной угловой опоры составляет 17,9 т.
aof-f (УпсрпЛю(аВяи кмоспк
Фиг. 745. Узел примыкания «подкоса к стойке угловой опоры
fSStf
Высота промежуточных переходных опор, устанавливаемых на берегах
рек, достигает 120 м.
Глава XXXIV
ДЫМОВЫЕ ТРУБЫ
§ 1. ОСНОВЫ КОНСТРУКЦИЙ ДЫМОВЫХ ТРУБ
Дымовые трубы строятся аналогично антенным сооружениям, свободно
стоящими или расчаленными.
Высота стальных дымовых труб изменяется от 10 до 120 м, диаметр
ствола — от 0,2 до 4 м.
При высоте до 25 м обычно применяются трубы на оттяжках, более
25 л — свободно стоящие, так как при большой высоте и расположении
трубы на заводской территории за-
труднено размещение оттяжек.
Диаметр трубы в свету и ее
высота определяются теплотехниче-
ским расчетом, а также санитарно-
гигиеническими соображениями.
Диаметр в свету расчаленных
труб изменяется от 20 до 70 см.
Толщина стенок расчаленных
труб изменяется от 4 до 7 мм.
Расчет оттяжек аналогичен расчету
оттяжек радиомачт.
Расчаленные трубы делаются ци-
линдрическими (фиг. 746); нижняя
часть свободно стоящей трубы вы-
полняется конической (фиг. 747).
Высоту конической части следует
принимать не менее ’/4 высоты трубы,
диаметр нижнего основания конуса —
около двух диаметров цилиндриче-
ской части, диаметр цилиндрической
части — не менее */sn длины цилинд-
Фиг. 746. Схема расча- Фиг. 747. Схема
ленной дымовой трубы свободно стоящей
дымовой трубы
рической части.
Свободно стоящие трубы должны изготовляться из стали марки Ст. 3
и свариваться электродами марки Э42.
Дымовая труба изготовляется секциями длиной 4,5 -т- 8 м, соединяемыми
при монтаже с помощью сварки (фиг. 748).
С точки зрения монтажа наиболее удобно фланцевое соединение секций
(фиг. 748, а), хотя такое соединение менее удачно из-за краевого эффекта
в месте сопряжения листа с фланцем. Высокие местные напряжения неже-
лательны вследствие колебаний трубы от действия ветровой нагрузки. Ввиду
этого для высоких груб (77^> 70 м) более надежным является соединение
800
Дымовые трубы
секций встык с односторонним скосом нижней кромки каждой секции (фиг.
748 б). Все остальные соединения листов кожуха трубы всегда делаются встык.
Для защиты внутренней стороны оболочки (кожуха) трубы от коррозии
под действием дымовых газов и теплоизоляции газов от наружного воздуха
устраивается футеровка из огнеупорного кирпича (шамота).
Фиг. 748. Узлы дымовой трубы
Толщина футеровки зависит от температуры дымовых газов.
Между футеровкой и оболочкой трубы оставляется зазор 2-S-3 см, кото-
рый заполняют котельным шлаком или инфузорной землей.
Для опирания футеровки и обеспечения жесткости к оболочке грубы
приваривают кольца из уголков (фиг. 748, в) или листовой стали (фиг. 748, с).
Все цилиндрические секции трубы обычно габаритны и изготовляются на
заводе стальных конструкций. Коническая часть высокой трубы негабаритна
и сваривается на месте установки из заранее свальцованных листов. Кони-
Фиг. 749. Опорная часть дымовой трубы
Фиг. 750. Верх дымовой трубы
ческую часть трубы устанавливают на опорную плиту и приваривают к ней
(фиг. 749). Плита делается толщиной 20-:-40 мм и прикрепляется анкер-
ными болтами d = 24 —s- 48 мм к фундаменту.
Толщина листов свободно стоящих труб изменяется от 8 до 18 мм.
Для усиления верхнего конца трубы и защиты футеровки от атмосфер-
ных осадков устраивается верхнее окаймляющее кольцо (фнг. 750).
близи верха трубы устраивается круговой путь для тележки маляра;
вдоль трубы предусматривается лестница.
Основы paciema дымовых труб
ЯП
§ 2. ОСНОВЫ РАСЧЕТА ДЫМОВЫХ ТРУБ
Нагрузками на дымовую трубу являются собственный вес кожуха футе-
ровка и горизонтальные силы (ветер, сейсмические воздействия).
Скоростной напор ветра принимается переменным по высоте;
<Z = <Zo + 1.5(h —SOIkz/.w1, (34.1)
где г/0— нормативный скоростной напор ветра на высоте 20 м, умножен-
ный на динамический коэффициент, равный 2;
h—высота рассматриваемого сечения в м.
Труба разбивается по высоте на ряд участков длиной 15-4-20 м, в пре-
делах которых скоростной напор принимается постоянным.
Давление ветра па участок трубы:
Р = ncqF, (34.2)
где с — коэффициент обтекания (для больших диаметров равный 0,7);
F— площадь вертикальной проекции соответствующего участка трубы в к;
л — коэффициент перегрузки.
Основное напряжение в оболочке трубы проверяется по формуле:
д,Рае.. Л1расч
л = (34.3)
где N—расчетная продольная сила от вертикальных нагрузок;
М— расчетный изгибающий момент от горизонтальных нагрузок;
F = ‘2^r'j—площадь поперечного сечения оболочки трубы;
11'/=№8— момент сопротивления поперечного сечения оболочки;
г — радиус сечения оболочки;
8 — толщина оболочки;
R — расчетное сопротивление стали.
При расчете по допускаемым напряжениям формула (34.3) принимает
следующий вид;
°= г (З4.о)
Требуемая толщина оболочки определяется для каждой секции.
При расчете кожуха и сварных соединений труб к основным напряже-
ниям, возникающим в трубе при расчете ее как стержня, должны быть
добавлены напряжения краевого эффекта в местах сопряжения с фланцами,
а также в местах изменения направления образующей (в частности, в месте
перехода or цилиндрической части трубы к конической).
Напряжения краевого эффекта сопряжений на фланцах и у мест пере-
гиба определяются согласно указаниям и формулам глав XXVI—XXX.
Для уменьшения местных напряжении от внецентренной передачи веса
футеровки через листовые кольца жесткости (фиг. 748,а) ЦНИПС рекомен-
дует усиливать эти кольца приваренными снизу наклонными планками, рас-
положенными но всему периметру трубы.
Необходимо предусматривать конструктивные мероприятия, уменьшающие
темпера ivpiiwc напряжения вблизи мест опирания футеровки на кольца;
в чао нос in, рекомендуется защита опорных колец путем наптска футе-
ровки (фш. 718. а и о).
Анкерные болты рассчитывают па наибольшие горизонтальные нагрузки
при наименьшем собственном весе трусы, когда футеровка отсутствует.
Si и* С. СтргЛсцккй
Дычовые трубы
sm______________________________________________________________________
Проверка сжатой зоны оболочки трубы на местную устойчивоегь при
изгибе производится по формуле1:
0,321%
(34.4)
Наибольшее расчетное напряжение (с учетом коэффициентов перегрузки)
не должно превышать критического напряжения, умноженного на коэффициент
условий работы 0,8, т. е.
°расч
Проверка устойчивости трубы на опрокидывание (совместно с фундамен-
том) производится без учета веса футеровки. Коэффициент запаса устойчи-
вости на опрокидывание при ураганном ветре должен быть не менее 1,3.
Прогиб трубы пе должен превышать '/,2QQ ее высоты.
Проведенное ЦНИПС в 1948—1949 гг. экспериментальное изучение ко-
лебаний построенных стальных труб позволяет сделать ряд выводов, вскры-
вающих особенности работы дымовых труб как высотных сооружений.
Установлено, что частота колебаний дымовых труб в ветровом потоке
может совпадать с частотой их собственных колебаний, причем это совпа-
дение возможно при сравнительно небольшой интенсивности ветра (4-^-6 бал-
лов). При колебании труб верхняя часть их описывает траекторию, близкую
к эллипсу, большая ось которого перпендикулярна направлению ветрового
потока.
Указанные результаты наблюдений находят объяснение при рассмотрении
картины обтекания цилиндрической трубы плоско-параллельным ветровым
потоком. В области, находящейся позади трубы, образуются воздуховороты —
вихри, причем эти вихри образуются не по оси трубы, а справа и слева
от иее — с двух сторон. Вихри периодически отрываются от трубы то
с одной, то с другой стороны и создают периодическую пульсацию трубы,
вызывающую ее колебания в направлении, перпендикулярном ветровому
потоку.
Эгу пульсацию нельзя рассматривать как внешнюю заданную силу,
так как колебания труб сами влияют на образование вихрей (автоколебания),
на их частоту и интенсивность, что является одной из основных причин
колебания труб со своей собственной частотой.
При определенных скоростях ветра частота срыва вихрей совпадает
с частотой собственных колебаний, и грубы попадают в резонанс; в этом
случае амплитуды колебаний труб возрастают и в соединениях кожуха воз-
никают значительные динамические напряжения, которые могут явиться
причиной разрушения сварных швов или основного металла в околошовной
зоне.
Для предотвращения опасных колебаний необходимо, кроме статического
расчета, производить динамический расчет свободно стоящих труб.
Для этого при помощи метода последовательных приближений опре-
деляют форму изгиба трубы при собственных колебаниях.
В качестве исходной кривой принимался парабола, которая и является
эпюрой нагрузки трубы силами инерции:
Р о
Р — ---(«“У.
1 А. Н. Дииник, Устойчивость yupymx. систем, изд. АН СССР, 1930.
Основы расчета ды новых труб
Ш
Далее вычисляют ординаты эпюры, исходя из наибольшей амплитуды
колебаний верхушки грубы j/MaKC, возможной при ветровом резонансе
(последний обычно наступает при скорости ветра J0-bl5 м/сек).
Максимальная амплитуда зависит от высоты и конструкции трубы, а также
от интенсивности затухания ее колебаний; в качестве первого приближения
можно принять ее для высоких труб равной 72оо высоты трубы.
Изгибающий момент в произвольном сечении трубы:
= (34.5)
।
2г.
где и>—у — круговая частота колебаний;
Т—период колебаний;
g— ускорение силы тяжести;
Рп — собственные веса выделенных элементов трубы;
hп — расстояния центров тяжести выделенных элементов до верха
конической части трубы (фиг. 751);
уп— горизонтальные смещения точек Он-л.
Напряжение, вызванное колебаниями трубы:
ДИН
°макс
/гхмакс
(34.6)
должно быть меньше предела выносливости сварных швов.
Высокие нефутерованные свободно стоящие дымовые трубы, имеющие малую
интенсивность затухания, могут при резонансе получить колебания с боль-
шими амплитудами; такие
трубы должны в процессе юо
производства работ уста- S!S
навливаться на временных *—
расчалках, закрепленных на
уровне около 3/4 высоты Jis
трубы.
Футеровка и заполне-
ние зазоров между футе- л
ровкой и кожухом грубы
играют большую роль в за-
тукании колебаний труб;
поэтому футеровку необхо- *---
димо выполнять весьма пца-
телыю, а зазоры заполнять
шлаком пли инфузорной
землей по всей высоте
трубы.
Вопросы
динамических
определения
воздействий 7/У////у
ветра па высокие стальные к динамическому расчету свииодно стоя-
грубы не могут считаться шей дымовой трубы
дос га точно изученными и
требуют дальнейшего георегмческого и экспериментального изучения.
Глава XXXV
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ ПО ЭКОНОМИКЕ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ I. СНИЖЕНИЕ СТОИМОСТИ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Снижение стоимости строительства при повышении его качества является
основным требованием, предъявляемым к строительству.
Поставленная товарищем Сталиным задача достижения годовой выплавки
50 млн. т чугуна и 60 млн. т стали, а также добычи 500 млн. т угля и
60 млн. т нефти в год требует для своего разрешения значительного рас-
ширения материальной базы промышленности, необходимой для создания
основ коммунистического общества, а следовательно, исключительных затрат
и сугубой экономии. Поэтому вопрос снижения стоимости строительства
является сейчас особенно важным.
Вопрос снижения стоимости строительства как первейшей государствен-
ной задачи резко подчеркнут постановлением правительства о снижении
стоимости строительства. В этом постановлении дана общая характеристика
состояния строительства на 1950 г. (с точки зрения его экономики), указы
вающая на отставание строительства в отношении снижения стоимости по срав-
нению с другими отраслями промышленности, и намечены основные направле-
ния, ведущие к ликвидации этого отставания. Эти направления заключаются:
в уничтожении излишеств в проектах и сметах; в сокращении сроков строи-
тельства за счет улучшения организации работ, значительного повышения
механизации, широкого внедрения индустриальных методов строительства;
в наращивании мощностей заводов по производству строительных материа-
лов и изделий, в частности, заводов, изготавливающих стальные конструкции;
в удешевлении стоимости строительных материалов и улучшении их ка-
чества; во внедрении эффективных строительных материалов и, в частности,
экономических видов проката, а также эффективных конструктивных решений.
В этом комплексе мероприятий стальным конструкциям принадлежит
особая роль. Как было указано выше (см. главы 1 и VII), в настоящее время
стальные конструкции уже стали почти полностью индустриальными: они
изготовляются на специализированных заводах и монтируются при помощи
механизмов; количество стальных конструкций, изготовляемых в кустарных
мастерских, совершенно ничтожно. Таким образом, стальные конструкции
являются конструкциями передовыми, наиболее отвечающими принципам
нашего строительства и потому указывающими путь развития остальным
конструкциям. Однако и они для снижения стоимости требуют усиления
своей индустриальное™, перехода на крупносерийное производство и соот-
ветственного изменения своей конструктивной формы, введения модуль-
ности, дальнейшего развития стандартизации и т. д. Для ускорения изго-
товления и монтажа технологический процесс изготовления конструкций
оснащается многочисленными приспособлениями, ручная сварка заменяется
автоматической, рационализируются монтажные сопряжения и г. д.
Снижение стоимости стальных конструкций 805
Все эти мероприятия, описанные в предыдущих разделах курса, имеют
целью снижение стоимости конструкций.
Не меньшее значение имеют организационные мероприятия по улучшению
изготовления и монтажа конструкций: сосредоточение изготовления и мон-
тажа в хорошо оснащенных механизмами крупных организациях, специализи-
рованных по видам конструкций и работ, установление четких взаимоотно-
шений с заказчиками и проектировщиками и т. д. Эти организационные
мероприятия ускоряют производство, уменьшают простои и снижают наклад-
ные расходы.
Особо важное значение в области стальных конструкций имеют вопросы
экономии стали ввиду большой потребности в стали во всех отраслях на-
родного хозяйства. Поэтому в экономике стальных конструкций вопросы
снижения расхода стали занимают одно из первых мест. Эти вопросы
являются основными при проектировании и поэтому подробно освещены
в предыдущих разделах курса, где указаны главнейшие мероприятия, спо-
собствующие экономии материала и заключающиеся: в правильной компоновке
конструкций всего сооружения и отдельных ее частей; в установлении пра-
вильных размеров элементов конструкций; в правильном и точном расчете,
использующем все запасы прочности сооружения.
Снижение расхода стали существенным образом зависит от того, на-
сколько правильно установлена область применения стальных конструкций.
Пределы области применения зависят от соотношений потребности стали
и других материалов в различных отраслях народного хозяйства и, по-
скольку эти соотношения переменны в зависимости от конъюнктурных
условий, переменны и эти пределы. Однако, несмотря на всю важность
этого вопроса для экономики стальных конструкций, неправильно было бы
считать, что он разрешается только соображениями минимального расхода
стали, поскольку в ряде случаев материал конструкций четко предопреде-
ляется либо специфическими условиями их эксплуатации, либо более бы-
стрыми темпами возведения (при необходимости быстрого пуска предприятия,
обслуживаемого данными конструкциями) и не может быть заменен другим
материалом.
Этот вопрос рассматривают „Технические правила по экономному рас-
ходованию металла, цемента и леса в строительстве", утвержденные в 1951 г.
Государственным комитетом Совета Министров СССР по делам строительства.
Технические правила ограничивают применение стали:
а) колоннами высотой от 12 .и при шаге от 12 .к и более, допуская
применение стали независимо от высоты и шага прн пролетах 33 м и более,
при кранах грузоподъемностью 30 т при среднем режиме работы и
5=15 т при тяжелом, а также при просадочных или мерзлых грунтах и
в разборных конструкциях;
б) несущими конструкциями покрытий по железобетонным колоннам прн
пролетах 1<S _н и более, допуская нрнмсненпо стальных конструкций по-
крытий независимо от пролета при наличии металлических колонн;
») подкрановыми балками по железобетонным колоннам прн шаге
9 м и более, при кранах грузоподъемностью 15 tn и выше при среднем
режиме и 5 т -при тяжелом, допуская применение стальных балок неза-
висимо от материала колонн, пролета балок и грузоподъемности кранов
в том случае, если балку можно осуществить из прокатного двутавра,
а также в цехах с резко выраженными динамическими воздействиями, при
кранах с жестким подвесом и и цехах с металлическими колоннами.
Технические правила запрещают применение стальных настилов кровель
каркасов жилых зданий высотой до 14 этажей, балок междуэтажных пере-
Основные сведения по экономике стальных конструкций
крытий жилых зданий, мостов пролетом до 18 м, эстакад высотой менее 14 м,
но допускают применение стали в бункерных эстакадах, наклонных мостах
доменных цехов и других подобных конструкциях.
Технические правила дают установку на широкое применение сварки
в стальных конструкциях промышленных зданий и сооружений (допуская
клепаные конструкции для подкрановых балок при кранах грузоподъем-
ностью 100 т и более или при кранах с жестким подвесом), на примене-
ние в несущих конструкциях стали Ст. 3 и стали НЛ и рекомендуют переходить
на решетчатые конструкции в тех случаях, когда это дает экономию стали,
при условии отсутствия агрессивного воздействия окружающей среды.
Технические правила рекомендуют применение беспрогонных покрытий
из крупнопанельных плит, железобетонных прогонов, укладываемых по метал-
лическим фермам, а в качестве стальных прогонов — прутковые конструкции
как более экономные. Правила запрещают увеличение толщины стальных
элементов по условиям коррозии.
