Б.  А.Сперанским
 РЕШЕТЧАТЫЕ
 МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ
 ПРЕДВАРИТЕЛЬНО
 НАПРЯЖЕННЫЕ
 КОНСТРУКЦИИ

Б.  А.  СПЕРАНСКИЙ
 РЕШЕТЧАТЫЕ
 МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ
 ПРЕДВАРИТЕЛЬНО
 НАПРЯЖЕННЫЕ
 КОНСТРУКЦИИ
 ИЗДАТЕЛЬСТВО  ЛИТЕРАТУРЫ  ПО  СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва  1970

Научный  редактор  —  д-р  технических  наук  проф.
Е.  И.  БЕЛЕНЯ
 В  книге  рассмотрены  металлические  решет¬
чатые  предварительно  напряженные  конструк¬
ции,  напрягаемые  с  помощью  высокопрочных
затяжек  и  другими  приемами.
 Описаны  разнообразные  конструктивные
схемы  и  приведены  материалы  по  проектирова¬
нию  жесткой  конструкции  и  конструкции  высо¬
копрочных  затяжек  и  анкерных  устройств.
 Дан  анализ  результатов  экспериментальных
исследований,  изложены  практические  методы
расчета,  освещены  вопросы  экономики  и  ука¬
заны  границы  экономически  выгодного  при¬
менения  решетчатых  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций  из  стали  и  из  алюминиевых
сплавов.
 В  книге  обобщен  опыт  производства  натяж¬
ных  работ,  содержатся  сведения  по  выбору  на¬
тяжного  оборудования  и  даны  указания  по
методике  контроля  напряжения.
 В  книгу  включены  многочисленные  примеры
проектирования  и  строительства  зданий  и  соору¬
жений  с  применением  металлических  решетчатых
предварительно  напряженных  конструкций.
 Книга  рассчитана  на  проектировщиков  ме¬
таллических  конструкций,  может  служить  по¬
собием  для  студентов  строительных  вузов  и  фа¬
культетов  и  представляет  интерес  для  широких
кругов  строителей.
 УДК  624.014
 3—2—5
п.в.  70—143

ВВЕДЕНИЕ
 Предварительное  напряжение  применяют  с  целью  сни¬
зить  расход  металла  и  стоимость  металлических  конструк¬
ций.  В  ряде  случаев  предварительное  напряжение  поз¬
воляет  также  регулировать  деформации,  повышать  жест¬
кость  и  устойчивость  металлических  конструкций  и  соору¬
жений.  К  предварительно  напряженным  относят  такие  ме¬
таллические  конструкции  из  стали  или  алюминиевых  спла¬
вов,  в  которых  искусственным  путем  в  процессе  изготов¬
ления  или  монтажа  (а  при  усилении  существующих  кон¬
струкций  и  во  время  эксплуатации)  создаются  собственные
^начальные)  напряжения,  преимущественно  противополож¬
ные  по  знаку  напряжениям  от  расчетной  нагрузки,  или
перераспределяются  усилия  с  целью  более  рационального
использования  несущей  способности  конструкции.
 Смысл  и  эффект  предварительного  напряжения  кон¬
струкции  во  многих  случаях  заключается  в  расширении
ее  упругой  стадии  работы.  Действительно,  если  в  стержне
или  другой  более  сложной  конструкции  создать  предва¬
рительное  напряжение  0О  обратного  знака  напряжениям
от  эксплуатационной  нагрузки,  то  приложение  внешних
нагрузок  сначала  погасит  предварительное  напряжение,
затем  разовьются  основные  напряжения,  которые  могут
безопасно  возрастать  до  величины  расчетного  сопротив¬
ления  материала.  Таким  образом,  область  упругой  работы
материала  в  опасном  сечении  расширится  на  величину  a0F
для  центрально  сжатого  и  растянутого  стержня  (рис.  1)
или  на  величину  a0W  для  изгибаемой  балки,  подвергнутой
обратному  выгибу.
 Еще  больший  эффект  может  дать  многоступенчатое
напряжение  (рис.  2),  при  котором  предварительное  напря¬
жение  и  загружение  конструкции  осуществляются  в  не¬
сколько  циклов.  Например,  сначала  создается  первая  сту¬
пень  предварительного  напряжения,  затем  прикладывается
первая  ступень  нагрузки,  при  которой  напряжения  в  опас-
 1*  Зак.  526

ном  сечении  приближаются  к  расчетному  сопротивлению
материала,  после  этого  в  той  же  последовательности  пов¬
торяются  второй  и  последующие  циклы  «напряжение  —
нагрузка».  В  результате  нескольких  циклов  суммарная
нагрузка,  которую  может  выдержать  конструкция,  ока¬
жется  в  несколько  раз  больше  той,  которую  выдержит  та
же  конструкция  без  предварительного  напряжения.  Сле¬
дует  иметь  в  виду,  что  многоступенчатое  напряжение  воз¬
можно  только  при  преобладании  постоянной  нагрузки  над
временной  при  условии,  что  постоянная  нагрузка  может
 Рис.  1.  Расширение  упругой  области 	Рис.  2.  Работа  стер-
 работы  материала  растянутого  стержня, 	жня  при  многосту-
 предварительно  подвергнутого  сжатию 	пенчатом  напряжении
 I—стержень  без  предварительного  напряже- 	Я  —ступени  нагрузки;
 ния;  2  —  предварительно  напряженный  стер- 	^ol"' 	а02’  аоз  стУпенн
 жень;  Pt  —  FR;  P2  =  F  (а0+£!);  Р2  >  Р\ 	предварительного  на
 пряжения
 расчленяться  на  части,  равные  ступеням  нагрузки.  При
многоступенчатом  напряжении  временная  нагрузка  со¬
ставляет  только  последнюю  ступень  нагрузки.
 Предварительное  напряжение  всегда  сопровождается
начальными  деформациями  в  большинстве  случаев  обрат¬
ного  знака  деформациям  от  внешней  нагрузки.  При  дей¬
ствии  эксплуатационных  нагрузок  сначала  прорабатыва¬
ются  начальные  деформации,  затем  конструкция  деформи¬
руется  в  своем  основном  направлении.  Жесткость  изгиба¬
емых  конструкций  при  этом  не  увеличивается,  но  обрат¬
ный  выгиб  конструкции  от  предварительного  напряжения
равноценен  строительному  подъему,  и  конечные  деформа¬
ции,  отсчитываемые  от  первоначальной  оси  конструкции,
оказываются  меньшими,  чем  в  конструкции  без  предвари¬
тельного  напряжения.  Если  эксплуатацию  конструкции
лимитируют  конечные  деформации,  то  обратные  деформации
от  предварительного  напряжения  могут  быть  использованы
с  целью  погашения  деформаций  от  постоянной  нагрузки.
 4

Предварительное  напряжение  в  некоторых  случаях
позволяет  уменьшить  не  только  конечный  прогиб,  но  и  об¬
щий  прогиб  от  заданной  нагрузки,  т.  е.  увеличить  жест¬
кость  конструкции.  Например,  если  в  ферме  с  крестовой
решеткой  (рис.  3,  а)  применить  гибкие  раскосы,  то  при  дей¬
ствии  нагрузки  Pi  сжатые  раскосы  потеряют  устойчивость
и  выключатся  из  работы,  а  модуль  деформативности  фермы
Ei  определится  лишь  работой  растянутых  раскосов  и  по¬
ясов.  Подвергнем  гибкие  раскосы  предварительному  на-
 Рис.  3.  Повышение  жесткости  и  грузоподъ¬
емности  конструкции  при  заданных  дефор¬
мациях
 Р—нагрузка;  Д—прогиб  фермы;  Е  —  модуль  де¬
формативности  фермы
 пряжению  так,  чтобы  усилия  в  решетке  от  силы  Р2  по  аб¬
солютной  величине  были  меньше  усилий  предварительного
напряжения  (рис.  3,  6),  тогда  поперечная  сила  от  нагрузки
будет  восприниматься  и  растянутыми  и  сжатыми  раско¬
сами.  Поэтому  усилия  в  раскосах  будут  в  два  раза  меньше,
а  модуль  деформативности  фермы  Е2  >  Ей  т.  е.  жесткость
увеличится  (рис.  3,  е).
 Несущая  способность  гибкого  элемента  на  сжатие  равна
нулю.  Но  предварительно  растянутый  гибкий  стержень
приобретает  способность  воспринимать  сжимающие  усилия
в  пределах  усилия  предварительного  растяжения.  Эта
идея  широко  используется  в  различных  предварительно
напряженных  металлических  конструкциях:  жестких  ван¬
товых  фермах,  решетке  теле-  и  радиобашен,  оттяжках  опор
линий  электропередачи,  мачтовых  сооружениях  связи  и  др.
 В  отличие  от  железобетонных  конструкций  предва¬
рительное  напряжение  металлических  конструкций  может
осуществляться  более  разнообразными  приемами  и  спосо¬
 5

бами.  Известны  различные  предложения  создания  предва¬
рительного  напряжения  металлических  конструкций  [3].
 По  разным  причинам  не  все  предложения  нашли  прак¬
тическое  применение.
 К  настоящему  времени  определились  проверенные  прак¬
тикой  три  направления  в  развитии  металлических  предва¬
рительно  напряженных  решетчатых  конструкций:  первое  —
конструкции,  напрягаемые  с  помощью  отдельных  высоко¬
прочных  стальных  стержней  —  затяжек;  второе  —  кон¬
струкции,  выполненные  полностью  из  стальных  канатов
(сюда  примыкают  и  комбинированные  вантовые  конструк¬
ции  с  балками  жесткости),  и  третье  —  конструкции  без
использования  высокопрочной  стали,  напряжение  которых
достигается  различными  приемами.
 Быстрое  развитие  и  четкое  оформление  двух  первых
направлений  обусловлено  тем,  что  предварительное  напря¬
жение  открывает  широкие  перспективы  эффективного  ис¬
пользования  высокопрочных  сталей  в  конструкциях  при
соблюдении  допустимых  деформаций.  Применение  высоко¬
прочной  стали  экономически  оправдано,  потому  что  проч¬
ностные  показатели  стали  возрастают  значительно  быстрее,
чем  отпускная  цена  (см.  таблицу).
 Выполнение  конструкции  из  высокопрочной  стали  без
предварительного  напряжения  встречает  затруднения  вслед¬
ствие  чрезмерного  увеличения  деформаций  растянутых
элементов  и  существенного  недоиспользования  прочности
сжатых  элементов  из-за  низких  критических  напряжений
устойчивости  стержней  с  большой  гибкостью.  Действитель¬
но,  повышение  растягивающих  напряжений,  например,  с  2
до  10—12  Т/см2  при  замене  стали  Ст.  3  стальными  канатами
или  термически  упрочненными  стержнями  приведет  к  уве¬
личению  удлинения  стержней  в  5—6  раз.  Деформации  кон¬
струкции  в  целом,  например,  сквозной  фермы  при  этом
также  существенно  возрастут.  Предварительное  напря¬
жение  высокопрочных  элементов  позволяет  «выбрать»  зна¬
чительную  долю  деформаций  (примерно  65—75%)  до  при¬
ложения  эксплуатационных  нагрузок.
 Введение  в  жесткую  конструкцию  из  стали  или  алюми¬
ниевых  сплавов  отдельных  высокопрочных  элементов  вы¬
звало  к  жизни  конструкции  с  высокопрочными  затяжками.
Во  время  предварительного  напряжения  высокопрочные
затяжки  натягивают  и  закрепляют  на  жесткой  части  кон¬
струкции,  вызывая  в  ней  обычно  напряжения  обратного
знака  напряжениям  от  внешних  нагрузок.  В  таких  кон-
 6

Расчетные  сопротивления  и  оптовая  отпускная  цена  различных
материалов  (цены  1967  г.)
 Расчетное
 Отпускная
 Вид  материала
 сопротив¬
ление  в
Т/см2  R
 цена
 (средняя)
 1  т  в  руб.
С
 Н/С
 Уголки,  балки,  швеллеры  из  тол¬
 столистовой  малоуглеродистой
 стали  марки:
 ВМСт.  Зкп
 2,1
 88—103
 0,24—0,202
 ВМСт.  Зсп
 2,1
 92—112
 0,228—0,189
 Уголки,  балки,  швеллеры  из  низ¬
 колегированной  стали  марки:
 14Г2  (безникелевой)  ....
 2,9
 103—119
 0,28—0,243
 15ХСНД  (никельсодержащей)
 2,9
 139—146
 0,21—0,2
 Высокопрочная  стальная  прово¬
 лока  диаметром  3  —  5  мм  .  .  .
 9,5—10,6
 220
 0,43—0,48
 Стальные  канаты  из  светлой  про¬
 волоки  марки  I  с  временным
 сопротивлением  растяжению
 120—160  кГ/см2:
 спиральные  ТК1Х61  ....
 225—229
 0,29—0,371
 семипрядные  тросы  ТК7Х37
 243—257
 0,267—0,33
 закрытые  спиральные  ....
 6,5—8,5
 322—350
 0,2—0,242
 Стальные  канаты  из  оцинкован¬
 ной  проволоки:
 0,246—0,31
 спиральные  ТКДХ61  ....
 263—276
 семипрядные  тросы  ТК7Х37
 290—312
 0,223—0,272
 Стальные  канаты  из  светлой  про¬
 волоки  марки  I  с  временным
 сопротивлением  растяжению
 170  кГ/см2  и  выше:
 спиральные  ТК1Х61  ....
 }  9—10
 235—240
 0,38—0,416
 семипрядные  тросы  ТК7х37
 256—267
 0,35—0,375
 струкциях  происходит  как  бы  «перекачивание»  усилий  из
жесткой  конструкции  в  затяжку  (в  особенности  при  много¬
ступенчатом  напряжении).  В  результате  жесткая  конструк¬
ция  существенно  облегчается,  но  при  этом  требуется  доба¬
вочная  затрата  металла  на  затяжки.  Желательно,  чтобы
эта  дополнительная  затрата  металла  была  наименьшей.
Естественно,  что  эффект  предварительного  напряжения
будет  повышаться  при  увеличении  прочности  затяжек  по
сравнению  с  прочностью  материала  жесткой  конструкции.
Теоретические  подсчеты  и  опытное  проектирование  по¬
казали,  что  для  стальных  конструкций  следует  применять
затяжки  с  расчетным  сопротивлением,  в  3—5  раз  превосхо¬
дящим  расчетное  сопротивление  жесткой  части  конструк¬
 7

ции,  а  для  конструкций  с  жесткой  частью  из  алюминиевых
сплавов  это  отношение  должно  быть  повышено  до  5—8.
 Таким  образом,  снижение  расхода  металла  и  стоимости
предварительно  напряженной  конструкции  с  высокопроч¬
ными  затяжками  достигается  в  результате  частичной  за¬
мены  обычной  стали  на  высокопрочную,  полного  исполь¬
зования  высокой  прочности  затяжек  и  является  следствием
искусственного  регулирования  усилий,  расширяющего  об¬
ласть  упругой  работы  металла  жесткой  конструкции.
 Тенденция  выполнить  всю  несущую  конструкцию  из
высокопрочной  стали  с  полным  использованием  ее  прочно¬
сти  нашла  выражение  в  висячих  конструкциях  и  в  особен¬
ности  в  жестких  канатных  фермах.  Висячие  конструкции
также  подвергаются  предварительному  напряжению  с  це¬
лью  повышения  общей  жесткости  системы.  Но  несущие
элементы  висячих  конструкций  воспринимают  только  ра¬
стягивающие  усилия,  тогда  как  предварительно  напря¬
женные  стержни  жестких  канатных  ферм  могут  восприни¬
мать  и  сжимающие,  и  растягивающие  усилия  от  эксплуа¬
тационной  нагрузки.  Висячие  конструкции  составляют
большую  самостоятельную  область  строительных  кон¬
струкций  и  поэтому  в  данной  книге  не  рассматриваются.
 Жесткими  канатными  фермами  возможно  перекрывать
большие  пролеты  при  малом  расходе  металла  и  допустимых
деформациях  от  эксплуатационных  нагрузок.
 Представляет  интерес  и  третье  направление  предвари¬
тельного  напряжения  металлических  конструкций,  регу¬
лирование  усилий  в  которых  производится  различными
приемами  без  применения  высокопрочной  стали:  изготов¬
лением  в  упруго-деформированном  состоянии,  действием
силы  тяжести,  механическим  оборудованием,  смещением
опор  статически  неопределимых  конструкций  или  исполь¬
зованием  некоторых  физических  явлений.  Наиболее  просто
регулирование  усилий  достигается  использованием  силы
тяжести.
 Простейшим  использованием  силы  тяжести  для  регу¬
лирования  усилий  и  деформаций  является  устройство  вре¬
менных  или  постоянных  противовесов  в  консольных  кон¬
струкциях.  Использование  собственного  веса  конструкций
для  регулирования  усилий  нашло  широкое  распростра¬
нение  в  строительстве  мостов  путем  включения  и  выклю¬
чения  временных  шарниров  в  неразрезных  балочных,
арочных  и  рамных  конструкциях,  при  этом  в  процессе  мон¬
тажа  изменяется  расчетная  схема  сооружения.

Введение  временных  шарниров  с  успехом  может  при¬
меняться  для  регулирования  усилий  и  в  рамных  конструк¬
циях  каркасов  промышленных  зданий,  и  в  комбинирован¬
ных  канатных  фермах.
 Отдельные  случаи  предварительного  напряжения  ме¬
таллических  конструкций  известны  еще  в  прошлом  веке,
но  научное  и  экономическое  обоснование  и  развитие  этот
метод  повышения  эффективности  металлических  конструк¬
ций  получил  лишь  за  последние  два  десятилетия.  К  на¬
стоящему  времени  более  полно  разработаны  вопросы  пред¬
варительного  напряжения  конструкций  металлических
мостов,  значительно  меньшее  внимание  уделено  металли¬
ческим  предварительно  напряженным  конструкциям  зда¬
ний  и  других  сооружений.  Мало  освещены  в  литературе
решетчатые  металлические  предварительно  напряженные
конструкции  зданий  и  сооружений,  хотя  экономический
эффект  напряжения  решетчатых  конструкций  часто  больше,
чем  в  сплошных  конструкциях.
 Одним  из  первых  начал  разработку  теории  расчета,  вы¬
полнил  экспериментальную  проверку  и  осуществил  решет¬
чатые  стальные  предварительно  напряженные  конструкции
проф.  Г.  Маньель  (Бельгия)  [93—95].  По  его  проекту  и  под
непосредственным  руководством  построен  большой  ангар
с  предварительно  напряженной  стальной  двухпролетной
фермой  (пролеты  2x76,5  ж).  Он  же  провел  испытание  этой
фермы  в  натурных  условиях.
 Почти  одновременно  с  Г.  Маньелем  в  Советском  Союзе
предварительным  напряжением  металлических  конструк¬
ций  занялись  В.  М.  Вахуркин  и  Ю.  В.  Гайдаров.  Работы
 B.  М.  Вахуркина  и  Ю.  В.  Гайдарова,  проводимые  неза¬
висимо  друг  от  друга,  охватывают  широкий  круг  вопросов,
в  число  которых  входят  теоретические  и  эксперименталь¬
ные  исследования  и  решетчатых  конструкций  [7—11].
 Теория  расчета  предварительно  напряженных  отдель¬
ных  стержней  и  решетчатых  конструкций  получила  раз¬
витие  в  работах  советских  ученых  и  инженеров:  Е.  И.  Бе-
лени  [3—5],  В.  В.  Бирюлева  [6],  Ю.  В.  Гайдарова  [9—10],
 C.  Н.  Клепикова  [17,  18],  Я*  И.  Олькова  [25,  26],  К.  Г.  Про¬
тасова  [31],  Ю.  А.  Радцига  [33—35],  Э.  Я-  Слонима  [37],
Б.  А.  Сперанского  [42—44],  Ф.Ф.  Тамплона  [71,  72]  и  др.
 Из  зарубежных  ученых  существенный  вклад  в  теорию
и  практику  решетчатых  предварительно  напряженных  кон¬
струкций  сделали  Б.  Фриц  (ФРГ)  [82—85],  П.  Ференчик,
3.  Пирас  и  М.  Тохачек  (Чехословакия),  первыми  применив¬
 9

шие  программирование  и  вычислительные  электронные
машины  в  расчетах  ферм  [81,  96],  Яверт  (Швеция)  [86—
89],  Ф.  Сэмуэли,  М.  Стракт  и  С.  Дженкинс  (Англия)
[90,  98]  и  др.
 За  последние  10  лет  наиболее  крупные  работы  по  решет¬
чатым  предварительно  напряженным  конструкциям  про¬
ведены  в  СССР.  Из  них  заслуживают  быть  отмеченными
работы  Московского  инженерно-строительного  института
(МИСИ),  проведенные  совместно  с  Центральным  научно-
исследовательским  институтом  строительных  конструкций
(ЦНИИСК),  ЦНИИпроектстальконструкции,  Уральского
и  Белорусского  политехнических  институтов,  Новосибир¬
ского  и  Одесского  строительных  институтов  и  Уральского
Теплоэлектропроекта  в  Свердловске.
 Представляют  наибольший  интерес  следующие  работы:
Е.  И.  Беленя  и  Лу  Ци-лин  (МИСИ)  разработали  теорети¬
чески  и  проверили  экспериментально  многоступенчатое
напряжение  сквозных  ферм  [3—5].  В.  М.  Вахуркин,
Г.  Д.  Попов,  Э.  Я.  Слоним  (ЦНИИпроектстальконструк-
ция)  разработали  проекты,  по  которым  построены  промыш¬
ленные  здания  с  предварительно  напряженными  фермами
и  мостовые  переходы  с  жесткими  канатными  фермами  ре¬
кордных  пролетов  [12,  24,  27—29,  37,  38].
 И.  JI.  Хаютин  (Белорусский  политехнический  институт)
разработал,  экспериментально  проверил  и  осуществил  на
практике  стальные  предварительно  напряженные  фермы
в  покрытиях  промышленных  и  гражданских  зданий  с  одно¬
временным  напряжением  многозвенных  петлевидных  за¬
тяжек  ферм  и  продольных  балок,  подвешенных  к  фермам
[74—75].
 В  Уральском  политехническом  институте  Б.  А.  Спе¬
ранский  с  группой  сотрудников  (Я.  И.  Ольков,  Ф.  Ф.  Тамп-
лон,  Б.  М.  Сущенцев,  В.  Б.  Сперанский,  Г.  Н.  Шавшукова,
И.  С.  Холопов)  провел  большие  исследования  решетчатых
предварительно  напряженных  конструкций  из  стали  и
алюминиевых  сплавов.  Исследования  включают  разработку
оптимальной  конструктивной  формы,  опытное  и  реальное
проектирование  (реальное  проектирование  проводится
совместно  с  Уральским  Тегшоэлектропроектом),  разработ¬
ку  теории  расчета  решетчатых  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций  минимального  веса  и  стоимости,  экспе¬
риментальные  исследования  затяжек,  анкеров,  моделей
и  натурных  сквозных  ферм,  отработку  приемов  технологии
натяжных  работ  и  контроля  напряжения.  По  проектам
 10

УПИ  и  Уралтэпа  на  Урале  построены  и  строятся  здания
с  предварительно  напряженными  металлическими  фермами.
 Наиболее  ценные  исследования  экономики  металли¬
ческих  предварительно  напряженных  конструкций  принад¬
лежат  Н.  С.  Стрелецкому,  Д.  Н.  Стрелецкому  и  В.  Г.  Ко¬
лесниченко  [  19—21,  69  ].
 Теоретические  исследования,  экспериментальная  про¬
верка  и  опыт  строительства  выявили  надежность  и  подтвер¬
дили  экономическую  целесообразность  применения  метал¬
лических  решетчатых  предварительно  напряженных  кон¬
струкций  в  промышленном  и  гражданском  строительстве.
Широкому  практическому  применению  этих  прогрессивных
конструкций  препятствует  недостаточное  знакомство  про¬
ектировщиков  и  широких  кругов  строителей  с  особенно¬
стями  и  преимуществами  предварительно  напряженных
конструкций.  Восполнить  этот  пробел  в  области  решетча¬
тых  конструкций  предназначена  данная  книга.
 Автор  приносит  глубокую  благодарность  д-ру  техн.
наук  проф.  Е.  И.  Беленя  за  весьма  ценные  указания,
сделанные  им  при  научном  редактировании  рукописи
книги.

Глава  I
 ЗАТЯЖКИ  МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
КОНСТРУКЦИИ
 Большую  группу  предварительно  напряженных  кон¬
струкций  составляют  жесткие  конструкции,  напрягаемые
гибкими  затяжками.  В  таких  случаях  затяжки  являются
ответственными  конструктивными  элементами,  определя¬
ющими  надежность  работы  конструкции  под  нагрузкой,  со¬
ответствие  действительной  работы  конструкции  расчету  и
принцип  осуществления  напряжения.
 Жесткие  элементы  металлических  предварительно  на¬
пряженных  конструкций  изготавливают  из  строительных
углеродистых  и  низколегированных  сталей  или  алюмини¬
евых  сплавов,  идущих  на  обычные,  т.  е.  ненапряженные
конструкции.
 МАТЕРИАЛЫ  ДЛЯ  ЗАТЯЖЕК
 Затяжки  металлических  предварительно  напряженных
конструкций  выполняют  из  высокопрочной  стали  в  виде
проволочных  пучков  или  прядей,  горячекатаных  круглых
стержней  или  стержней  периодического  профиля  и  из  ка¬
натов  заводского  изготовления.
 В  проволочных  пучках  и  прядях  применяют  стальную
высокопрочную  проволоку  (табл.  I,  1)  диаметром  от  2,5
до  8  мм  по  ГОСТ  7348—55,  ГОСТ  8480—57  и  ГОСТ  7372—
55  при  соблюдении  необходимых  противокоррозионных  ме¬
роприятий.
 Для  стержневых  затяжек  пригодны  горячекатаные  круг¬
лые  прутья  или  арматурные  стержни  периодического  про¬
филя  из  сталей  разных  марок,  упрочненных  термической
 12

Таблица  I.I
Расчетные  сопротивления  высокопрочной  проволоки
 Проволока
 Расчетные  сопротивления  в  кГ/см2  при  диаметре
в  мм
 2,5
 3  |  4  |  5  6  |  7
 8
 Круглая  углеро¬
дистая  по  ГОСТ
7348—55
 11  200
 10  600
 10  100
 9500
 9000
 8400
 7800
 обработкой  или  холодной  вытяжкой.  Для  стержневых
затяжек  могут  найти  применение  стали  марок  Ст.  5,  35ГС,
15Г2Ф,  15ГФ,  20ХФ,  18ХГТ,  20Х,  40Х,  45Х  и  другие  ле¬
гированные  стали,  пригодные  для  упрочнения  холодным
или  термическим  способами.  Сталь  для  стержневых  затяжек
должна  удовлетворять  требованиям  СНиП  I-В.4-62  «Ар¬
матура  для  железобетонных  конструкций».  Для  изготов¬
ления  стержневых  затяжек  могут  быть  рекомендованы
стали:  горячекатаные  без  упрочнения  класса  А-IV,  упроч¬
ненные  вытяжкой  класса  А-Ша  и  термически  упрочненные
классов  Ат-IV  и  Ат-VII.  Механические  характеристики
рекомендуемых  сталей  для  стержневой  арматуры  затяжек
указаны  в  табл.  1.2  и  1.3.
 Таблица  1.2
 Расчетные  сопротивления  для  горячекатаной  арматуры
периодического  профиля
 Марка  стали
 Расчетное  сопротив¬
ление  в  кГ/см2
 30ХГ2С
 5100
 35ГС,  упрочненная  вытяжкой  до  5500  кГ/см2,
 при  удлинении  не  больше  3,5%
 4500
 Ст.  5,  упрочненная  вытяжкой  до  5000  кГ/см2
 и  более  при  удлинении  не  более  5,5%  .  .
 4000
 Расчетные  сопротивления  упрочненной  стали  получают
умножением  значений  условного  предела  текучести  сталей
из  табл.  1.3  на  коэффициент  однородности,  принимаемый
К  =  0,85  для  стержней,  упрочненных  вытяжкой,  и  /С=0,8
для  стержней,  подвергнутых  термической  обработке.  В  Со¬
ветском  Союзе  в  ближайшие  годы  намечен  промышленный
 13

Т  а  б  л  и  да  1.3
 Основные  механические  характеристики  упрочненных
стальных  стержней
 Класс  арматурной
стали
 Диаметр
стержней
в  мм
 Предел
текучести
в  кГ/см2
 Временное
сопротив¬
ление  раз¬
рыву
в  кГ/см2
 Вид  упрочнения
 A-IIa
 10—90
 4500
 5000
 Вытяжка
 А-Ша
 6—40
 5500
 6000
 Ат-Ш
 6—40
 4000
 6000
 »
 At-IV
 10—32
 6000
 9000
 Термообработка
 Ат-V
 10—40
 8000
 10  500
 »
 Ат-VI
 10—40
 10  000
 12  000
 »
 Ат-VII
 10—40
 14  000
 16  000
 »
 выпуск  термически  арматурных  упрочненных  стержней
с  повышенной  прочностью  табл.  1.3.
 В  ряде  стран  (ГДР,  ЧССР,  ФРГ,  США)  производятся
высокопрочные  стержни  с  навальдованной  по  концам  на¬
резкой  из  сталей  различных  марок.  Например,  в  США  ис¬
пользуют  стержни  с  пределом  текучести  90  кГ/мм2,  в  ЧССР
имеется  сталь  марки  10  600,  которая  после  упрочнения
вытяжкой  обладает  пределом  текучести  не  ниже  90  кГ/мм%
и  относительным  удлинением  8%,  в  ФРГ  производят  горяче¬
катаные  термически  упрочненные  стержни  из  стали  марки
160/140  с  пределом  текучести  140  кПмм%  [82].  Отечествен¬
ная  сталь  марки  40Х  после  термической  обработки  обла¬
дает  временным  сопротивлением  около  140  кГ/мм2  и  ус¬
ловным  пределом  текучести  не  ниже  100—110  кГ/мм2.
Для  стержневых  затяжек  из  этой  стали  расчетное  сопротив¬
ление  может  быть  назначено  8000—8500  кГ/см2.
 Канаты  изготовляют  из  стальной  светлой  или  оцинко¬
ванной  проволоки  марок  В;  I  и  II  по  ГОСТ  7372—55,  по¬
крытой  антикоррозионной  смазкой.  Затяжки  предва¬
рительно  напряженных  конструкций  относятся  к  ответ¬
ственным  конструкциям,  поэтому  для  них  требуется  при¬
менять  канаты  из  проволоки  марки  I.  В  заказе  каната  сле¬
дует  указывать  температурный  режим  эксплуатации  кон¬
струкции,  чтобы  правильно  выбрать  антикоррозионную
смазку.
 По  типам,  размерам  и  разрывным  усилиям  стальные
канаты  должны  соответствовать  требованиям  соответству¬
ющих  стандартов  на  стальные  канаты  [15].
 14

По  роду  свивки  проволок  в  прядях  различают  канаты:
ТК  —  с  точечным  касанием  отдельных  проволок  между
слоями  прядей  (пряди  с  точечным  касанием  могут  изготов¬
ляться  из  проволок  одинакового  или  разных  диаметров  по
отдельным  слоям);  ЛК—  с  линейным  касанием  проволок
в  пряди;  J1KO  —  проволоки  подбираются  одинакового
диаметра  в  отдельных  слоях  пряди;  ЛК  —  Р  —  проволоки
двух  разных  диаметров  в  верхнем  слое  пряди;  Л  К  —  РО  —
проволоки  разного  и  одинакового  диаметра  по  отдельным
слоям  пряди;  ЛК—  3  —  между  двумя  слоями  проволоки
размещаются  заполняющие  проволоки  меньшего  диаметра;
ТЛК  —  с  точечным  и  линейным  касанием  проволок  в  пряди.
 По  виду  свивки  изготовляют  канаты:  обыкновенные
(раскручивающиеся)  —  пряди  и  проволоки  не  сохраняют
своего  положения  после  снятия  перевязок;  нераскручива-
ющиеся  —  канат,  пряди  и  проволоки  сохраняют  свое  преж¬
нее  положение  после  снятия  перевязок;  некрутящиеся  —
многопрядные  с  противоположным  направлением  свивки
прядей  по  слоям  и  закрытые  канаты  с  верхним  слоем  из
зетообразных  проволок.
 Различают  канаты  правого  и  левого  направления  свивки
пряди,  а  также  в  зависимости  от  направления  свивки  про¬
волоки  в  прядях  крестовой,  односторонней  и  комбиниро¬
ванной  свивки.
 Вид  и  направление  свивки  указывают  в  заказе.  Если  эти
условия  не  оговорены,  то  заводы  изготавливают  канаты
обыкновенные  правой  крестовой  свивки.
 Номенклатура  стальных  канатов,  изготовляемых  в
СССР,  обширна  и  насчитывает  свыше  60  типов  с  многочис¬
ленными  вариациями  каждого  типа  по  прочности  и  диа¬
метру  проволок.  Для  затяжек  металлических  предвари¬
тельно  напряженных  конструкций  наиболее  пригодны  сле¬
дующие  типы  канатов:  спиральные  однопрядные  типов
ТК1Х19,  ТК1Х37,  ТК1Х61  по  ГОСТ  3063—55,  3064—55,
3065—55;  семипрядные  (тросы)  с  металлическим  сердеч¬
ником  типов  ТК7Х19,  ТК7Х37,  ТК7Х61  по  ГОСТ  3067—
55;  3068—55,  7680—55;  типа  JIK0  по  ГОСТ  3081—55,  типа
ТЛК  —  РО  по  ГОСТ  7669—55  также  с  металлическим  сер¬
дечником  и  закрытые  канаты  по  ГОСТ  3090—55,  7675—55,
7676—55.  Поперечные  сечения  спиральных  канатов,  семи-
прядных  тросов  и  закрытых  канатов  изображены  на  рис.  1.1.
 Канаты  изготавливают  из  высокопрочной  стальной  про¬
волоки  с  временным  сопротивлением  растяжению  от  120
до  210  кГ/мм2.  Для  затяжек  металлических  предварительно
 15

напряженных  конструкций  следует  заказывать  канаты  из
проволоки  с  временным  сопротивлением  растяжению  120—
180  кГ/мм2,  так  как  проволока  более  высокой  прочности
производится  только  малых  диаметров,  не  пригодных  для
ответственных  строительных  конструкций  по  соображе¬
ниям  коррозионной  стойкости  и  опасности  местных  повреж¬
дений.  Рекомендуются  для  затяжек  канаты  из  проволоки
диаметром  не  меньше  1,5—2  мм.
 Рис.  1.1.  Стальные  канаты
 а  —  спиральный;  б  —  семипрядный  трос
TK7  X  19;  в  —  семипрядный  трос  ТЛК—
 РО;  г  —  закрытый
 Основной  прочностной  характеристикой  канатов  яв¬
ляется  разрывное  усилие.  Разрывное  усилие  каната  всегда
оказывается  несколько  меньше  суммы  разрывных  усилий
всех  проволок  каната.  Наименьшее  разрывное  усилие  ука¬
зано  в  ГОСТах  на  канаты.  Расчетную  несущую  способ¬
ность  каната  определяют  умножением  разрывного  усилия
на  коэффициент  0,65,  являющийся  произведением  коэффи¬
циентов  однородности  и  условий  работы,  по  отдельности
равных  0,8.  За  расчетное  сопротивление  каната  растяже¬
нию  принимают  результат  деления  расчетной  несущей  спо¬
собности  каната  на  площадь  поперечного  сечения.
 КОНСТРУКЦИЯ  И  РАБОТА  ЗАТЯЖЕК
 Конструкция  затяжек  состоит  из  стержня  (собственно
затяжки)  и  концевых  закреплений,  называемых  анкерами.
 Затяжки  из  высокопрочной  проволоки  изготовляются
в  виде  пучков,  в  которых  проволоки  располагаются  или
 16

по  периметру  окружности  или  образуют  пучок  сплошного
сечения.  Если  затяжку  изготовляют  методом  непрерывной
навивки  на  поворотном  столе,  то  она  может  иметь  круглое
или  прямоугольное  сечение.  Затяжки,  образуемые  методом
непрерывной  навивки,  обладают  недостатками:  навивка
затяжек  большой  длины  требует  применения  громоздкого
поворотного  устройства;  в  местах  контакта  затяжки  с  упо¬
рами  возникают  большие  местные  напряжения  в  пучке,  воз¬
можно  снижающие  разрушающее  усилие  петлевидного
пучка  по  сравнению  с  прямолинейным  пучком.
 Количество  пучков  в  затяжке  и  количество  проволок
в  пучке  может  быть  различным.  В  практике  применения
металлических  предварительно  напряженных  конструкций
встречались  пучки  от  18  до  180  проволок  и  затяжки,  со¬
стоящие  от  одного  до  восьми  пучков.  Пучковые  затяжки
поэтому  могут  воспринимать  усилия  в  очень  большом  диа¬
пазоне.  Например,  наибольшее  расчетное  усилие  для  пуч¬
ка  из  24  проволок  диаметром  5  мм  равно  около  45  Tf  пучок
из  180  таких  проволок  рассчитывается  на  усилие  свыше
300  Т.  Гипромезом  разработаны  пучковые  затяжки  на  рас¬
четное  усилие  600  Т.  В  предварительно  напряженном
стальном  мосту  через  р.  Томь  применены  петлевидные  пуч¬
ки  из  125  проволок  диаметром  5  мм.  В  стропильных  сталь¬
ных  фермах  пролетом  84  м  покрытия  ангара  в  Алма-Ате  за¬
тяжки  состояли  из  четырех  пучков  сплошного  сечения  по
24  проволоки  диаметром  5  мм  в  каждом  пучке.
 Пучки  сплошного  сечения  практически  могут  состоять
из  неограниченного  количества  проволок.  Поэтому  из  та¬
ких  пучков  выполняют  самые  мощные  затяжки  для  мостов
и  подкрановых  балок  под  тяжелые  мостовые  краны.
 Пучки  трубчатого  сечения  имеют  ограниченную  мощ¬
ность,  определяемую  количеством  проволок  в  пучке  (не
более  36).  Пучки  трубчатого  сечения  в  открытых  металли¬
ческих  конструкциях  трудно  защитить  от  коррозии,  поэтому
такие  пучки  рекомендуется  применять  в  металлических
предварительно  напряженных  конструкциях,  объединенных
с  железобетоном,  где  пучки  укрываются  от  коррозии  в
толще  железобетонной  части  сечения,  а  также  в  конструк¬
циях,  эксплуатируемых  в  среде,  не  вызывающей  корро¬
зии  стали.
 Анкеры  являются  дорогой  частью  затяжки.  С  этой  сто¬
роны,  преимуществом  обладают  петлевидные  пучки,  из¬
готовляемые  методом  непрерывной  навивки.  Такие  пучки
образуют  бесконечную  петлю,  но  для  закрепления  пучка  на
 I?

жесткой  части  конструкции  требуются  упоры  (подвижные
и  неподвижные)  на  напрягаемой  части  конструкции  со
сложной  обработкой  по  поверхности  двоякой  кривизны  в
местах  соприкосновения  затяжки  и  упора.  Сложность  кон¬
струкции  упоров  и  значительные  местные  напряжения  в
местах  контакта  затяжки  с  упорами  ограничивают  приме¬
нение  петлевидных  пучковых  затяжек.
 Прямолинейные  пучки  и  пучки  ломаного  очертания
заканчиваются  специальными  анкерами.  Для  анкеровки
пучков  применяют  три  типа  устройств:  гильзостержневой
анкер,  пробку  с  колодкой  и  стаканный  анкер.
 Рис.  1.2.  Гильзостержневой  анкер  пучковой  затяжки
а  —полая  пучковая  затяжка  в  сборе;  6—детали  анкера
 Гильзостержневой  анкер  (рис.  1.2)  состоит  из  стержня  и
гильзы.  Конструкция  и  размеры  деталей  гильзового  ан¬
кера  принимаются  в  зависимости  от  количества  проволок
в  пучке  и  диаметра  проволок.  Такой  анкер  применим  только
в  затяжках  трубчатого  сечения.  Стержни  анкера  изготов¬
ляют  из  качественной  углеродистой  горячекатаной  стали
по  ГОСТ  1050—60  или  из  конструкционной  легированной
стали  по  ГОСТ  4543—57  (сортамент  по  ГОСТ  2590—57)
с  последующей  закалкой  стержней.  Временное  сопротив¬
ление  стали,  из  которой  изготовляют  стержни,  должно
быть  не  менее  100  кГ/мм2.
 Гильзы  вырабатывают  из  стали  марки  Ст.З  по  ГОСТ
380—67  (сортамент  по  ГОСТ  2590—57).  Собранный  совме¬
стно  с  пучком  анкер  пропускают  через  протяжный  станок,
при  этом  гильза  из  мягкой  стали  уменьшается  в  поперечном
сечении,  обжимается  и  плотно  запрессовывает  проволоки
пучка.
 Гильзостержневые  анкеры  применяют  для  закрепления
маломощных  полых  трубчатых  проволочных  пучков,  по¬
этому  они  fie  имеют  широких  перспектив  использования
 18

в  металлических  предварительно  напряженных  конструк¬
циях.
 Пучки,  натягиваемые  домкратами  двойного  действия,
закрепляют  на  жесткой  конструкции  с  помощью  анкерной
колодки  и  пробки  (рис.  1.3).  Боковая  поверхность  пробки
имеет  нарезку  треугольного  или  трапециевидного  профиля.
Кольцевая  нарезка  может  быть  выполнена  по  винтовой
 Рис.  1.3.  Анкеровка  сплошного  пучка  пробкой  и  колодкой
 линии.  Разхмеры  анкерных  колодок  и  пробок  назначают  в
зависимости  от  диаметра  и  количества  проволок  в  пучке.
 Анкерные  колодки  изготовляют  из  высококачествен¬
ной  конструкционной  углеродистой  стали  марки  Ст.  45
(ГОСТ  1050—60),  пробки  —  из  стали  той  же  марки  или  из
конструкционной  легированной  стали  марок  20Х  и  40Х
(ГОСТ  4543—57)  с  последующей  закалкой  и  низкотемпе¬
ратурным  отпуском  до  твердости  52—55  единиц  по  Рок¬
веллу.
 Концы  проволоки  заводят  в  конусное  отверстие  колод¬
ки  и  после  натяжения  затяжки  запрессовывают  пробкой.
 При  передаче  домкратом  продольного  усилия  на  пробку
(при  запрессовке)  она  плотно  входит  между  концами  про¬
волок,  выступы  нарезки  пробки  сминаются,  проволока
вдавливается  в  более  мягкую  сталь  колодки  и  происходит
плотное  заклинивание  проволок  между  пробкой  и  колод¬
 19

кой.  Чтобы  не  было  проскальзывания  проволок  в  колодке
под  нагрузкой,  усилие  запрессовки  должно  быть  не  меньше
усилия  предварительного  натяжения  в  затяжке.
 Испытания  прямолинейных  затяжек  трубчатого  сече¬
ния  из  проволок  с  анкерным  закреплением  «колодка  с
пробкой»  выявили  их  надежность.  Модуль  упругости  та¬
ких  затяжек  после  предварительной  вытяжки  близок  к
2-106—2,1  •  106  кГ/см2.
 Для  повышения  модуля  упругости  рекомендуется  обя¬
зательная  предварительная  вытяжка  пучков,  получаемая
обмятием  анкеров  и  более  равномерным  распределением
усилия  между  проволоками.  Возможно  производить  вы¬
тяжку  в  процессе  натяжения  на  напрягаемой  конструкции,
создавая  несколько  раз  усилие  натяжения,  на  10—15%
превышающее  контролируемое  усилие  в  пучке  по  проекту.
После  натяжения  пучков  и  запрессовки  пробок  концы
проволок  обрезают.
 Исследования  ЦНИИСК,  МИСИ  им.  В.  В.  Куйбышева,
ВНИИ  транспортного  строительства  и  др.  [3]  показали,
что  при  хорошем  качестве  изготовления  затяжки  усилие
равномерно  распределяется  между  проволоками.  Затяжка
разрушается  постепенно  от  разрыва  отдельных  проволок.
Наиболее  часто  проволоки  разрываются  в  месте  зажима  их
пробкой  от  концентрации  напряжений.  Разрывное  усилие
пучка  близко  к  сумме  разрывных  усилий  проволок.  В  мо¬
мент  разрыва  удлинение  пучка  достигает  5—6%  [3].
 Анкеровка  пробкой  в  колодке  пучков  сплошного  се¬
чения  несколько  снижает  качество  таких  затяжек.
 В  пучке  сплошного  сечения  проволоки  заводят  в  колод¬
ку  с  небольшими  перегибами  под  разными  углами.  Модуль
упругости  сплошного  пучка  при  первом  загружении  равен
(1,4—1,5)  106  кГ/см2,  при  последующих  загружениях  при¬
ближается  к  2,Ы06  кГ/см2.  Разрывное  усилие  пучка
снижается  на  5—6%.  Однако  компактность  сечения  пучков,
малые  размеры  анкерных  закреплений  и  простота  натяжных
работ  побуждают  к  применению  таких  затяжек.  Затяжки
из  сплошных  пучков  с  анкеровкой  «колодка  с  пробкой»
применены  в  СССР  в  металлических  предварительно  на¬
пряженных  конструкциях  рекордных  пролетов  —  в  фермах
пролетом  84  м  покрытия  ангара  в  Алма-Ате  и  в  мосте  с
пятипролетными  неразрезными  балками  (пролеты  до  147  м)
через  р.  Дон  вблизи  Ростова-на-Дону.
 Недостатки  анкеровки  «колодка  с  пробкой»  —  невоз¬
можность  подтягивания  затяжки  после  обрезки  концов
 20

проволок  и  большие  отходы  проволоки  на  обрезку  концо
(по  0,7—1  м  на  каждый  конец).
 Мощные  пучки  из  многих  проволок  анкеруют  посред¬
ством  стаканных  анкеров  с  клиньями  или  с  заливкой  спла¬
вами  цветных  металлов.
 Стаканные  анкеры  с  клиньями  для  мощных  пучков  из
45,  90,  180  и  большего  числа  проволок  диаметром  5  мм  раз-
 Рис.  1.4.  Стаканный  анкер  с  забивкой  клиньев  (Гипромез)  для
затяжки  из  180  проволок  диаметром^5  мм
 /  —  стакан;  2  —  упорная  гайка
 работаны  Гипромезом.  Стакан  изготовляют  из  стали  Ст.  3
с  внутренней  полостью,  расточенной  на  конус  и  с  винтовой
нарезкой  на  наружной  цилиндрической  поверхности
(рис.  1.4).  На  стакан  навинчивается  упорная  гайка  из
стали  Ст.  45.  Длина  стакана  равна  4,5  диаметра  пучка,
а  диаметр  равен  3  диаметрам  пучка.  Размеры  определены
опытным  путем.
 Концы  проволок  заводят  в  стакан  и  закрепляют  в  нем
забивкой  клиньев  из  мягкой  стали  (Ст.  3).  Сначала  забивают
клин  по  оси  пучка,  затем  симметрично  забивают  клинья,
 21