Таким образом, мы видим, что для строительных конструкций устано-
влены достаточно существенные ограничения применения стали, в случаях
когда она может быть заменена железобетоном или деревом. Несмотря на
это, потребление стали в строительстве резко возрастает: так, за последние
5 лет производство стальных строительных конструкций по Министерству
строительства предприятий тяжелой индустрии (Главстальконструкцпя)
увеличилось в 3,6 раза; кроме того, резко выросло производство стальных
строительных конструкций в других министерствах, которое сейчас дости-
гает 40°/() производства Главстальконструкции. Увеличение производства сталь-
ных строительных конструкций получается не только за счет разворота про-
мышленного и гражданского строительства, но и за счет развития стальных
конструкций в других отраслях промышленности (конструкции гидротехни-
ческие, нефтяной промышленности, связи, опор линий электропередачи и др.).
§ 2. СТРУКТУРА СТОИМОСТИ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Стоимость стальных конструкций, как и других видов продукции, скла-
дывается из следующих частей.
1. Стоимости проектирования, которое, как было указано (см.
главу VII), состоит в случае конструкций и сооружений, для которых ши-
роко применяются типовые решения, из двух этапов — проектного задания
и рабочих чертежей, а в случае более индивидуальных и сложных конст-
рукций— из трех этапов — проектного задания, технического проекта и
рабочих чертежей. Обычно проектное задание и технический проект выпол-
няются в проектной организации, а рабочие чертежи — в коне гру к горском
бюро завода.
Стоимость проектирования, выполняемого проектными организациями,
определяется прейскурантом па проектирование конструкций, утверждаемым
постановлением Совета Министров СССР, в зависимости о г объектов проек-
тирования. В том случае, когда объект проектирования не оговорен прейс-
курантом, стоимость проектирования определяется калькуляцией.
Стоимость рабочих чертежей входит в стоимость изготовления конечрук-
ши! (точно так же. как стоимость просигирования технологического про-
цесса изготовления).
2. Стоимости (цепы) металла, фрапко-склад металлургического
завода, прокатывающего первичные элементы стальных конструкций в соответ-
ствии с сортаментом этих элементов. Цепа металла Определяется прейску-
рантом организации „Стальсбыт“ Министерства металлургической промышлен-
Снижение стоимости стальных конструкций 807
пости, регулирующей распределение стали между потребителями, и различна
для разных сталей, профилей, размеров и позиций сортамента Структура
этой стоимости зависит от особенностей проката, а также от политики цен,
и анализ ее выходит за пределы данного курса.
3. Транспортных расходов на перевозку металла со склада завода-
изготовителя первичных элементов стальных конструкций (прокатных про-
филей) иа склад завода, изготовляющего конструкции.
4. Стоимости изготовления стальных конструкций, кото-
рая принципиально состоит из двух частей:
А. Прямых затрат, охватывающих расходы, непосредственно идущие на
изготовление продукции и состоящих из:
а) стоимости металла франко-склад завода-изготовителя стальных кон-
струкций (цена металла плюс стоимость транспорта на завод-изготовитель);
эта стоимость определяется согласно пп. 2 и 3;
б) трудовых затрат (заработная плата производственных рабочих) по
изготовлению конструкций;
в) стоимости работы механизмов для изготовления конструкций и их
амортизации;
г) стоимости заводского транспорта в соответствии с технологическим
процессом производства.
Б. Накладных расходов, охватывающих:
а) заработную плату инженерно-технических работников (в том числе
занятых разработкой рабочих чертежей и технологического процесса про-
изводства), служащих и младшего обслуживающего персонала, администра-
тивные расходы, начисления на заработную плату, дополнительную заработ-
ную плату вследствие наличия простоев, командировки и пр.;
б) охрану труда и технику безопасности;
в) контроль за качеством производства;
г) прочие расходы, связанные с деятельностью производства, а именно:
расходы на топливо, электроэнергию, коммунальные услуги, благоустройство
территории завода, охрану, набор рабочих, расходы по рационализации и
нормированию и т. д.
Накладные расходы делятся на цеховые и общезаводские и устанавли-
ваются согласно постановлению Совета Министров СССР процентным начис-
лением на прямые затраты.
Цена изготовления 1 т конструкций определяется в зависимости от
вида конструкции прейскурантом на изготовление конструкций, утверж-
даемым Советом Министров СССР, Если какой-либо вид конструкций
не входит в прейскурант, стоимость изготовления определяется калькуля-
цией.
Цепа изготовления конструкций по прейскуранту отличается о г стоимости
продукции (включая накладные расходы) тем, что в ней учитываются плано-
вые накопления завода, моменты стимулирования распространения различных
видов конструкций в зависимоегн от потребности народного хозяйства и дру-
гие стороны хозяйственного расчета.
5. Транспортных р а с х о д о в па перевозку изготовленных конструк-
ций о г склада завода-изготовителя конструкций на приобъектный склад строи-
тели: гва.
6. С г о и м о с т н м опта ж а, которая имеет ту же структуру, что
и стоимость изготовления, и состоит из прямых затрат и накладных рас-
ходов.
Сумма всех этих стоимостей представляет собой стоимость смонтирован-
ной конструкции.
Основные сведения по экономике стальных конструкций
В среднем удельные значения составных частей этой стоимости состав-
ляют (в
стоимость металла и перевозки металла на завод-изготовитель . . ~ 50
изготовления и перевозки конструкций иа место постройки —. 2/
, монтажа....................................................~ !"
проектирования .......-.............. - . ~ о
Для полного суждения об экономически оптимальной конструкции необ-
ходимо, кроме стоимости смонтированной конструкции, знать также стои-
мость эксплуатации и текущих ремонтов, а также амортизации конструкции
в зависимости от срока ее службы.
Стоимость эксплуатации конструкции зависит от материала конструкции,
а также условий производства предприятия, обслуживаемого конструкцией.
Фиг. 752. Интенсивность корро-
зии стальных конструкций различ-
ных цехов (по исследованиям
Гипромеза)
Фиг. 753. Кривые ежегодных расходов в зависи-
мости от срока службы сооружения
/—кривая расходов на ремонт г, 2—кривая амортизационных
расходов а\ 3—кривая суммарных эксплуатационных расходов 5
Основную часть расходов на текущий ремонт стальных конструкций
составляют расходы на окраску конструкций для защиты нх от ржавления.
Стоимость окраски составляет около 4-:-5°/() стоимости конструкции. При
возобновлении окраски каждые 2-4-3 года ежегодные расходы на окраску
составляют <^2°/0.
Прн правильно организованных ремонтах и окраске стальные конструкции
могут существовать весьма долгое время; предельный срок работы стальных
конструкций фактически не установлен, так как физический износ стали
с течением времени (не считая коррозии) неощутим.
Последнее обстоятельство, однако, не говорит о том, что стальные кон-
струкции целесообразно применять при любых режимах эксплуатации. Интен-
сивность коррозии при различных условиях эксплуатации крайне различна;
примером может служить фиг. 752, показывающая степень поражения кор-
розией стальных конструкций различных цехов (по исследованиям Гипромеза).
Снижение стоимости стальных конструкций 4)0
Интенсивность коррозии легированных сталей в 1,5 раза меньше. При интен-
сивности коррозии более 0,25ч-0,3 мм/год расходы на защиту настолько
растут, что применение стальных конструкций становится нецелесообразным.
Вторая часть расходов по ремонту заключается в расходах на исправле-
ние повреждений. Повреждения могут быть от механических воздействий
(например, от ударов транспортируемых грузов), от сдачи сопряжений
(например, сопряжений рельса с подкрановой балкой), от появления тре-
щин (при недостаточно качественной конструкции) и т. д. При правильной
организации эксплуатации конструкций сооружения, при их систематическом
осмотре, окраске и исправлении повреждений ежегодные расходы на ремонт
должны считаться постоянными; однако для старых сооружений они обычно
повышаются, так как старые сооружения обычно работают с перенапряже-
ниями и вследствие более стесненных габаритов (из-за увеличения в про-
цессе развития производства размеров оборудования и элементов продукции)
могут получать более частые повреждения. Таким образом, кривая стоимости
ремонтов г в функции времени t (срока службы сооружения) представляет
собой прямую, параллельную оси абсцисс до некоторой критической точки,
после которой она повышается (фиг. 753, кривая 7).
Стоимость амортизации (возврат государству расходов на возведение
сооружения), распределенная на время службы сооружения, равняется стои-
д
мости сооружения, деленной на число лет службы сооружения: а = —,гле
А — стоимость сооружения. В функции времени t она представляет собой
гиперболическую кривую (фиг. 753, кривая 2). Суммируя расходы на ремонт
и амортизацию, получим некоторую кривую ежегодных расходов на эксплуа-
тацию конструкции S в функции времени (срока службы сооружения), кото-
рая должна иметь минимум (фиг. 753, кривая 3). Очевидно, этот минимум —
наивыгоднейший срок службы сооружения — должен лежать за критической
точкой ремонтных расходов, т. е. в области старых сооружений. Таким
образом, наивыгоднейший срок службы весьма длителен и может считаться
предельным рациональным сроком службы сооружения; чем он дольше, тем
выгоднее. Очевидно, он будет тем больше, чем дальше лежит критическая
точка кривой ремонтов и чем меньше стоимость ремонтов. Ежегодная стои-
мость ремонтов составляет для стальных конструкций около 3% от стои-
мости конструкций.
Весьма часто сооружение или конструкция имеют меньший срок службы
вследствие того, что развитие производства, обслуживаемого конструкцией,
требует габаритов или условий, которым старая, еще годная конструкция
не может удовлетворить. При более коротком сроке службы увеличивается
суммарная стоимость конструкции (включая эксплуатационные расходы) вслед-
ствие увеличенных амортизационных расходов и увеличиваются затраты на
материал вследствие демонтажа еще годных конструкций и замены их новыми:
все эго компенсируется более свободным развитием производства в новых
условиях. При этом приходится отметить, что смена конструкций представ-
ляет собой операцию, весьма тягостную для производства, приводящую
к большим помехам для производства за период смены. Поэтому' имеется
стремление промежуток между сменами иметь возможно большим, для чего
планировать сооружение с учетом будущего развития и изменения техноло-
гическою процесса нропзиодства. Целесообразный с точки зрения общих
затрат па сооружение и эксплуатацию промежуток времени между' сменами
может быть получен из баланса величии дополнительных затрат на возве-
дение конструкции при более свободной планировке и понижения амортиза-
ционных расходов и расходов, вызванных потерями производства во время
810
Основные сведения по экономике стальные конструкций
смены распределенных на более продолжительные сроки службы. Ясно, что
возведение сооружения с более свободной планировкой эффективно при
сравнительно коротких промежутках между моментами реорганизации про-
изводства, характеризуемых интенсивным изменением амортизационных рас-
ходов за этот промежуток.
Такой случай имеет место в машиностроительной промышленности, где
оборудование меняется достаточно часто. В соответствии с этим в машино-
строительной промышленности начинают широкое применение получать „уни-
версальные цехи', основанные на указанном принципе свободной планировки
(см. главу XI, § 4).
Конструкции разных назначений, а тем более разных материалов, имеют
различное положение критических точек и различные целесообразные про-
межутки между сменами, а потому и различные амортизационные расходы.
Поэтому сравнение стоимостей конструкций разных назначений и материалов
для выбора оптимального по стоимости решения должно не только содер-
жать сравнение стоимостей возведения, но и учитывать суммарную стоимость
возведения, расходов на ремонт н амортизационных расходов
§ 3. МЕРОПРИЯТИЯ ПО СНИЖЕНИЮ стоимости
СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В соответствии со структурой стоимости стальных конструкций меро-
приятия по снижению их стоимости и получению наиболее выгодного с эко-
номической точки зрения решения могут быть следующие.
1. Мероприятия по снижению стоимости и расхода стали
Как известно, мы имеем несколько марок сталей (Ст. О, Ст. 3, Ст. НЛ),
различных по своей стоимости; кроме того, мы имеем стали кипящие и успо-
коенные. До самого последнего времени мы имели две различные стали 3:
сталь Ст. 3 мостовую по ГОСТ 12355, более дорогую, и сталь Ст. 3 по
ГОСТ 380, более дешевую (разница в цене ~25°/о).
Однако и сейчас, когда по ГОСТ 380-50 обе указанные стали объединены,
сталь для мостов и ответственных конструкций получается более дорогой,
поскольку опа принимается более строго (требуется проверка ударной вяз-
кости) и обычно берется успокоенной. Согласно прейскуранту в зависимое ги
от строгости приемки па цену стали начисляются наценки. Кроме того, иа
цену стали начисляются наценки в зависимости о г размеров отпускаемых
элементов и степени их отступлений от так называемых складских (нормальных)
размеров, от точности резки, а также при большой разнородности партий.
Различны стоимости разных видов проката (листовая сталь, универсальная
сталь, уголки, балки и т. д.); имеются приплаты в зависимости от химиче-
ского состава (например, за добавку меди).
Таким образом, система цен стали по прейскуранту достаточно сложна.
Основные соотношения цен стали по прейскуранту сводятся к слсдую-
Надбавкн на более качественную выплавку успокоенной стали по срав-
нению с кипящей в среднем составляют 20-ь25°/„ (включая надбавку на
химический состав и определение ударной вязкости).
Надбавки па более точную приемку стали (определение химиче-
ского состава) для сварных конструкций согласно ГОСТ 380-50 состав-
ляют <-10'7,,.
Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций
811
Надбавки за отличие размеров от нормальных составляют для листовой
стали ~ 10»/„, доходя при больших отличиях в размерах до 30н-40“/,*.
Надбавки за точность резки (мерность) составляют ~ 8°/,, надбавки на
разнородность партий 8-т-15°/0.
Наконец, различные типы проката также имеют различные цены; соотно-
шения цен разных профилей указаны на фиг 754 (см. также главы Ill, VII и V111).
Цена стали назначается с I т. Такой подход весьма прост, выгоден для
заводов, прокатывающих сталь, но неправилен с точки зрения качества и
экономики стальных конструкций. Он стимулирует заводы выпускать про-
дукцию с плюсовыми допусками, т. е. несколько ее недокатывая, что при-
водит к понижению механических качеств стали и к повышению веса (и стои-
мости) изготовляемых конструкций. Поэтому ставится вопрос о назначении
цены стали с 1 пог. м прокатного элемента или по теоретическому весу (при
объемном весе 7,85 ш/лг3), что хотя несколько усложнит грейскуран . но
приведет к снижению стоимости.
Болес дорогую сталь следует применять в тех случаях, когда это является
необходимым в связи с особыми условиями работы конструкции ii.ni когда
более дорогая сталь может дать снижение стоимости благодаря меньшей
затрате стали вследствие ее более высоких качеств.
Так. ответственные сварные конструкции и мосты приходится конструи-
ровать из успокоенной стали, ввиду того что кипящие стали более склонны
к образованию трещин; в тяжелых условиях коррозии приходится применять
медистые стали как более устойчивые против коррозии и т. д.
Применяя более прочную сталь, у которой расчетное сопротивление R
больше расчетного сопротивления обычной стали, мы получаем экономию
в весе:
-Д),
Нормальные размеры листовой стали: длина 4 200- 6 000 .w.w, ширина I 400—
liiOO им. При длило 7 (Ю0 лглг и ширине 2 000 ,v.v надбавка составляет 20".., при
ширине 3 000 af.u 33%. Универсальная сталь шириной менее 400 мм юрожс на 3%.
Фасонная сталь ввиду больших нормальных длин (12—16 .и) обычно не требует приплат.
812
Основные сведения по экономике стальных конструкций
где g —вес конструкций из обычной стали;
%•—вес конструкций из стали повышенного качества;
g___коэффициент снижения веса < 1-
Отиошение весов может быть принято равным:
g Ф . **»
go Фо R
где 1 —отношение конструктивных
повышенного качества и обычной.
коэффициентов конструкций из стали
Коэффициент снижения стоимости:
где у — коэффициент вздорожания, т. е. соотношения стоимостей 1 отстали
повышенного качества и обычной.
д>
Сопоставляя сталь НЛ и Ст. 3, имеем 1,5; 7=1,30.
Изменение коэффициента е в функции у— и у дано на фиг. 755.
,j,p
Отношение -{-н зависит от мощности стержней и меняется от единицы
'-'о'Т
для слабых растянутых стержней, подбираемых по минимальному сортаменту,
стали повышенного качества
а также для слабых сжатых стержней,
теряющих устойчивость в пределах упру-
гости или подбираемых по предельной
гибкости, до для самых мощных
стержней.
Таким
образом, применение повышен-
ной стали выгодно только при достаточно
мощных стержнях, для которых
Фо/?
ФЯр
Возникает вопрос, является ли рацио-
нальным применять в одной конструкции
различные марки сталей, конструируя
одни элементы из обычной стали, а дру-
гие— из стали повышенного качества.
На этот вопрос можно ответить утвер-
дительно, и такие комбинированные ре-
шения могли бы даже быть наиболее
эффективными с точки зрения стоимости.
Правда, при этом возможны некоторые
организационные трудности вследствие
опасности спутать стали разных марок
(несмотря на различие в маркировке) и
получается небольшое усложнение в хра-
нении металла на складе. Однако если
из определенной стали делать четко от-
личные элементы конструкции, эти труд-
ности несущественны. Так, например, впол-
не возможно в мостах главные фермы делать
из стали повышенного качества, а проезжую часть и связи — нз стали Ст. 3;
в цехах тяжелые колонны и подкрановые балки делать из стали повышен-
Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций 813
пою качества, а конструкции шатра, фахверк и связи — из стали Ст. 3; воз-
можно перекрытия в травильных цехах делать из медистой стали, а колонны —
из обычной и т. д.
Различие цен проката в зависимости от его размеров и однородности
партий заказа заставляет учитывать эти обстоятельства при конструировании.
Так, высокая цена, установленная в настоящее время для листовой
стали*, заставляет ограничивать применение сплошных конструкций, заменяя
их в ряде случаев сквозными или комбинированными; однако при этом надо
учитывать, что изготовление сквозных конструкций дороже сплошных и что,
если слишком мельчить конструкцию, переходя на сквозную систему, можно
экономию на стоимости проката уничтожить повышенной стоимостью изгото-
вления. С этих точек зрения более рациональны комбинированные системы.
Исходя из того, что крупные прокатные балки и вообще крупный прокат
дешевле, чем мелкий, следует широко использовать крупные профили
в балочных клетках, колоннах, фермах тем более, что укрупнение сорта-
мента ведет и к уменьшению трудоемкости. Ввиду меныней стоимости одно-
родных партий нужно стремиться уменьшать число номеров применяемого
проката, т. е. работать по ограниченному сортаменту (см. главу III, § 1).