расположенные  по  концентрическим  окружностям  от  центра
к  стенкам  стакана.  Клинья  плотно  заполняют  промежутки
между  проволоками.  Торцы  клиньев  и  проволок  можно
обваривать  в  единое  целое.
 Испытания  анкеров  с  клиньями  (б.  Западно-Сибирский
филиал  АСиА  СССР)  выявили  надежную  их  работу.  Ис¬
пытаны  затяжки  из  72  проволок  диаметром  5  мм,  длиной
300—380  см  с  теоретическим  разрывным  усилием  260  Т.
Фактическое  разрывное  усилие  составило  от  92,2  до  100%
теоретического.  За  теоретическое  усилие  принята  сумма
разрывных  усилий  всех  проволок.  При  первых  загруже-
ниях  проволоки  вытягивались  из  анкеров  на  60—90  лш,
при  повторных  загружениях  до  усилия  вытяжки  вытяги¬
вания  не  происходило.  Поэтому  рекомендуется  затяжки
после  их  сборки  предварительно  3—4  раза  вытягивать
усилием,  превышающим  расчетное  на  15—20%.
 Длина  вытяжки  проволок  из  стакана  резко  умень¬
шается  при  заполнении  стакана  перед  забивкой  клиньев
цементным  раствором.  Разрушение  затяжек  происходило
в  результате  постепенного  обрыва  проволок  в  месте  их
входа  в  стакан  и  сопровождалось  деформацией  анкерных
стаканов.
 Для  затяжек  из  сплошных  проволочных  пучков  кругло¬
го  сечения  могут  также  применяться  стаканы  с  заливкой
внутренней  полости  цинком  или  сплавами  цветных  метал¬
лов  по  типу,  разработанному  для  анкеровки  затяжек  из
стальных  канатов.
 В  СССР  и  за  рубежом  разработаны  различные  концевые
закрепления  затяжек  из  стальных  канатов.  Эксперимен¬
тально  проверены  и  могут  быть  рекомендованы  три  типа
закреплений:  стаканные  заливные  анкеры,  стаканные  ан¬
керы  с  клиньями  и  гильзоклиновые  анкеры.
 Гильзоклиновой  анкер  разработан  Научно-исследо-
вательским  институтом  по  строительству  Министерства
строительства  РСФСР  (в  настоящее  время  институт  Мин-
монтажспецстроя  СССР).
 Анкер  состоит  из  гильзы,  в  которую  вставляют  распле¬
тенный  на  пряди  или  проволоки  конец  каната,  и  вкладыша-
клина  (рис.  1.5).  Гильзу  и  клин  изготовляют  из  мягкой
стали  Ст.  3.  Внутри  гильзы  оставляют  полость,  представ¬
ляющую  сочетание  цилиндра  с  усеченным  конусом.  Проч¬
ность  анкера  определяется  толщиной  стенки  гильзы,  ее
сопротивлением  радиальным  усилиям,  зависящим  от  угла
и  конфигурации  клина.  По  данным  НИИ  по  строительству
 22

Минмонтажспецстроя  СССР  оптимальный  угол  наклона
клина  и  конуса  6°.  Для  удобства  заводки  каната  диаметр
цилиндрической  полости  делают  на  3  мм  больше  диаметра
каната.  Длина  гильзы  до  обжатия  7—8  диаметров  каната.
Наружный  диаметр  гильзы  до  обжатия  примерно  3  диа¬
метра  каната,  после  обжатия  —  около  2  диаметров.  Наилуч¬
шая  форма  клина  —  с  двумя  волнами.  Эта  форма  более
 Рис.  1.5.  Гильзоклиновой  анкер  для  затяжки
из  стального  каната
а  —  анкер  в  сборе;  б—  клип;  s  —  гильза  до  протяжки
 равномерно  распределяет  продольные  и  радиальные  усилия
по  длине  и  внутреннему  периметру  анкера  и  обеспечивает
равнопрочность  анкера  и  каната.
 Гильзоклиновой  анкер  изготовляют  на  специальной
гидравлической  установке.  Конец  каната  пропускают  через
гильзу,  очищают  от  грязи  и  обезжиривают.  Гильзу  изнутри
и  клин  также  обезжиривают,  затем  канат  приводят  в  нуж¬
ное  положение  в  гильзе,  заклинивают,  подают  в  матрицу
и  штоком  гидравлического  домкрата  при  помощи  пуансона
продавливают  гильзу  через  волок  установки.  В  процессе
продавливания  материал  гильзы  течет,  обжимая  канат  по
волнам  клина.
 Достоинства  гильзоклиновых  анкеров  —  отсутствие
мокрых  и  горячих  процессов,  возможность  механизирован¬
 23

ного  изготовления  и  малые  поперечные  размеры  анкера
(всего  лишь  2  диаметра  каната).  Существенный  недостаток
гильзоклиновых  анкеров  —  большая  длина,  достигающая
после  обжатия  8—10  диаметров  каната.  Некоторые  не¬
удобства  возникают  также  при  необходимости  нарезать
резьбу  на  внешней  поверхности  готового  анкера  для  захват¬
ных  устройств  натяжной  установки.
 Рис.  1.6.  Стаканные  анкеры
с  заливкой  сплавом  цветных
металлов  для  затяжек  из  сталь¬
ных  канатов
о,  —  размеры  стакана;  б—общий  вид
стаканов  для  канатов  диаметром
от  1  7  до  55  мм
 Стаканные  анкеры  с  заливкой  сплавами  цветных  ме¬
таллов  выполняются  в  виде  цилиндра  из  стали  марок  Ст.  3
или  Ст.  5  с  внутренней  конической  или  цилиндрической
полостью,  в  которую  вставляют  подготовленный  конец
каната.  Размеры  стакана  назначают  в  зависимости  от  ди¬
аметра  каната,  количества  и  прочности  канатных  проволок,
рода  свивки  каната.  Анкеры  вместе  с  затяжкой  обязательно
проверяются  испытанием  готовых  затяжек  усилием,  на
10—15%  превосходящим  расчетное  усилие.
 Стаканные  заливные  анкеры,  разработанные  автором
совместно  с  Г.  Н.  Шавшуковой  [41,  64],  изображены  на
рис.  1.6  и  1.7.  Анкеры  предназначены  для  спиральных
 24

и  семипрядных  канатов  диаметром  от  17  до  67,5  мм.  Ста¬
каны  анкеров  изготовляют  из  стали  марок  Ст.  3  или  Ст.  5,
они  имеют  цилиндрическую  форму  с  внутренней  кониче¬
ской  полостью.  Уклон  образующей  конуса  1/8—1/10,
длина  цилиндра  4,5—5  диаметров  каната,  наружный  ди¬
аметр  стакана  3—3,5  диаметра  каната.  На  наружной  по¬
верхности  цилиндра  предусмотрена  винтовая  нарезка  для
навинчивания  захватных  приспособлений  домкратов.  Для
облегчения  получения  требуемой  силы  натяжения  и  ее
 Рис.  1.7.  Стаканный  заливной  анкер
с  упорной  гайкой  для  затяжки  из  сталь¬
ного  каната  диаметром  55  мм
 контроля  анкер  для  канатов  диаметром  более  40  мм  снаб¬
жен  свинчивающейся  упорной  гайкой  из  стали  марок  Ст.  5
или  Ст.  45  (рис.  1.7).
 Конец  каната  плотно  перевязывают  мягкой  стальной
или  алюминиевой  проволокой  диаметром  1—2  мм  так,  чтобы
перевязка  на  2—3  см  заходила  внутрь  полностью  готового
анкера.  Концы  каната  от  перевязки  расплетают  на  отдель¬
ные  проволоки,  проволоки  изгибают  «змейкой»  или  остав¬
ляются  прямыми,  но  на  концах  загибаются  крюком,  стакан
и  проволоки  обезжиривают  и  после  этого  полость  стакана
заливают  расплавленными  сплавами  цветных  металлов  —
баббитами  или  цинком  или  сплавом  цинка,  алюминия  и
меди  (сплав  ЦАМ).  Сплавы  должны  обладать  жидкотеку-
честью,  температурой  расплавления  в  диапазоне  300—420°,
достаточной  прочностью  и  твердостью  после  затвердева¬
ния.  По  опытам  автора  наиболее  подходят  для  заливки
стаканов  сплавы  ЦАМ10-5  и  ЦАМ9-1,5  по  ГОСТ  7117—54.
 25

Сплавы  поставляются  в  болванках,  поэтому  перед  расплав¬
лением  сплав  необходимо  дробить  на  куски  размером
15—25  мм.  Сплав  нагревают  на  30—40°  выше  температуры
полного  расплавления  в  глубоких  тиглях  с  засыпкой  сверху
просеянным  мелким  древесным  углем  против  окисления
и  заливают  в  стакан  короткой  струей.  Стакан  подогревают
до  200—250°  для  лучшего  сцепления  со  сплавом  и  во  избе¬
жание  выброса  сплава,  если  стакан  влажный.  Во  время
заливки  стакан  постукивают  или  подвергают  вибрации
для  лучшего  заполнения  сплавом  всех  щелей  между  про¬
волоками.
 Заливку  производят  преимущественно  при  вертикаль¬
ном  положении  стакана  на  верстаке  по  одному  или  сразу
по  нескольку  штук.  Место  ввода  каната  в  стакан  залепляют
размоченным  асбестовым  картоном,  мелким  асбестом  или
асбестовым  шнуром,  чтобы  сплав  не  вытекал  из  стакана.
Возможно  также  обмазывать  это  место  мятой  глиной.
 Качество  заливки  стаканного  анкера  определяется  тща¬
тельностью  обезжиривания  стакана  и  проволок  каната,
строгим  соблюдением  температурного  режима  и  скоростью
заливки.
 Обезжиривают  стакан  и  проволоки  уайт-спиритом,  на¬
гретым  до  70—80°  С,  авиационным  бензином,  горячим
содовым  раствором  или  раствором  едкого  натра.  После  обез¬
жиривания  детали  анкера  промывают  в  горячей  воде.
Признаком  хорошего  обезжиривания  считается,  когда  вода
стекает  с  проволок  и  стенок  стакана  без  образования  ка¬
пель  на  их  поверхности.
 Быстрота  заливки  необходима,  чтобы  сплав  проник  и
заполнил  всю  полость  стакана  до  начала  затвердевания.
Лучшее  сцепление  сплава  наблюдалось  в  канатах  из  оцин¬
кованной  проволоки.
 Совершенно  недопустимы  следующие  дефекты  изготов¬
ления  анкеров:  перегрев  сплава  более  чем  на  40—50°  выше
температуры  расплавления,  отсутствие  перевязки  или  за¬
жима  у  места  ввода  каната  в  стакан  и  неполное  заполнение
стакана  сплавом.  Все  эти  дефекты  снижают  прочность  ан¬
керного  закрепления  по  сравнению  с  прочностью  каната.
При  неполном  заполнении  сплавом  вершины  конусной  по¬
лости,  так  же  как  и  при  отсутствии  перевязки  проволоки
каната  в  анкере,  работают  неравномерно,  и  разрыв  каната
происходит  у  ввода  его  в  анкер.  При  этом  разрушающее
усилие  оказывается  на  3—5%  ниже  наименьшего  разрывно¬
го  усилия  каната,  указанного  в  ГОСТах.
 26

27

Полноту  заполнения  стакана  сплавом  легко  обнаружить
выдавливанием  заполняющей  пробки  из  стакана.  В  даль¬
нейшем  при  вытяжке  или  натяжении  затяжки  пробка
плотно  запрессовывается;  вынимание  и  осмотр  пробки  не
оказывают  влияния  на  прочность  анкерного  устройства.
 Экспериментальная  проверка  и  опыт  применения  под¬
твердили  надежность  заливных  стаканных  анкеров,  но
изготовление  таких  анкеров  требует  тщательного  обезжи¬
ривания  и  проведения  литейных  работ.
 Стремление  устранить  литейные  работы  и  обезжири¬
вание  вызвало  конструкцию  стаканных  анкеров  с  клино¬
выми  зажимами,  которым  могут  применяться  для  семи-
прядных  канатов.  На  рис.  1.8  изображен  анкер  с  клино¬
выми  зажимами  диаметром  45  мм  по  ГОСТ  7666—55,  раз¬
работанный  для  мостостроения  [46].  Канат  расплетают
на  пряди,  заводят  в  стакан  и  закрепляют  забивкой  клиньев
вручную.
 Для  предохранения  от  коррозии  внутрь  стакана  наби¬
вают  смазку  и  привинчивают  крышку.
 Работа  анкера  с  клиновыми  зажимами  проверена  ста¬
тической  нагрузкой  до  разрушения,  длительной  норматив¬
ной  статической  нагрузкой  свыше  двух  с  половиной  лет
и  повторной  нагрузкой  на  базе  2  млн.  циклов  при  харак¬
теристике  цикла  0,9—0,85.
 АнкерьГс  клиновыми  зажимами  обладают  следующими
преимуществами  по  сравнению  с  заливными  анкерами:
исключены  дорогие  цветные  сплавы  и  литейные  работы,  не
требуется  расплетения  концов  прядей  на  проволоки  и  их
обработки,  отпадает  обезжиривание,  анкер  можно  надевать
на  канат  после  установки  затяжки  в  конструкцию,  дешевле
стоимость  анкера.  Недостаток  клиновых  зажимов  заклю¬
чается  в  возможности  механических  повреждений  оцинков¬
ки  проволок  клиньями.  Поэтому  для  канатов  из  оцинкован¬
ной  проволоки  анкеры  с  клиновыми  зажимами  не  рекомен¬
дуются.
 Особенности  работы  канатов  под  статической  нагруз¬
кой.  При  проектировании  затяжек  из  стальных  канатов
необходимо  учитывать  некоторые  особенности  работы  ка¬
натов  под  нагрузкой.  Много  лет  стальные  канаты  применяют
в  висячих  и  комбинированных  винтовых  конструкциях,  но
действительная  работа  спиральных  канатов  и  канатов  тро¬
совой  конструкции  без  органического  сердечника  мало
изучена.  Поэтому  автором  совместно  с  Г.  Н.  Шавшуковой
и  Б.  М.  Сушенцевым  проводятся  исследования  стальных
 28

спиральных  и  тросовых  канатов.  Кратковременной  и  дли¬
тельной  статической  нагрузками  испытаны  образцы  канатов
длиной  1,5—1,7  м  в  прессе,  а  длинные  затяжки  испытаны
на  жестком  стенде  (длина  от  9,4  до  16—18  м).  Исследова¬
лись  спиральне  канаты  из  оцинкованной  проволоки  ТК1Х
Х37  диаметром  17  и  22,5  мм  по  ГОСТ  3064—55,  семипряд¬
ные  тросы  также  из  оцинкованной  проволоки  ТК7Х37
по  ГОСТ  3068—55  диаметром  46,5  и  55  мм,  ТК7Х19  диа¬
метром  33  мм  по  ГОСТ  3067—55  крестовой  свивки  и  нера-
 Рис.  1.9.  Диаграмма  «напряжение—относительное  удлине¬
ние»  для  спирального  каната  диаметром  22,5  мм
 I,  2,  3,  4  —  циклы  загружений;  цифры  на  кривых  означают  секущий
модуль  деформации  каната  в  кГ/см2
 скручивающиеся  канаты  TJIK  —  РО  диаметром  39  мм  по
ГОСТ  7669—55  из  светлой  проволоки.  Временное  сопротив¬
ление  растяжению  оцинкованной  проволоки  130и  140кГ/мм:2,
светлой  проволоки  —  170  кГ/мм3.  Анкерные  закрепления
всех  затяжек  были  стаканного  типа  с  заливкой  в  неболь¬
шом  количестве  баббитами,  а  главным  образом  сплавом
ЦАМ10  и  ЦАМ9-1,5.
 Результаты  исследований  кратко  сводятся  к  следующему
[41,  64,  70].
 Как  видно  из  рис.  1.9,  при  первом  загружении  модуль
деформации  каната  изменяется  и  заметно  падает  при  воз¬
растании  нагрузки.  При  повторных  загружениях  без
«отдыха»  модуль  деформации  каната  повышается  и  прини¬
мает  устойчивые  значения.  Если  усилия  повторных  загру¬
жений  не  превосходят  усилия  первого  загружения,  работа
каната  приближается  к  работе  стального  упругого  стержня.
 29

После  первого  загружения  всегда  наблюдаются  зна¬
чительные  остаточные  удлинения  каната.  Чтобы  стабили¬
зировать  упругие  свойства,  выбрать  большую  часть  оста¬
точных  (рыхлых)  удлинений  и  повысить  величину  модуля
деформаций,  спиральные  канаты  и  канаты  тросовой  кон¬
струкции  обязательно  подвергают  предварительной  вы¬
тяжке.  Представляет  практический  интерес  выбор  величины
усилия  вытяжки  канатов.  Вытяжка  канатов  усилием,  рав¬
ным  величине  расчетной  несу¬
щей  способности,  нежелательна,
так  как  в  процессе  напряжения
и  во  время  эксплуатации  воз¬
можны  кратковременные  превы¬
шения  расчетного  усилия  в  за¬
тяжке.  Учитывая  возможные
потери  усилия  напряжения,
контролируемую  силу  натяже¬
ния  затяжки  обычно  назначают
на  5—10%  выше  расчетной  ве¬
личины.  Вследствие  этого  нель¬
зя  назначать  усилие  вытяжки
канатов  меньше  1,1  расчетной
несущей  способности.
 Вытяжка  канатов  усилием
1,3  расчетной  несущей  способ¬
ности  опасна,  так  как  такое  уси¬
лие  вытяжки  составляет  85—
90%  разрывного  усилия  каната,  когда  начинают  быстро
нарастать  деформации  почти  без  приращения  нагрузки.
Учитывая  приведенные  соображения,  рекомендуется  вы¬
тягивать  канаты  усилием,  равным  1,1—1,2  расчетной  не¬
сущей  способности,  т.  е.  0,72—0,78  разрывного  усилия.
 Возможно  вытягивать  канаты  до  изготовления  затяжек,
но  с  целью  ускорения  процесса  производства  желательно
подвергать  вытяжке  готовые  затяжки  с  анкерами.
 Вытяжку  канатов  производят  одним  из  следующих
двух  приемов.  Ступенями  нагружают  канат  до  намеченного
усилия  и  выдерживают  под  этим  усилием  1—1,5  ч,  затем
в  обратном  порядке  снимают  нагрузку.  Характер  затухания
удлинения  каната  в  процессе  выдерживания  под  нагрузкой
отражает  рис.  1.10.  Второй  прием  заключается  в  повтор¬
ных  (5—7  раз)  загружениях  и  разгрузках  каната  усилием
вытяжки  без  выдержки.  Вытяжку  затяжек  выполняют  на
жестких  стендах,  а  при  большой  длине  канатов  и  вант  на
 Рис,  1.Ю.  График  затуха¬
ния  деформаций  канатов  во
время  выдержки  под  на¬
грузкой  в  процессе  предва¬
рительной  вытяжки
 Б7, 	Б6,  Bl,  Вб—маркировка
 образцов  канатов
 30

полигонах,  оборудованных  массивными  упорами-фунда-
ментами,  лебедками  и  полиспастами  или  тракторами-тя¬
гачами.  Стенды  делают  инвентарные  разборные  стальные
решетчатые  из  звеньев  так,  чтобы,  изменяя  количество
звеньев,  можно  было  вытягивать  затяжки  разной  длины.
На  рис.  1.11  показан  стенд  с  силовой  установкой  для  вы-
 а)
 Рис.  1.11.  Изготовление  затяжек  из  стальных  канатов  диамет¬
ром  55  мм  для  стальных  ферм  покрытия  главного  корпуса  Реф-
 тинекой  ГРЭС
 а  —  схема  поточной  линии;  6  —  деталь  силовой  установки  для  вытяжки  и  испы¬
тания  затяжек;  1—барабан  с  канатом;  2  —  стол  для  резки  и  обработки  кон¬
цов  каната;  <?  —установка  для  обезжиривания;  4  —  стол  с  вибратором  и  печью
для  заливки  сплавом  ЦАМ  анкерных  станков;  5  —  силовые  гидроцилиндры;
6  —  разборный  стальной  стенд  для  вытяжки  канатов;  7  —  барабан  для  сверты¬
вания  готовых  затяжек  в  бухты;  8—электрическая  лебедка  для  вытягивания
 канатов  из  стенда
 тяжки  затяжек.  Возможно  также  в  отдельных  случаях  вы¬
тягивать  затяжки  на  напрягаемых  конструкциях  (например,
на  собранном  блоке  из  двух  ферм  со  связями).
 Остаточные  удлинения  канатов  после  вытяжки  отли¬
чаются  значительным  разбросом  и,  по  наблюдениям  ав¬
тора,  колеблются  в  пределах  от  0,4  до  1,2%  [64].  Наличие
и  величину  остаточного  удлинения  после  вытяжки  прихо¬
дится  учитывать  при  назначении  длины  кусков  каната  для
изготовления  затяжек.Чтобы  не  ошибиться  в  длине  затяж¬
ки,  применяют  различные  приемы.  Например,  изготовляют
первые  две-три  затяжки  с  одним  анкером,  затем  вытягивают
 31

затяжку,  устанавливают  величину  остаточной  деформации,
на  этом  основании  уточняют  длину  для  резки  каната  и
все  последующие  затяжки  изготовляют  с  двумя  анкерами.
Затяжки,  изготовленные  из  вытянутых  канатов,  с  целью
проверки  прочности  анкеров  обязательно  следует  испыты¬
вать  усилием,  равным  усилию  вытяжки;  под  этой  нагрузкой
затяжки  выдерживают  не  менее  45  мин.  В  случае  изготов¬
ления  затяжки  сразу  с  двумя  анкерами  из  невытянутого
каната  вытяжка  затяжки  служит  одновременно  и  испыта¬
нием  анкерных  закреплений.
 Работа  вытянутых  канатов  во  время  первого  загруже-
ния  после  длительного  отдыха  близка  к  упругой,  но  модуль
деформаций  оказывается  на  5—8%  ниже,  чем  при  повтор¬
ных  загружениях  без  отдыха.  В  последующих  загружениях
«отдохнувшего»  каната  величина  модуля  деформаций,  полу¬
ченная  в  результате  вытяжки,  восстанавливается.
 Модуль  деформации  стальных  канатов  зависит  от  шага
свивки  —  при  увеличении  шага  свивки  модуль  деформации
повышается.  Семипрядные  канаты  обычно  изготавливаются
с  шагом  свивки  прядей,  равным  5—6  диаметров  каната.  Уве¬
личение  шага  свивки  таких  канатов  до  8—10  диаметров
повышает  модуль  деформации  на  15—18%.
 Значения  расчетного  модуля  упругости  канатов  при¬
ведены  в  табл.  1.4,  составленной  по  экспериментальным
данным  для  канатов  с  шагом  свивки  5—6  диаметров  каната.
 Во  время  хранения  вытянутых  канатов  (отдых)  наблю¬
дается  явление,  родственное  упругому  последействию  сталь¬
ных  сплошных  стержней  —  остаточные  деформации,  по¬
лученные  во  время  вытяжки,  уменьшаются  от  0,1  до  0,4%.
Большие  укорочения  свойственны  канатам,  хранимым  в
бухтах  (диаметр  опытных  бухт  был  равен  20—25  диамет¬
рам  каната).  При  хранении  канатов  в  распрямленном  виде
укорочение  было  примерно  вдвое  меньше,  чем  при  хране¬
нии  в  бухтах.  Это  явление  объясняется  некоторым  умень¬
шением  плотности  прилегания  проволок  в  канате  вслед¬
ствие  свертывания  в  бухты.  При  повторных  загружениях
вытянутых  канатов  после  отдыха  остаточные  удлинения
восстанавливаются.  Это  явление  вызывает  потерю  усилия
в  затяжке  при  рабочих  напряжениях  от  нормативной  на¬
грузки  на  200—300  кГ/мм2  площади  поперечного  сечения
каната,  что  составляет  примерно  2—3%  расчетного  усилия
в  затяжке.  Так  как  затяжки  изготовляют  преимущественно
на  заводах  металлоконструкций  и  транспортируют  в  бух¬
тах  или  на  барабанах,  то  указанная  потеря  усилия  в  за-
 32

Таблица  1.4
Расчетные  модули  упругости  стальных  канатов
после  вытяжки
 Тип  каната
 ГОСТ
 Расчетный  модуль
упругости  в  кГ/см*
 Разрывное
усилие  в  Т
 Спиральный  ТК1  Х370  17,
18  мм,  оцинкованный  .
 3064—55
 1,7-10е
 24
 Спиральный  ТК1X370
22,5  мм,  оцинкованный
 3064—55
 1,6-10е
 38
 Правой  крестовой  свивки
ТК7х190  33  мм,  оцин¬
кованный  ....  *  .  .
 3067—55
 (1,4—1,5)-  10е
 60
 Правой  крестовой  свивки
ТК7х  37  0  46,5,  оцинко¬
ванный
 3068—55
 (1,3—1,5)•10е
 105
 Правой  крестовой  свивки
ТК7Х370  55  мм,  оцин¬
кованный
 3068—55
 (1,3—1,5).  10е
 157,5
 Правой  односторонней
свивки  TJIK—РО  0
39  мм  из  светлой  про¬
волоки
 7669—55
 (1,25—1,3)  10е
 97,6
 тяжке,  по-видимому,  неизбежна.  Эта  потеря  усилия  ком¬
пенсируется  в  расчете  конструкции  введением  коэффициен¬
тов  перегрузки  и  недогрузки  затяжки  щ  и  п2.
 Кафедра  строительных  конструкций  Уральского  поли¬
технического  института  проводит  исследования  релакса¬
ции  напряжений  в  стальных  канатах.  Затяжки  из  спираль¬
ных  и  семипрядных  канатов  (тросы  длиной  от  9,4  до  16—18  м
со  стаканными  заливными  анкерами)  находились  под  на¬
грузкой  от  400  до  2200  ч  под  усилием,  равным  0,6  и  0,65  от
разрывного  усилия  канатов,  что  соответствует  расчетной
несущей  способности.  В  реальных  конструкциях  такие
усилия  могут  возникать  только  при  кратковременных  пе¬
регрузках,  а  не  в  течение  длительного  времени.
 Длительными  испытаниями  выявлено,  что  процесс  ре¬
лаксации  напряжений  в  канатах  носит  затухающий  харак¬
тер.  Наиболее  интенсивно  этот  процесс  протекает  в  первый
час  и  первые  сутки  выдержки  затяжки  под  нагрузкой.  По¬
тери  напряжения  в  первый  час  составляют  18—24%,  в
первые  сутки  —  40—55%  полной  измеренной  величины
(рис.  1.12).  Потери  усилия  в  затяжке  за  400—2200  ч  вы¬
держки  колеблются  от  2,65  до  5,35%  начального  усилия.
 Деформации  каната  в  стаканных  анкерах,  залитых  спла¬
вом  ЦАМ9-1,5,  носят  характер  затухающей  ползучести.
 2  Зак.  526
 33

Процесс  ползучести  интенсивно  протекает  в  течение  первых
120—240  ч  выдержки  под  нагрузкой.  Ползучесть  почти
затухает  при  выдержке  840  ч9  но  не  прекращается.  Величина
деформаций  каната  в  заделке  очень  незначительна  и  со¬
ставила  0,06—0,23  мм  при  840-часовой  выдержке  и  0,09—
0,28  мм  при  1700-часовом  испытании.
 Затухающий  характер  релаксации  напряжений  исклю¬
чает  опасения  больших  потерь  усилия  в  затяжках  в  про¬
цессе  эксплуатации  от  этой  причины.  Вполне  вероятно,
 Рис.  1.12.  Кривые  релаксации  [напряжений  в  семипрядном  сталь¬
ном  канате  ТК7х37  диаметром  46,5  мм.  Нумерация  кривых  соот¬
ветствует  нумерации  образцов
 что  в  действительности  потери  от  релаксации  напряжений
в  канатах-затяжках  меньше  указанных  величин,  так  как
эксплуатация  конструкций  происходит  при  усилиях  в  за¬
тяжках,  на  18—20%  меньших,  чем  в  данных  опытах.  Сле¬
дует  также  отметить,  что  релаксация  напряжений  в  спи¬
ральных  канатах  меньше,  чем  в  семипрядных.
 Потери  усилия  в  затяжке  от  релаксации  напряжений
учитываются  в  расчете  конструкций  коэффициентом  недо¬
грузки  (ослабления)  усилия  затяжки  п2  =  0,95.
 Потери  усилия  в  затяжке  вследствие  податливости  за¬
ливных  анкеров  незначительны,  особенно  в  длинных  за¬
тяжках,  поэтому  в  расчетах  конструкций  эти  потери  можно
не  учитывать.
 Процесс  разрушения  канатов  происходит  следующим
образом.  При  нагрузке,  составляющей  0,80—0,85  от  раз¬
рывного  усилия,  удлинение  каната  начинает  быстро  нара¬
стать  почти  без  увеличения  нагрузки.  Канат  как  бы  «те¬
чет»  (см.  рис.  1.9).  При  этом,  возможно,  внутри  прядей  рвут¬
ся  отдельные  проволоки,  но  канат  еще  в  состоянии  нести
нагрузку.  В  момент  разрушения  рвутся  одна,  другая  или
 34

несколько  наружных  проволок  и  разрывается  вся  прядь.
В  семипрядных  канатах  сначала  рвется  одна  прядь,  за
ней  рвутся  остальные.  Разрыв  прядей,  если  нет  существен¬
ных  дефектов  анкера,  происходит  вне  анкера,  преимущест¬
венно  на  расстоянии  15—25  см  от  заделки,  реже  в  средине
образца.  Разрыв  канатов  начинается  при  относительном
удлинении  4—7%.
 Характер  работы  и  разрушения  канатов  под  статиче¬
ской  нагрузкой  позволил  сделать  предположение,  что  пред¬
варительно  напряженные  металлические  конструкции,
спроектированные  и  изготовленные  в  соответствии  с  ука¬
заниями  и  требованиями  «Инструкции  по  проектированию
стальных  предварительно  напряженных  конструкций»
[13],  не  могут  утратить  несущую  способность  от  разрыва
затяжки  из  стальных  канатов.  Перегрузка  конструкции  вы¬
зовет  возрастание  усилия  в  затяжке  сверх  усилия  предва¬
рительной  вытяжки  каната,  при  этом  модуль  деформации
каната  будет  понижаться,  разовьются  большие  деформации
затяжки,  наступит  перераспределение  усилий  между  жест¬
кой  конструкцией  и  затяжкой,  усилия  в  жесткой  конструк¬
ции  увеличатся  и  исчерпание  несущей  способности  произой¬
дет  от  потери  устойчивости  сжатых  или  развития  текучести
металла  растянутых  стержней.  Испытания  опытных  ферм
-полностью  подтвердили  данное  предположение  (см.  гл.  IV).
 Затяжки  из  сплошных  стержней  наиболее  удобны  в
конструктивном  отношении,  просты  в  изготовлении,  мало
подвергаются  коррозии  и  вполне  транспортабельны,  но
стержни  имеют  ограниченную  длину  (до  15  м)  и  требуют
стыковки  их  по  длине  затяжки.
 Если  затяжку  изготовляют  из  горячекатаной  круглой
или  периодического  профиля  стали,  стержни  стыкуют,
соединяя  их  впритык  контактной  сваркой  (как  арматуру
железобетонных  конструкций),  и  затем  производят  упроч¬
нение  холодной  вытяжкой  с  контролем  удлинения  и  на¬
пряжения.  Недостаток  таких  затяжек  в  сравнительно
невысокой  прочности  (расчетное  сопротивление  4000—
6000  кГ/см?).  Стержневые  затяжки  анкеруются  преиму¬
щественно  гайками.  Так  как  расчет  затяжки  ведется  по
поперечному  сечению,  ослабленному  нарезкой,  то  приме¬
нение  винтового  закрепления  сильно  снижает  экономич¬
ность  конструкции  (ослабление  сечения  стержня  нарезкой
составляет  22—25%).  При  хорошей  свариваемости  стали
возможно  избежать  ослабления  затяжки  нарезкой,  прива¬
ривая  стыковой  сваркой  короткие  стержни  большего  диа-
 2*  Зак.  526
 35

метра  к  концам  затяжки.  Короткие  концевые  стержни  снаб¬
жаются  нарезкой  для  анкерующей  гайки.
 В  ГДР  и  ФРГ  на  рынок  поступают  гладкие  высокопроч¬
ные  стержни  с  навальцованной  по  концам  винтовой  поверх¬
ностью,  которая  примерно  в  два  раза  меньше  ослабляет
поперечное  сечение  стержня.  Это  мероприятие  существенно
повышает  эффективность  применения  стержневых  затя¬
жек.
 Представляется  перспективным  изготовление  затяжек
из  высокопрочных  термически  упрочненных  стержней.
 В  СССР  еще  не  накоплен  опыт  применения  затяжек  из  тер¬
мически  упрочненных  стержней,  в  частности  нет  ясности
в  величине  разупрочнения  отечественных  высокопрочных
сталей  и  в  возможности  активизации  хрупкости  при  сра¬
щивании  стержней  стыковой  сваркой.  Поэтому  анкеровку
термически  упрочненных  стержней  пока  следует  назначать
гайкой,  а  сращивание  по  длине  —  осуществлять  резьбо¬
выми  муфтами.
 Отличается  простотой  анкеровка  стержней  клиновыми  и
цанговыми  зажимами  (рис.  1.13).  В  таких  случаях  концы
стержней  также  можно  снабжать  нарезко#  для  захвата
тянущим  домкратом  или  динамометрическим  гаечным  клю¬
чом.  Ослабление  нарезкой  при  этом  не  учитывается  в  рас¬
чете,  так  как  нарезка  размещается  за  пределами  рабочей
части  анкера,  и  нарезные  концы  стержней  могут  быть  об¬
резаны  после  натяжения  затяжки.
 Затяжки  предохраняют  от  коррозии  защитными  покры¬
тиями.  Применяются  защитные  покрытия  разных  видов:
 а)  1+1 	0 	[t
 Рис.  1.13.  Анкеры  стерж¬
невых  затяжек
 а  —клиновой;  б  —  цанговый
 ЗАЩИТА  ЗАТЯЖЕК  ОТ  КОРРОЗИИ
 36

покраски,  оклейка  пленками,  покрытие  слоем  коррозиестой-
кого  металла,  покрытия  из  полимерных  материалов.
 Затяжки  из  стержней  окрашивают  масляными  красками,
покрывают  алюминиевыми  лаками  или  оцинковывают.
 Затяжки  из  стальных  канатов  поставляются  с  завода-из-
готовителя  в  смазанном  виде.  Наиболее  стойки  против  кор¬
розии  закрытые  канаты.  Верхний  зетобразный  слой  про¬
волок  образует  гладкую  поверхность.  Такие  канаты  обычно
защищают  от  коррозии  окраской  масляными  красками.
Известны  случаи  из  зарубежной  практики,  когда  для  по¬
вышения  коррозионной  стойкости  верхний  слой  закрытых
канатов  изготовляли  из  зетобразных  оцинкованных  про¬
волок.  Например,  такие  канаты  были  применены  в  жестких
канатных  фермах  Яверта  в  покрытии  Зимнего  стадиона  в
Стокгольме  [87].
 Рекомендуется  спиральные  канаты  и  канаты  тросовой
конструкции  для  предварительно  напряженных  конструк¬
ций  заказывать  из  оцинкованной  проволоки.  Канаты  из
оцинкованной  проволоки  также  окрашивают  масляными
красками  или  покрывают  защитной  пленкой  из  полимер¬
ных  материалов.  В  США,  например,  для  обертки  канатов
используется  неопрен  [78].
 В  ФРГ  и  ГДР  промышленность  выпускает  несколько
типов  канатов  из  светлой  проволоки  с  заводским  покры¬
тием  из  пластика  по  типу  изолированных  электропроводов.
 Наименее  эффективно  защищаются  от  коррозии  откры¬
тые  пучковые  затяжки.  Поверхностная  окраска  сплошных
пучков  не  гарантирует  от  проникновения  влаги  и  воздуха
в  пространство  между  проволоками  внутри  пучка.
 Анкерные  закрепления  всех  типов  следует  2—3  раза
окрашивать  масляной  краской  или  оцинковывать.
 Затяжки  комбинированных  сталежелезобетонных  кон¬
струкций  располагают  в  толще  бетона.  Бетон  служит  за¬
щитой  затяжек  от  коррозии,  но  во  избежание  трещин  бе¬
тонную  часть  конструкции  предварительно  обжимают  сталь¬
ной  арматурой.  По  такому  методу  сооружены  крупные
сталежелезобетонные  автодорожные  мосты  в  Новокузнец¬
ке  через  р.  Томь  и  через  р.  Дон  вблизи  Ростова-на-Дону.
Пучки  из  проволок  были  расположены  в  толще  железобе¬
тонной  плиты  проезжей  части  в  надопорных  участках  глав¬
ных  стальных  балок  пролетного  строения.

Глава  II
 КОМПОНОВКА  И  КОНСТРУКТИВНЫЕ
ОСОБЕННОСТИ  РЕШЕТЧАТЫХ  МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
 КОНСТРУКЦИИ  с  высокопрочными  затяжками
 Сквозные  фермы
 Сквозные  фермы,  напрягаемые  затяжками,  относятся
к  наиболее  разработанному  виду  решетчатых  металличе¬
ских  предварительно  напряженных  конструкций.
 Эффект  предварительного  напряжения  зависит  от  ряда
факторов  (см.  гл.  V).  Существенное  влияние  на  эффект
предварительного  напряжения  оказывают  прежде  всего
конструктивная  схема,  особенности  расположения  затяжек
и  последовательность  напряжения  и  загружения.  Решет¬
чатые  предварительно  напряженные  конструкции  рассмат¬
риваемого  типа  состоят  из  двух  частей:  жесткой  (фермы,
арки,  рамы),  выполняемой  из  стали  Ст.  3  или  низколеги¬
рованных  сталей,  применяемых  в  обычных  конструкциях,
или  из  алюминиевых  сплавов,  и  гибких  затяжек  в  виде
стержней,  пучков  проволоки  или  канатов  из  высокопроч¬
ной  стали.
 В  зависимости  от  расположения  затяжек  по  отношению
к  жесткой  части  конструкции  сквозные  фермы  можно  под¬
разделить  на  четыре  типа:  фермы  с  отдельными  предвари¬
тельно  напряженными  стержнями,  фермы  с  предварительно
напряженными  растянутыми  поясами,  фермы  с  внутрен¬
ними  шпренгельными  затяжками  и  фермы  с  затяжками,
расположенными  вне  жесткой  конструкции,  так  называе¬
мые  фермы  с  вынесенными  затяжками.
 38

Фермы  с  отдельными  предварительно  сжатыми  стерж¬
нями.  Площадь  растянутых  стержней  с  большими  усилия¬
ми  (150—200  Т  и  более)  возможно  существенно  уменьшить,
обжимая  такие  стержни  высокопрочными  стальными  за¬
тяжками.  Большие  усилия  возникают  преимущественно  в
большепролетных  фермах,  т.  е.  фермах  с  пролетами  свыше
40  м.  Такие  фермы,  как  правило,  не  вписываются  в  габарит
подвижного  состава  и  для  транспортирования  с  завода-
изготовителя  на  монтажную  площадку  расчленяются  на
отправочные  единицы  в  виде  отдельных  стержней  или  бло¬
ков  из  нескольких  стержней.  В  разрезных  фермах  больших
пролетов  (рис.  11.1)  возможно  подвергать  предваритель¬
ному  сжатию  стержни  нижнего  пояса  и  растянутые  раскосы,
 Рис,  ПЛ.  Схема  фермы  с  отдельными  предваритель¬
но  напряженными  стержнями  (пунктиром  обозначены
затяжки)
 ближайшие  к  опорам.  Поперечные  сечения  напрягаемых
стержней  изображены  на  рис.  II.2.  Затяжки  следует  рас¬
полагать  в  поперечном  сечении  стержня  так,  чтобы  усилие
обжатия  передавалось  от  затяжки  на  жесткую  часть  сим¬
метричноотносительно  главных  осей  стержня.  Устойчивость
стержней  во  время  напряжения  обеспечивается  отпорным
действием  затяжек  через  диафрагмы  или  фиксаторы,  ко¬
торые  изготавливаются  из  листа,  обрезков  уголков  или
труб.  Диафрагмы  и  фиксаторы  размещаются  подлине  стерж¬
ня  через  40—50  радиусов  инерции  одной  ветви  в  плоскости
наибольшей  ее  гибкости.
 Затяжки  закрепляются  анкерными  устройствами  на
концах  напрягаемых  стержней  в  пределах  узлов.  Узел  с
анкерным  закреплением  затяжек  тяжелой  фермы  пролетом
60  м  показан  на  рис.  II.3.
 Предварительное  напряжение  позволяет  уменьшить  пло¬
щадь  поперечного  сечения  стержня  на  30—45%.  Большее
снижение  площади  поперечного  сечения  получается  при
повышении  отношения  расчетных  сопротивлений  затяжки
и  жесткой  части  стержня.  Рекомендуется  выбирать  мате¬
риал  затяжки  так,  чтобы  расчетное  сопротивление  затяжки
 39

в  5—8  раз  превышало  расчетное  сопротивление  стали  жест¬
кой  конструкции.
 Необходимо  отметить,  что  напряжение  стержней  из  алю¬
миниевых  сплавов  высокопрочными  стальными  затяжками
хотя  и  эффективно,  но  трудно  осуществимо,  так  как  вслед¬
ствие  большой  разницы  в  модулях  упругости  алюминиевых
сплавов  и  высокопрочных  затяжек  почти  все  усилие  вое-
 Рис.  II.2.  Поперечные  сечения  отдельных  предварительно  напря¬
женных  стержней  и  поясов
 /—жесткая  часть;  2—  затяжка;  3  —  фиксатор  из  обрезка  трубы;  4—диаф¬
рагма;  5  —  фиксатор  из  обрезков  уголков
 принимается  стальной  затяжкой  и  алюминиевая  часть
стержня  становится  небольшой  по  площади  и  неконструк¬
тивной  [43,  55].
 Снижение  веса  стальных  ферм  в  целом  зависит  от  коли¬
чества  напрягаемых  стержней  в  конструкции,  оказывается
существенно  меньшим,  чем  облегчение  отдельного  предва¬
рительно  сжатого  стержня,  и  составляет  9—12%.
 Существенным  недостатком  ферм  с  отдельными  предва¬
рительно  напряженными  стержнями  является  необходи¬
мость  устройства  большого  количества  дорогих  и  трудоем¬
ких  анкерных  закреплений.  Впрочем,  трудоемкость  из¬
готовления  может  быть  снижена  при  налаженном  серийном
изготовлении  конструкций  и  применении  затяжек  из  круг¬
 40

лых  высокопрочных  стержней.  Вместе  с  тем  такие  фермы
обладают  большим  преимуществом  —  все  операции  по  из¬
готовлению  и  напряжению  могут  выполняться  в  заводских
условиях.
 Фермы  с  напряженными  растянутыми  поясами.  На
рис.  II.4  изображены  схемы  ферм  с  затяжками,  располо¬
женными  по  растянутым  поясам.  Количество  анкерных
 Рис.  II.3.  Узел  большепролетной  фермы  с  отдельными  пред¬
варительно  напряженными  стержнями
/—жесткая  часть  нижнего  пояса: 	2  —  затяжка;  3—  стаканный  анкер;
 4—  упор;  5—  закладная  шайба
 закреплений  в  таких  фермах  резко  уменьшается  по  срав¬
нению  с  фермами  с  отдельными  напряженными  стержнями.
 Усилия  в  поясах  ферм  трапециевидного  очертания  и
ферм  с  параллельными  поясами  заметно  увеличиваются
от  опоры  к  средине  пролета.  Поэтому  при  большой  разнице
в  усилиях  целесообразно  применять  ступенчатое  располо¬
жение  затяжек  (см.  рис.  II.4,  а,  в),
 В  сегментных,  рыбообразных  и  полигональных  фермах
(см.  рис.  II.4,  г,д),  очертание  которых  близко  к  балочной
эпюре  изгибающих  моментов  от  равномерной  нагрузки,  уси¬
лия  в  поясах  почти  постоянны,  а  усилия  в  решетке  незначи¬
тельны,  затрата  усилия  на  пояса  достигает  70—75%  расхо¬
да  стали  на  фермы.  Поэтому  в  таких  фермах  выгодно  напря-
 /
 Монтажная  сворха
 1
 Г-1
 1
 J  V
 41

гать  растянутый  пояс  по  всей  длине  затяжками  постоянно¬
го  сечения.  Снижение  веса  большепролетных  ферм  трапе¬
циевидного  очертания  за  счет  напряжения  нижнего  пояса
составляет  8—12%,  а  в  сегментных  и  полигональных
фермах  при  равных  условиях  достигает  12—16%.
 I  ^
 Рис.  II.4.  Схемы  ферм  с  напряжением  рас¬
тянутого  пояса
 а  —  с  параллельными  поясами;  б,  в,  г  —полиго¬
нальные;  д  —  рыбообразная;  е  —  консольная
 Фермы  с  напряженными  поясами  применены  в  несколь¬
ких  крупных  сооружениях.
 Пример  1.  В  покрытии  двухпролетного  ангара  эксплуатационно
ремонтных  мастерских  в  Алма-Ате  применены  стальные  предва¬
рительно  напряженные  полигональные  фермы  пролетом  84  м
(рис.  II.5).  Поверх  ферм  уложены  утепленные  плиты  из  двух  слоев
гофрированных  листов  из  алюминиевого  сплава  с  шлаковатным
утеплителем,  усиленные  снизу  стальным  шпренгелем  [14,  24,  30].
Размеры  щитов  3X12  м.  Вес  кровли  18  /сГ/ж2.  Фермы,  кроме  того,
несут  нагрузку  от  снега  и  верхнеподвесных  5-тонных  кранов.
 Легкие  ограждающие  конструкции,  сравнительно  небольшая
снеговая  нагрузка  (  нормативная  нагрузка  70  кГ!м2)у  рациональное
для  больших  пролетов  полигональное  очертание  верхнего  пояса,
 42

облегченная  решетка  из  тонкостенных  гнутых  швеллеров  и  предва¬
рительное  напряжение  нижнего  пояса  позволили  создать  очень
легкую  конструкцию  фермы  —  вес  фермы  без  предварительного
напряжения  30,5  7\  с  предварительным  напряжением  нижнего  по¬
яса  26  Т.  Таким  образом,  в  результате  предварительного  напря¬
жения  вес  снижен  почти  на  15%.
 Нижний  пояс  фермы  состоит  из  двух  швеллеров  №  22
(рис.  II.5),  между  которыми  размещены  четыре  пучка  из  высоко¬
прочной  стальной  проволоки  диаметром  5  мм  с  временным  сопро¬
тивлением  растяжению  170  кПммПучки  сплошного  сечения  из
24  проволок  каждый.  Анкеровка  пучков  выполнена  запрессовкой
 Рис.  II.5.  Стальная  полигональная  ферма  для  покрытия
ангара  пролетом  84  м  с  предварительно  напряженным  ниж¬
ним  поясом
 пробки  в  колодку.  Устойчивость  пояса  во  время  напряжения  обес¬
печена  отпорным  действием  пучков  через  диафрагмы,  расставленные
с  шагом  3  ж  по  длине  пояса.
 Фермы  напрягали  в  горизонтальном  положении  на  шпальных
клетках.  Пучки  натягивали  попарно  одновременно  двумя  тянущими
гидродомкратами.  Контролируемое  усилие  напряжения  первой
пары  пучков  по  36  Т,  второй  пары  по  30,8  Т.
 Проект  металлоконструкций  здания  ангара  выполнен  в  ГПИ
Проектстальконструкция  (Г.  Д.  Попов  и  С.  С.  Матвеев)  в  1961  г.
Здание  построено  в  1963—1965  гг.  Здесь  впервые  применены  стро¬
пильные  предварительно  напряженные  фермы  рекордного  пролета.
 Ферма  была  рассчитана  по  шарнирной  схеме.  Исследование
напряженного  состояния  и  деформаций  фермы  в  процессе  натяже¬
ния  затяжки  [52]  выявило,  что  такию  фермы  в  стадии  напряжения
правильнее  рассчитывать  с  учетом  неразрезности  обоих  поясов
и  жесткого  сопряжения  в  опорных  узлах,  а  решетку  можно  при¬
нимать  шарнирно  соединенной  с  поясами.
 Пример  2.  В  Нью-Йорке  (США)  для  размещения  стоянки  авто¬
бусов  в  трех  новых  уровнях  было  надстроено  здание  автобусной
станции  (рис.  II.6).  Стальной  каркас  существующего  здания  не
обладал  достаточным  запасом  прочности  для  опирания  на  него  новой
надстройки.  Поэтому  всю  нагрузку  от  новой  надстройки  передали  на
новые  фундаменты  через  новые  же  стальные  фермы  и  колонны,  рас¬
 Проволочньш
пуяон  2405
 кША
 43