При правильном и умелом подходе, при использовании принципов кон-
центрации материала и упрощения конструктивной формы все эти меро-
приятия возможны без увеличения расхода металла. Используя нормальные
размеры прокатных элементов, которые можно получить без приплаты, можно
также уменьшить стоимость конструкции. Обычно стоимость стыка в сплош-
ных балках меньше величины приплаты за нестандартный размер, и потому
устройство стыков экономически обосновано. Однако значительное увели-
чение числа стыков не является правильным решением, так как стыки услож-
няют эксплуатацию сооружения вследствие возможности образования трещин,
ослабления заклепок или болтов и т. д. Поэтому при компоновке элементов
конструкций н сооружения в целом следует считаться с нормальными разме-
рами проката, ие увеличивая значительно числа стыков. Различие цен про-
ката, как уже указывалось (в главе VIII и др.), мало сказывается на компо-
новке отдельных элементов, и потому размеры сооружения от этого различия
практически не зависят. Однако компоновка сооружения, т. е. установление
правильной схемы сооружения и геометрических соотношений его конструк-
тивных элементов, непосредственно влияет на затрату стали и является
основным мероприятием по экономии металла. Можно сказать, что все содер-
жание предыдущих глав книги посвящено этому вопросу — установлению
оптимальной с точки зрения затраты металла схемы сооружения.
В СССР прокатные заводы обычно специализированы по прокатке неболь-
шого числа профилей (так, Кузнецкий завод прокатывает в основном круп-
иые балки, завод нм. Дзержинского — универсальную сталь, заводы Азов-
сталь и Запорожсталь листовую сталь, заводы Донбасса — уголки и г. д.).
Такая организация резко повышает производительность заводов, но услож-
няет оформление заказа металла и увеличивает транспортные расходы, так
как металл приходится получать с разных заводов. Транспортные расходы
зависят ог дальности перевозки и числа используемых единиц подвижного
состава, т. е. интенсивности загрузки последнего.
Прокатный moi алл весьма компактен п удобен для перевозки, гак то
полная загрузка нм подвижного состава может считаться обеспеченной. Однако
нее же целесообразно согласовывать партии заказа с возможной загрузкой
: Большая пена листа определяется по только повышенной ценой по прейскуранту,
по. пивное, большими нацепками на мерность листа.
814
Основные сведения по экономике стальных конструкций
платформ. В этом случае транспортные расходы почти исключительно зависят
от дальности перевозки, и для уменьшения их необходимо ориентироваться
на ближайшие к заводу, изготовляющему конструкции, прокатные заводы.
В среднем транспортные расходы составляют 10°/о от стоимости металла.
• - проект ИКЛС, изеотоОленний в 1932г.
'^^.'проект ПроектстолькопструкциО
изъото&л- В f946/ 47 (максим. и мин. значения)
Фиг. 75*1. Сравнение трудоемкости изготовления
конструкций пролетных строений мостов
2. Мероприятия по снижению стоимости изготовления конструкций
Снижение стоимости изготовления стальных конструкций может быть
произведено по линии как прямых затрат благодаря уменьшению числа
операций или деталей в конструкции, так и накладных расходов.
Вопрос снижения прямых затрат на изготовление конструкций непосред-
ственно связан с вопросом снижения трудоемкости конструкций, неодно-
кратно рассматриваемым в
предыдущих главах курса.
Снижение трудоемкости
в первую очередь зависит
or проектного решения, как
это и следует из основных
установок советской кон-
структорской школы.
В этом отношении мы
имеем большие достижения.
Весьма ярким примером
здесь могут служить типо-
вые проекты мостов, трудо-
емкость изготовления кото-
рых при применении прин-
ципов модульности,стандар-
тизации и при изменении
конструктивных решений
снизилась в послевоенное
время иа 5О°/о (фиг. 756).
Общее снижение трудоем-
кости за последние 10 лет
составляет 30-:-35°/(1-
Трудоемкость может
быть снижена за счет коли-
чества операций изготовле-
ния пли деталей в конструк-
ции, а также числа или про-
тяженности соединений (на-
пример, протяженность
швов, число заклепок, ко-
личество стыков, ребер
к более быстрому и простому
I т
жесткости и г. д.), приспособленности деталей
выполнению и использованию более современного оборудования заводов.
Достижения советской конструкторской школы касаются всех грех указанных
направлений.
Протяженность сварных швов, число заклепок, количество дополнигель-
ных элементов (ребер жесткости, диафрагм) неизменно снижаются за счет
улучшения конструктивной формы и сохраняются в минимальном объеме,
определяемом надежностью конструкции. В то же время сварные швы ста-
новятся все более приспособленными к автоматической сварке, расположение
Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций
815
заклепок и болтов — к применению кондукторов; дополнительные элементы,
как правило, идентичные, допускают серийное изготовление.
Существенно изменилось и оборудование. Здесь прежде всего следует
отмстить улучшение оборудования по образованию отверстий — переход на
многоштемпельные прессы и многошпиндельные сверлильные станки, позво-
лившие поднять производительность труда по образованию отверстий в 4-:—6
раз, автоматическую кислородную резку, сократившую время резки и сня-
тия фасок для подготовки листов под сварку в 2-р-З раза, автоматическую
сварку, применение большого парка специализированных позиционеров и кон-
дукторов, не только повышающих точность сборки на заводе, но значительно
ускоряющих сборочный процесс, и т. д. Все эти мероприятия, описанные в главе
VII, имеют одну цель — снижение трудоемкости изготовления конструкций.
Как явствует из главы VII, различные операции изготовления имеют
резко различный удельный вес и трудоемкость. Наиболее трудоемкими из
них являются сборка, сварка и клепка. Очевидно, в первую очередь необ-
ходимо стремиться к уменьшению трудоемкости именно этих операций путем
укрупнения сортамента и уменьшения числа и упрощения дополнительных
деталей (упрощение сборки) перехода на автоматическую сварку и сварку
в нижнем положении, увеличения диаметра заклепок и упрощения конструк-
ции, ликвидации мест, трудных для клепки и сварки.
В этом направлении и происходит эволюция стальных конструкций.
Этому направлению, как было указано выше, сопутствует повышение
мсхановооруженности процесса изготовления конструкций и роли в этом
процессе всякого рода технологических приспособлений.
Количество установленной мощности двигателей на одного производ-
ственного рабочего в процессе изготовления стальных конструкций за по-
следние 20 лет увеличилось примерно в о раз; в соответствии с этим при-
мерно в 3 раза возрос выпуск в год продукции (на одного рабочего) и
примерно в 1,5 раза — расход электроэнергии на I т продукции.
Большое количество приспособлений и механизмов, способствующее
уменьшению труда рабочего и выражающееся в резком повышении устано-
вленной мощности механизмов на одного рабочего, также является харак-
терной особенностью современного изготовления конструкций, понижающей
его стоимость. Снижение стоимости является здесь следствием прежде всего
ускорения процесса, увеличения выпуска продукции в год на одного рабо-
чего. Однако это снижение умеряется стоимостью самих приспособлений,
которая для некоторых из них, например, для стационарных кондукторов,
может быть весьма значительной. Отсюда возникает вопрос о рентабельности
приспособлений.
Рентабельность приспособлений повышается при многократном исполь-
зовании приспособлений, увеличении длительности их применения, а потому
сокращении амортизационных расходов по приспособлениям. Поэтому переход
иа серийную, однородную продукцию, конструирование на базе модульности
и унификации является основной предпосылкой снижения стоимости изгото-
вления стальных конструкций, тем более, что при повышении серийности
резко снижается трудоемкость нл деталь конструкции.
Однородность и крупносерийность продукции, приближающие ее к мас-
совой, ставят вопрос о типовом процессе изготовления различных видов
конструкций. о специализации рабочих мест и всего процесса, а также о его
поточности, что является перспективой развития стальных конструкций,
наиболее снижающей их себестоимость.
Трудоемкость изготовления разных видов конструкций, конечно, не оди-
накова. Прежде всею трудоемкость изготовления сплошных конструкций
Основные сведения по экономике стальных конструкций
816
несколько меньше, чем сквозных (в среднем на 10-5-15%); далее, более тяже-
лые конструкции имеют несколько меньшую трудоемкость, чем более лег-
кие Основой снижения трудоемкости является уменьшение числа первичных
элементов (сборочных деталей) в отправочном элементе, облегчающее самые
трудоемкие операции изготовления—- сборку, сварку или кленку. Если при-
нять (для конструкций средней сложности) трудоемкость изготовления одной
тонны стропильной фермы за единицу, то для колонн эту трудоемкость можно
считать равной 1,03; для подкрановых балок: сплошных — 0,9 и сквоз-
ных — 0,95, для связей — 0,60, для фонарей — 1,06 и т. д.
Если принять за единицу трудоемкость изготовления шатра промышлен-
ного здания, то можно считать трудоемкость каркаса высотного здания
равной 0,80, радиомачты — 1,20.
Достижения стахановского движения хотя и не сказываются на умень-
шении расходов по заработной плате (так как при сдельной оплате труда
стоимость продукции остается неизменной), все же снижают стоимость,
поскольку они. убыстряя процесс и повышая его производительность, увели-
чивают выпуск продукции на одного рабочего, удешевляют работу внутри-
цехового транспорта, а следовательно, уменьшают затраты на персонал,
обслуживающий механизмы и тем самым снижают прямые затраты; особенно
они сказываются па снижении накладных расходов.
Природа накладных расходов весьма сложна, и едва ли имеет смысл
давать их исчерпывающий анализ. Можно лишь отметить следующие их
основные части.
1) Расходы, связанные с заработной платой административного и обслу-
живающего персонала, с работой отделов конструкторского и технологи-
ческого (отдел подготовки производства), с простоями и т. д. Понижение
процента этих накладных расходов может быть прежде всего достигнуто
за счет повышения производительности груда, убыстрения процесса изгото-
вления, а также повышения серийности и однородности продукции. При
повышении серийности и однородности продукции резко снижается работа
обслуживающего персонала и обоих отделов (конструкторского и подготовки
производства), сокращаются простои вследствие ненужности переоборудо-
вания приспособлений, а иногда и станков, благодаря однородности техно-
логического процесса снижаются расходы па ремонт п г. д.
При повышении производительности труда и убыстрении процесса изго-
товления сокращаются расходы на содержание административного и обслу-
живающего персонала, а также инженерно-технических работников, находя-
щихся, как правило, не на сдельной, а на повременной оплате, что составляет
основную долю накладных расходов.
Расходы на административный и обслуживающий персонал зависят также
от сложноегн и размеров предприятия. Разумное усложнение структуры
предприятия в соответствии с объемом производства компенсируется обычно
повышением производительности груда и не может рассматриваться как
причина повышения накладных расходов; увеличение размеров территории
предприятия усложняет его обслуживание персоналом и потому повышает
накладные расходы.
2) Расходы, связанные с охраной труда, с контролем качества продукции,
всецело зависят от слаженности и ритмичности производственною процесса.
Поэтому повышение серийности и однородности продукции, к которой при-
выкает производсгвенный персонал, резко снижает эти расходы. Наоборот,
всякая новая конструкция, требующая налаживания технологического про-
цесса, приводит к повышению брака в период налаживания, к большей
вероятности травматизма, а потому и к увеличению указанных расходов.
Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций 817
3) Расходи, связанные с деятельностью предприятия, могут быть разбиты
на две части: расходы, связанные с технологическим процессом производства,
и расходы, связанные с обслуживанием зданий и территории предприятия.
К первым относятся расходы на топливо и электроэнергию, амортизацион-
ные расходы и стоимость приспособлений, изготовляемых только для
данного заказа (стоимость постоянного оборудования и приспособлений входит
в капитальные вложения по предприятию и не отражается на стоимости
продукции). Очевидно, что снижение этих расходов происходит за счет
повышения серийности и однородности изготовляемых конструкций, а также
приспособленности их к постоянному оборудованию завода.
Расходы, связанные с эксплуатацией зданий и коммуникаций, с охраной,
с оплатой коммунальных услуг, а также расходы по благоустройству тер-
ритории завода в сильной степени зависят от площади территории. Поэтому
компактность планировки заводского предприятия есть фактор, влияющий на
снижение стоимости продукции. Площадь заводского предприятия опреде-
ляется прежде всего производственной площадью, устанавливаемой по воз-
можному съему продукции завода с единицы площади. Последний показатель
является весьма существенным для характеристики заводского предприятия;
очевидно, он повышается при повышении механовооруженности завода. За
последние 20 лет этот показатель на наших заводах существенно повысился.
Стоимость эксплуатации зданий и коммуникаций зависит также от вида
и назначения зданий и коммуникаций и от организации службы эксплуата-
ции. Наиболее правильная и дешевая организация службы эксплуатации —
эго система планово-предупредительных ремонтов, при которой достигаются
максимальная сохранность зданий, наименьшие помехи в работе предприя-
тия, наибольшая долговечность, а следовательно, и наименьшие амортиза-
ционные расходы.
3. Мероприятия по снижению транспортных расходов
Транспортные расходы по перевозке стальных конструкций от завода-
изготовителя до места постройки, определяемые дальностью перевозки и числом
используемых единиц подвижного состава, в сильной степени зависят от
размеров и формы наружного контура конструкции (габаритности). обусло-
вливающих иозможность более компактной нагрузки. Желательность умень-
шения объема монтажной сборки, более дорогой, чем сборка заводская,
а также первенствующее требование ускорения монтажа заставляют пере-
возить конструкции отправочными элементами максимальных размеров, отве-
чающими габариту подвижного состава. Наиболее удобны с точки зрения
погрузки плоские элементы. Всякого рода выступы в конструкции ухудшают
возможность погрузки и увеличивают транспортные расходы, а потому их
следует избегать. Равным образом повышаются транспортные расходы прн
перевозке пространственных элементов. Однако, несмотря на повышенные
транспортные расходы, как правило, нерационально дробить конструкцию
на мелкие элементы, хотя бы и более транспортабельные, так как повыше-
ние транспортных расходов с избытком окупается снижением стоимости
монтажа.
Если принять стоимость изготовления (включая иену металла и транс-
портные расходы) одной тонны стропильной фермы за единицу, то стоимость
изготопления колонн прн широком применении прокатных двутавров и швел-
леров составляет 0,35. колонн со сплошной с гонкой — 1,04; решетчатых — 1,02,
подкрановых балок: сплошных — 1,00; сквозных—1,05; поперечных рам — 1,07
(по данным Главстальконструкции 1949 г.).
52 II. С. Стрелецкий
818 Основные сведения по экономике стальных конструкций_________
4. Мероприятия по снижению стоимости монтажа конструкций
Структура стоимости монтажных работ аналогична структуре стоимости
изготовления конструкций. В дальнейшем «опросы снижения стоимости мон-
тажа рассмотрены лишь постольку, поскольку они отражаются на снижении
стоимости конструкции (поскольку экономика монтажа представляет собой
раздел особой дисциплины).
Основным моментом удешевления монтажа является его ускорение.
Объясняется это тем обстоятельством, что монтаж является процессом,
выполняемым при помощи механизмов, привозимых на место работ; эти меха-
низмы представляют весьма ценную часть монтажных работ, н вопрос их
оборачиваемости, т. е. многократного использования, является крайне суще-
ственным. В соответствии с этим вопросы стоимости монтажных механизмов
(амортизационные расходы), которая раскладывается на большое число
объектов, не являются существенными для данного объекта, и вполне выгодно
применять более дорогие и совершенные механизмы, сокращающие время и
снижающие как прямые затраты, так и накладные расходы, точно так же,
как применение более совершенных приспособлений и механизмов снижает
стоимость изготовления.
Прямые затраты находятся в непосредственной связи с числом и слож-
ностью монтажных сопряжений, с числом и сложностью подъемов (монтаж-
ных операций). Поскольку сложность монтажных сопряжений всегда может
быть снижена рациональным проектированием конструкции (на что в совре-
менном конструировании обращается сугубое внимание), а сложность подъе-
мов— должным подбором механизмов, в огромном числе случаев уменьшение
числа сопряжений и подъемов является решающим с точки зрения умень-
шения стоимости. Это приводит к целесообразности укрупнения монтажных
элементов, повышению мощности кранов, а во многих случаях и к укрупни-
тельной сборке, если транспортные условия не позволяют иметь отправочные
элементы равными монтажным.
Однако имеется и другая тенденция, связанная с вопросами простоя
и полного использования механизмов. Очевидно, что простои механизмов
будут наименьшими, а использование их — наибольшим при однородности мон-
тажных элементов, одинаковости их веса, сопряжений и формы. При большой
разнородности .монтажных элементов приходится иметь несколько механиз-
мов, согласование работы которых достаточно сложно, а использование —
обычно хуже. Это позволяет в ряде случаев итти на уменьшение веса мон-
тажных единиц н увеличение их числа и подъемов, если конструкции при
этом получаются более однородными. Примером могут служить беспрогон-
иые покрытия, имеющие более частый шаг стропильных ферм и потому
большее число их подъемов при монтаже, но не имеющие прогонов, тре-
бующих часто для подъема и укладки специальных механизмов. Указанные
простои механизмов, непосредственно связанные с процессом их работы
(например, временем подачи монтажного элемента к крапу), определяющие
так называемое „машинное время*1 механизмов и принимаемые в основу
исчисления стоимости работы машино-смен, отражаются на прямых затратах
производства; они должны отличаться от простоев механизмов, связанных
с перерывами работы, повышающими накладные расходы.
Вторым моментом снижения стоимости монтажных работ являются вопросы
организационные: скорейшая и наиболее эффективная организация монтаж-
ной площадки, дающая снижение накладных расходов.
Монтажные работы являются работами, организуемыми для каждого строя-
щегося объекта и имеющими свой пусковой и заключительный периоды. Паи-
Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций 819
более эффективное использование местных ресурсов, скорейший и наиболее
дешевый способ монтажа механизмов, скорейшее развертывание энергети-
ческого хозяйства и т. д. существенно отражаю гея на снижении накладных
расходов но монтажу, а следовательно, и на снижении стоимости монти-
руемой конструкции.
б- Мероприятия по снижению эксплуатационных расходов
Повышение сохранности конструкции и уменьшение расходов по ее
эксплуатации в первую очередь зависят от соответствия конструкции усло-
виям производства, которое обслуживает данная конструкция. Поэтому это
требование, повышающее срок службы сооружения, а следовательно, сни-
жающее амортизационные расходы и уменьшающее количество ремонтов,
является важным фактором снижения стоимости конструкций. Столь же
важным является приспособленность конструкции к производству ремонтов
и окраски, а также придание конструкции устойчивой во времени формы.