положенные  с  шагом  15,24  м  вдоль  здания.  Установлены  15  ферм
и  30  колонн.  Ветровая  нагрузка  от  надстройки  воспринимается
существующим  зданием  через  горизонтальные  распорки  между
 й)
 ис.  II.6.  Надстройка  здания  автобусной  станции  в  Нью-
 Йорке
 а  —разрез  здания;  б  —схема  фермы;  в—размещение  затяжек  в  плане;
 1,  2  —  новые  стальные  фермы  и  колонны;  3  —  новое  подвесное  пере¬
крытие;  4  —  существующее  здание;  5  —  высокопрочные  стальные  тросы
диаметром  27  мм\  6  —  гидродомкраты;  7  —фиксатор;  5—диафрагма
 новыми  колоннами  и  существующими  перекрытиями.  Пролет  фермы
выбран  из  условия,  чтобы  разместить  новые  колонны  возможно
ближе  к  существующему  зданию.  Высота  колонн  21,34  м.
 Предусмотрена  свобода  продольных  перемещений  ферм  с  по¬
мощью  двух  качающихся  шарнирных  стоек,  установленных  поверх
 44

основных  колонн.  Качающиеся  стойки  сопряжены  с  опорными  уз¬
лами  ферм  и  верхушками  колонн  цилиндрическими  шарнирами-
пальцами.  Подкос  от  одной  качающейся  стойки  к  нижнему  поясу
фермы  создает  неподвижную  опору  фермы.
 Промежуточное  перекрытие  для  стоянки  автобусов  размещено
в  пределах  высоты  новых  ферм  и  подвешено  к  узлам  верхнего  пояса.
Фермы  изготовлены  из  легированной  стали  А242  на  заклепках.
Нижний  пояс  фермы  коробчатого  поперечного  сечения.  Он  подверг¬
нут  предварительному  обжатию  восемью  стальными  высокопроч¬
ными  тросами  (мостовыми  прядями)  диаметром  27  мм,  перепущен¬
ными  внахлестку  в  средине  пролета.  Пряди  изготовлены  из  оцин¬
кованной  проволоки  и  для  большего  предохранения  от  коррозии
заключены  в  неопреновую  оболочку  толщиной  около  3  мм.  Все
тросы  каждой  фермы  натягивали  одновременно  гидравлическими
тянущими  домкратами.
 Фермы  рассчитаны  по  уточненной  расчетной  схеме  с  учетом
изгибающих  моментов  от  местной  нагрузки  от  перекрытия  на  ниж¬
нем  поясе  и  изгибающих  моментов,  возникающих  вследствие  жест¬
кости  узлов  при  прогибе  фермы.
 Предварительное  напряжение  кроме  сокращения  расхода  ста¬
ли  позволило  снизить  высоту  сечения  нижнего  пояса  и  вследствие
этого  уменьшить  толщину  подъездной  бетонной  рампы,  что  дало
общую  экономию  в  стоимости  строительства  на  200  тыс.  долларов
[78].
 Пример  3.  В  США  для  Чикагского  международного  аэропорта
спроектирован  ангар  для  реактивных  самолетов.  Размер  здания
в  плане  127,7X60,3  ж.  Здание  состоит  из  собственно  ангара  5  и
трехэтажной  части  с  кафетерием,  конторами,  ремонтными  мастер¬
скими  3  и  другими  помещениями  4.  Несущие  конструкции  покрытия
ангара  —  девять  стальных  сквозных  консольных  ферм  1  (рис.  II.7).
Фермы  опираются  на  два  ряда  колонн,  расположенных  вдоль  про¬
дольных  стен  трехэтажной  части  здания  с  шагом  12,2  ж.  Заанкерен-
ный  участок  ферм  2  размещен  над  покрытием  трехэтажной  части  зда¬
ния.  Он  состоит  из  пяти  панелей  по  3,86  м.  Консольный  участок
ферм,  насчитывающий  И  панелей  по  3,81  ж,  имеет  стержни  из  широ¬
кополочных  прокатных  двутавровых  балок.  Верхний  пояс  из  балки
высотой  35,6  см  напрягается  стержнями  диаметром  28,4  мм  из  стали
с  пределом  текучести  9140  /сГ/сж2,  временное  сопротивление  растя¬
жению  10  195  кПсм2.  Количество  напрягающих  стержней  меняется
от  2  до  6  в  зависимости  от  величины  расчетных  усилий  в  стержнях
верхнего  пояса  фермы.  Предварительное  напряжение  стержней  осу¬
ществлялось  наверху  с  начальным  усилием  27  Т  в  каждом  стержне.
В  результате  предварительного  напряжения  вес  ферм  снижен
на  12%.
 Пример  4.  В  Карлсруэ  (ФРГ)  построен  спортивный  зал  [82  —
85]  пролетом  40  ж,  перекрытый  стальными  предварительно  напря¬
женными  фермами  треугольного  поперечного  сечения  (рис.  II.8).
Фермы  размещены  с  шагом  7  ж.  Ширина  фермы  между  верхними  по¬
ясами  в  коньке  3ж,  у  опоры—1,2  ж.  Высота  фермы  в  коньке  2,5  ж,
у  опор  1,5  ж.  Нижние  пояса  ферм  изготовлены  из  швеллеров,  верх¬
ние  пояса  —  из  одного  уголка  каждый.  Стержни  решетки  ферм  вы¬
полнены  из  труб,  которые  привариваются  к  поясам  без  фасонок.
Нижний  пояс  обжат  затяжкой  из  четырех  круглых  стержней  диа¬
метром  26  мм.  В  зоне  наибольших  усилий  (в  средине  пролета)  за¬
тяжки  перепущены  друг  за  друга.  Затяжки  сращиваются  по  длине
 45

46

резьбовыми  муфтами.  Нарезка  на  концах  стержней  навальцована.
Фермы  сварные  из  стали  Ст.  37.
 По  верхним  поясам  ферм  уложены  сборные  железобетонные
двухконсольные  плиты,  влюченные  в  совместную  работу  с  фермой.
Железобетонные  плиты  воспринимают  около  95%  усилий  в  верх¬
них  поясах  ферм.  Между  железобетонными  плитами  располагаются
легкие  сборные  плиты  из  ячеистого  бетона.
 I-I 	я-п
 Рис.  II.8.  Спортивный  зал  в  Карлсруэ
 1—трехпоясная  ферма;  2—  затяжки;  3  —  трубчатые  раскосы;  4  —  ниж¬
ний  пояс  из  швеллера;  б—железобетонная  плита;  6  —  легкобетонная
плита;  7  —  верхний  пояс  из  одного  уголка
 Вес  металлоконструкций  составил  23  кГ/м2  пола  здания,  вклю¬
чая  все  крепежные  детали,  элементы  жесткости,  закладные  части
и  фонарь.  Автор  проекта  проф.  Б.  Фриц.
 Следует  подчеркнуть,  что  Б,  Фриц  как  в  данном  проекте,  так
и  в  ряде  проектов  других  построенных  и  спроектированных  зданий
одновременно  использовал  несколько  прогрессивных  идей,  сущест¬
венно  улучшивших  технико-экономические  показатели  проекта.
К  числу  таких  идей  относятся:  включение  в  совместную  работу  с
фермами  плит  железобетонного  настила  покрытия,  трехгранная
пространственная  конструкция  ферм,  при  которой  сводятся  к  ми¬
нимуму  связи  в  покрытии,  заниженная  до  1/16—1/20  пролета  высота
ферм  в  коньке,  вызывающая  возрастание  усилий  в  поясах,  эффектив¬
но  воспринимаемое  высокопрочными  затяжками  в  нижнем  поясе
и  железобетонной  плитой  в  верхнем.  По  данным  Б.  Фрица,  в  раз¬
 47

работанных  им  трехпоясных  фермах  с  нижним  поясом  из  труб
(рис.  II.9,  а  и  б)  снижение  веса  конструкции  в  результате  предва¬
рительного  напряжения  достигает  18—20%  [82],
 Фермы  с  внутренним  шпренгелем.  В  фермах  с  отдельными
предварительно  напряженными  стержнями  или  напряжен¬
ными  поясами  напряжение  затяжек  вызывает  усилия  только
 а)
 \i
 ш-ш
 ш-ш
 Рис.  II.9.  Схемы  трехпоясных  ферм
 а,  б  —  с  напряженным  нижним  поясом;  в~с  внутренними  шпренгелями
 в  стержнях  с  затяжками  (в  предположении,  что  в  узлах
имеются  шарниры).  Внутренние  шпренгельные  затяжки  ло¬
маного  очертания  несколько  повышают  эффект  предвари¬
тельного  напряжения,  при  этом  натяжение  одной  затяжки
вовлекает  в  работу  большее  количество  стержней  и  распро¬
страняется  на  нижний  пояс,  раскосы  решетки  на  протя¬
жении  наклонных  ветвей  затяжки  и  на  крайние  панели
верхнего  пояса  (рис.  II.9,  в,  рис.  11.10).  Натяжение  шпрен-
 48

гельной  затяжки  разгружает  нижний  пояс  и  раскосы,  но
догружает  крайние  панели  верхнего  пояса,  что  не  оказы¬
вает  заметного  влияния  на  вес  конструкции,  если  сечение
верхнего  пояса  постоянное  и  сжимающие  усилия  от  предва¬
рительного  напряжения  возникают  только  в  одной-двух
крайних  панелях.
 Затяжки  размещают  в  срединной  вертикальной  плоскости
трехгранных  пространственных  или  плоских  двухстенчатых
ферм.  В  одностенчатых  фермах  затяжки  располагают  с
обеих  сторон  ферм.  Экономия  металла  благодаря  предва-
 Рис.  II.  10.  Фермы  с  внутренней  шпренгельной  затяжкой
 а—основная  система;  б  —  схема  воздействия  затяжки  на  ферму
 рительному  напряжению  в  таких  фермах  зависит  от  очер¬
тания  затяжки.  Оптимальное  очертание  затяжки  получает¬
ся,  когда  горизонтальный  участок  шпренгеля  не  меньше
половины  пролета.  В  этом  случае  снижение  веса  фермы  при
тяжелых  ограждающих  конструкциях  может  достигать  до
20%  и  15—16%  при  легких.
 Пример.  Фермы  с  внутренним  шпренгелем  разработаны  Б.  Фри¬
цем  в  конкурсном  проекте  ангара  с  применением  надворотной  трех¬
поясной  фермы  пролетом  109,2  м  (рис.  11.11)  [82—85].  Высота  над¬
воротной  фермы  8  м  (около  l/u  пролета),  ширина  верхнего  пояса
4  м.  Верхний  пояс  состоит  из  двух  стальных  труб  и  железобетонной
плиты  между  ними.  Нижний  пояс  образован  двумя  сближенными
трубами,  между  которыми  размещены  шпренгельные  затяжки  из
стальных  тросов.  В  каждом  втором  узле  нижнего  пояса  опираются
поперечные  также  трехгранные  фермы  с  поясами  и  решеткой  из
стальных  труб.  Пролет  поперечных  ферм  58,7  м.  Другим  концом
поперечные  фермы  опираются  на  стальные  колонны.  Нижние  пояса
поперечных  ферм  напрягаются  прямолинейными  стержневыми  за¬
тяжками,  размещенными  внутри  трубы.  Высота  поперечных  ферм
очень  мала  —  около  1/17  пролета.  Между  поперечными  фермами
расположены  легкие  арочные  системы  с  затяжками,  подвески  ко¬
 49

торых  служат  опорами  для  прогонов.  Нижняя  часть  арок  остек¬
лена,  верх  арок  облицован  асбестоцементными  листами.  Междуфо-
нарные  участки  перекрыты  сборными  железобетонными  плитами.
 Расход  стали  на  конструкцию  покрытия,  включая  подкрановые
пути  и  направляющие  для  ворот,  получился  70  кГ1м2  —  на  40%
ниже  максимального  расхода  стали,  обусловленного  конкурсным
заданием.
 Л1
 Рис.  11.11.  Проект  ангара  с  предварительно  напряженными
трехпоясными  фермами
 1  —  надворотная  ферма;  2  —  поперечные  фермы;  3  —  железобетонная
плита;  4—фонарь;  5  —  колонна;  6  —  затяжки  из  стальных  тросов;
 7—  подвесной  потолок
 Внутренние  шпренгельные  затяжки  оправдывают  себя
в  разрезных  фермах  при  пролетах  свыше  30  м.  Непрерыв¬
ные  шпренгельные  затяжки  применимы  в  многопролетных
фермах,  например  в  покрытиях  многопролетных  зданий
или  пролетных  строениях  конвейерных  эстакад  и  мостов
(рис.  11.12,  в).
 50

Известны  несколько  проектов  пролетных  строений  кон¬
вейерных  эстакад  с  непрерывными  внутренними  шпрен-
гельными  затяжками.  Определенный  интерес  представляет
 Рис.  11.12.  Схемы  неразрезных  предварительно  напряженных  ферм
 а  —  с  напряженными  поясами;  б  —  с  внутренней  затяжкой;  в  —  с  непрерывной
шпренгельной  затяжкой
 проект  конвейерной  эстакады  подачи  сульфита  магния  на
химическом  заводе  Магнитогорского  металлургического
комбината.  Эстакада  разделена  на  температурные  отсеки
 Рис.  11.13.  Схема  пролетного  строения  конвейерной  эстакады
с  непрерывной  шпренгельной  затяжкой
 длиной  по  192  м  (рис.  II.  13).  Каждый  отсек  состоит  из  пяти
пролетов  33+3x42+33  м,  перекрываемых  сварными  фер¬
мами  из  стали  Ст.  3  с  параллельными  поясами.  Поперечные
сечения  стержней  ферм  двухстенчатые  преимущественно  из
уголковых  профилей.  Все  пять  ферм  одновременно  напря¬
гаются  непрерывной  шпренгельной  затяжкой.  Затяжка  из
стального  каната  диаметром  50,5  мм  (канат  типа  ТК7Х37
 51

по  ГОСТ  3068—55)  расположена  в  срединной  плоскости
ферм,  образуя  в  каждом  пролете  внутренние  шпренгели.
Затяжку  напрягают  оттягиванием  ее  вверх  на  промежуточ¬
ных  опорах  толкающими  монтажными  домкратами  (натяж¬
ное  устройство  описано  в  гл.  VI).  Затяжку  натягивают  при
узловой  постоянной  нагрузке  5  Т  после  монтажа  всех  ме¬
таллоконструкций  и  укладки  железобетонных  плит  нижнего
перекрытия.  Расчетная  узловая  нагрузка  17  Т.  Расчетное
усилие  натяжения  каната  50  Т.
 Автором  совместно  с  Б.  М.  Сушенцевым  проведены  ис¬
пытания  опытных  ферм  с  непрерывными  шпренгельными
затяжками  по  обширной  программе  [63],  включавшей
испытания  при  неподвижных  упорах  и  качающихся  сек¬
торных  башмаках  в  местах  перегиба  канатов.  Эти  испытания
показали,  что  если  напрягать  затяжку  усилием  на  5—10%
больше  расчетного,  а  затем  опускать  напряжение  до  проект¬
ной  величины,  то  силы  трения  в  местах  перегиба  каната
погашаются  и  усилие  натяжения  выравнивается  на  всем
протяжении  затяжки.  Поэтому  можно  отказаться  от  кача¬
ющихся  башмаков,  заменяя  их  более  простыми  неподвиж¬
ными  упорами.  Упоры  следует  обрабатывать  под  канат
кольцевой  дорожкой,  очерченной  по  дуге  круга  с  радиу¬
сом,  равным  8—10  диаметров  каната.
 На  основании  результатов  испытаний  проект  был  от¬
корректирован  в  сторону  упрощения  конструкции  ферм:
упразднили  качающиеся  башмаки,  горизонтальные  участ¬
ки  затяжки  опустили  до  оси  нижнего  пояса,  прогоны  и  пе¬
рекрытие  опустили  ниже  нижнего  пояса,  чтобы  весь  пояс
и  затяжка  находились  в  теплом  помещении  и  были  доступ¬
ны  для  осмотра.  Характерные  узлы  фермы  по  откоррек¬
тированному  проекту  приведены  на  рис.  11.14  и  рис.  11.15.
 В  результате  предварительного  напряжения  по  данным
авторов  проекта  [46,  76]  расход  стали  на  фермы  снижен  на
25%,  стоимость  снижена  на  20%.
 Первоначальный  проект  разработан  Д.  А.  Яновским  в
Магнитогорском  Гипромезе  в  1964  г.  Корректировка  про¬
екта  выполнена  Б.  М.  Сушенцевым  и  Ю.  И.  Бутаковым  в
1965  г.  на  кафедре  строительных  конструкций  Ураль¬
ского  политехнического  института.
 Многопролетные  фермы  с  непрерывной  шпренгельной
затяжкой  экономически  выгодно  применять  в  конструкциях
с  пролетами  более  30  м.
 Фермы  и  арки  с  вынесенными  затяжками.  Ббльшая  эко¬
номия  стали  и  снижение  стоимости  могут  быть  получены
 52

в  сквозных  конструкциях  с  затяжками,  расположенными  вне
жесткой  части.  К  таким  конструкциям  относятся  шпрен-
гельные  и  арочные  фермы  (рис*  IIЛ  6).
 М
 Рис.  11.14.  Натяжной  узел  А  эстакады  (к  рис.  11.13)
 1  —  гидравлический  толкающий  домкрат;  2—тяга;  3—  траверса;  4~—  ось
верхнего  пояса  ферм;  5—  положение  ползуна  после  натяжения  затяжки;
 6  —  то  же,  до  натяжения  затяжки
 Натяжение  вынесенной  затяжки  вызывает  усилия  во
всех  или  в  большей  части  стержней  жесткой  конструкции.
Разгружающее  влияние  натяжения  затяжки  возрастает
 53

при  увеличении  расстояния  между  затяжкой  и  жесткой
конструкцией  и  наиболее  сильно  сказывается  в  нижнем  поя¬
се  фермы.
 Опытное  проектирование  выявило,  что  оптимальная
высота  ферм  и  арок  от  затяжки  до  верхнего  пояса  находит¬
ся  в  пределах  1/6—V8  пролета.  При  высоте  меньше  V8
пролета  снижение  веса  конструкции  в  результате  предва¬
рительного  напряжения  уменьшается,  оптимальное  усилие
и  площадь  затяжки  возрастают.  При  высоте  больше  Ve
 Рис.  11.15.  Узел  Б  в  месте  перегиба  затяжки  (к  рис.  11.13)
 пролета  оптимальное  усилие  натяжения  затяжки  падает
так,  что  может  отпасть  необходимость  предварительного
напряжения.
 Высота  жесткой  части  фермы  или  арки  варьируется  в
широких  пределах  —  от  1/1о  до  1/3б—V40  пролета.  Большая
высота  назначается  в  двускатных  фермах  «арка  с  затяжкой»
(рис.  II.  16,  б),  меньшая  —  в  арочных  фермах  с  дополни¬
тельной  стойкой  (  рис.  II,  16,  г)  и  в  арочных  фермах  боль¬
ших  пролетов  кругового  или  полигонального  очертания
(рис.  11.16,  д).
 В  одностенчатых  фермах  затяжки,  как  правило,  состоят
из  двух  параллельных  ветвей  и  располагаются  с  обеих  сто¬
рон  фермы.  В  двухстенчатых  плоских  фермах  и  трехпояс¬
ных  пространственных  фермах  затяжки  размещаются  в
вертикальной  срединной  плоскости  конструкции  и  могут
состоять  из  одной  или  нескольких  ветвей.
 Затяжки  прикрепляют  к  опорным  узлам  или  к  смежным
с  опорами  «упорным»  узлам  (рис.  II,  16,  б).  Прикрепление
затяжки  к  упорным  узлам  обладает  следующими  преиму¬
ществами:  во-первых,  анкерные  закрепления  всегда  доступ¬
ны  для  осмотра;  во-вторых,  остается  возможность  подтя-
 54

55

гивания  затяжки  в  случае  необходимости  во  время  эксплу¬
атации  сооружения;  в-третьих,  хотя  в  таком  случае  затяж¬
ка  вызывает  разгружающее  усилие  в  меньшем  количестве
стержней,  чем  при  закреплении  за  опорные  узлы,  но  это
не  оказывает  заметного  влияния  на  вес  конструкции,  так
как  предварительное  напряжение  не  распространяется
на  крайние  панели  нижнего  пояса,  поперечные  сечения
которых  часто  назначаются  по  сжимающим  усилиям  в  ста¬
дии  напряжения.
 В  нижнем  поясе  от  предварительного  напряжения  за¬
тяжки  всегда  возникают  сжимающие  усилия,  но  вынесен¬
ные  затяжки  не  связаны  с  поясом  и  не  укрепляют  его  от
потери  устойчивости.  Это  обстоятельство  необходимо  учи¬
тывать  при  проектировании  конструкций.  Приходится  за¬
ранее  выбрать  место  напряжения  (внизу  до  подъема  фермы
или  наверху)  и  последовательность  напряжения  затяжки
и  приложения  поперечных  нагрузок.  Если  выбрано  напря¬
жение  внизу,  то  для  обеспечения  устойчивости  нижнего
пояса  в  боковой  плоскости  проектируют  пространственные
трехпоясные  фермы  (рис.  II,  16,  5)  или  назначают  напря¬
жение  заранее  собранного  блока  из  двух  плоских  ферм  со
связями  (рис.  II,  16,  а).  Дальнейший  подъем  на  место  таких
пространственных  блоков  требует  увеличения  грузоподъ¬
емности  монтажного  механизма,  но  натяжные  работы  вы¬
полняются  в  более  удобных  и  безопасных  условиях,  чем
при  натяжении  наверху.
 Наверху  затяжки  напрягают  после  установки  всех  ме¬
таллоконструкций,  включая  все  связи  между  фермами,  а
иногда  после  приложения  части  или  всей  постоянной  на¬
грузки.  Напряжение  затяжки  после  пригруза  постоянной
нагрузкой  способствует  большему  снижению  затраты  ме¬
талла  при  заданной  нагрузке  или  при  той  же  затрате  ме¬
талла  повышает  грузоподъемность  конструкции.
 Более  половины  экономии  металла  в  результате  предва¬
рительного  напряжения  сквозных  конструкций  с  вынесен¬
ными  затяжками  получается  вследствие  облегчения  ниж¬
него  пояса.  Несущая  способность  нижнего  пояса  по  сжа¬
тию,  как  и  других  сжатых  стержней,  в  стадии  напряжения
определяется  выражением  срRF,  прямо  пропорциональным
площади  поперечного  сечения  F,  расчетному  сопротивлению
металла  R  и  коэффициенту  продольного  изгиба  ф  =  f(k).
Для  обеспечения  устойчивости  нижнего  пояса  в  стадии
напряжения  при  наименьшем  расходе  металла  необходимо
уменьшать  гибкость  стержней  %.  В  стальных  конструкциях
 56