Последнее особенно важно для стальных конструкций, которые вследствие
поражений от коррозии при неудачной форме, способствующей этим пораже-
ниям, часто досрочно выходят нз строя. Поэтому придание конструкции формы,
устойчивой во времени и, в частности, устойчивой против коррозии, является
особенно важным. Хотя в некоторых случаях устойчивая против коррозии
форма может привести к повышению затраты металла и увеличению стои-
мости возведения, суммарный баланс затрат, учитывающий меньшие ремонты
и более длительный срок службы, всегда является положительным. Поэтому
это мероприятие должно считаться одним из существенно важных в вопросе
снижения стоимости стальных конструкций.
Резюмируя вышеуказанные соображения, приходится отметить, что пере-
численные мероприятия по снижению стоимости приводят в конструктивной
форме, которая в главе 1 настоящей книги была названа качественной кон-
структивной формой и которая является нашей советской конструктивной
формой.
Эта конструктивная форма характеризуется экономичностью по затрате
стали, простой компоновкой, основанной на принципах модульности, стан-
дартизации и унификации, однородностью своей структуры и структуры
своих элементов, а также простотой своих сопряжений, отвечающей уста-
новкам скоростного монтажа. В этой конструктивной форме в равной сте-
пени сочетаются вопросы экономии материала, экономии труда и затрат из
изготовление и экономии труда и времени на монтаж, и в этом равном
сочетании и заключается ее основное отличие.
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
I. СНЕГОВЫЕ НАГРУЗКИ
1. Нормативная снеговая нагрузка на 1 м- площади горизонтальной проекции по-
крытия должна определяться по формуле:
Рс—рс,
где рс — расчетный вес снегового покрова в кг!.ч‘, принимаемый в зависимости от
района СССР по табл. 1:
с — коэффициент, принимаемый в зависимости от профиля покрытия по табл. 2.
Таблица I
Величины расчетного веса снегового покрова
Районы СССР (сы. карту на стр. 821)
Расчетный вес снего-
вого покрова в кг/м1
I район
II .
III •
IV „
50
70
100
150
200
Примечание. В гористых местностях расчетный вес рс
снегового покрова, выраженный в кгг/.и-, должен прини-
маться равным 2й (но не менее 60 kzJm-\ где h — высота
снегового покрова в см, принимаемая по данным метеороло-
гических наблюдений, как средняя за 10 лет.
Значения коэффициента с
Таблица 2
Профили покрытия с Примечание
Покрытия простые, односкатные и твускатные: при а^255 „ а^бО* Покрытия простые цилиндриче- ские Покрытия сложные с поперечны ми или продольными фонарями, с неоди- наковой высотой отдельных частей н т. п. *8} 1 ю/ При промежуточных значениях угла наклона а покрытия к гори- зонту— по интерполяции где 1 — пропет, /—подъем, причем коэффициент должен быть не более 1,0 и нс .менее 0,3 Значения с принимаются по рис. 1
2. Коэффициент перегрузки для снеговых нагрузок должен приниматься равным 1,4.
Приложения
82t
822
Приложения
II. ВЕТРОВЫЕ НАГРУЗКИ
1. Нормативная ветровая нагрузка должна приниматься нормальной к поверхности
сооружения или его части и определяться по формуле:
*7 в ~
где q0— скоростной напор ветра в кг/м*, определяемый по табл. 3;
k — аэродинамический коэффициент, определяемый по табл. 4.
Величины скоростного напора ветра в кг!м"
Таблица 3
Географические районы На высоте над повер’.ностыо земли
до 20 и 100 к 1» бо/Г’е
I район — вся территория СССР за исключением 11 и ill районов И) !СН>
II район — береговая полоса океанов и морей за исключе- нием III района 70 150
III район — береговая полоса Черного моря протяженностью от г. Анапы до г. Туапсе 100 200
Примечания. I. Ширина береговой полосы принимается равной 100 tf-tf. ио
не далее, чем до ближайшего горного хребта.
2. Для высот в пределах от '20 до 100 м над поверхностью земли величина ско-
ростного напора ветра определяется лнпейпой интерполяцией.
3. В пределах отдельных зон зданий и сооружений при высоте каждой зоны не
более 20 м величину скоростного напора допускается принимать постоянной и опреде-
лять ее для средней точки зоны.
Приложения
8^3
Основные аэродинамические коэффициенты
Таблица 4
Элементы поверхности сооружений
I. Вертикальные поверхности зданий с наветренной стороны, положи-
тельное давление ...............................................
2. Вертикальные поверхности зданий с подветренной стороны, отрица-
тельное давление................................................
3. Здания с многорядовым расположением фонарей, складок и тому подоб-
ным сложным профилем:
а) для наветренных крайних и всех возвышающихся поверхностей,
положительное давление.......................................
б) для подветренных крайних и всех возвышающихся поверхностей,
отрицательное давление ......................................
в) для наветренных промежуточных плоскостей, положительное давление
г) для подветренных промежуточных площадей, отрицательное давление
4. Цилиндрические поверхности; положительное и отрицательное давле-
ния принимаются согласно рис. 2.................................
+ 0,8
— 0,6
+ 0,8
-10
Рис. 2
2. Величина скоростного напора ветра для зда!П1Й и сооружений, расположен-
ных в местах с резко выраженным
Рис. 3
рельефом земной поверхности (горы, ущелья и
т. п.), измеряемая в кг/.к5, должна приниматься
равной , где v — наибольшая скорость ветра
принимаемая по данным метеорологических на-
блюдений, в м[сек.
Примечание. Величина скоростного
напора ветра в местах с резко выражен-
ным рельефом должна приниматься: при на-
личии данных метеорологических наблюде-
ний не менее -10 кг'м-, при отсутствии та-
ковых -не менее 70 кг'м*.
3. При определении ветровой нагрузки на
высотные здания скоростной напор ветра в кг ма
принимается согласно график}’ (рис. 3k
аэродинамический коэффициент А принимается
равным:
I) при расчете всего здания в целом:
прн соотношении — •—
* = +1,4;
и __,
при соотношении -т- 3 А = +1,3,
inc а сторона здания, нормальная к действию ветра;
Ъ сторона здания, расположенная пара стельно действию ветра;
2) при расчете отдельных деталей здания, непосредственно воспринимающих
ветровую нагрузку:
3) при расчете члемси гон каркаса здания по время его монтажа:
824
Приложения
Примечания. 1. Расчетная площадь, с которой собирается ветровая
нагрузка для всего здания, определяется, как проекция здания на плоскость,
нормальную к действию ветра.
2 Расчетная площадь, с которой собирается ветровая нагрузка во время
монтажа, определяется, как сумма проекций элементов каркаса, ограждений,
монтажного оборудования и других устройств, находящихся на каркасе во
время монтажа, независимо от их взаимного расположения.
3 . Коэффициент перегрузки для ветровых нагрузок должен приниматься рав-
ным 1,20.
П1. НОРМАТИВНЫЕ ПОЛЕЗНЫЕ НАГРУЗКИ, КОЭФФИЦИЕНТЫ ПЕРЕГРУЗКИ И
СОЧЕТАНИЙ
1. Нормативные полезные нагрузки и коэффициенты перегрузки должны прини-
маться по табл. 5.
Таблица 5
Нормативные полезные нагрузки и коэффициенты их перегрузки
Наименование зданий, помещений и конструкций Нормативная нагрузка в кг!м* Коэффи- циенты перегрузки
1. Собственный вес конструкций —- 1,10
2. Чердачные перекрытия (без учета специального оборудо- вания: вентиляционных камер, водяных баков, моторов и т. п.) 75 1,40
3. Квартиры, лечебные учреждения (за исключением вести- бюлей и залов, где возможно массовое скопление посе- тителей), детские сады, с учетом веса обычного обору- дования 150 1,40
4, Общежития, конторы, классные комнаты, бытовые поме- щения промышленных цехов, с учетом веса обычного оборудования 200 1,40
5. Коридоры общежитий, контор и бытовых помещений. . . 300 1,30
6. Залы столовых, ресторанов, аудиторий, с учетом веса обычного оборудования 300 1,30
7. Залы н коридоры театров, кино, клубов, школ, вокзалов, трибуны, торговые залы магазинов 400 1,20
8. Перекрытия промышленных зданнй, складов, музеев, по действительной нагрузке, но не менее 400 1,20
9. Книгохранилища, архивы, перекрытия под проездами, по действительной нагрузке, но не .менее 500 1,20
10. Лестницы, вестибюли, террасы и балконы 400 1,40
1L Давление сыпучих тел 12. Гидростатическое давление жидкостей — 1,20 1,10
13. Вертикальные и горизонтальные нагрузки от крапов . . . — 1,30
2. Нормативная нагрузка от кранов за исключением специальных должна прини-
маться:
а) вертикальная — по стандартам и каталогам иа крановое оборудование;
б) горизонтальная — продольная вдоль подкранового пути (только для электриче-
ских кранов) — равной 0,1 наибольшего давления на тормозные колоса;
в) горизонтальная — поперечная (только для электрических кранов) — раиной: для
крановс гибким подвесом—0,05 суммы грузоподъемности и веса тележки крана,
а Для кранов с жестким подвесом — 0,1 той же суммы нагрузок.
Прн этом надлежит считать, что горизонтальное усилие передается полностью на
одну подкрановую балку и распределяется поровну между колесами крана.
Приложения
825
Примечание. При расчете подкрановых балок нагрузки от кранов должны
умножаться на динамический коэффициент; на прочие конструкции это увеличение
нагрузок не распространяется.
3. Динамическое воздействие прочих нагрузок, а также воздействие перекосов крана
должны учитываться в соответствии со специальными нормами и техническими усло-
виями.
4. Вес конструкций и величины полезных нагрузок, принятые в расчете, должны
указываться па рабочих чертежах.
5. При расчетах с учетом дополнительных или особых сочетаний нагрузок значе-
ния коэффициентов перегрузки для всех нагрузок, кроме собственного веса, умно-
жаются на коэффициент, равный:
а) при учете дополнительных сочетаний— 0,90;
б) при учете особых сочетаний — 0,80.
IV. КОЭФФИЦИЕНТЫ УСЛОВИЙ РАБОТЫ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
а) Для элементов конструкций (т)
Для корпуса и днища резервуаров ....................................0,8
Для колонн гражданских зданий и опор водонапорных башеи.............0п9
Для сжатых элементов ферм и сплошных балок перекрытий под залами театров,
кино, клубов, трибун, книгохранилищ и пр. при весе перекрытия, равном или
большем полезной нагрузки........................................0,9
Для сжатых элементов стропильных ферм и прогонов кровель зданий, расположен-
ных в I и II районах снеговой нагрузки при весе кровли 150 кг'м* и более
и расположенных в Ш районе при весе кровли 300 кг]м* и более....0,95
Для элементов решетчатых конструкций, прикрепленных односторонне....0,75
Для анкерных болтов, работающих на растяжение......................0,65
Для прочих элементов конструкций за исключением указанных в специальных ТУ 1,00
б) Для соединений конструкций (тс)
Для заклепок с потайными и полупотайными головками..................0,8
Для заклепок, работающих на растяжение (отрыв головок)..............0,6
Для черных, чистых и рифленых болтов, работающих на растяжение......0,8
Для прочих соединений за исключением указанных в специальных ТУ. ...... 1,0
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Таблица I
Коэффициенты понижения несущей способности при продольном изгибе
центрально сжатых элементов
Ги5кость элемента Коэффициенты v для Коэффициенты <р для чугуна ж ч о ж «о X U Коэффициенты ? ДЛЯ стат мжрок Коэффициент <р для чугуна
стали марок
Ст. 0, Ст. 2, Ст. 3 и Ст. 4 Ст. 5, НЛ1 it НЛ2 Ст. 0, Ст. 2, Ст, 3 и Ст. 4 Ст 5, 11Л1 и Н.Т2
0 1,00 1,00 1,00 по 0,52 0,39 —
10 0,99 0,98 0,97 120 0.45 0.33 —•
20 30 0,96 0.94 0,95 0,93 0,91 0,81 130 140 0,40 0,36 0,29 0,25 —
40 0,92 0,90 0,69 150 0,32 0.23 -—
50 0,89 0,83 0,57 160 0,29 0,21
60 0,86 0,78 0,44 170 0,26 0.19 -—
70 0,81 0,71 0,34 1S0 0,23 0,17 —
80 0J5 0,63 0,26 190 0,21 0,15
90 о;бэ 0,54 0,20 1 200 0,19 0,13
100 0,60 0,45 0,16 |
Коэффициенты ?„ понижения несущей способности примечете виецентреиио сжатых элементов из стали маро/сь 0,'"ст. 2,
1 J.1.. £i'i>. а .V 1 — гибкост ь элемента в плоскости И1гмба
20 31» 40 50 60 70 80 90 100 120 140 100 | 180 | 200
0, 0,2 0,1 0,960 794 6S3 0,940 779 669 0,920 754 647 0,890 731 625 0,860 696 596 0,810 655 562 0,750 609 525 0,690 560 487 0,600 510 447 0,400 418 371 0,360 ,330 яоз 0,290 264 249 234 223 211 0,230 217 0,190 179
0,6 599 388 568 549 529 487 465 434 402 339 9Я.Ч 173 166
0.8 535 524 508 480 469 445 420 393 366 313 964 188 180
1,0 483 473 459 444 426 406 383 360 338 292 249 155
1,2 1,4 440 432 419 406 390 372 353 333 314 273 235 901 173 167 161 155 151 139 149 145 140 136 132 124
403 397 388 358 359 345 328 311 293 257 224 193 185 178
1,6 374 367 357 348 334 321 306 291 275 244 213
1,8 347 342 331 324 314 301 287 275 260 231 203
2,0 325 320 312 304 294 284 271 258 247 220 194 171
2,5 279 276 269 263 256 247 237 228 218 196 177 157
3,0 245 242 238 232 226 220 211 203 195 178 162 145 130 120 104 103 085 116 109 103 093 078
3,5 219 •216 213 208 202 196 191 185 175 164 149 134
•1,0 197 195 192 188 184 179 174 168 163 138 126
5,0 167 163 161 158 156 152 148 143 140 130 121 111
7,0 124 123 122 120 118 116 114 111 109 103 096 091
10,0 090 ООО 090 089 088 086 085 084 083 079 076 071 067 063 039 028 09?
20,0 048 048 048 047 047 047 046 046 045 044 044 041 041 020
30,0 032 032 032 032 032 032 032 032 032 031 031 030
40,0 024 024 024 024 024 024 024 024 024 024 023 023 09.3
50,0 и более [ 019 019 019 019 019 019 019 019 019 019 019 019 018 018
Обозначения: ——относительный эксцентриситет в плоскости изгиба;
р —ядровое расстояние;
/Н—расчетный момент, равный наибольшему моменту в пределах средней трети длины элемента или опорному
(в случае упругого или жесткого закрепления) в зависимости от того, какой из моментов больше ’ J
F6p—площадь сечения элемента брутто;
№'бр—момент сопротивления сечения брутто.
моменту
Таблица 3
Коэффициенты ов11 понижения несущей способности прн расчете внецентренно сжатых элементов из стали марок Ст. 5, НЛ1 и НЛ2
е Р ’ У ’ ГС'бр X — гибкость элемента в плоскости изгиба
2Э 30 ю 50 60 7П 80 90 100 120 140 1G0 180 200
0 0,940 0,930 0,900 0,830 0,730 0,710 0,630 0,540 0,450 0,330 0,250 0,210 0,170 0,140
0,2 792 773 742 674 627 576 520 462 400 305 237 202 163 134
0,4 681 663 635 605 567 521 476 429 383 303 241 192 157 129
0.6 597 581 531 498 462 424 385 349 283 228 184 1о2 126
0.8 532 518 497 475 446 417 384 353 322 263 215 176 147 123
1,0 480 468 450 431 407 381 353 325 299 247 205 169 14/ 119
1,2 448 427 410 394 372 351 326 303 280 235 196 163 138 117
1,4 402 392 379 363 344 325 304 284 263 222 187 158 134 114
1,6 372 358 360 337 322 304 285 266 248 213 180 153 129 110
1,8 346 329 327 315 300 285 269 252 235 203 174 148 122 108
2,0 324 316 307 296 283 269 254 239 224 194 167 143 122 106
2,5 278 273 265 257 247 236 223 211 200 176 153 133 115 100
3,0 244 240 233 227 219 210 200 190 181 160 111 124 108 096
3,5 217 214 210 203 197 189 181 173 165 148 132 116 103 090
4,0 209 194 190 184 179 173 166 159 150 137 123 110 109 09/ 087
164 163 156 152 147 142 136 131 120 099 088 078
7,0 124 122 121 118 117 113 110 107 104 096 090 082 074 068
10,0 091 ООО 089 088 086 085 083 081 079 075 070 065 061 056
20,0 043 048 048 047 047 047 046 044 044 042 011 040 038 036
30,0 032 032 032 032 032 032 032 031 031 030 0’9 029 028 027
40,0 024 024 024 024 024 024 024 024 024 023 023 022 022 018 021
7),0 и более 020 020 020 019 019 019 019 019 019 019 018 018 018
Приложения _____________________ Приложения
Обозначения; е— относительный эксцентриситет в плоскости изгиба;
Р
о — ядровое расстояние:
Л4 — расчетный момент, равный наибольшему моменту в пределах средней трети длины элемента или опорному моменту
(в случае упругого или жесткого закрепления) в зависимости от того, какой из моментов больше;
Лбр — шющаль сечения элемента брутто;
U76p — момент сопротивления сечения брутто.
S2S
Приложения
Таблица 4
Коэффициенты ф для балок из стали марок Ст 0, Ст. 2, Ст. 3 и Ст. 4
(по исследованиям ГПИ Проектстальконструкция)
Для балок без закрепления в пролете При наличии связей в про- лете незави- симо от места приложения нагрузки
прв сосредоточенной нагрузке при равномерно распреде- ленной нагрузке
по верхнему канту по нижнему канту по верхнему канту по нижнему канту
0 1 1,73 5,00 1,57 3,81 2,17
0,4 1,77 5,03 1,60 3,85 2,20
1,0 1,85 5,11 1,67 3,90 2,27
4 2,21 5,47 1,98 4,23 2,56
8 2,63 5,91 2,35 4,59 2,90
16 3,37 6,65 2,99 5,24 3,50
24 4,03 7,31 3,55 5,79 4,00
32 4,59 7,92 4,04 6,25 4,45
48 5,60 8,88 4,90 7,13 5,23
64 6,52 9,80 5,65 7,92 5,91
80 7,31 10,59 6,30 8,58 6,51
96 8,05 11,29 6,93 9,21 7,07
128 9,40 12,67 8,05 10,29 8,07
160 10,59 13,83 9,04 11,30 8,95
240 13.21 16,36 11,21 13,48 10,86
320 15,31 18,55 13,04 15,29 12,48
400 17,24 20,48 14,57 16,80 13,91
Примечание. Для стали марок Ст. 5, НЛ1 и НЛ2 табличные зна-
чения ф должны быть умножены на 0,68.
Таблица 5
Коэффициенты срс для прокатных нормальных двутавров из стали марок
Ст. 0, Ст. 2, Ст. 3 и Ст. 4
Место при- ложения нагрузки к двутавров Тип нагрузки Пролет в .«
2 3 4 5 6 7 8 9 10
Верхний кант 10- 60 Сосредоточен- ная Равномерно распределенная 0,98 0,97 0,93 0,91 0,88 0,86 0,82 0,71 0,68 0,59 0,60 0.51 0,50 0,44 0,45 0,32 0,42 0,36
Нижний кант 10—20 Сосредоточен- ная Равномерно распределенная 1,00 1,00 0,97 0,95 0,93 0,89 0,89 0,84 0,84 0,72 0,73 0,60 0,63 0,52 0,54 0,46 0,19 0,41
22—60 Сосредоточен- ная Равномерно распределенная 1,00 1,00 1,00 0,99 0,97 0,93 0,93 0,89 0,89 0,84 0,85 0,73 0,77 0.63 0,67 0,54 0,59 0,49
Примечание. Для стали марок Ст. 5, НЛ1 и НЛ2 табличные значения «рб
должны быть умножены на 0,68.
Продолжение табл, 1
Размеры уголка в ми к = * г в мм Вес 1 по:, м в кг Площадь сечения F в см- Расстоя пне центра тяжести z0 в с.м Ось л — л Ось - .V, Ось .vc — Ось Jo - л Сечение из двух уголХОВ
b 1 d в с.н< /д. в см Ап в сы« Ч В С.и1 'л-0 в см 7Jo в CM* (Jo в CM Jy‘ в г .и* 1У» в см
5 4,57 5,82 1,66 19,9 1,85 35,9 31,4 2,32 8,29 1,19 94,2 2 R5
во 6 6,5 2,2 5,42 6,91 1,70 23,3 1,84 43,3 36,8 2,31 9,76 1,19 Н,4 2R7
8 7,09 9,03 1,78 29,6 1,81 58,2 46,8 2,28 12,4 1,17 15,3 2,91
6 5,93 7,55 1,82 29,8 1,98 54,8 47,2 2,50 12,3 1,28 1,41 3,06
65 8 8,0 2,7 7,75 9,87 1,90 38,1 1,85 73,7 60,3 2,48 15,8 1,27 Г,90 3J0
10 9,57 12,1 1,93 45,4 1,94 92,9 72,0 2,44 18,8 1,25 2,40 3,15
6 6,89 8,78 2,06 46,7 2,31 83,9 73,3 2,89 20,1 1,51 208 3,44
75 8 9,0 3 0 9,03 11,5 2,14 60,1 2,28 113,0 94,9 2,87 25,3 1,48 280 3,49
10 11,1 14,1 2,23 72,2 2,25 142,0 114,0 2,84 30,3 1,47 3,59
12 13,1 16,7 2,34 83,3 2,24 172,0 132,0 2,81 34,9 1,45 4.36 3,61
6 7,36 9,38 2,19 57,0 2,47 102,0 90,0 3,11 23,5 1,58 250 3,64
80 8 9,0 3,0 3,66 12,3 2,27 73,3 2,44 137,0 115,0 3,07 30,3 1,57 335 3,69
10 11,9 15,1 2,35 88,4 2,42 172,0 140,0 3,05 36,5 1,56 422 3,73
8 11,0 14,0 2,51 106 2,76 194,0 168,0 3,46 43,6 1,77 466 4,08
90 10 11 3,7 13,5 17,2 2,59 128 2,74 244,0 204,0 3,44 53,1 1,76 584 4,11
12 16,0 20,4 2,67 149 2,71 294,0 237,0 3,41 61,7 1,75 708 4,16
14 18,4 23,4 2,74 169 2,69 345,0 267,0 3,38 77,9 1,75 830 4,21
8 12,3 15,6 2,75 147 3,07 265,0 233,0 3,87 61,0 1,98 624 4,47
10 15,1 19,2 2,83 179 3,05 333,0 284,0 3,85 74,9 1,97 784 4£1
100 12 12 1,0 17,9 22,8 2,91 209 3.03 402,0 331,0 3,81 87,6 1,96 948 4,56
1-1 20,6 26,3 2,99 237 3,01 472,0 375,0 3,78 99,1 1,95 1 115 4,60
16 23,3 29,7 3,06 265 2,99 542,0 416,0 3,75 113,0 1,95 1 282 4,65
10 18,3 23,3 3,33 316 3,68 575,0 503,0 4,64 130,0 2,36 1 316 5,31
12 21,7 '27,6 3,41 371 3,65 693,0 590,0 4,62 153,0 2,35 1 588 &36
120 14 13 4,3 25,1 31,9 3,49 423 3,64 811,0 671,0 4,59 174,0 2,34 1 564 5,41
16 28,4 36,1 3,56 474 3,62 931,0 749,0 4,56 199,0 2,34 2 138 5,45
18 31,6 40,3 3,64 520 3,60 105,2 822,0 4,54 219,0 2,33 2 422 5,49
Продолжение табл. 1
Размеры уголка в мм R в Г в Вес 1 пог. м Плошадь сечения F Расстоя- ние центра Ось .г — х Ось rt — -Г, Ось Л-о — Жо Ось Jo - Jo Сечение нз двух уголков
в кг В С.Иа z0
ь d мм мм в си У у **• Л', 'л„ '•«•о
в г .и1 в см в с.и» в сж1 в см В c.w* в см в сж’ в см
10 19,8 25,3 3,58 406,0 4,01 730,0 646,0 5,05 166,0 2,56 1 656 5,70
I QO 12 23,6 30,0 3,66 477,0 3 99 880,0 759,0 5,03 196,0 2,55 1 992 5,76
14 27,3 34,7 3,74 545,0 3,96 1 030,0 866,0 5,00 223,0 2,54 2 338 5,81
16 30,9 39,3 3,82 608,0 3,93 1 182,0 967,0 4,96 249,0 2,52 2 582 5,84
12 27,4 34,9 4,15 745 4,62 1 347 1 186 5,83 305 2,98 3 998 6,55
14 31,7 40,4 4,22 857 4,60 1 577 1.358 5,80 356 2,97 3 520 5,60
>50 16 15 5,0 36,0 45,0 4,30 961 4,58 1 808 1522 5,77 399 2,95 4 030 5,64
18 40,0 51,1 4,38 1 060 4,56 2041 1 679 5,73 440 2,94 4 550 6,67
20 44,3 56,4 4,45 1 154 4,52 2 275 1830 5,70 478 2,91 5 068 6,70
14 38,3 48,8 4,97 1515 5,57 2 721 2 405 7,03 625 3,58 5 950 7,80
180 16 15 5,0 43,5 55,4 5,05 1 704 5,55 3 117 2 705 7,00 703 3,56 6 824 7,85
18 48,6 61,9 5,13 1 885 5,52 3 515 2 994 6,94 775 3,54 7 690 7,90
16 48,7 62,0 5,55 2.355 6.17 4 264 3 755 7,79 954 3.93 9 250 8,64
18 54,4 69,3 5,62 2 619 6,15 4 808 4 165 7,77 1 074 3,93 10418 8 68
200 20 18 6 50,1 76,5 5,70 2 868 0,13 5 355 4 560 7,74 1 175 3,92 11 616 8,72
24 71,3 90,8 5,85 3 349 6,07 6 456 5 31.3 7,Ь6 1 384 3,90 14018 8,79
30 83,3 111,5 6,03 3 999 5,96 8 093 6 373 7,49 1 685 3,87 17 538 8,86
16 53,7 68,4 6,04 .3 168 6,80 5 661 5 0‘16 8,59 1 307 1,37 12 176 9,44
20 66,4 84,5 6,20 3 359 6,7.5 7 003 6 120 8,51 1 592 4,34 15 298 9,51
24 78,8 100,4 6,35 4 514 0,71 8 560 7 148 8,44 1 870 4,32 18 428 9,59
28 01,0 113,9 6,50 5 1.35 0,66 10 029 8 130 8,37 2 141 4,30 21600 9,66
230 24 20 7 82,5 )()У4 6,59 5 207 7,03 9 780 8 266 8,86 2 144 4,51 20 994 9,98
Приложения Приложения
Таблипа 2
Сталь прокатная угловая неразнобокая
По ОСТ 10015-39
Условные обозначения:
В — ширина большой полкн
Ь — ширина малой полки
d — толщина полки
J— момент инерции
i — радиус инерции
Размеры уголка В .И.М Я в .И.« г в мм Вес 1 пог. м в кг Пло- щадь сечения Расстояние центра тяжести Ось .V — .v Ось у — у Ось Ось Л1 “’Л1 Ось и — и Сечение из двух уголков Сечение из двух уголков
В ь d Г в см- л‘о в см Ли в см в с.и* в см {у в см' ’у в см '•V, в еж 4 б1! В С.И* Ju в с.и* В см <VS в с.и* 'х, в см Jya В с.и* <у, в см
30 20 3 3,5 1,2 1,12 1,43 0,51 1,00 1,27 0,94 0,45 0,56 2,69 0,82 0,26 0,43 8,98 1,773 3,82 1,153
4 1,46 1,86 0,55 1,04 1,61 0,93 0,56 0,55 3,61 1,12 0,34 0,43 12,0 1,801 5,21 1,183
35 20 4 3,5 1,2 1,62 2,06 0,51 1,25 2,48 1,10 0,53 0,53 5,62 1,11 0,37 0,42 17,6 2,06 5,40 1,142
5 1,98 2,52 0,55 1,29 2,98 1,09 0,70 0,53 7,15 1,45 0,45 0,42 22,1 2,09 5,95 1,173
45 30 4 5,0 1,7 2,26 2,88 0,74 1,48 5,81 1,42 2,06 0,84 12,1 3,65 1,21 0,65 34,2 2,44 13,0 1,500
6 3,28 4,18 0,82 1,56 8,15 1,40 2,85 0,83 18,3 5,65 1,69 0,64 51,8 2,49 20,3 1,556
5 3,79 4,83 0,97 1,95 17,4 1,90 6,19 1,13 35,8 10,8 3,62 0,87 92,8 3,10 33,3 1,855
60 40 6 7,0 2,3 4,49 5,72 1,01 2,00 20,3 1,88 7,20 1,12 43,1 13,1 4,20 0,86 112,0 3,13 40,5 1,883
8 5,84 7,44 1,09 2,08 25,8 1,85 9,04 1,10 57,9 17,9 5,39 0,85 151,0 3,18 55,7 1,935
5 4,80 6,11 1,17 2,39 34,9 2,39 12,5 1,43 69,9 20,9 7,24 1,09 172,0 3,74 59,0 2,19
75 6 8,0 2,7 5,69 7,25 1,21 2,44 41,0 2,37 14,6 1,42 84,0 25,3 8,48 1,08 207,0 3,78 71,6 2,22
8 7,43 9,47 1,29 2,52 52,4 2,35 18,6 1,40 113,0 34,3 10,9 1,07 277,0 3,83 97,8 2,27
10 9,11 11,6 1,36 2,60 63,0 2,33 22,1 1,38 141,0 43,7 13,2 1,07 349,0 3,88 125,0 2,32
6 6,16 7,85 1,33 2,56 50,5 2,53 19,5 1,58 102,0 33,4 11,1 1,19 248,0 3,98 91,8 2,42
80 55 8 8,0 2,7 8,06 10,3 1,41 2,64 64,9 2,51 24,9 1,56 136,0 45,3 14,3 1,19 333,0 4,02 125,0 2,46
10 9,90 12,6 1,48 2,72 78,2 2,49 29,8 1,54 171,0 57,5 17,4 1,18 417,0 4,07 158,0 2,50
6 6,90 8,78 1,41 2,88 72,4 2,87 25,0 1,72 145,0 43,4 14,7 1,30 345,0 4,43 116,0 2,58
90 60 8 9 3,0 9,03 11,5 1,49 2,96 93,2 2,85 33,2 1,70 194,0 58,6 19,3 1,29 461,0 4,48 157,0 2,62
10 11,1 14,1 1,56 3,05 113,0 2,82 39,8 1,68 244,0 74,4 23,5 1,29 581,0 4,53 199,0 2,66
Продолжение табл. 2
! азчеры уголка в мч R в .и ч г в и и Bet 1 пог. .и в кг Пло- щадь сечения F a с.>Р Расстояния центра тя нести Ось х — .V Ось у — у Ось .Vi-A’j Ось Л1“Л1 Ось и - н Сечение из двух уголков Сечение из двух уголков
• ь d *0 в с.и Ли В СМ А- В СМ 1 В см >У в с.и* А в см А, в с.и* Ао в с.и* Ju в с.и* 'и в с.и Jjc‘. 0 с.и* 1 (j. п CM А. в с.и’ А. в с.и
8 10,6 13,5 1,88 3,11 135,0 3,16 65,0 2,19 266,0 113,0 35,4 1,62 622,0 4,80 283,0 3,21
100 10 10 3,3 13,1 16,7 1,96 3,20 163,0 3,13 78,5 2,17 333,0 1 в,о 42,6 1,60 783,0 4,84 35.1,0 3,28
12 15,5 10,7 2,04 3,27 190,0 3,11 91,1 2,15 402,0 173,0 4>,8 1,59 949,0 4,88 437,0 3.33
8 12,2 15,6 1,88 3,85 229 3,83 82,3 2,30 459 137 47,6 1,75 1 048 5,79 341 3,30
120 80 10 11 3,7 15,1 1'3,2 1,95 3,93 279 3,81 99,6 2,27 575 178 57,7 1,73 1 31'2 5,85 432 3.33
12 17,9 22,8 2,01 4,01 325 3,79 115,0 2,25 692 210 66,6 1,71 1 578 5,87 526 3,40
8 13,5 17,2 2,11 4,08 297 4,15 118,0 2,62 583 195 66,5 1,97 1 316 6,20 470 3,70
130 50 10 12 4,0 16,7 21,3 2,19 4,16 362 4.12 143,0 2,59 731 215 81,4 1,95 1 648 6,22 595 3,71
12 19,8 25,2 2,27 4,25 424 4,10 16 7,0 2,57 874 297 94,3 1,94 1 984 6,28 721 3,78
14 22,8 29,1 2,35 4,33 484 4,08 189,0 2,55 1 028 319 109,0 1,93 2 325 6,33 830 3,82
10 19,1 21,3 2,35 4,81 557 4,78 201,0 2,87 1 120 335 115,0 2,18 2 485 7,16 796 4,05
1-7; 12 22,6 28,8 2,43 4,90 655 4,75 235,0 2,85 1 347 405 137,0 2,18 2 990 7,21 964 4,09
И 26,2 33,3 2,51 4,98 749 4,73 26 7,0 2,83 1 575 476 156.0 2,16 3 493 7,25 1 1.18 4,13
1 29,6 37,7 2,58 5,06 839 4,71 297,0 2,81 1 804 519 175,0 2,15 4004 7,29 1 308 4,17
12 27,4 34,9 2,82 5,79 1 156 5,75 41’0 3,46 2 325 595 240,0 2,62 5 072 8,53 1 602 4,79
130 120 1 1 14 4,7 31,7 40,4 2,9(1 5,87 1 326 5,73 47 1,0 3,44 2 717 816 279.0 2,62 5 932 8,57 1 888 4,84
16 35,9 45,8 2,98 5,95 1 490 5,71 532,0 3,41 3 111 939 30'1,0 2,60 6 790 8,53 2 174 4,86
12 29,2 37,3 2,68 6,64 1 546 6,45 428,0 3,30 3 188 696 251.0 2,64 6 892 9.61 1 610 4,64
20*1 120 14 14 4,7 33,<) 43,2 2,76 6,7'2 1 776 6,4'2 48'1,0 3.36 3 725 818 295,0 2,61 8 059 9,65 1 8'4 4,68
10 34,4 4'1,0 2,81 6,80 1 997 6,38 517,0 3,34 4 254 941 331,0 2,60 9 211 9,70 2 188 4,73
1 > 32,2 41,0 3,62 6,08 1 666 6,37 6.32 810,0 4.11 3 181 1 347 43'1,0 3,2(1 6 882 9,16 3012 6,06
200 1.71 16 5,7 4'2,3 53.9 3,78 0,27 2 155 1 0 13 1 153 -1,10 4 272 1 812 562,0 3,23 9 25(1 9,26 4 036 6,14
14 17 47.3 69,3 3.85 fl,33 2 388 15,30 4,38 4 800 2 018 523,0 8,21 10 396 9,29 4 588 8,17
20 52,2 66,5 3,93 6,41 2614 6,27 1 2.,8 4,35 5 344 2 285 683,0 3,21 11 588 9,33 5 121 0,21
У
Сталь прокатная — балки дпутпировыс
По ОСТ 10010-39
Условные обозначения:
h -- высота балкн
Ь — ширина полки
d — толщина с генкп
t —средняя толщина колки
i — радиус внутреннего закруглении
Г| — радиус закругления полки
./ — момент инерции
IV' — момент соиротинленни
i — радиус инерции
S — статический момент полусечспия
Таблица 3
.м профилей Псе 1 и<’.‘, х п Р А «меры и ,чм Площадь сечении /' и ен» Снранпмш,!.- >и'л<1Ч11ны 1лч уеей
.г — л > - v
й 1» •i t Г Г\. II С «1 W'.v п ем) <г и СИ Jx\ sx D i R ГЛ1 '.V в CM
10 11.2 UX) 6S 1,5 7.6 6.5 3.3 1 1,3 245 4'1,0 4,14 8,59 33.0 9,72 1,52
12 1 1.0 120 74 5.0 8,4 7,0 3,5 17,8 436 7’,7 1,95 10,3 46,9 12,7 1,62
14 16.9 110 so 5,5 II. 1 7,5 3,8 21,5 712 102 5,76 12,0 61,4 H.l 1,73
16 20,5 160 SS 6,0 9.9 8,0 1,0 26.1 1 130 141 6,58 13,8 9'1,1 21,2 1,89
IS 2 1.1 1S0 91 6.5 10,7 8,5 1,3 30,6 1 660 1S5 7,36 15,1 122 211,0 2,00
20 “ 27.9 200 100 7,0 11.1 0.0 4,5 2 370 237 8.15 17,2 158 31,5 2,12
31,1 200 102 9.0 11,4 0,0 1 '1 35,9 2 "ЧЮ 250 7,911 16,9 169 3'1,1 2,06