гибкость  стержней  уменьшают  главным  образом  в  резуль-
тате  выбора  рациональной  формы  поперечного  сечения,  в
конструкциях  из  алюминиевых  сплавов  —  формы  сечения
и  уменьшения  расчетной  длины  стержней,  применяя  слож¬
ные  системы  решеток:  крестовые,  ромбические,  шпренгель-
ные,  полураскосные.  Поэтому  совершенно  очевидно,  что
нижние  пояса  ферм  из  стали  с  вынесенными  затяжками
целесообразно  проектировать  из  круглых  тонкостенных
электросварных  или  прокатных  труб  или  замкнутых  гну¬
тых  квадратных  и  прямоугольных  тонкостенных  профилей.
В  фермах  из  алюминиевых  сплавов  рекомендуется  приме¬
нять  прессованные  профили  подобной  формы.
 Фермы  с  одностенчатыми  поперечными  сечениями  стерж¬
ней  на  25—30%  менее  трудоемки  в  изготовлении,  чем  фермы
с  двухстенчатыми  профилями,  но  наличный  сортамент
профилей  ограничивает  применение  одностенчатых  сталь¬
ных  стропильных  ферм  пролетами  до  50—55  м.  При  боль¬
ших  пролетах  применяют  двухстенчатые  сварные  профили:
в  стержнях  с  большими  усилиями  —  преимущественно  Н-
образные  профили,  при  небольших  усилиях  профиль  со¬
ставляют  из  двух  швеллеров  с  планками,  в  верхнем  поясе
встречаются  сварные  П-образные  профили.
 Шпренгельные  фермы  могут  найти  применение  в  транс¬
портерных  эстакадах  (рис.  II.  16,  а)  и  в  большепролетных
зданиях  с  бесфонарной  кровлей  или  устройством  фонарей
вдоль  боковых  поверхностей  ферм.
 Фермы  «арка  с  затяжкой»  целесообразно  применять  в
покрытиях  зданий  и  пролетных  строениях  эстакад  при  про¬
летах  от  15  до  100  м  и  более.
 Экономия  металла  в  стальных  предварительно  напря¬
женных  арочных  и  шпренгельных  фермах  составляет  от  18
до  45%,  а  снижение  стоимости  —  от  12  до  35%  в  зависимости
от  ряда  условий  (  от  соотношения  и  величины  постоянной
и  временной  нагрузки,  геометрической  схемы  конструкции,
последовательности  напряжения  и  приложения  нагрузок,
степени  рациональности  формы  поперечных  сечений,  выбора
марок  и  стали  и  др.)  (Подробнее  см.  гл.  V).
 Пример  1.  В  одном  из  зданий  завода  телефонной  аппаратуры
в  Харлоу  (Англия)  в  50-е  годы  установлены  стропильные  спаренные
фермы  «арка  с  затяжкой»  пролетом  18,33  м  (рис.  11.17).  Это  одна  из
первых  предварительно  напряженных  стропильных  конструкций.
 Фермы  изготовлены  из  уголков  малых  калибров.  Затяжка  каж¬
дой  спаренной  фермы  состоит  из  трех  круглых  стержней  диаметром
32  мм.  Фермы  напрягали  внизу  до  подъема  и  установки  на  колонны.
 57

Этим  обстоятельством  вызвано  применение  спаренных  ферм,  обес¬
печивающее  устойчивость  нижних  поясов  ферм  во  время  натяжения
затяжки  и  подъема.  Напряжение  ферм  осуществили  стягиванием
затяжек  в  продольном  направлении  с  помощью  резьбовых  муфт,
включенных  в  конструкцию  затяжек.  Усилие  натяжения  затяжек
контролировали  по  их  удлинению,  которое  измеряли  простейшим
тензометром  с  большой  базой  измерений.
 В  результате  предварительного  напряжения,  по  данным  автора
проекта,  достигнуто  уменьшение  расхода  стали  на  20%.  Проект
разработан  и  осуществлен  под  руководством  С.  Дженкинса  [901.
 Рис.  П.17.  Предварительно  напряженная  арочная  ферма  покрытия
промышленного  здания  в  Харлоу  (Англия)
 Пример  2.  В  Свердловске  в  1963  г.  построено  здание  с  залом  для
испытания  строительных  конструкций  [46,  49].  Размеры  зала  в
плане  30X48  ж.  Высота  от  пола  до  верха  колонн  14,1  м  (рис.  11.18).
Зал  оборудован  мостовым  краном  грузоподъемностью  20/5  Т.  В  по¬
крытии  применены  металлические  предварительно  напряженные
фермы  «арка  с  затяжкой»  пролетом  30  м.  Фермы  несут  рулонную
кровлю  на  асфальтовой  стяжке  поверх  армопенобетонных  плит
размером  1,5X6  м.
 Одна  опытная  торцовая  ферма  изготовлена  из  алюминиевого
сплава  АМгб  (для  наблюдения  за  ее  поведением  в  процессе  эксп¬
луатации),  остальные  восемь  ферм  —  из  стали  ВСт.  Зкп.  Все  фермы
сварные  двускатные  с  параллельными  поясами.  Уклон  поясов
1/7,5.  Высота  жесткой  части  ферм  3  м.  Поперечные  сечения  стержней
стальных  ферм  одностенчатые,  преимущественно  из  уголковых
профилей.  Исключение  составляют  нижние  пояса  ферм,  выполнен¬
ные  из  двух  тонкостенных  гнутых  швеллеров  140X70X5  мм.  Се¬
чения  всех  стержней  алюминиевой  фермы  двухстенчатые  из  двух
прессованных  уголков  по  авиационному  сортаменту.  Это  сечение
нерационально  вследствие  высокой  трудоемкости  изготовления,  но
 58

оно  было  применено,  потому  что  для  одной  фермы  не  представилось
возможности  получить  специально  разработанные  коробчатые  полу¬
замкнутые  профили.  Монтажные  соединения  алюминиевой  фермы
на  чистых  оцинкованных  болтах  с  оцинкованными  шайбами.
 Затяжки  стальных  ферм  изготовлены  из  двух  спиральных  ка¬
натов  ТК1Х37  (по  ГОСТ  3064—55)  диаметром  22,5  мм.  Канаты  из
оцинкованной  проволоки  с  временным  сопротивлением  растяжению
140  кГ/мм2.  Затяжка  алюминиевой  фермы  из  семипрядного  каната-
троса  ТК7Х37  (по  ГОСТ  3068—55)  диаметром  46  мм  из  такой  же
проволоки.  Анкерные  закрепления  канатов  —  стаканного  типа  с
 Рис.  II.18.  Схема  покрытия  испытательного  корпуса  в  Свердловске
с  применением  предварительно  напряженных  ферм  «арка  с  затяж¬
кой»  из  стали  и  алюминиевого  сплава  АМгб
 а  —поперечный  разрез;  6  —  связи  по  верхним  поясам  ферм;  в  —  связи  по  ниж¬
ним  поясам  ферм
 заливкой  внутренней  полости  сплавом  цинка,  алюминия  и  меди
(сплав  ЦАМ9-1,5).  Затяжки  прикреплены  к  смежным  с  опорами  уз¬
лам  ферм.  Детали  упорных  узлов  изображены  на  рис.  11.19.
 У  места  подъема  на  временных  опорах  собирали  блоки  из  двух
стальных  ферм  со  связями  по  нижним  поясам  и  вертикальными
связями  в  коньке.  На  упорных  узлах  ферм  устанавливали  затяжки
и  одновременно  напрягали  обе  фермы  блока.  Затяжки  натягивали
переоборудованными  50-тонными  тянущими  стержневыми  гидро¬
домкратами  СМ-537.  Одним  домкратом  с  помощью  специального
приспособления  натягивали  сразу  обе  ветви  затяжки.  Алюминиевую
ферму  сначала  подняли  на  место  с  начальным  натяжением  затяжки
37\  затем  после  укладки  плит  покрытия  установили  на  них  насос¬
ную  станцию  и  натянули  затяжку  силой  15  Т.  Усилие  натяжения
затяжек  стальных  ферм  25  Т.
 Момент  установки  на  колонны  блока  из  двух  стальных  предва¬
рительно  напряженных  ферм  «арка  с  затяжкой»  показан  на
рис.  11.20.
 59

60

Стальные  предварительно  напряженные  фермы  оказались  на
18%  легче  по  весу,  чем  типовые  стальные  фермы  под  ту  же  нагрузку.
Трудоемкость  монтажных  pat>OT  при  первом  опыте  применения  на¬
пряженных  конструкций  была  на  8%  выше,чем  для  типовых  ферм.
Получено  снижение  стоимости  ферм  на  11%.
 Проект  покрытия  разработан  Б.  А.  Сперанским,  Ф.  Ф.  Тампло-
ном  и  Г.  Н.  Шавшуновой  в  НИИ  строительных  конструкций  б.
АСиА  СССР  в  Свердловске
в  1961  г. 	;
 Пример  3.  В  покрытии  ' 	j
 главного  корпуса  строящейся
на  Урале  Рефтинской  ГРЭС
применены  стальные  двускат¬
ные  сварные  предварительно
напряженные  фермы  «арка  с
затяжкой»  пролетом  45  и  39  м
(рис.  11.21).  Высота  жесткой
части  ферм  3,5  ж,  уклон  поя¬
сов  1/8.  Фермы  изготовляются
из  стали  ВСт.  Зпс  с  частич¬
ным  использованием  стали
14Г2.  Сталь  14Г2  назначена  в
верхних  поясах  всех  ферм  и  в
опорных  раскосах  ферм  про¬
летом  45  м.  Затяжки  всех  ферм
двухветвевые  из  оцинкованных
стальных  канатов  диаметром
55  мм  типа  ТК7Х37  из  семи
прядей  с  жестким  сердечником
по  ГОСТ  3068—55.  Временное
сопротивление  канатных  про¬
волок  растяжению  140  кПмм*.
 Разрывное  усилие  каната  и
целом  не  ниже  157,5  Т.  Ан¬
керные  закрепления  затяжек
стаканного  типа  с  заливкой 	Рис  11.20.  Установка  на  колонны
 сплавом  цветных  металлов 	блока  из  двух  предварительно
 ЦАМ.  Шаг  ферм  12  м. 	напряженных  стальных  ферм
 Фермы  рассчитаны  на  рас- 	сарка  с  затяжкой»  пролетом  30  м
 четную  постоянную  нагрузку 	в 	Свердловске
 470  кГ/м2  и  расчетную  снего¬
вую  нагрузку  140  лГ/лс*.
 Фермы  напрягают  внизу  после  сборки  блока  из  двух  ферм  со
связями.  Сила  натяжения  затяжек  всех  ферм  110  Г.  Натяжение
затяжек  осуществляется  переоборудованными  тянущими  гидравли¬
ческими  стержневыми  домкратами  ДГС63/315  с  тяговой  силой  63Г.
Для  напряжения  блока  из  двух  ферм  требуется  четыре  домкрата.
 Вес  фермы  пролетом  45  м  равен  15  т,  а  <Ъермы  пролетом  39  м  —
13  т.  Получено  снижение  веса  ферм  на  20%  по  сравнению  с  трапе¬
циевидными  двускатными  фермами  без  напряжения  при  меньшей
затрате  низколегированной  стали  14Г2.  Напряжение  ферм  вверху
после  укладки  плит  железобетонного  настила  дало  бы  существенно
ббльший  эффект,  но  напряжение  внизу  было  принято  по  настоянию
монтажной  организации,  чтобы  выполнять  натяжнее  работы  в
более  удобных  условиях.
 61

62

Проект  металлических  конструкций  покрытия  электростанции
разработан  в  Уральском  Теплоэлектропроекте  Б.  А.  Сперанским,
А.  А.  Ведерниковым,  П.  К.  Василенко  и  В.  Б.  Сперанским  в  1964  г.
[46—48].
 Пример  4.  В  Свердловске  на  территории  одной  из  спортивных
школ  намечено  построить  крытый  теннисный  корт  на  две  площадки.
Здание  корта  имеет  размеры  в  плане  42X42  м.  Помещение  не  долж¬
но  иметь  внутренних  колонн.  Главным  несущим  элементом  покрытия
служит  хребтовая  предварительно  напряженная  стальная  арочная
ферма  пролетом  42ж,  которая  поддерживает  легкие  фермы-прогоны
пролетом  21  м,  размещенные  через  6  м  (рис.  II.  22).  Высота  жесткой
части  арки  2,7  ж,  полная  высота  в  середине  пролета  4,7  м  (1/9
 ~]1Г
 Рис.  II.  22.  Схема  покрытия  здания  теннисного  корта
 с  хребтовой  предварительно  напряженной  стальной  ароч¬
ной  фермой
 1—хребтовая  ферма;  2  —затяжка;  3  —  ферма-прогон
 пролета).  Высота  колонн  8  м.  Жесткая  часть  арки,  фермы-прогоны
и  связи  покрытия  сварные  из  стали  Ст.  3.  Затяжка  хребтовой  фермы
состоит  из  двух  стальных  оцинкованных  канатов  диаметром  50,5  мм
типа  ТК7Х37  по  ГОСТ  3068—55.  Временное  сопротивление  канат¬
ной  проволоки  растяжению  не  ниже  140  кГ1мм2.  Верхний  пояс
фермы  выполняется  из  сварного  тавра,  нижний  пояс  —  из  электро-
сварной  трубы  диаметром  245  мм  и  толщиной  стенки  4,5  мм.  Стерж¬
ни  решетки  выполнены  из  прокатных  уголков.
 Настил  покрытия  принят  из  двухслойных  плоских  предва¬
рительно  напряженных  плит  из  алюминиевого  сплава  по  типу
ЦНИИ  Проектстальконструкция,  утепленных  внутри  плитами
из  минеральной  пробки.  Плиты  настила  покрытия  размером  1,5Х
X6  м.
 При  расчетной  постоянной  нагрузке  80  кГ/м%  и  снеговой  —
140  кГ!м2  вес  хребтовой  фермы  по  рабочему  чертежу  получился
7,45  /п.  Расход  стали  на  все  конструкции  покрытия  24,2  кг  на  1  м:2
пола.
 Затяжку  натягивают  после  монтажа  всех  несущих  конструкций
и  плит  покрытия.  Сила  искусственного  натяжения  затяжки  44  7\
сила  самонатяжения  затяжки  от  действия  постоянной  нагрузки  43Г.
Натяжение  затяжки  производится  двумя  переоборудованными  гид¬
 63

равлическими  тянущими  стержневыми  домкратами  ДГС63/315  стя¬
говой  силой  63  Т.
 Проект  конструкций  здания  корта  разработан  в  Уральском
политехническом  институте  Б.  А.  Сперанским,  В.  Б.  Сперанским
к  А.  В,  Коноваловой.
 Пример  5.  И.  Л.  Хаютиным  в  Белорусском  политехническом
институте  (Минск)  разработана  оригинальная  система  покрытий
с  одновременным  напряжением  стропильных  ферм  и  продольных
подвесных  балок  (рис.  II.  23).  Отличительной  особенностью  системы
является  многозвенная  петлевидная  затяжка  арочной  фермы.  За¬
тяжку  оттягивают  из  плоскости  фермы  и  закрепляют  за  упоры  на
 Рис.  11.23.  Схема  покрытия  здания
с  одновременным  напряжением  стро¬
пильных  ферм  и  продольных  балок
 а  —поперечный  разрез;  б—план  затяжки
после  напряжения  оттягиванием  в  горизон¬
тальной  плоскости;  в—план  затяжки  до  на¬
тяжения;  i—жесткая  часть  фермы;  2  —вы¬
сокопрочная  затяжка;  8  —монорельсовые
балки
 продольных  балках.  Упоры  находятся  на  концах  верхних  поясов
балок.  Натяжение  затяжки  одновременно  напрягает  фермы  и  про¬
дольные  балки,  создавая  разгружающее  напряженное  состояние.
Такую  систему  покрытия  возможно  применять  в  зданиях  с  верхне¬
подвесными  кранами,  подвесным  потолочным  перекрытием  или
с  встроенной  в  покрытие  конвейерной  галереей.  По  данным
И.  Л,  Хаютина,  экономия  стали  в  таких  покрытиях  достигает  15—
20%  в  целом  [74,  75].
 Наибольший  интерес  из  зданий,  построенных  по  этой  системе,
представляет  покрытие  здания  сборочного  цеха  в  Минске  пролетом
42  м.  Шаг  ферм  6  м.  Высота  жесткой  части  ферм  3,8  ж,  уклон  поясов
1/8.  Жесткая  часть  фермы  выполнена  из  стали  Ст.  3  с  заводскими
сварными  соединениями.  Все  поперечные  сечения  стержней  двух-
стенчатые  из  двух  уголков.  Исключение  составляет  нижний  пояс,
выполненный  из  двух  швеллеров  №  18  на  планках  для  обеспечения
устойчивости  в  процессе  напряжения  затяжки,  когда  нижний  пояс
сжат.  Решетка  фермы  выбрана  из  условия  опирания  сборных  же¬
лезобетонных  плит  кровли  размером  1,5X6  ж  и  подвески  балок  для
трех  верхнеподвесных  кран-балок  пролетом  по  12  ж,  грузоподъем¬
ностью  по  2  Т.  Фермы  опираются  на  железобетонные  колонны.
 64

Конструкции  доставляли  к  месту  монтажа  в  виде  габаритных
иолуферм.  В  процессе  укрупнительной  сборки  к  ферме  прикрепляли
вертикальные  стержни-подвески  для  подкрановых  балок  и  устанав¬
ливали  затяжку,  натягивая  ее  до  устранения  слабины  ветвей.
 Затяжка  ф!ермы,  рассчитанная  на  усилие  113  Т,  была  перво¬
начально  запроектирована  из  стального  каната  диаметром  38  мм
по  ГОСТ  7680—55,  замкнутого  в  непрерывную  петлю  стыком  на
стяжной  муфте.  Стягивание  затяжки  необходимо  для  устранения
 Рис.  11.24.  Общий  вид  покрытия  здания  о  предварительно  напря¬
женными  фермами  с  многозвенными  петлевидными  затяжками  во
 время  монтажа
 слабины  ветвей,  чтобы  включить  затяжку  в  работу  фермы  сразу
после  установки  ее  на  колонны.
 По  производственным  возможностям  затяжки  ферм  пришлось
выполнить  из  четырех  стержней  диаметром  32  мм  из  стали  35ГС,
упрочненных  предварительной  вытяжкой.  Анкеровка  ветвей  стерж¬
невой  затяжки  выполнена  натяжными  гайками  с  упором  на  торцевые
плиты  в  упорных  узлах  фермы.
 Натяжение  затяжек  производили  после  монтажа  всех  металло¬
конструкций  и  железобетонных  плит  покрытия.  Контролируемое
усилие  натяжения  затяжки  33  7\  Оттягивание  затяжки  выполняли
специальной  гидравлической  установкой,  описанной  в  гл.  VI.
Общий  вид  покрытия  во  время  монтажа  показан  на  рис.  11.24.
 Некоторым  недостатком  ферм  являются  двухстенчатые  по¬
перечные  сечения  всех  стержней,  что  повышает  трудоемкость  изго¬
товления  ферм  и  увеличивает  конструктивный  коэффициент  веса.
 В  фермах  с  вынесенными  затяжками  технико-экономвческий
эффект  предварительного  напряжения  заметно  падает  при  неболь¬
ших  пролетах  (до  30  м),  если  фермы  выполнены  из  обычных  про¬
 3  Зак.  526
 65

катных  уголков.  Это  объясняется  тем,  что  почти  все  стержни  арочных
и  шпренгельных  ферм  или  при  полной  расчетной  нагрузке  или  во
время  напряжения  испытывают  сжимающие  усилия.  При  малых
усилиях  поперечные  сечения  сжатых  стержней  часто  назначают  по
предельной  гибкости  с  очень  малым  использованием  прочности
металла.
 Применение  трубчатых  и  тонкостенных  гнутых  профилей  от¬
крывает  возможность  резко  повысить  эффект  предварительного
напряжения  ферм  с  вынесенными  затяжками  при  пролетах  24—
36  м.  В  гл.  V  обосновано,  что  снижение  веса  таких  ферм  может  быть
очень  большим  и  доходит  до  45—50%.  Такой  результат  получается
вследствие  одновременного  использования  предварительного  на¬
пряжения,  применения  рациональных  профилей  и  частичного  упот¬
ребления  стали  повышенной  прочности.
 Рамные  конструкции  с  затяжками
 Конструктивные  схемы  (рис.  11.25—11.27),  цели  и  осо¬
бенности  предварительного  напряжения  рамных  конструк¬
ций  отличаются  разнообразием.  Рама  с  отдельными  предва¬
рительно  сжатыми  стержнями  решетчатого  ригеля  изобра¬
жена  на  рис.  II.  25,  а.  Двухпролетная  рама  конвейерной
эстакады  (рис.  11.25,  б)  с  затяжками,  обжимающими  наи¬
более  нагруженные  участки  поясов  ригеля,  оказалась  на
15%  легче  и  на  10%  дешевле  ненапряженной  рамы.  На
рис.  11,25,  в  показано,  что  при  предварительном  напря¬
жении  балочно-подвесных  многопролетных  конструкций
натяжение  наклонных  подвесок  создает  разгружающий
выгиб  решетчатых  ригелей  вверх.  Этот  прием  позволяет
сэкономить  19—20%  металла.  На  рис.  II.  25,  в  дана  схема
поперечной  рамы  здания  медеэлектролитного  цеха.  Решет¬
чатые  ригели-фермы  спроектированы  из  алюминиевого
сплава,  стойкого  против  коррозии  в  условиях  работы  цеха.
Разработаны  прессованные  профили  специальной  формы
(тавры,  трехлучевой  профиль  и  др.),  чтобы  удовлетворить
тяжелым  условиям  эксплуатации  конструкций.  По  данным
проекта,  натяжение  наклонных  подвесок  дает  снижение
стоимости  покрытия  на  23—25%.  Проект  разработан  ка¬
федрой  строительных  конструкций  УПИ  по  заданию  Ураль¬
ского  Промстройниипроекта.
 Благоприятные  результаты  получены  в  ряде  случаев
в  рамных  конструкциях,  регулирование  усилий  в  которых
осуществляется  оттягиванием  вниз  консолей  ригелей.  На
рис.  11.25,  г  представлен  поперечный  разрез  здания  выста¬
вочного  павильона  в  Сокольниках  (Москва).
 Здание  прямоугольной  формы  с  размерами  в  плане  56  X
X  168  м  и  высотой  от  пола  до  низа  металлических  конструк¬
 66

ций  покрытия  12,2  м.  Главные  несущие  конструкции  зда¬
ния  состоят  из  поперечных  рам,  расположенных  через  11,2м
вдоль  здания.  Пролет  рам  56  м.  Решетчатые  ригели  дву¬
скатные  с  параллельным  очертанием  поясов  выполнены  из
прокатных  уголков.  Высота  ригеля  очень  невелика  —
2,07  м.
 Рис.  11.25.  Схемы  рамных  предварительно  напряженных  конст¬
рукций
 а—-с  отдельными  предварительно  сжатыми  стержнями  ригеля;  б—-с  напряжен¬
ными  поясами;  в—  с  натяжением  подвесок;  г  —с  оттягиванием  затяжками
консолей  (павильон  в  Сокольниках);  д  —  с  разгрузкой  ригеля  затяжками  и
весом  подвесных  стен;  е  —рамная  конструкция  горы  разгона  лыжного  трамп¬
лина;  ж  —поперечная  рама  здания  крытой  спортивной  арены
 Трубчатые  стойки  рамы  наклонены  внутрь  здания  на
одну  панель  ригеля.  Это  позволило  создать  предваритель¬
ное  напряжение  ригеля  с  помощью  тяжей  и  в  значительной
мере  выровнять  опорные  и  пролетные  изгибающие  моменты.
Продольная  жесткость  и  устойчивость  каркаса  здания  обес¬
печены  теми  же  тяжами,  установленными  под  углом  друг
 67

к  другу.  Тяжи  всегда  растянуты  от  постоянной  нагрузки  на
ригеле  и  заменяют  продольные  связи.
 Стойки  рамы  шарнирно  связаны  с  ригелем  и  фундамен¬
тами.  Распор  рамы  через  стойки  передается  на  затяжку,
скрытую  в  толще  пола.  Покрытие  здания  из  утепленных
прокатных  железобетонных  плит,  уложенных  по  металли¬
ческим  прогонам  из  сдвоенных  прокатных  швеллеров.
 Все  конструкции  сварные,  кроме  клепаных  ферм-ри¬
гелей.
 Рис.  11.26.  Рамный  предварительно  напряженный  пе¬
реход  газопровода  пролетом  100  м  через  р.  Лабу
в  Чехословакии
 В  конструкциях  применены  три  марки  стали:  сталь
14Г2  в  фермах  пролетом  56  му  сталь  Ст.  4  для  колонн  и
сталь  Ст.  3  в  прочих  конструкциях.  Расход  стали  на  1  м2
пола  здания  составил  110,5  /сг,  из  них:  фермы  58  /сг,  колон¬
ны  и  затяжки  30  кг,  прогоны  15  кг,  связи  7,5  /сг.  Безуслов¬
но,  вес  ригелей  мог  быть  меньше  на  10—12%  при  замене
клепаных  соединений  сварными.  Выполнение  горизонталь¬
ной  затяжки  из  стали  более  высокой  прочности,  чем  Ст.  3,
также  сократило  бы  расход  стали.  Проект  стальных  кон¬
струкций  здания  разработан  институтом  Моспроект-2.
 Та  же  идея  —  подтягивание  консолей  к  фундаментам  —
нашла  оригинальное  воплощение  в  мостовом  переходе  газо¬
провода  через  р.  Лабу  (верховье  Эльбы)  в  Чехословакии.
Пролет  рамы  100  м  (рис.  II.  26).
 Решетчатый  трехпоясной  двухконсольный  ригель  рамы
поддерживается  наклонными  железобетонными  рамными
стойками.  Концы  консолей  притягиваются  тягами  к  фун¬
даментам.  Все  элементы  ригеля  и  тяги  выполнены  из  сталь¬
ных  труб  на  сварке.  Тяги  напрягаются  собственным  весом
 68