33.0 31.4 220 НО 7 ri 12,3 9,5 1,8 42,0 3 100 309 8,99 18.9 225 40,9 2,31
-- b 220 112 9.5 12.3 0,5 1,8 41,4 3 570 325 8,7S 18,7 239 42,7 2,27
37,4 210 111) 8.0 13.0 10,0 5.0 4 7 4 570 381 9.77 20,7 2S0 48,4 2,42
•11,2 240 IIS 10,0 13.0 10,0 5,0 52,6 4 800 ИХ) 9,57 20,1 297 50,4 2,38
42,8 270 122 8.5 13,7 10,5 5.3 5 1,6 6 550 485 10,9 q 345 56,6 2,51
27 J 17,1 270 124 12,5 13,7 10,5 5,3 60.0 G 870 509 Ю,7 22,9 366 58,9 2,47
Продолжение табл. 3
профилей Bee I HI».', w U л ' P.llMCpil it M l П.ЬНЦИЬ time utu г t Справочные величины для осей
.V — .v У — У
A ' 1 r '1 н ли 1 vrv D С 4s <r В f.M / V: л'л Jv в e.w* н <• U CM
a |S.O 300 126 n.o 1 1.1 II,I) 5,5 61,'! 811,4) 597 12.1 25,7 100 63,5 2,56
30 b • 1J, 1 ;<oo 128 11,0 1 1.1 11.0 5,.5 67,2 9 100 627 11.8 25,1 422 65,9 2,50
c 5..I 300 130 13.0 1 1,1 11,0 5,5 73,1 9 S0 657 11,6 25,0 445 68,5 2,46
1 51.1 330 130 '1.5 15.0 11,5 5.8 IW.I 11 900 721 13.2 28.3 460 70,7 2.6(1
33 b •s.6 330 13'2 11,5 1.1,5 15.0 II.5 ,5.8 71.7 12 ГчЮ 757 12,9 ’ .9 4S4 74,4
c 61.8 330 131 15,0 11,5 5,8 81.3 13 ИХ) 794 12.7 27,5 510 76,1 2Л1
a 50,9 360 136 10,0 15,8 12,0 11.0 71.3 1.5 760 875 1 l.l 1-1,1 30,7 552 81,2 2.69
36 b 65,6 360 138 1 !.O 15,8 12.0 6.0 S 1.5 16 МО 919 30,3 SS2 S 1.3 2,64
c 71,2 360 1 10 1 1,0 13.8 12,0 6,0 90.7 17 310 96'2 13.8 29.9 612 87,4 2,<N
<1 67,6 100 Ы2 10,5 1 1,5 16.5 12,1 6.3 86,1 21 720 1 090 15.9 34,1 660 93.2 2.77
40 b 73.8 ИХ) 11 1 16,1 1 ,5 6 i 9 1, 22 7 S0 1 1 10 15.(1 41.6 692 90,2 2,71
c «0,1 100 I l(i 1 1,5 16.5 12,5 6.3 102 23 S50 1 190 15,2 31.’ 7'27 99,11 2,(m
J 80,1 4 0 150 11,5 18,0 13,5 n,.s 10'2 32 210 1 130 17.7 3-8,6 413 III 2..8П
45 l> 87,. 4 О 152 1 1,5 18,0 1 1,5 6.8 II! 33 760 1 300 17.1 38 0 494 IKS 2,S 1
c 9 1,5 4 0 1.54 1.1,5 18.0 13,5 6,8 120 3)2-40 1 570 17,1 37,6 »x« 122 2,70
.1 93,6 500 i.-.s 12,0 20.0 1 1,0 7.0 III) 46 170 1 S60 19.7 4’,8 1 120 142 Л07
50 b Illi 300 1110 1 1,0 2il.O 1 1,0 7,0 129 IS .4)0 1 о 10 19.1 42,4 1 170 146 3.01
c 10*1 500 162 1 1,0 20,0 1 1.0 7.0 139 .50 640 2 080 1'1.0 41,8 I 220 151 •W
a 105 550 IMi 1 ’.5 21,0 11,1 7,3 IJ'I 62.870 2 2'X) 21,(1 4 1.9 1 370 164 3.19
55b III •%'<) 168 1 1,5 21.0 1 1,5 7.3 111 (»’» ti ю 2 3'K) 21,2 4H.4 1 120 170 3,14
c 123 550 170 IH.5 21,0 14,3 7,3 1,16 68410 2 490 20,9 45,8 1 480 175 3,1X8
a 118 (00 176 1 1.0 22,0 15,0 7,1 151 S3 Ч<»() 2 SOO 23 5 51,8 1 700 193 8.36
60 b Г28 WX) 178 15,0 22,0 1 1,0 7,5 Il J 87 41.0 2 920 21.2 50,7 1 770 118J 3,30
c 1.17 bOO ISO l/,0 22,0 15,0 7.5 17,1 91 060 3 010 224 50,2 1 840 3,24
Примечание. Номера профилей с индексами «Ь» и «с» илгогопллшсп но соглашению только и особых случаях когда необхо-
ппмиоь jdKaaa таких и риф ил ей нидгнержденн еоогвегт гиуюишмп данными.
У, У
Сталь прокатная — швеллеры
По ОСТ 10017-39
Условные обозначения:
h — высота швеллера
Ь — ширина полки
d — толщина стенки
t — средняя толщина полки
г — радиус внутреннего закругления
Г; — радиус закругления полки
J — момент инерции
П7 — момент сопротивления
I — радиус инерции
Zo — расстояние между осями у— у и у, —уч
Т а б л и п а 4
V профи- лей Вес 1 мог. .и в кг Размеры в мм Площадь сечения F в см- Справочные величины для осей
h b d I r r\ .V — .V У~У л - Zo я см
Л В С-И1 'Гг В см- В см ,у В в с.и’ 1У 0 см Jyi В '.И'
5 5,44 50 37 4,5 7,0 7,0 3,50 6,93 26,0 10,4 1,94 8,3 3,55 1,10 20,9 1,35
65 6,70 65 40 4,8 7,5 7,5 3,75 8,54 55,2 17,0 2,54 12,0 4,59 1,19 28,3 1,38
8 8,04 80 43 5,0 8,0 8,0 4,0 10,24 101,3 25,3 3,15 16,6 5,79 1,27 37,4 1,43
10 10,00 100 48 5,3 8,5 8,5 4,25 12,74 198,3 39,7 3,95 25,6 7,80 1,41 54,9 1,52
12 12,06 120 53 5,5 9,0 9,0 4,50 15,36 345,3 57,7 4,75 37,4 10,17 1,56 77,7 1,62
1 4,53 140 6,0 9,5 9,5 4,75 18,51 563,7 80,5 5,52 53,2 13.01 1,70 107,1 1,71
14 6 16,73 140 60 8,0 9,5 9,5 4,75 21,31 609,4 87,1 5,35 61,1 14,12 1,69 120,6 1,67
17,23 160 63 6,5 10,0 10,0 5,0 21,95 866,2 108,3 6,28 73,3 16,30 1,83 144,1 1,80
16 ь 1<74 160 65 8,5 10,0 1(1,0 5,0 25,15 934,5 116,8 6,10 83,4 1 7,55 1,82 160,8 1,75
20,17 ISO 68 7,0 10,5 10,5 5,25 25,69 1 272,7 141,4 7,04 98,6 20,03 1,96 189,7 1,88
18 ь 22',99 180 70 9,0 10,5 10,5 5,25 23,29 1 369,9 152,2 6,84 111,0 21,52 1,95 210,1 1,84
Продолжение табл. 4
.V профи- лей Вес ! пог. м в кг Размеры в .ии Площадь сечения F в см- Справочные величины для осей
h ъ Г Г1 -V — X У-У Zo в сч
Jx » с.н1 \VX В с.«2 1 в см 1у В С.*1 в с.н» в см 6'1 в см •
90 3 22,63 200 73 7,0 11,0 11,0 28,83 1 780,4 178,0 7,86 128,0 24,20 2,11 244,0 2,01
~и ь 25,77 200 73 9,0 11,0 11,0 5,5 32,83 1 913,7 191,4 7,64 143,6 •25,88 2,09 266,4 1,95
24,99 220 77 7,0 11,5 11,5 5,75 31,84 2 393,9 217,6 8,67 157,8 28,17 2,23 298,2 2,10
ь 28,45 220 79 9,0 11,5 11,5 5,75 36,24 2 571,4 233,8 8,42 176,4 30,05 2,21 326,3 2,03
а 26,55 240 78 7,0 12,0 12,0 0,0 34,21 3 052,2 2543 9,45 173,8 30,47 2,25 324,6 2,10
24 Ъ 30,62 240 80 9,0 12,0 12,0 6,0 39,00 3 282,6 273,5 9,17 194,1 32,51 .2,23 354,8 2,03
С 34,39 240 82 11,0 12,0 12,0 6,0 43,81 3 513,0 292,7 8,96 213,4 34,42 2,21 388,1 2,00
а 30,83 270 82 7,5 12,5 12,5 6,25 39,27 4 362,0 323,1 10,54 215,6 35,52 2,34 393,1 2,13
27 b 35,07 270 84 9,5 12,5 12,5 6,25 44,67 4 690,1 347,4 10,25 239,2 37,72 2,31 428,2 2,06
С 39,30 270 86 11,3 12,5 12,5 6,25 50,07 5018,1 371,7 10,10 261,4 39,79 2,28 466,8 2,03
а 34,45 300 85 7,5 13,5 13,5 6,75 43,89 6 047,9 403,2 11,72 259,5 41,10 2,43 466,5 2,17
30 ь 39,16 .300 87 9,5 13,5 13,5 6,75 49,59 6 497,9 433,2 11,41 289,2 44,03 2,41 515,2 2,13
с 43,81 300 89 11,5 13,5 13,5 0,75 55,89 6 947,9 463.2 11,15 315,8 46,38 2,38 559,7 2,09
а 38,70 330 88 8,0 14,0 11,0 7,0 44,50 8 079,8 489,5 12,80 307,5 46,65 2,50 547,6 2,21
33 ь 43,88 330 90 10,0 14,0 14,0 7,0 55,90 8 675,7 525,8 12,46 3'18,4 49,32 2,46 593,2 2,14
с 49,06 330 92 12,0 14,0 14,0 7,0 62,50 9 274,7 562,1 12,18 367,9 51,81 2,43 643,2 2,10
а 47,80 .360 96 9,0 16,0 16,0 8,0 60,89 11 874,2 659,7 13,97 455,0 6354 2,73 818,4 2,44
36 ь 53,45 360 9S 11,0 10,0 16,0 8,0 68,09 12 651,8 702,9 13,63 496,7 66,85 2,70 880,4 2,37
с 59,10 360 100 13,0 16,0 160 8,0 75,29 13 429,4 746,1 13,36 536,4 70,02 2,67 947,9 2,34
а 58,91 400 ИХ) 10,5 18,0 18,0 9,0 75,05 17 577,9 878,9 15,30 592,0 78,83 2,81 1 067,7 2,49
40 1> 65,19 400 102 12,5 18,0 18,0 9,0 83,05 181141,5 932,2 14,98 640,0 82,52 2,78 1 135,6 2,44
С 71,47 400 104 14,5 18,0 18,0 9,0 91,05 19 711,2 985,6 14,71 087,8 86,19 2,75 1 220,7 2,42
Приложения_____________________________________________________Приложения
Примечание. Номера профилей с индексами »!> и ,с“ изготовляются ио соглашению только в особых случаях, коша
необходимость заказа таких профилей подтверждена соответствующими данными.
838
Приложения
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
Таблица 1
Коэффициенты р. и н для определения лиспа заклепок по [>лощаЛ in сеч ения
Коэффи- циент Марка стали к Диаметр X. заклепки в мм Наименъ- шая сии- \. наемая толщина \ 14 17 20 23 26 29
Ст. 0 1 (В) 0,82 (С) — 0,65 0,79 0,44 0,54 0,32 0,39 0,24 0,29 0,19 0,23 0,15 0,19
Fi Ст. 3 0,85 (В) 0,67 (С) — 0,77 0,98 0,52 0,66 0,38 0,48 0,28 0,36 0,22 0,28 0,18 0,23
2(B) 10 12 14 10 18 20 0,36 0,29 0,23 0,25 0,21 0,18 0,16 0,14 0,22 0,18 0,16 0,14 0,12 0,11 0,19 0,16 0,14 0,12 0,11 0,10 0,17 0,14 0,12 о,п 0,10 0,09
1,59 (С) 10 12 14 16 18 20 0,45 0,37 0,31 0,31 0,26 0,23 0,20 0,18 0,27 0,23 0,20 0,17 0,15 0,14 0,24 0,20 0,17 0,15 0,13 0,12 0,22 0,18 0,16 0,14 0,12 0,11
Ст. 3 2(B) 10 12 14 16 18 20 0,36 III О о 0,25 0,21 9,18 0,16 0,14 0,22 0,18 0,16 0.14 0,12 о,п 0,19 0,16 0,14 0,12 0,11 0,10 0,17 0,14 0,12 0,11 0,10 0,19
1,62 (С) 10 12 14 16 18 20 0,44 0,36 0,30 0,31 0,26 0,22 0,19 0,17 0,27 0,22 0,19 0,17 0,15 0,13 0,24 0,20 0,17 .0,15 0,13 0,12 0,21 0,18 0,15 0,13 0,12 0,11
Приложения
№
Таблицы рисок размещения заклепок
(все размзры в мм)
Рекомендуемые риски у го исов (см. фиг. 128)
Таблица 2
бднорядние уголки | Двухрядные тпшгии» Тнухряляые рядовые
полка уголка риска е ваибо^ь- ший диаметр зак-епки а п *лка уголка риска наиболь- ший диаметр мклепкм d по тка уголка риска каябо*- яяй
рлска ржскл
дяам*тэ заклепка Л
;о 30 14 120 55 85 23 — — — —
55 30 17 130 55 90 23 — — — —
60 35 17 150 65 НО 26 150 55 115 20
65 35 20 1S0 70 130 29 180 70 140 23
75 40 20 200 90 150 29 200 70 150 26
80 45 23
90 50 23 — — — — — — — —
100 55 26 — — — — — — — —
120 65 29 —
Рекомендуемые риски двутавров и швеллеров
Крайние риски по стенке
Таблица 3
) (двутавр) № 14 16 18 20 22 24 27 30 33 36 40 45 50 55 60
Риска cvlni 45 45 45 50 50 55 60 60 65 65 70 75 75 75 75
Г (швеллер) № 12 и 16 18 20 о> 24 27 30 33 36 40 — — —
Рнска г„1ч1 40 * ,0 50 55 55 60 65 65 65 70 75 — — —
Раск и по полке
Таблица 4
Г (Двутавр) № 14 16 18 20 22 24 «. 1 30 33 36 40 45 50 55 60
Риска т 40 45 50 55 60 65 65 70 75 80 80 85 90 95 95
Р (швеллер) Лг? 8 10 12 14 16 1S 20 22 24 27 30 33 36 40 —
Риска с 25 30 30 35 35 40 40 45 45 45 Ч) 50 55 60 —
Примем а пне к табл. .4 и 1.
Риска т - расстояние межчу центрами двух отверстий на полке двутавр*..
Риска с - расстояние от обутка швеллера до центра отверсин.
Приложение
840
ПРИЛОЖЕНИЕ а
илоллинирнты ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ СТЕНОК БАЛОК И КОЛОНН
КОЭФФИЦИЕНТЫ ЕПОТЕРИя^стои npOEKTCTAJlbKOHC ГРУКЦИЯ)
Таблица I
Коэффициенты =’ потерн устойчивости стеиок колони и балок из стали марок
Ст 0, Ст- 2, Ст. 3 и Ст. 4 от действия нормальных напряжении
й Л т.чакс “ ’мин а = —— — *макс
0,2 (1,4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 !.« 1Л 2,0
60 1,46 1,64 1,89 2,18 2.58 3,09 3,78 4,88 6.00 7,29
70 1,07 1,20 1,39 1,60 1,89 2,27 2,77 3,57 4,47 5,36
80 0 82 0.91 1,05 1,22 1,44 1,73 2,11 2,73 3,41 4,10
90 0,64 0,72 0,84 0,96 1,13 1,37 1,67 2,15 2,69 3,24
100 0*52 0*59 0,68 0,77 0,92 1,11 1,35 1,75 2,18 2,62
НО 0,43 0,49 0,56 0,64 0,76 0,91 1,12 1,44 1,81 2,17
19Q 0*35 0,40 0,46 0,54 0,63 0,77 0,93 1,20 1,50 1,82
130 0,30 0,35 0,40 0,46 0,55 0,65 0,80 1,03 1,29 1,55
140 0,26 0,29 0,34 0,39 0,46 0,56 0,68 0,88 1,10 1,34
1.7) о;23 0,26 0,30 0,35 0,41 0,49 0,61 0,78 0,98 1,17
160 0,20 0,2? 0,26 0,29 0,35 0,42 0,52 0,67 0,84 1,02
170 U,18 0,20 0,23 6,27 0,32 0,38 0,47 0,61 0,76 0,91
180 0,16 0,18 0,21 0,24 0,28 0,35 0,42 0,55 0,69 0,81
190 0,14 0,14 0,19 0,21 0,26 0,29 0,37 0,4$) 0,62 0,73
200 0,13 U,14 0,16 0,19 0,22 0,28 0,34 0,43 0,54 0,66
Обозначения: й — расчетная высота стенки,
«5—толщина стенки;
’макс и Змин — краевые напряжения на границе расчетной высоты стенки,
вычисленные но сечению брутто без учета продольного
изгиба и взятые со своими знаками.
Таблица 2
Коэффициенты ©’ потери устойчивости стенок балок из стали марок Ст. 0.
Ст. 2, Ст. 3 и Ст. 4 от действия нормальных напряжений (при наличии сминаю-
щих напряжений р и отсутствии коротких ребер)
h a/h
1.0 1.2 1.4 1.6 i.x 2,0
70 6,09 7,02 8.19 9.61 11,24 13,06
80 4,66 5,37 6,27 7,35 8,61 10,00
'.Ml 3,68 4,24 4,95 5,81 6.80 7,‘Ю
100 2,98 3,44 4,01 4,71 5,51 6,40
НО 2,47 2,84 3,32 3,89 4,55 5,29
120 2,07 2,3'1 2,79 3,27 3,82 4,44
130 1,70 2,03 2,37 2,7) 3,26 3,79
140 1,52 1,75 2,05 2,40 2,81 3.26
15(1 1,33 1,53 1.78 2,09 2,45 ’,84
160 1,16 1,34 1,57 1,84 2,15 •>.50
170 1,03 1,19 1,39 1 г,3 1,91 2.21
180 0,92 1,00 1,24 1,45 1,70 1,98
190 0,83 0,95 1,11 1,30 1,53 1,77
200 0,75 0,86 1,00 1,18 Ь38 1,60
Обозначения: h — расчетная высота стенки;
о — толщина стенки;
и расстояние между осями основных поперечных ребер-
/ [pltflfWPVtifr
84!
Таблица 3
КоэфсЬициеиты потери устойчивости стеной балок из стали марок Ст. О,
Ст. 2, Ст. 3, Ст. 4. укрепленных продольным ребром, от действия нормальных
напряжений (при расчете стенки ниже продольного ребра)
h At/ft _ft_ fh
0,22 0,26 0.30 0.34 0.22 0.26 ол> 0. 4
160 2,37 3,22 4,64 7,25 260 0,90 1,22 1,76 Q 74
170 2,10 2,85 4,11 6.42 270 0,83 1,13 1.63 2,.-й
180 1,87 2,54 3,57 5,73 280 0,77 1,05 1,52 2.37
190 1,68 2,28 3,29 5,14 290 0,72 0,98 1.41 2,2!
200 1,51 2,06 2,97 4,64 .юо 0,67 0,92 1.32 2.06
210 1.37 1,87 2,69 4 Л 310 U.63 0,86 1.24 1,93
220 1,25 1,70 2,45 3,83 320 0,59 0,80 1,16 1.31
236 1,14 1,56 2,24 3,51 330 0,56 0,76 1,09 1.70
240 1,05 1,43 2,06 3.22 340 0,52 0,71 1,03 1,61
250 0,97 1,32 1,90 2,97 .350 360 0,42 0,47 0,67 0,64 0,97 0,92 1.51 1.43
Обозначен» я: Л — расчетная высота стенки;
Л—толщина стенки:
hi — расстояние продольного ребра жесткое ’и от сжатого
волокна на границе расчетной высоты стенки.
Таблипэ 4
Коэффициенты потери устойчивости стенок балок тля стали марок Ст. О,
Ст. 2, Ст. 3 и Ст. 4 от действия срезывающих напряжений
а ~Г U
1.0 1.1 1.2 1.4 1.6 2.0 м <'
70 1.87 1,73 1.62 1,47 1,38 1,26 1,15 1.11
80 1,43 1,32 1.24 1,13 1,05 0,97 0,88 0.85
•>о 1,13 1,05 0,98 0,88 0,83 0,76 0.69 0,67
100 0,92 0,85 0,79 0,72 0,67 0.62 0,56 0,54
1 10 0,76 0,70 0,65 0,60 0.56 0.51 0.47 0,48
120 0,64 0,59 0,55 0.50 U,47 0,43 0,39 0.35
1.30 0,54 0,50 0,47 0,43 0,4б 0,36 0,33 0,32
140 0,46 0 42 0,40 0,37 0,34 0.32 0.29 0,28
150 0,41 0,38 0,36 0.32 0,30 0,26 0,25 0.24
160 0,36 0,33 0,31 0,28 0,26 0,24 0,22 0.21
170 0,3'2 0,29 0,28 0,25 0,23 0.21 0,20 0,19
180 0,28 0,°6 0,°4 0.22 0,21 0,19 0,18 0,17
1911 0,25 0,23 0.22 0.'20 0,19 0,17 0.16 0,15
200 0,23 0,21 0,20 0,18 0,17 0,15 0.14 0,14
210 0,21 0,19 0,18 0,16 0,15 0,14 0,13 0.12
220 0,19 0,17 0,16 0,15 0,14 0,13 0,12 0,11
230 0,17 0,16 0,14 0,14 0.13 0.12 0,11 0,10
240 0,16 0,15 0,14 0,13 0.12 0.11 0.10 0,09
250 0,15 0,14 о,13 0,12 0,11 0,10 0,09 0,09
О б о з и :i ч с в и я: л — меньшая сторона прямоугольника стенки, ограниченного
поясами и ребрами жесткости;
о — толщина стенки;
р, — отношение большей стороны прямоугольника стенки (огра-
ниченного поясами и ребрами жесткости) к меньшей.
842
Приложения
Приложения
843
Таблица 6
Коэффициенты ?£ потери устойчивости стенок балок из стали марок
Ст. О, Ст. 2, Ст. 3 и Ст.4 от действия сминающих напряжений (при дейст-
вии иа часть стеики, расположенную между сжатым поясом и продольным
ребром)
Й/6 — при отсутствии коротких ребер s/6 — при наличии коротких ребер д/Л|
1.0 1.2 1.4 1.6 1Л 2,0 н более
70 1,26 130 1,41 1,56 1.75 1,97
80 0,96 0,99 1,08 1,19 1.34 |Д>
90 0,76 0,79 0,85 0,94 1,06 1,19
100 0,62 0,64 0,69 0,76 0,86 0,96
НО 0,51 0,53 0,57 0,63 0,71 0,80
120 0,43 0,44 0,48 0,53 0,59 0,67
130 0,36 0,38 0,41 0,45 0.51 0,57
140 0,31 0,32 0,35 0,39 0,44 0,49
150 0,27 0,28 0,31 0,34 0,38 0,43
160 0,24 0,25 0,27 0,30 0,33 0,38
170 0/21 0,22 0,24 0,26 0,30 0,33
180 0,19 0,20 0,21 0,24 0,26 0,30
190 0,17 0,18 0,19 0,21 0,24 0,27
200 0,15 0,16 0,17 0,19 0,21 0,24
210 0,14 0, 4 0,16 0,17 0,19 0,22
220 0,13 0,13 0,14 0,16 0,18 0,20
230 0,12 0,12 0,13 0,14 0,16 0,18
240 0,11 о,н 0,12 0,13 0,15 0,17
250 0,10 0,10 0,11 0,12 0,14 0,15
Обозначения:/^ — расчетная высота части стенки, расположенной
между сжатым поясом и продольным ребром;
S — толщина стенки;
а — расстояние между осями основных поперечных
ребер;
s — расстояние между осями двух промежуточных ре-
бер пли промежуточного и основного ребра.
Если и/ht > 2, то при определении вместо а берется 2Л_
Примечание. Прн применении сталей марок Ст. 5, НЛ1 и Н.12 коэффи-
циенты табл. 1—6 умножаются на отношение нормативных пределов теку-
чести сталей марки Сг. 3 и низколегированной стали, которое можно при-
нять равным 0,7.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ПОТЕРИ УСТОЙЧИВОСТИ СТЕНОК БАЛОК И КОЛОНН
(ПО ТЕХНИЧЕСКИМ УСЛОВИЯМ 1946 г.)
Таблица 7
Коэффициенты потери устойчивости стенок балок
h о A’i Jl б А'| _Л
70 4,41 но 1,79 143 1,0?
75 3,84 115 1,63 150 0,96
80 3,37 120 1,50 169 0,84
85 2,99 125 1,38 170 0,75
90 2,67 130 1,28 180 0,6.
95 2,39 135 1,19 им 0,60
100 •2,16 1 ю 1,10 200 0,54
105 1,96
О б о з п а ч е п и я: Л — расчетная высота стенки;
<S — толщина стенки.
844
Приложения
Таблица 8
Коэффициенты ка потери устойчивости стенок балок
rt d >1
1.0 1.2 1.4 1.6 2.0 3.0 4,0 и более
70 1,80 1,56 1,42 1,33 1,22 1.12 1,08
75 1,57 1,36 1,24 1.16 1,07 0,97 0,94
80 138 1,20 1,09 1,02 0,93 0,86 0,80
85 1,22 1,06 0,97 0,90 0,83 0,76 0,70
90 1J0 0,95 0,86 0,81 0,74 0,68 0,62
95 0,98 0,85 0,77 0,72 0,66 0,61 0,56
100 0,88 0,77 0,70 0,65 0,60 0,55 0,50
105 0,80 0,70 0,63 0,60 0,54 0,50 0,46
ПО 0,73 0,63 0,58 0,54 0,49 0,45 0,42
115 0,67 0,58 0,53 0,49 0,45 0,41 0,38
120 125 0,62 0,56 0,53 0,49 0,49 0,45 0,45 0,42 0,41 0,38 0,38 0,35 0,35 0,32
130 0,52 0,46 0,41 0,39 0,35 0,32 0,30
135 0,49 0,42 0,38 0,36 0,33 0,30 0,28
140 0,45 0,39 0,36 0,34 0,30 0,28 0,26
145 0,42 0,36 0,33 0,31 0,28 0,26 0,24
159 0> 0,34 0,31 0,29 0,26 0,24 0,22
155 0,37 0,32 0,29 0,27 0,25 0,23 0,21
IG0 0,34 0,30 0,27 0,25 0,23 0,21 0,20
170 о,зо 0,26 0,24 0,22 0,21 0,19 0,18
180 0,27 0,23 0,21 0,20 0,19 0,17 0,16
190 0,24 0,21 0,19 0,18 0,17 0,15 0,14
200 0,22 0,19 0,17 0,16 0,16 0,14 0,13
Обозначения: а — меньшая сторона прямоугольника стопки, ограниченного
поясами и ребрами жесткости;
Л—толщина стенки;
•* — отношение большей стороны прямоугольника стенки (огра-
ниченного поясами и ребрами жесткости) к меньшей.
Таблица 9
Коэффициенты к. потери устойчивости стенок балок
ft 6 И
0 0,2 0,1 0.6 о.« 1.0
70 1,0 0,98 0,9G 0,94 0,92 0,90
80 1,00 0,97 0,95 0,9'2 0,90 0,88
90 1,00 0,96 0,93 0,90 0,88 0,85
100 1,00 0,96 0,92 0,89 0,85 0 84
по 1,00 0,95 0,90 0,87 0,88 0,80
120 1,00 0,94 0,89 0,85 0,81 0,78
130 1,00 0,93 0,87 0,83 0,79 0,75
140 1,00 0,92 0,86 0,81 0,76 0,71
150 1,00 0,91 0,84 0,79 0,74 0,69
160 1,00 0,90 0,82 0,77 0,7'2 0,68
170 1,00 0,89 0,81 0,76 0,69 0,65
180 1,00 0,88 0,79 0,74 0,67 0,6.3
190 1,00 0,87 0,77 07'2 0,65 0,61
200 1,00 0,86 0,76 0,7<| 0,63 0,59
Обозп j ч е п н я: h — расчетная высота стопки;
й — толщина стенки;
с — нормальное напряжение п сжатом волокне на Гранине
расчетной высоты стенки в среднем сечении рассматри-
ваемого участка балки, вычисленное по сечению брутто
без учета коэффициента «б.
Приложения
• Таблица 10
Значения величии А в кг!смЛ при подвижной сосредоточенной нагрузке
р
«1 4
б 1 2 3 4 п б 7 к 9 10 12
30 160 226 277 320 358 392 423 452 180 506 554
35 187 264 323 373 417 457 494 528 560 590 647
40 213 302 360 427 477 522 564 603 640 675 739
45 240 339 416 480 5-37 588 635 679 720 759 831
50 267 377 462 533 596 653 705 754 800 813 924
60 320 452 554 640 715 784 846 905 960 1012 1108
70 373 528 647 747 835 914 987 1056 1120 1180 1293
80 427 603 739 853 954 1045 1129 1207 1280 1349 1478
90 480 679 831 960 1073 1175 1270 1357 1140 1518 —
100 533 754 924 1067 1193 1306 1411 1.508 —— — —
110 587 830 1016 1173 1312 1437 — —— — — —
120 640 935 1108 1280 1431 — —— — — —
130 693 980 1231 1387 — — —— — —
140 747 1056 1293 1493 — — —. —— —
150 800 1131 1386 — — — — — —
О б о з н а ч е н и i: л, — рассто 1HIIC в ММ Л ежду промеж уточными короткими
ребрами жесткости, а при их отсутствии между основ-
ними ребрами жесткости;
й — толщина стенки в мм\
Р — подвижной сосредоточенный груз в т.
Таблица 11
Коэффициенты/^ потери устойчивости стенок колонн и балок при внецентрен-
ном сжатии
__h_ б ’макс ’мин а = ’макс
0 О.2 СИ 0.6 0,8 1,0 1.2 1.4 >.6 US 2.0
60 1,00 1,12 1,26 1,44 1,68 2,01 2,49 2,96 3,86 4,89 6.03
65 0,85 0,95 1,07 1,22 1,43 1,71 2,13 2,52 3,29 4.16 5,14
70 0,74 0,82 0,92 1,06 1,23 1,18 1,83 2,17 2,84 339 4.43
75 0,64 0,72 0,80 0,92 1,07 1,29 1,60 1,89 2,47 3,13 3.81
80 0,56 0,63 0,71 0,81 0,94 1,13 1,40 1,66 2,17 2,75 3.39
85 0,50 0,5:3 0,63 0,71 0,83 1,00 1,24 1Д7 1.92 2,43 3,06
90 0,45 0,50 0,56 0,61 0,75 0,89 1.11 1,31 1.72 2,17 2,69
95 0,40 0,15 0,50 0,57 0,67 0,80 1,00 1,18 1,51 1,95 2,41
1<Ю 0,36 0,40 0,45 0,52 0,6.0 0,72 0,90 1,06 1,39 1,/6 2.17
105 0,33 0,36 0,-11 0,17 0,55 0,66 0,81 0,66 1,26 1,59 1.97
ПО 0,29 0,33 0,37 0,43 0,50 0,60 0,74 0,98 1,15 1,45 1.79
115 0,27 0,30 0,31 0,39 0,49 0,55 0.6S 0,80 1.05 133 1.64
120 0,25 0,28 0,31 0,36 0,42 0,50 0,62 0,74 0,97 1,22 1.51
125 0,23 0,26 0,29 0,33 0,39 0,46 0,57 0,78 0,89 1,13 1,39
130 0,21 0,21 0,26 0,31 0,35 0,43 0,53 0,63 0,82 1.04 1.28
13.5 0,19 0,2'2 0,25 0,28 0,33 и, 40 0,49 0,58 0,76 0.97 1.19
140 0,18 0,20 0,21 0,26 0,31 0,37 0,46 0,54 0,71 0,90 1.П
145 0,17 0,19 0,21 0,24 0,29 0,34 0,13 0,50 0,66 0,81 1.03
150 0,16 0,18 0,20 0,23 0,27 0,32 0,40 0,47 0,62 Q.7R 0,96
О б и з п а ч с п и я: h — расчетная высота стенки;
й— толщина стенки;
Смлхс 11 °м«т_наибольшее и наименьшее ио абсолютной вели-
чине напряжения в рассматриваемом сечении
стопки, вычисленные ио сечению брутто и взя-
тые со своими знаками.
8*5
Приложения
ПРИЛОЖЕНИЕ 6.
ТАБЛИЦА ЗНАЧЕНИЙ РАДИУСОВ ИНЕРЦИИ ОСНОВНЫХ СЕЧЕНИЙ
X- Гг-0,300 Гу -0,30b р}/ rt-0.1950 r--tj 'х-е^л r,^/* X г x-~ r •/? 7ftb | & t К |-мНт ryOfilh rZtf ry-Otfib yi
I >- Гу •OfiQb
—ft L_ rx -0,320 <T Ги гг-£?18^ x^ i-ь 1 rx-0jl5h l_ 7 rv -0,235b yj 1 - I i! У rx*O38h ~j-fy -Q44b tJT .У К T~r rx-O.32h TTLx ry -xflab
т EpJ гу --0,215 ь ,y w R
X — I— ”“* \ ГХ --О,ЫП ry-0.28b X ! Гх-0.320 ГуО.58Ъ r 1“" CT 4* t? it
1——d —И
Г&~1 |Г ГХ-Ч32Л у| гу-о,гоь У x । rx -0,930 - I «? i?' ’*5 5r г г У H |ЦГ,< rx-0,29h b^-i ry 0.55 b
X . 1 - b
т " da—I 1 —Г7 rx -0,390 —I — py- 0,20b fc r— 11 К Гх -c/38ti ry-0.21b T-gS У | §RrxT7 29b ’ -4 t Гу -0,29b
у Ч г, -о.гЬь yl
Гу-О.ЗОО у]1 Гу -0,17b У У bo . i
J-|— V rx =0,920 \~b J Cy O,22b T- — - krx--O,lllll) q~' ry-0,32b 4b ^j'rx-X2bhCp ГуХЦНЬф
X У l/±7T гх-о,гвь *1 ry 0.21 b У Ж—j— | rx-0,930 1 j гу --о.гьъ T- У rr -Ofibh -1 Гу 0,38 b с|^^| r-o.25d
Z- zj_ Йг^-г jlft C rX ’°-2,h 1|~I t 5,’Oz/J 1-J гг -0,1850 t-Д rx-o,365tl у 1 Гу 0,275 b “1 T- ft ; 7 rx -0,37h Гу -0,511b -^- £j r-035dcp
т J * 1 1Г~ <~гт-0.210 Ъ Щ 0,21b Л f if z -UTIL? rx-0,350 —1 b t— Гу =0,50 b 1 Л n - b - К Гу -0fi5b ,y i^l rx -0,39b 1 Гу =0,53 b
У гх-0,050 Гу -о.гоъ X y J 3 2ZJ rx-o,39h _Д гу-о.гвь >1— r T "V к L rx-O.lJOh -с су-о,гп
Приложения
817
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
КОЭФФИЦИЕНТЫ [1 ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ РАСЧЕТНЫХ ДЛИН КОЛОНН
ПРИ ПРОВЕРКЕ НА ПРОДОЛЬНЫЙ ИЗГИБ
I. Колонны постоянного сечения
Значение коэффициента р. определяется по таблице н зависимости от величины
т-, где ip — средняя погонная жесткость ригелей, примыкающих к проверяемой
колонне; /к — погонная жесткость колонны.