пролетного  строения  во  время  его  сборки  от  опор  к  се¬
редине  пролета.  Распор  рамы  воспринимается  фундамен¬
тами,  основанными  на  скалистом  грунте.  Проект  мосто¬
вого  перехода  разработан  чехословацким  институтом
Газопроект.
 Аналогичная  идея  реализована  в  проекте  универсаль¬
ного  промышленного  здания  (см.  рис.  II,  25,  д).  Поперечные
рамы  состоят  из  решетчатого  ригеля  из  алюминиевого  спла¬
ва  Д16-Т  пролетом  96  м  с  двумя  консолями  по  12  м.  Ри-
гели^'поддерживаются  железобетонными  колоннами.  Кон¬
цы  консолей  ригелей  оттягиваются  вниз  высокопрочными
стальными  затяжками  из  канатов  и  дополнительно  пригру-
жены  собственным  весом  висячих  стен.  Шаг  рам  24  м.  По¬
крытие  из  утепленных  панелей  из  алюминиевых  сплавов
с  эффективным  утеплителем.  Вес  кровельных  панелей
18  кг!м%.  Вес  ригеля  длиной  120  м  оказался  равен  всего
лишь  24  т,  что  составляет  около  8,2  кг  на  1  м2  пола.  Сле¬
дует  отметить,  что  соединения  ригеля  назначены  на  сталь¬
ных  высокопрочных  болтах.  Проект  разработан  Б.  А.  Спе¬
ранским  и  Ф.  Ф.  Тамплоном  в  НИИПромзданий'бЛАСиА
СССР  в  Свердловске  в  1960  г.  [43].
 На  рис.  11.25,  ж  изображена  поперечная  рама,  спроек¬
тированная  под  холодную  кровлю  для  покрытия  сущест¬
вующей  малой  спортивной  арены  на  Центральном  стадионе
Свердловска.  Здесь  натяжение  горизонтальной  и  наклонных
затяжек  из  канатов  очень  существенно  разгружает  сталь¬
ные  решетчатые  ригели  и  способствует  снижению  расхода
металла  на  покрытие  на  23%  по  сравнению  со  стальным
ненапряженным  ригелем.
 Предварительное  напряжение  стальной  конструкции
горы  разгона  лыжного  трамплина  по  рис.  II,  25,  е  позво¬
лило  спроектировать  конструкцию  на  45%  легче,  чем  при¬
нятую  к  осуществлению  конструкцию,  состоящую  из  на¬
клонного  пролетного  стрсения  и  жестко  с  ним  связанной
пространственной  вертикальной  также  решетчатой  четы¬
рехгранной  башни.  В  проекте,  отраженном  на  рис.  II.25,  е,
столь  существенный  эффект  получен  вследствие  применения
двухконсольного  пролетного  строения  с  оттягиванием  кон¬
ца  консоли  вниз  высокопрочной  стальной  затяжкой.  Про¬
летное  строение  образовано  трехгранной  фермой  с  трубча¬
тыми  поясами,  наклонная  опора  плоская  с  предварительно
напряженными  стержневыми  перекрестными  раскосами.
Размеры  конструктивных  элементов  выбраны  с  учетом  пе¬
ревозки  автомобильным  транспортом  к  месту  монтажа
 69

(Уктусские  горы  близ  Свердловска)  крупных  отправочных
блоков.  Проект  разработан  автором  и  инж.  В.  Б.  Сперан¬
ским  в  1965  г.
 Предварительное  напряжение  большепролетных  рам
разработано  в  проекте  здания  сборочного  цеха  с  верхнепод¬
весным  транспортом  (рис.  II.  27).
 Сборочный  цех  размещается  в  здании  размером  в  плане
60x364  л«.  В  покрытии  здания  используются  конструкции
из  алюминиевых  сплавов  и  высокопрочные  стальные  эле¬
менты.  Здание  оборудуется  многоопорными  верхнеподвес¬
ными  кранами  грузоподъемностью  15  7\
 Ограждающие  конструкции  покрытия  состоят  из  трех¬
слойных  плит  размером  3x6  м.  Плиты  выполняются  из
двух  листов  алюминиевого  сплава  АВ-Т,  между  которыми
вклеивается  утеплитель-пенопласт  ПХВ-1  с  объемным  ве¬
сом  100  кг/м3.
 Главным  несущим  конструктивным  элементом  здания
служат  поперечные  рамы  пролетом  60  м,  в  состав  которых
входят  решетчатые  ригели-фермы  из  алюминиевого  сплава
Д16-Т  и  железобетонные  колонны.  Балочная  клетка  по¬
крытия  образуется  тремя  типами  ферм:  главными  фермами-
ригелями,  продольными  пятипролетными  неразрезными
фермами  5x24  ж  и  поперечными  также  неразрезными  пя¬
типролетными  фермами  5x12  м.  Продольные  и  поперечные
фермы  изготавливаются  из  сплава  АВ-Т.  Все  соединения
главных  ферм  на  высокопрочных  болтах  из  термически
упрочненной  стали  40Х.  Заводские  сопряжения  продоль¬
ных  и  поперечных  ферм  сварные.
 Для  удобства  заводки  высокопрочных  болтов  и  более
полного  использования  прочности  металла  сжатых  эле¬
ментов  выбраны  коробчатые  сечения  стержней  главной
фермы  из  полуоткрытых  прессованных  профилей  размером
400x400  мм  с  толщиной  стенки  от  5  до  12  мм  с  продоль¬
ными  рифами  для  обеспечения  местной  устойчивости  сте¬
нок.  Малонагруженные  стержни  решетки  также  коробча¬
того  сечения  из  двух  швеллеров.  Характерные  узлы  рамы
показаны  на  рис.  II.28.
 Предварительному  напряжению  подвергаются  попереч¬
ные  рамы  и  продольные  фермы.  Предварительное  напря¬
жение  рам  создается  затяжкой  из  двух  стальных  канатов
ТК7Х37  диаметром  55  мм  по  ГОСТ  3068—55.  Каждый
канат  натягивается  силой  50  Т  после  монтажа  несущих
и  ограждающих  конструкций  покрытия.  Затяжки  натя¬
гиваются  с  земли  тянущими  гидродомкратами.  Натяжение
 70

71

затяжки  сложного  ломаного  очертания  выгибает  ригель
рамы  вверх,  сжимая  нижний  и  растягивая  верхний  пояс.
Кроме  того,  нижний  пояс  еще  добавочно  обжимается  на¬
клонными  стержнями,  передающими  усилия  от  ломаных
внешних  учасгков  затяжки.
 Рис.  11.28.  Детали  узлов  Ля  Б  рамной  конструкции,  изображен¬
ной  на  рис.  11.27  (треугольниками  обозначены  оцинкованные  вы¬
сокопрочные  болты)
 В  результате  предварительного  напряжения  усилия  в
нижнем  поясе  выравниваются  и  становятся  в  2—4  раза
меньше,  чем  в  такой  же  ненапряженной  ферме.  В  элементах
верхнего  пояса  усилия  падают  в  среднем  на  27%,  а  в  раско¬
сах  решетки  снижаются  на  30—50%.  Эти  мероприятия
 72

f
 t3
 схема  II
 /
 VOSiSS
 5  W  15  20  ?2  25  Прогибhw
 обеспечивают  снижение  веса  ригеля  вместе  с  затяжкой  на
13%  по  сравнению  с  цельноалюминиевой  ненапряженной
фермой  при  сокращении  затраты  алюминиевого  сплава  на
31%.  Снижение  стоимости  ригеля  за  счет  предварительного
напряжения  и  замены  части  алюминиевого  сплава  более
дешевым  стальным  канатом  достигает  42%.  Даже  при  со¬
временных  высоких  ценах  на  прессованные  алюминиевые
профили  такая  рама  оказывается  дешевле  цельнометалли¬
ческой  стальной  рамы  из  ста- 	^
 ли  15ХСНД  на  18  —  20%.
 Здесь  удачно  сочетаются  и
используются  ценные  свой¬
ства  различных  материалов:
легкость  и  прочность  алю¬
миниевых  сплавов,  хорошая
работа  железобетона  на  сжа¬
тие  в  колоннах  и  высокая
прочность  стальных  канатов
на  растяжение  [43,  54].
 Рассматриваемая
предварительного  напряже¬
ния  позволяет  регулировать
не  только  усилия,  но  и  де¬
формации.  На  рис.  11.29  при¬
веден  график  прогибов  сред¬
него  узла  главной  фермы.  Из
 графика  следует,  что  когда  приложена  только  постоян¬
ная  нагрузка,  а  канат  в  работу  рамы  еще  не  включен,  про¬
гиб  равен  10  см.  Предварительное  напряжение  затяжки
погашает  этот  прогиб  и  выгибает  ферму  вверх  на  8,6  см.
После  приложения  всей  временной  нагрузки  прогиб  воз¬
растает  до  22  см,  в  том  числе  прогиб  от  кранов  состав¬
ляет  9  см.  Фактический  прогиб  от  кранов  ожидается  в
два  раза  меньше  вследствие  пространственной  работы  не¬
скольких  рам,  соединенных  продольными  неразрезными
фермами.
 Напряжение  продольных  ферм  производится  натя¬
жением  наклонных  подвесок  (рис.  II.  27,  б),  выполненных
из  высокопрочной  термически  упрочненной  стали  40Х
диаметром  30  мм.  Подвески  натягиваются  фаркопфами
усилием  10  Т.  Предварительное  напряжение  продольных
ферм  позволило  снизить  их  высоту  с  3  до  2,4  м  и  дало  сни¬
жение  расхода  металла  на  18%  и  снижение  стоимости  на
19%  [54].
 Рис.  II.  29.  Прогиб  среднего
узла  ригеля  рамной  конструк¬
ции  по  рис.  11.27
 73

Проект  конструкций  сборочного  цеха  разработан  на
кафедре  строительных  конструкций  Уральского  политех¬
нического  института  и  в  НИИ  промышленных  зданий  АСиА
СССР  в  Свердловске  в  1959—1960  гг.  канд.  техн.  наук
Б.  А.  Сперанским  и  инж.  Ф.  Ф.  Тамплоном.
 На  территории  Международной  выставки  в  Брюсселе
в  1958  г.  построен  павильон  транспорта  с  оригинальным
использованием  предварительного  напряжения  для  обес¬
печения  продольной  и  поперечной  устойчивости  и  жест-
 Рис.  11.30.  Павильон  транспорта  в  Брюсселе  (Бельгия)
 кости  здания  (  рис.  11.30).  Размеры  здания  в  плане  200  X
Хб7,5  м.  Поперечные  рамы  здания  образованы  двумя  сталь¬
ными  стойками  из  труб  и  фермами-ригелями  из  алюми¬
ниевого  сплава.  Фермы  сигарообразного  очертания  про¬
летом  67,5  м  и  высотой  4  м.  По  фермам  уложены  решетча¬
тые  прогоны  из  алюминиевого  сплава,  поддерживающие
кровельный  настил  из  гофрированных  алюминиевых  ли¬
стов.  Шаг  рам  10,85  м.
 Отличительной  особенностью  здания  являются  пред¬
варительно  напряженные  стальные  связи,  обеспечивающие
жесткость  и  устойчивость  всего  сооружения  в  поперечном
и  продольном  направлении.  На  высоте  5,2  м  от  каждой  ко¬
лонны  отходят  наклонно  вверх  две  гибкие  связи  к  ниж¬
ним  поясам  смежных  ферм.  Устройство  связей  без  предва¬
рительного  напряжения  привело  бы  к  значительным  сме¬
 74

щениям  каркаса  здания,  которые  были  бы  особенно  ощу¬
тимы  при  перемене  направления  ветра.  Большой  прогиб
алюминиевой  фермы  в  местах  крепления  связей  (прогиб
фермы  от  снеговой  нагрузки  составляет  152  мм)  вызвал
бы  провисание  связей.  Каждая  связь  выполнена  из  трех
высокопрочных  стальных  проволок  диаметром  7  мм.  Уп¬
ругие  деформации  таких  связей  под  нагрузкой  не  превос¬
ходят  38—51  мм.  Поэтому  для  компенсации  значительного
прогиба  ферм  в  конструкцию  связей  были  введены  пружин¬
ные  устройства,  сконструированные  так,  что  при  удлине¬
нии  связей  пружины  сокращаются.  Предварительное  на¬
пряжение  каждой  связи  осуществлено  винтами  силой
1900  кГ.  В  процессе  эксплуатации  усилия  в  связях  колеб¬
лются  в  пределах  от  320  до  4850  кГ  с  соответствующими  из¬
менениями  в  длине  тяжа  до  305  мм  [46].
 ЖЕСТКИЕ  КАНАТНЫЕ  РЕШЕТЧАТЫЕ  КОНСТРУКЦИИ
 В  последние  годы  получили  распространение  жесткие
канатные  фермы,  элементы  которых  способны  воспринимать
сжимающие  усилия,  если  эти  усилия  меньше  усилий  пре¬
дварительного  растяжения.  а)
 Предварительное  напряже¬
ние  позволяет  полностью  не¬
 главного  несущего  кабеля  —  ^
верхнего  пояса,  опирающе-
 гося  на  пилоны,  треугольной 	^VWv^A/^
 решетки  из  раскосов,  подве- 	^
 шенных  к  верхнему  поясу,  и  pHCi  л  31,  Схемы  жестких  ка-
 выполняется  также  из  пред-  о  —  с  предварительно  напряжен¬
ным  нижним  поясом;  б  —  то  же,
ВЗрИТеЛЬНО  напряженных  ка-  с  включением  в  работу  пояса  балки
 натов,  создающих  растяжение  жесткосТб1Лко^жесткостПиРЯженной
и  в  раскосах  (рис.  11.31,  а),
 или  состоит  из  жесткой  конструкции  —  сплошной  или  ре¬
шетчатой  балки  жесткости  (рис.  11.31,  в).  Возможна  также
комбинированная  конструкция  нижнего  пояса  из  каната
и  балки  жесткости  (рис.  II.  31,  б).  Распор  канатов  воспри¬
нимается  анкерными  опорами.
 пользовать  высокую  проч¬
ность  стальных  канатов  и
придает  жесткость  конструк¬
ции  из  гибких  элементов.
 б)
 Жесткие  решетчатые  ка¬
натные  фермы  образуются  из
 нижнего  пояса.  Нижний  пояс
 Рис.  11.31.  Схемы  жестких  ка¬
натных  ферм
 75

Канатные  фермы  с  треугольной  решеткой  впервые  пред¬
ложены  незадолго  до  войны  1941—1945  гг.  в  Ленинграде
инж.  Я.  А.  Осташевским  [16]  и  экспериментально  иссле¬
дованы  в  1948  г.  Н.  Н.  Стрелецким  [16].  Дальнейшие  раз¬
работки  и  исследования  этих  ферм  были  выполнены  в  ГПИ
Проектстальконструкция  В.  М.  Вахуркиным,  Г.  Д.  По¬
повым  и  Э.  Я.  Слонимом.
 В  Советском  Союзе  осуществлены  жесткие  канатные
фермы  рекордных  пролетов:  мостовой  переход  через  р.  Вол¬
гу  канатной  дороги  пролетом  874  м  (авторы  проекта
 В. 	М.  Вахуркин  и  Г.  Д.  Попов)  [28  J  и  мостовой  переход
газопроводной  магистрали  Бухара  —  Урал  через  р.  Аму-
Дарью  пролетом  390  м  (автор  проекта  Э.  Я*  Слоним)  [37].
Сравнением  вариантов  было  доказано,  что  мостовые  пе¬
реходы  с  жесткими  канатными  фермами  пролетом  от  100
до  1000  м  дешевле  других  рассмотренных  решений.
 Мостовой  переход  канатной  дороги  через  р.  Волгу  от¬
носится  к  канатным  фермам  без  балки  жесткости  с  напря¬
жением  каната  нижнего  пояса  (рис.  II.  31,  а).  Газопровод¬
ный  переход  через  р.  Аму-Дарью  представляет  комбиниро¬
ванную  систему  с  напряжением  канатов  нижнего  пояса
и  решетчатой  балкой  жесткости  (рис.  11.31,  б  и  рис.  11.32).
 Мостовой  переход  несет  два  магистральных  газопровода
диаметром  1  м.  Между  трубами  предусмотрена  полоса  ав¬
топроезда  шириной  3,5  м  для  нужд  местного  транспорта
и  эксплуатации  магистрали.
 Пролет  фермы  390  м.  Стрела  провеса  верхнего  пояса
43,4  м  (1/9  пролета).  Высота  фермы  в  ключе  10  м.  Решет¬
чатая  балка  жесткости  высотой  3  м  (7130  пролета)  подве¬
шена  к  узлам  канатной  фермы  с  помощью  тяг-подвесок.
Пролетное  строение  состоит  из  двух  канатных  ферм,  рас¬
ставленных  на  8  м.  Пространство  между  фермами  запол¬
нено  поперечными  балками  с  шагом  3,6  м  и  ортотропной
плитой  из  стального  листа  и  продольных  балок.  Все  кон¬
струкции  сварные  с  монтажными  соединениями  на  высоко¬
прочных  болтах.  Материал  конструкций  проезжей  части
и  фермы  жесткости  сталь  10ХСНД,  15ХСНД  и  10Г2С.  Пи¬
лоны  высотой  62  м  изготовлены  из  стали  10ХСНД.  Канаты
верхнего  пояса  и  раскосов  оцинкованные  многопрядные
с  линейным  касанием  проволок;  канаты  нижнего  пояса
с  точечным  касанием  проволок.  Горизонтальная  жесткость
обеспечивается  горизонтальными  канатными  растяжками.
Распор  канатных  ферм  передан  на  анкеры,  заделанные
в  скальном  грунте  берегов.
 76

77

Предварительное  напряжение  и  формирование  жесткой
фермы  проведено  в  несколько  этапов.  На  первом  этапе
использовалась  постоянная  нагрузка  от  собственного  веса
конструкций,  которая  передавалась  на  раскосы  до  закреп¬
ления  канатов  нижнего  пояса  в  узлах  пересечения  с  ра¬
скосами  (рис.  11.33).  В  этой  стадии  монтажа  образовалась
гибкая  висячая  система,  и  раскосы  получили  натяжение  от
веса  пролетного  строения.  Решетчатые  балки  жесткости
в  этот  момент  имели  временные  шарниры  вблизи  точек  под-
 а)
 Рис.  11.33.  Расчетная  схема  канатной  фермы
мостового  перехода  газопровода  через  р.  Аму-
Дарью  пролетом  390  м
 а  —схема  натяжения  раскосов  и  верхнего  пояса  на¬
грузкой  от  веса  подвесного  пролетного  строения;
б  —схема  фермы  на  эксплуатационные  нагрузки
 веса  и  образовали  многопролетную  консольную  конструк¬
цию.  Наличие  временных  шарниров  обеспечивало  заданное
в  проекте  натяжение  раскосов.
 На  втором  этапе  напрягли  нижний  пояс  фермы,  растя¬
нув  канаты  за  концы  гидравлическими  домкратами  силой,
которая  превосходит  по  величине  могущие  возникнуть
в  некоторых  условиях  эксплуатации  сжимающие  усилия.
Затем  соединили  вместе  в  узлах  нижний  пояс  с  наклонными
раскосами.  В  результате  получилась  жесткая  канатная
ферма.  Окончательное  оформление  жесткая  комбиниро¬
ванная  система  приобрела  после  выключения  монтажных
шарниров  в  решетчатых  балках  жесткости  и  замены  их
жесткими  соединениями.  В  завершенном  виде  система  на¬
считывает  11  неизвестных  в  расчете  по  методу  сил.  Узел
верхнего  пояса  этой  фермы  показан  на  рис.  11.34.
 Отличительной  особенностью  канатных  ферм  Проект  -
стальконструкции  является  то,  что  пояса,  сближаясь  в
середине  пролета,  не  соприкасаются  вместе  и  что  все  эле¬
менты  —  пояса  и  раскосы  —  выполняются  из  стальных
канатов.
 78

За  рубежом  нашли  применение  жесткие  канатные  фермы
системы  шведского  инж.  Д.  Яверта.  Отличительные  осо¬
бенности  ферм  Яверта  следующие:  верхний  и  нижний  по¬
яса  ферм  выполняются  из  стальных  канатов  и  соединяются
вместе  в  средине  пролета,  что  способствует  повышению  же¬
сткости  конструкции  при  односторонней  нагрузке;  раскосы
 Рис.  11.34.  Узел  жесткой  канатной  фермы  перехода  газопровода
через  р.  Аму-Дарью
 }—узловая  фасонка;  2  —  канат  верхнего  пояса;  5  —дистанционный  канат;
4  —раскос;  5—канатная  втулка;  6—узловой  штырь;  7  —  сжим;  5  —смотровой
ход;  9  —  стойки  ограждения;  10  —  ограждающий  канат
 ферм  и  задние  оттяжки  устраиваются  из  круглых  высоко¬
прочных  стальных  стержней.  Несколько  схем  сооружений
с  фермами  Яверта  приведены  на  рис.  11.35.  Конструктив¬
ные  особенности  узлов  фермы  видны  на  рис.  11.36.  На¬
пряжение  ферм  Яверта  достигается  закручиванием  конце¬
вых  гаек  раскосов.  Фермы  очень  транспортабельны.
 По  проектам  Д.  Яверта  и  его  последователей  построе¬
ны  сооружения  самого  различного  назначения  с  разной
формой  в  плане.  Например:  зимний  стадион  в  Стокгольме
пролетом  83  ж,  ангар  в  Тегеране  пролетом  40  м,  склад  в
аэропорту  Схиполь  (Голландия)  пролетом  76  ж,  летние
театры  в  ФРГ  пролетом  от  30  до  93  м,  здание  спортивной
арены  в  Варнемо  (Швеция)  пролетом  47  м,  здание  крытого
 79

рынка  в  Париже  пролетом  43,2  м,  одно-  и  многопролетные
промышленные  здания  с  кранами  и  без  кранов  в  Швеции,
автодорожные  мосты  с  ездой  поверху  в  Швеции  и  Венесуэ¬
ле,  мостовые  переходы  газопроводов  и  другие  сооружения
[86—89].  Некоторым  недостатком  канатных  ферм  является
необходимость  воспринять  распор  системы  анкерными  фун-
 Рис.  11.35.  Схемы  зданий  с  жесткими  канат¬
ными  фермами
 а—разрез  ангара  в  Тегеране  (Иран);  б  —  разрезы
спортивного  зала  в  Оффенбурге  (ФРГ);  в,  г  —  разрез
и  план  летнего  театра  в  ОтигхеЙме  (ФРГ)
 даментами,  которые  иногда  могут  получиться  громозд¬
кими.  Этот  недостаток  смягчается  в  многопролетных  зда¬
ниях,  так  как  количество  анкерных  фундаментов  одинаково
в  однопролетных  и  многопролетных  зданиях.
 Распространению  жестких  канатных  ферм  Яверта  за
рубежом  способствует  применение  легких  ограждающих
конструкций  в  покрытиях  зданий.  Вес  ограждающих  кон¬
струкций  покрытий  по  проектам  Яверта  не  превосходит
40—45  кг/м2.  Фермы  размещаются  с  шагом  3—6  м.  По
 80