Коэффициенты р. для колонн постоянного сечеиия
Закрепление и фундаменте к 0 0,2 0,3 0,5 1.0 2.0 3,0 10
Жесткое 2,0 1,50 1,40 1,28 1,16 1.08 1,06 1,0
Шарнирное СО 3,12 3,00 2,63 2,33 2.17 2,11 до
Прн шарнирном прикреплении ригеля к колонне А=0.
2- Ступенчатые колонны, жестко закрепленные в фундаменте
Значение коэффициента ря для нижнего участка колонны определяется по таблице
и зависимости от величин
k = ±
и
Коэффициенты р.и для ступенчатых колонн
Соединение с ригелем Шарнирное Жесткое
/г 0,2 0,4 0.6 O.S 1.0 0,2 0.4 0.6 03 1.0
0 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2.00 zoo ZOO
0,1 1,01 2,04 2,11 2,25 2,50 1,92 1,94 1,96 2,00 2,05
0.2 2,02 2,08 2,20 2,12 2,73 1,88 1.90 1,94 1,99 2,07
0,3 2,03 2,11 2,28 2,58 2,94 1,84 1,86 1,91 1,99 2.09
0,4 2,0-1 2,13 2,36 2,70 3.13 1,80 1,83 1,88 1,99 2.10
0,5 2,05 2,18 2,44 2,83 3,29 1,/6 1.S0 1,86 1,99 2,12
0,6 2,06 2,21 2,52 2,96 3.44 1,73 1,77 1,84 1,99 2.13
0,7 2,06 2,25 2,59 3.07 3,59 1,70 1,74 1,82 1.96 2,14
0.8 2,07 2,28 2,66 3,17 3.74 1,67 1.71 1,81 1.9S 2,15
0,9 2.0S 2,32 2,73 3,27 3.87 1,64 1,69 1.79 1.9S 2.16
1,о 2,09 2,3э 2,80 3,36 4,00 1,61 1,67 1.78 1,97 2,17
1.2 2,10 2,42 2,93 3,55 -1.20 1,57 1.63 1,76 1,97 2,19
1,4 2,12 2,48 3,05 3,74 4,45 1,53 1.60 1.74 1,97 Z20
1,6 2,14 2,54 3,17 3.90 4,65 1,50 1,57 1.72 1,96 2.21
1,8 2,15 2,60 3,28 4,08 1.85 1.46 1.54 1,69 1,96 2,23
2,0 2,17 2,66 3,39 4,15 5,0 1,43 1,52 1,67 1,96 Z23
Значение коэффициента рв для верхнего участка колонны определяется из выра-
. Р-и
женин : р.в = -5— .
in, In, Ju, Nh погонная жесткость, высота, момент инерции и продольное усилие для
нижнего участка постоянного сечения рассматриваемой колонны;
!в, /и, Ju, /7в — то же, для верхнего у чистка постоянного сечения рассматриваемой колонны
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение.....................................................................
Раздел L Элементы стальных конструкций
Глава 1- Общая характеристика стальных конструкций
§ I. Основные свойства стальных конструкций...................... 19
§ 2. Область применения стальных конструкций..................... 21
§ 3. Основные требования, предъявляемые к стальным конструкциям . , 23
Глава 11. Прочность стальных конструкций
§ 1. Виды разрушения материала и предельное его состояние. Коэффициент
запаса и условие неразрушимости............-..................... 28
§ 2. Нормативные нагрузки и коэффициенты перегрузки. Сочетания на-
грузок .......................................................... 30
§ 3. Марки сталей, применяемых в строительстве................... 34
§ 4. Методика расчета стальных конструкций по предельному состоянию
и по допускаемым напряжениям. Расчетные сопротивления и допу-
скаемые напряжения............................................... 39
§ 5. Работа стали при однократном растяжении. Старение стали...... 44
§ 6. Работа стали при неравномерном распределении напряжений.... 48
§ 7. Работа стали при повторных нагрузках......................... 53
§ 8. Предельные напряжения стали при ее работе на изгиб........... 56
§ 9. Распределение деформаций по сечению и депланация сечений .... 62
§ 10. Предельные напряжения стали при работе гибких стальных стержней
на сжатие (явление продольного изгиба)............................ 65
§ 11. Работа стальных стержней при внецёнтренном сжатии... ... 73
§ 12. Потеря устойчивости изгибаемых элементов................... 79
§ 13. Предельное состояние материала конструкции ................ 82
Глава 111. Сортамент
§ 1. Общая характеристика профилей сортамента.................... 84
§ 2. Сталь листовая.............................................. 85
§ 3. Уюлковыс профили........................................... 86
§ 4. Швеллеры . ............................................... 86
§ 5. Двутавры............................................... . 87
§ 6. Тавры....................................................... 88
§ 7. Трубы..................................................... <88
§ 8. Тонкостенные профили........................... _ ...... 89
Гтава IV. Сварные соединения
§ 1. Виды сварки............................................... 90
§ 2. Сварочные напряжения и деформации.................. ... 100
§ 3. Типы сварных швов.......................................... 109
§ 4. Нормативные и расчетные характеристики..................... Н‘2
§ 5. Типы сварных соединений, их прочность и расчет.............. Ч?
§ 6. Вибрационная прочность сварных соединений.................. 123
Глава V. Заклепочные соединения
§ 1. Общая характеристика заклепочного соединения............
§ 2. Влияние технологии изготовления на работу заклепочных соединений 133
Оглавление
849
Стр.
§ 3. Работа заклепочных соединений под нагрузкой. Расчетные сопроти-
вления и допускаемые напряжения..................................... 135
§ 4. Конструирование заклепочных соединений...................... 148
§ 5. Расчет заклепочных соединений при действии осевой силы...... 153
Глава VI. Болтовые соединения
§ 1. Общая характеристика болтового соединения.................... 160
§ 2. Соединения на чистых (точеных) болтах...................... 161
§ 3. Соединения на черных болтах............................... 163
§ 4. Соединения на рифленых болтах................................ 164
§ 5. Расчетные сопротивления и допускаемые напряжения для болтовых
соединений......................................................... 165
Г ж а в а VII. Основы изготовления стальных конструкций
§ 1. Состав и оформление проекта стальных конструкций..............
§ 2. Общая схема процесса изготовления стальных конструкций........
§ 3, Операции на складе металла....................................
§ 4. Подготовка производства......................................
§ 5. Операции в цехе обработки....................................
§ 6. Операции в сварочном цехе...................................
§ 7. Операции в клепальном цехе...................................
§ 8. Окончательное оформление отправочных элементов...............
§ 9. Операции в малярно-погрузочном цехе. ........................
§ 10. Производственные требования, предъявляемые к проекту.......’.
167
171
174
175
177
192
208
212
216
218
Глава VIII. Балки и балочные клетки
§ 1. Типы балок................................................... 219
§ 2. Компоновка балочной клетки................................... 220
§ 3. Настилы балочных клеток...................................... 22S
§ 4. Расчет и конструирование балок............................... 233
§ 5. Стыки балок.................................................. 264
§ 6. Опорные части балок. .................................. 272
§ 7. Сопряжение балок. ......................................... 275
§ 8. Экспериментальные исследования работы балок ............... 277
Глава IX. Колонны и стойки, работающие на центральное
сжатие
§ 1. Общая характеристика колонн......... 281
§ 2. Сплошные колонны.... 282
§ 3. Сквозные колонны. 284
§ 4, Влияние решетки на устойчивость стержня сквозной колонны.... 285
§ 5. Выбор расчетной схемы и типа колонны......... 289
§ 6. Подбор сечения и конструктивное оформление стержня колонны. . 290
§ 7. Базы (башмаки) колони..... 303
§ 8. Оголовки колони и сопряжение балок с колоннами..... 317
§ 9. Экспериментальные исследования работы центрально сжатых колони 323
Глава X. Фермы
§ 1. Область применения. Системы ферм, применяемых в строительстве 325
§ 2. Компоновка конструкций ферм.................................. 326
§ 3. Расчет ферм.................................................. 343
§ 4. Свободные длины сжатых стержней и предельные гибкости....... 345
§ 5. Типы сечений стержней легких ферм............................ 347
§ 6. Подбор сечений стержней легких ферм...................... . 351
§ 7. Узлы легких ферм........................................... 357
§ 8. Легкие прутковые конструкции. ............................... 372
§ 9. Типы сечений стержней тяжелых ферм.......................... 376
§ 10. Подбор сечений стержней тяжелых ферм......................... 378
§11. Узлы тяжелых ферм ............................................ 380
§ 12. Экспериментальные исследования работы ферм.................... 386
Раздел И. Конструкции промышленных зданий
ГлаваХ!. Основные вопросы проектирования конструкций
промышленных зданий
§ 1. Задачи проектирования и общее понятие о конструктивной форме
промышленных зданий. ...................................389
54 II. С. Стрелецкий
Оглавление
Стр.
§
5
§
§
2. Основные требования, предъявляемые к конструктивном}’ решению
стального каркаса промышленного здания..........................
3. Основные процессы компоновки конструкций цехов..............
4. Разбивка сетки колонн.......................................
5. Температурные швы...........................................
6. Основные поперечные рамы цеха ..............................
7. Компоновка многопролетных рам................................
399
402
404
408
409
422
Глава XII. Системы покрытий
§ 1. Общая характеристика конструкций шатра.............. 426
§ 2. Системы покрытий.............................. 426
§ 3, Элементы кровли................................ 43S
§ 4. Прогоны................................................ 442
§ 5, Фонари................................................ 44о
Глава ХШ. Системы связей
§ 1. Общие требования, предъявляемые к системам связей....... 450
§ 2. Связи покрытия.......................................... 450
§ 3. Связи между колоннами .................................. 461
Глава XIV. Особенности расчета и конструирования эле-
ментов стального каркаса промышленных зданий
§ I. Основные соображения по вопросу работы стального каркаса.... 466
§ 2. Нагрузки, действующие на поперечную раму цеха............... 466
§ 3. Особенности расчета поперечных рам.......................... 474
§ 4. Особенности конструкции н расчета элементов покрытия........ 480
§ 5. Особенности конструкции и расчета колонн.................... 497
§ 6. Конструкции и расчет связей................................. 523
§ 7. Пространственная работа каркаса промышленного здания........ 526
Глава XV. Фахверк
§ 1. Назначение фахверка....................................... 529
§ 2. Разбивка элементов фахверка............................. 530
§ 3. Сечения элементов фахверка................................ 533
§ 4. Расчет элементов фахверка................................. 535
§ 5. Особенности конструкций фахьеркэ.......................... 536
Г л а г. а XVI. Подкрановые балки
§ 1. Нагрузки, действующие на подкрановые балки............................................ 539
§ 2. Типы подкрановых балок................................................................ 540
§ 3. Особенности конструкции и расчета подкрановых балок................................... 540
§ 4. Тормозные балки и фермы. ........................ 550
§ 5. Подкрановые балки с еэдой понизу........................ 552
§ 6. Подкрановые балки для консольных кранов................. 555
§ 7. Крановые рельсы и их прикрепление к подкрановым балкам. 556
Раздел III. Конструкции большепролетных гражданских и промышленных
зданий
Глава Х\ 11. Области применения и основные особенности
перекрытий больших пролетов
§ 1. Области применения и системы большепролетных перекрытий. . . . 559
§ 2. Особенности большепролетных гражданских зданий...... 561
§ 3. Особенности большепролетных промышленных зданий.... 563
§ 4. Особенности большепролетных зданий специального назначения . . 566
§ 5. Общая характеристика большепролетных конструкций............... 568
л <_ в а XVIII. Балочные большепролетные конструкции
§ 1. Компоновка балочных покрытий, опирающихся на стены............. 570
§ 2. Выбор типа конструкции......................................... 572
§ 3. Компоновка балочных покрытий, опирающихся на стойки и столбы 574
Глава XIX. Рамные большепролетные конструкции
§ 1. Компоновка рамных перекрытий и типы рам........................ 578
§ 2. Компоновка консольно-рамных систем............................. 585
§ 3. Особенности расчета и конструирования рамных систем............ 586
Оглавление
851
Стр.
ГлаваХХ. Арочные конструкции большепролетных
перекрытий
§ 1. Системы и типы арок............................. 539
§ 2. Компоновка арочных перекрытий....................... 592
§ 3. Конструктивные особенности арочных перекрытий....... 596
§ 4. Особенности расчета арочных конструкций.......... 601
Глава XXI. Пространственные большепролетные
конструкции
§ 1. Общая характеристика пространственных систем...... 605
§ 2. Складки........................................... F07
§ 3. Своды-оболочки.................................... 612
§ 4. Купояы............................................ 620
Раздел IV. Стальные конструкции каркасов многоэтажных жилых и
общественных зданий
Глава XXII, Предпосылки проектирования многоэтажных
каркасных зданий
§ 1. Особенности конструкций многоэтажных каркасных зданий. 631
§ 2. Материал каркасов многоэтажных зданий............... 63?
Глава ХХ111. Компоновка каркаса многоэтажных зданий
§ 1. Основные элементы каркаса...........................
§ 2. Общие вопросы компоновки каркаса.................... 637
§ 3. Обеспечение жесткости высотных зданий............... 644
Г л - в а XXIV. Элементы конструкций каркасных многоэтаж-
ных зданий
§ 1. Колонны........................................... 6'2
§ 2. Балочная клетка....................................... . 0
§ 3. Прикрепление балок к колоннам .......................... • ’ -2
§ 4. Системы и конструкции связей............................ 673
Глава XXV. Основы расчета стального каркаса многоэтаж-
ных з д а п и Й
§ 1. Основные положения...................................... 677
§ 2. Определение усилий в элементах стального каркаса от вертикаль-
ной нагрузки.................................................. 673
§ 3. Определение усилий в элементах каркаса от горизонтальной ветро-
вой нагрузки................................................. 681
§ 4. Вопросы общей жесткости каркасов........................ 688
Раздел V. .Листовые конструкции
Глава XXVI. Основы листовых конструкций
§ 1. Общие сведения.......................................... 694
§ 2. Особенности листовых конструкций........................ 694
§ 3. Соединения листовых конструкций......................... 696
Глава XXV11. Резервуары
' 1. Номенклатура резервуаров................................. 700
*?. Вертикальные цилиндрические резервуары с плоским днищем .... 701
, 3. Вертикальные цилиндрические резервуары с пространственным
днищем.....................................................08
§ 4. Горизонтальные цилиндрические резервуары................ 719
Г л а в а XX VIII. Г азгольдсры
S L Номенклатура газгольдеров.......................... 7*25
'2. Газгольдеры переменного объема...................... 72?
3. Газгольдеры постоянного объема........................ -Я
Гл а и XXIX. Бункеры и силосы
§ 2. Бункеры с плоскими стенками.............................. 734
§ 3. Круглые бункеры............................. -............ 739
Оглавление
Стр.
§ 4. Параболические бункеры...................................... 741
§ 5. Силосы........................................................ 743
Глава XXX. Листовые конструкции доменных цехов
§ 1. Номенклатура конструкций................................. 747
§ 2. Краткое описание доменной печи................................ 748
§ 3. Основные расчетные положения.................................. 750
§ 4. Конструкции кожухоп доменных печей, воздухонагревателей и пыле-
уловителей .......................................................... 754
Раздел VI- Сооружения башенного и мачтового типа
Глава XXXI. Особенности сооружений башенного и мачто-
вого типа и их нагрузок ....................................... 760
Глава XXXII. Антенные сооружения
§ 1. Радиомачты..................................... 764
§ 2. Радиобашни.................................................. 778
Глава XXX11I. Опоры линий электропередачи
§ 1. Общие соображения, основные размеры и типы опор............. 783
§ 2. Основы расчета опор......................................... 788
§ 3. Опоры линий электропередачи великих строек коммунизма ...... 791
Глава XXXIV. Дымовые трубы
§ 1. Основы конструкций дымовых труб....................... 799
§ 2. Основы расчета дымовых труб................................. 801
Гла ва XXXV. О с и о вные сведения по экономике стальных
конструкций
§ 1. Снижение стоимости стальных конструкций..................... 804
§ 2. Структура стоимости стальных конструкций.................... 806
§ 3. Мероприятия по снижению стоимости стальных конструкций .... 810
Приложения.............................................................. $20
Редактор издательства М, П. Ростовцева
Технический редактор В. С. Датой
Подл, к печ. 18/VI11 1962 г. Формат бумаги 70ХЮ81/1в. Бум. л. 26,62. Печ. л. 72,95. Уч.-изд. л. 74.65.
Изд. М 1—8524. Т-06066. Тираж 60000 эка. (1-й завод — 1—20000). Цена 26 р. 10 к., переплет 1 р. 60 к.
Заказ № 183. ________
>- тмпогрзфил „Печатный Двор' нм. А. М. Горького Главполяграфяздата при Совете Министрон СССР.
Ленинград, Гатчинская, 26,
Стр.
Строка
ОПЕЧАТКИ
Напечатано
Следует читать
По чьей
вине
63
128
252
252
283
19 и 20
сверху
Фиг. Ill, д
20 сверху
18 снизу
17—19
снизу
. . . момента, не лежащего
в плоскости, проходя-
щей . . .
. . момента, лежащего в пло-
скости, не проходящей . . .
Не показан шов, обработанный наждачным кругом
Автора
Изд.
628
683
700
701
701
793
829
12 сверху
б сверху
5 снизу
1 сверху
3 сверху
7 снизу
В табл. 1
Е1 =
4 12 (1—Ц1!
с.= сЕ
1 12 (1—ID2
. . . обладает меньшей
жесткостью, чем двутав-
ровое, гак как имеет ра-
диус инерции rv = rv=^
0,2 Ь, что меньше, чем . .
. . . умножением. . -
мр;
0,02 KzjcM- вод. ст.
0,0025 кг/см~ вод. ст.
вод. ст.
, . . поливают. . .
Вместо чертежа швеллера
Е/, —-------
ц 12(1 —
__ сЕ
— 12(1—
. . .обладает большей жест-
костью, чем двутавровое, так
как имеет радиус инерции гх=
— rv 0.29 Ь, что больше,
чем____
. . . делением. . .
VI р °
X
0,02 кг/см2 (200 леи вод. ст Л
0,0025 кг/см2 (25 .ч.ч под. ст.)
(200 лги вод. ст.)
. . . подливают. . .
Должен быть чертеж равно-
бокого уголка
Автора
Тип.
Pei.
Авт ра
Н. С. Стрелецкий