данным  Яверта,  расход  металла  на  покрытие  очень  неве¬
лик  —  10—15  кг/м2.
 Новый  тип  жестких  канатных  безраспорных  ферм  пред¬
ложен  К.  Г.  Протасовым  для  пролетных  строений  железно¬
дорожных  мостов  средних  и  больших  пролетов.  'Фермы
Протасова  балочные  с  параллельным  очертанием  поясов.
Пояса  и  перекрестные  раскосы  выполняются  из  стальных
 Рнс.  11.36.  Детали  узлов  жестких  канатных  ферм  системы  Д.  Яверта
а—узел  верхнего  пояса;  б—узел  нижнего  пояса
 канатов.  Стойки  ферм  из  жестких  прокатных  профилей.
Распор  канатной  системы  воспринимается  внутри  фермы
жесткой  распоркой,  работающей  на  сжатие  (рис.  11.37).
Проезжее  полотно  может  устраиваться  в  уровне  верхнего
или  нижнего  пояса  или  посредине  высоты  фермы.  Для  со¬
кращения  затраты  материалов  наиболее  целесообразно  сов¬
мещение  проезжего  полотна  с  распоркой.  По  данным
К.  Г.  Протасова,  новые  жесткие  канатные  фермы  эконо¬
мически  выгоднее  других  типов  пролетных  строений  с  раз¬
личными  железобетонными,  металлическими  и  смешанными
конструкциями  [31  ].
 Представляется  перспективным  расширить  область  при¬
менения  ферм  К.  Г.  Протасова.  Такие  фермы  возможно
 81

применять  в  большепролетных  зданиях  павильонного  типа,
например  в  авиасборочных  цехах  с  верхнеподвесными  кра¬
нами  и  в  пролетных  строениях  конвейерных  эстакад.  На
рис.  11.37  изображена  схема  пролетного  строения  конвейер¬
ной  эстакады  для  пролетов  40  м  и  более  с  расположением
галереи  для  конвейеров  внутри  пролетного  строения.
 Рис.  11.37.  Схема  пролетного  строения  конвейерной  эстакады
с  жесткими  канатными  фермами  системы  К.  Г.  Протасова
1—стальной  канат;  2—жесткий  элемент;  3—  стойка
 Жесткая  распорка  воспринимает  распор  системы  от  предва¬
рительного  напряжения  канатов  и  от  эксплуатационной
нагрузки  и  служит  опорой  конструкций  галереи.
 РЕШЕТЧАТЫЕ  КОНСТРУКЦИИ  БЕЗ  ПРИМЕНЕНИЯ
ВЫСОКОПРОЧНОЙ  СТАЛИ
 Практический  и  научный  интерес  представляет  направ¬
ление  развития  металлических  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций  —  без  использования  высокопрочных
стальных  элементов,  работающих  на  растяжение.  Регули¬
рование  внутренних  усилий  достигается  здесь  различными
приемами:  действием  силы  тяжести,  изменением  расчетной
схемы  сооружения  в  процессе  монтажа,  механическим  обо¬
рудованием  или  использованием  некоторых  физических
явлений.  Большее  развитие  это  направление  получило  в
мостостроении.  Чаще  встречается  создание  начальных  на¬
пряжений  действием  силы  тяжести.  Сюда  относится  до¬
вольно  распространенный  прием  —  пригруз  (временный
или  постоянный)  конструкций.  Особенно  эффективен  при¬
груз  консолей  в  двухконсольных  системах.  Таким  способом
проведена,  например,  реконструкция  автодорожного  моста
через  канал  им.  Москвы  у  Яхромы  [271.
 г
 \
 L
 82

Устройство  разгружающих  противовесов  в  двухкон¬
сольных  решетчатых  системах  используется  не  только  в
мостостроении.  Например,  в  Чехословакии  недалеко  от
г.  Кошице  построен  газопроводный  переход  через  р.  Ог-
рже  пролетом  64  м  с  двумя  консолями  по  10  м  [81  ].
 Рис.  11.38.  Газопроводный  переход  через  р.  Огрже  в  Чехословакии
 а  —  схема  конструкции;  б  —  общий  вид;  1  —стальное  пролетное  строение;
 2—  бетонный  массив
 Пролетное  строение  перехода  состоит  из  трехгранной
решетчатой  фермы  с  поясами  и  решеткой  из  стальных  труб
на  сварке  (рис.  II.  38).  Газопровод  служит  верхним  поясом
фермы.  Все  стороны  треугольника,  образуемого  поясами,
равны  2  м.  На  берегах  газопровод  отведен  наклонно  вниз
в  плоскости,  перпендикулярной  оси  фермы,  чтобы  компен¬
сировать  температурные  деформации  и  напряжения.  По¬
стоянные  бетонные  массивы  на  концах  консолей  увеличи
вают  разгружающее  влияние  консолей  и  выравнивают  из
гибающие  моменты  в  средине  пролета  и  на  опорах.
 Нередко  силу  тяжести  используют  при  регулировании
усилий  путем  изменения  расчетной  схемы  сооружения  во
 83

время  монтажа  статически  неопределимых  неразрезных,
арочных  и  рамных  конструкций.  На  рис.  11.39  показан
разрез  промышленного  здания,  построенного  в  Свердловске
в  1949—1950  гг.  (авторы  проекта  конструкций  канд.  техн.
наук  Б.  А.  Сперанский  и  инж.  В.  К.  Шунаев),  в  попереч¬
ной  раме  которого  проведено  регулирование  усилий  в  про-
 Рис.  IL39.  Регулирование  усилий  в  поперечной  раме  производ¬
ственного  здания  в  Свердловске  изменением  расчетной  схемы  во
время  монтажа  конструкций
а  —  расчетная  схема  рамы  при  действии  собственного  веса  металлоконст¬
рукций  и  веса  железобетонных  плит  настила;  б  —расчетная  схема  рамы  для
всех  нагрузок,  приложенных  после  замыкания  стыков  нижнего  пояса  ферм
 с  колоннами
 цессе  монтажа  конструкций.  Стыки  нижних  поясов  ферм
с  колоннами  замыкали  после  монтажа  металлоконструкций
и  сборных  железобетонных  плит  покрытия.
 От  постоянной  нагрузки  ригели  работали  как  разрезные
шарнирно  опертые  фермы  (рис.  II.  39,  а).  На  нагруз¬
ки,  приложенные  после  заварки  стыков,  фермы  работа¬
ют  как  ригели  в  составе  жесткой  двухпролетной  рамы
(рис.  II.  39,  б).  В  результате  изменения  расчетной  схемы
выравнены  изгибающие  моменты  в  пролетах  ригелей-ферм
и  на  средней  опоре,  и  поперечные  сечения  поясов  приняты
постоянными  по  всей  длине.  В  итоге  получено  снижение
веса  ферм  на  16%.  Подобное  регулирование  усилий  в  по¬
 84

перечных  рамах  производственных  зданий  не  раз  применя¬
лось  в  проектах,  разработанных  ГПИ  Проектстальконструк-
ция,  Промстройгтроектом  и  другими  организациями.
 В  Советском  Союзе  начата  разработка  неразрезных
ферм,  напрягаемых  принудительным  перемещением  опор
по  вертикали.  Например,  В.  В.  Бирюлев  [6]  предлагает
напрягать  двухпролетные  фермы  (рис.  II.  40)  опусканием
(подтягиванием)  или  поддомкрачиванием  концов  или  сред¬
ней  опоры  ферм  с  целью  достичь  равенства  пролетного  и
опорного  изгибающих  моментов  или,  наоборот,  с  целью
увел  ичен  ия 	опорного
 момента  в  фермах  с  боль¬
шей  высотой  на  средней
опоре,  чем  в  пролете.
 По-видимому, 	ис¬
 пользование  этого  ме¬
тода  ограничивается  ве¬
личиной  контролируемо¬
го  перемещения  просад¬
ки  опор  ферм  и  величи¬
ной  осадки  и  упругих
перемещений  поддержи¬
вающих  фермы  конструкций.  Величина  контролируемо¬
го  искусственного  перемещения  должна  быть  по  край¬
ней  мере  такова,  чтобы  увеличенная  в  5—10  раз  погреш¬
ность  измерения  перемещения  вызывала  отклонения  от
расчетного  напряженного  состояния  не  более  ±5%.  По
данным  В.  В.  Бирюлева,  предлагаемое  им  регулирование
усилий  в  неразрезных  фермах  может  дать  экономию  стали
на  фермы  на  19%.
 Оригинальный  прием  регулирования  деформаций  с  по¬
мощью  предварительного  напряжения  использовал  проф.
А.  Тесар  в  проекте  реконструкции  покрытия  здания  зим¬
него  стадиона  в  Братиславе  [105]  (рис.  11.41).
 До  реконструкции  стадион  состоял  из  площадки  для
катка,  окруженной  трибунами  с  козырьками.  Решено  было
закрыть  центральную  часть  фонарем.  Несущие  конструкции
фонаря  состоят  из  шести  двухшарнирных  рам,  опирающихся
на  козырьки  трибун.  Распор  рам  воспринимается  связе-
выми  фермами,  расположенными  над  существующей  желе¬
зобетонной  плитой  козырьков.  Реакция  продольных  свя-
зевых  ферм  (рис.  11.41,  в)  передается  на  торцевые  связевые
фермы.  Пролет  рам  52,28  м.  Для  того  чтобы  обеспечить
равномерное  распределение  распора  от  рам,  на  последней
 ^ 	Тн„ 	■я'
 Рис.  11.40.  Схемы  напряжения  не¬
разрезных  ферм  принудительным  пе¬
ремещением  на  опорах
 85

стадии  монтажа  каждая  рама  была  временно  раскреплена
затяжкой  из  стальных  тросов.  Под  действием  внешних
сил  геометрическая  схема  связевых  ферм  изменилась
(рис.  II.  41,  б);  узел  /  связевой  фермы,  оставшийся  незамк-
 Рис.  11.41.  Зимний  стадион  в  Братиславе  (Чехословакия)
 а  —  поперечный  разрез  до  устройства  фонаря;  б—  поперечный  разрез  с  фона¬
рем;  в  —  схема  регулирошшии  деформаций  свизепых  ферм;  г  —общий  вид
 нутым,  был  смещен  по  горизонтали  на  240  мм.  Затем  уста¬
новкой  с  100-тонным  гидравлическим  домкратом  узел  /
связевой  фермы  был  включен  в  работу.  При  этом  заданный
ранее  отрицательный  выгиб  связевой  фермы  уменьшился
от  100  до  25%.  При  полной  расчетной  нагрузке  предвари¬
 86

тельный  выгиб  исчезает.  Общий  расход  стали  на  это  по¬
крытие  составил  85  кГ!мг.
 Разработка  решетчатых  металлических  предварительно
напряженных  конструкций  началась  недавно  и  в  ближай¬
шие  годы  следует  ожидать  появления  новых,  более  совер¬
шенных  и  экономичных  конструктивных  форм  конструкций
с  использованием  предварительного  напряжения  и  совер¬
шенствования  известных  решений.

Глава  III
 РАСЧЕТ  МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  РЕШЕТЧАТЫХ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
 ОБЩИЕ  ПОЛОЖЕНИЯ
 При  расчете  металлических  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций  необходимо  учитывать  требования  СНиП
и  «Инструкции  по  проектированию  стальных  предвари¬
тельно  напряженных  конструкций»  [  13].
 Предварительно  напряженные  металлические  конструк¬
ции,  как  и  все  конструкции  из  стали  и  алюминиевых  спла¬
вов,  рассчитывают  по  двум  предельным  состояниям  —  по
несущей  способности  (первое  предельное  состояние)  и  по
деформациям  (второе  предельное  состояние).  Расчет  по
несущей  способности  ведется  на  расчетные  нагрузки,  рас¬
чет  на  деформации  —  по  нормативным  нагрузкам.  Расчет¬
ные  нагрузки  получают  умножением  нормативных  нагру¬
зок  на  соответствующие  коэффициенты  перегрузки.  Сила
искусственного  напряжения,  которая  вызывает  предва¬
рительные  напряжения,  также  является  внешней  силой  и
поэтому  берется  с  коэффициентами  перегрузки.
 Коэффициенты  перегрузки  для  усилия  предваритель¬
ного  напряжения  принимаются  в  двух  значениях  —  боль¬
ше  и  меньше  единицы.  Они  отражают  несовершенство
контроля  усилия  предварительного  напряжения.  Коэф¬
фициент  tii  >  1  учитывает  возможность  превышения
фактического  усилия  предварительного  напряжения
над  расчетным,  коэффициент  п2  1—возможность  зани¬
жения  фактического  усилия,  потери  от  релаксации  на¬
пряжений  в  затяжке  и  податливость  анкерных  устройств.
 Коэффициенты  Mi  и  п2  вводятся  в  расчет,  если  при  произ¬
водстве  натяжных  работ  усилие  предварительного  напря¬
 88

жения  в  затяжке  определяется  косвенными  методами;  на¬
пример,  при  ^  оттяжке  затяжки  клиньями  —  величиной
усилия,  необходимого  для  забивания  или  вдавливания
клиньев;  при  оттягивании  затяжки  болтами  —  величиной
усилия  натяжения  болта.
 Коэффициент  перегрузки  пх  =  1,1  учитывается  в  двух
случаях:
 а)  при  проверке  конструкции  в  стадии  предваритель¬
ного  напряжения,  когда  нет  внешней  нагрузки,  для  всех
рассчитываемых  стержней;
 б)  при  проверке  конструкции  в  стадии  загружения  ее
внешней  нагрузкой,  когда  напряжения  от  внешней  нагруз¬
ки  совпадают  по  знаку  с  предварительными  напряжениями
или  предварительные  напряжения  больше  по  величине  и
противоположны  по  знаку  напряжениям  от  внешней  на¬
грузки,  т.  е.  напрягающее  усилие  увеличивает,  а  не  раз¬
гружает  напряженное  состояние.
 Коэффициент  пг  =  0,9  учитывается  при  проверке  кон¬
струкции  в  стадии  загружения  внешней  нагрузкой  для
стержней,  в  которых  напряжения  от  внешней  нагрузки
больше  по  величине  и  противоположны  по  знаку  предва¬
рительным  напряжениям,  т.  е.  когда  напрягающее  усилие
уменьшает  напряженное  состояние.
 В  случае  обеспечения  надежного  прямого  контроля
величины  усилия  предварительного  напряжения  маномет¬
рами  на  гидравлических  установках,  измерения  напря¬
жений  или  прогибов  конструкции  приборами  и  другие  коэф¬
фициенты  п±  =  п2  =  1  принимаются  равными  единице.
 В  расчете  конструкций  с  затяжками  из  стальных  канатов
и  при  обеспечении  надежного  прямого  контроля  напря¬
жения  следует  учитывать  коэффициенты  перегрузки  =
=  1,05  и  я2  =  0,95,  отражающие  потери  усилия  напря¬
жения  вследствие  релаксации  напряжений  каната,  подат¬
ливости  анкерных  закреплений  и  некоторого  восстанов¬
ления  остаточных  удлинений  после  хранения  в  бухтах
предварительно  вытянутых  канатов.
 Экспериментальными  исследованиями  действительной
работы  сквозных  предварительно  напряженных  конструк¬
ций  из  стали  и  алюминиевых  сплавов  подтверждена  воз¬
можность  расчета  большинства  решетчатых  конструкций  по
шарнирной  схеме,  т.  е.  без  учета  жесткости  узлов  (см.  гл.  IV).
Поэтому  решетчатые  предварительно  напряженные  метал¬
лические  фермы,  рамы  и  арки  можно  рассчитывать  по  шар¬
нирной  схеме  как  обычные  металлические  конструкции.
 89

ФЕРМЫ  С  ОТДЕЛЬНЫМИ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  СЖАТЫМИ
СТЕРЖНЯМИ
 Фермы  с  отдельными  предварительно  напряженными
стержнями  рассчитывают  сначала  как  обычные  фермы;
по  шарнирной  схеме  определяют  усилия  и  подбирают  се¬
чения  ненапряженных  стержней.  Затем  отдельно  рассчи¬
тывают  предварительно  сжатые  стержни.  С  целью  сниже¬
ния  расхода  материала  и  стоимости  предварительному  сжа¬
тию  с  помощью  высокопрочных  затяжек  подвергают  наи¬
более  нагруженные  растянутые  стержни  —  нижний  пояс
и  растянутые  раскосы  вблизи  опор  в  разрезных  конструк¬
циях  и,  кроме  того,  надопорную  часть  верхнего  пояса  не¬
разрезных  и  рамных  конструкций  (см.  рис.  II.  1).
 Смысл  предварительного  сжатия  отдельных  стержней
заключается  в  следующем.  Стержень  представляет  систе¬
му  —  жесткий  стержень  с  гибкой  затяжкой.  Если  жесткую
часть  стержня  обжать  продольной  силой,  натягивая  затяж¬
ку  с  упором  на  жесткую  часть,  то  область  упругой  работы
жесткой  части  существенно  расширится.  Начальные  на¬
пряжения  в  процессе  натяжения  затяжки  можно  довести  до
расчетного  сопротивления  металла  сжатию,  умноженному
на  коэффициент  продольного  изгиба.  Приложение  внешних
нагрузок,  вызывающих  растягивающее  усилие,  сначала
приведет  к  падению  до  нуля  начальных  напряжений  сжа¬
тия,  затем  возникнут  растягивающие  напряжения,  кото¬
рые  могут  безопасно  возрастать  до  величины  расчетного
сопротивления  металла  растяжению.  Таким  образом,  по*
вышается  расчетная  несущая  способность  стержня  в  уп¬
ругой  стадии  работы  и  открывается  возможность  умень¬
шения  веса  и  стоимости  конструкции.
 Система  «жесткий  стержень  —  затяжка»  относится  к
статически  неопределимым  системам  с  одним  неизвестным.
«Инструкция  по  проектированию  предварительно  напря¬
женных  стальных  конструкций»  [13]  рекомендует  рассчи¬
тывать  такие  стержни  повторными  попытками  методом  сил
в  следующем  порядке.
 Необходимо  задаться  распределением  материала  между
жесткой  частью  стержня  и  затяжкой:
 *  =  -йг;  (1-Ю  =  ^;  21f  =  f*  +  f, 	(iii.i)
 2jT 	2j^
 где  Fa  и  F  —  площадь  затяжки  и  основного  сечения
стержня.
 90

Определяется  требуемая  суммарная  площадь  сечения:
 5>  =  -г    в-г. 	(Ш.2)
 где  Np  —  полное  расчетное  усилие  в  стержне;
 Ra>  R  —  расчетные  сопротивления  затяжки  и  основно¬
го  сечения.
 Вычисляется  площадь  затяжки  и  основного  сечения
стержня:
 Ра  =  ^2  F;  F  =  (1  —К)  S  F- 	(Ш.З)
 Определяется  усилие  предварительного  напряжения:
 Z  =  <pRF, 	(III.4)
 где  ф  —  коэффициент  продольного  изгиба  стержня,  ре¬
комендуемый  в  пределах  0,9—0,95.
 Определяется  усилие  в  затяжке,  возникающее  при  дей¬
ствии  полного  расчетного  усилия  от  внешних  нагрузок:
 хР  =  —(IIL5>
 Fa-f  +  Fi
 где  Еа  и  Е  —  модули  упругости  затяжки  и  основного
стержня.
 Проверяется  напряжение  в  затяжке:
гщ+Х,,
 «  R,r 	(IH.6)
 *  а
 Еяется  усилие  в  осно
 нагрузкой:
 а 	р
 г  а
 Определяется  усилие  в  основном  сечении  стержня  под
 N  =  Np-(Znt  +  Xp), 	(Ш*7)
 где  щи  п2  —  коэффициенты  перегрузки  и  недогрузки  для
усилия  предварительного  напряжения  за¬
тяжки,  принимаемые  в  соответствии  с  ука¬
заниями,  приведенными  в  разделе  «Общие
положения»  в  начале  данной  главы.
 Проверяется  напряжение  в  основном  сечении  стержня
под  нагрузкой:
 о  = 	(III.  8)
 91

Изложенный  способ  расчета  отдельных  предварительно
сжатых  стержней  обладает  недостатком.  Чтобы  получить
оптимальную  по  расходу  металла  или  по  стоимости  кон¬
струкцию  стержня,  приходится  повторить  расчет  несколь¬
ко  раз.  Повторных  расчетов  можно  избежать,  применяя
следующую  методику.
 Исходя  из  полного  использования  расчетной  несущей
способности  жесткого  стержня  и  затяжки,  напишем  урав¬
нения
 Znii-ANp  =  RaFa-, 	(III.9)
 -Znt  +  (Np-bNJ  =  RF. 	(III. 	10)
 Уравнение  (111.9)  относится  к  затяжке,  уравнение
(ШЛО)  —  к  жесткой  части  стержня.
 С. 	Н.  Клепиков  [17]  решил  совместно  систему  уравнений
(II  1.9)  и  (III.10)  и  получил  следующие  формулы  для  расчета
стальных'  предварительно  сжатых  стержней  постоянного
сечения:
 р  —  Пг  R  *
 а(РRa  +  nivR)-Np  '
 F  =  а—
 Р
 Np
 а  R  (1  -\-п2  <р)  ’
 AN  =  •
 Р  Fa  +  $F  ’
 Z  =  q>RF.
 Здесь  ANp  —  часть  усилия  от  внешних  нагрузок,  воспри¬
нимаемая  затяжкой;
а  —  приведенная  к  материалу  жесткой  части
площадь  поперечного  сечения  стержня;
 Р  =  Е_  —  отношение  модулей  упругости  жесткой  ча-
сти  стержня  и  затяжки;  остальные  обозна¬
чения  сохранены  прежние.
 Зная  полное  расчетное  усилие  в  стержне  и  выбрав  мате¬
риал,  а  следовательно,  и  прочностные  и  упругие  харак¬
теристики,  по  формулам  (111.11)—(111.15)  получаем  сразу
площади  поперечного  сечения  жесткой  части  стержня  и
затяжки,  а  также  усилие  предварительного  напряжения.
 (III.  И)
(IIU2)
 (111.13)
 (111.14)
 (111.15)
 92

Из  выражения  (111.12)  следует,  что  предварительное
сжатие  стержня  возможно  осуществить  только  тогда,  ког¬
да  F  >  0,  т.  е.  при
 а  —  >  о. 	(III. 	16)
 Р
 Введем  обозначение  для  отношения  расчетных  сопро-
 О
 тивлений  затяжки  и  жесткой  части  стержня  К  =  про¬
изведем  необходимые  подстановки  и  алгебраические  преоб¬
разования  в  формуле  (II  1.16)  и  получим  условие  возмож¬
ности  предварительного  напряжения  стержней:
 или  после  подстановки  величины  а:
 К>-!-±^L2-. 	(III. 	18)
 Р
 При  Р  =  1,  ф  =  1  и  1%ч  —  0,9  наименьшее  значение
К  1,9.  При  понижении  значения  ф  отношение  К  тоже
понижается.
 Проследим,  как  влияют  на  эффект  предварительного
напряжения 	стержней  изменения  отношения 	расчетных
 сопротивлений  К  и  коэффициента  продольного  изгиба  ф
или,  точнее,  гибкости  стержня.  С  этой  целью  в  формулу
(111.11)  введем  значение  К  и  после  преобразований  получим
выражение  для  площади  поперечного  сечения  затяжки:
 р 	— 		1 		. 	/щ 	19)
 /?(1  +»>Ф)  №«■  +  («!—я*)  Ф—  1] 	{ 	^
 Для  стержней  с  жесткой  частью  из  стали  Ст.  3  формула
(II  1.19)  принимает  вид
 0,523  <pND  В
 F°  =  (l+0,9<p)(Ptf  +  0,2q>-l)  • 	(III.20)
 Формула  (II  1.20)  позволила  составить  таблицы  для  рас¬
чета  предварительно  сжатых  стержней.  Табл.  III.1  и
 III.2  составлены  для  двух  значений  модулей  упругости
жесткой  части  стержня  и  затяжки  Р  =  1  и  р  =  1,24.  Вто¬
рое  значение  р  относится  к  затяжкам  из  стальных  спираль¬
ных  канатов,  модуль  упругости  которых  в  таблице  принят
Е  =  1,7*  10е  кГ/смг.  При  составлении  таблиц  учтены  ко¬
эффициенты  перегрузки  затяжки  щ  =  1,1  и  п%  —  0,9.
 93

Таблица  III.  1
 Данные  для  расчета  предварительно  напряженных  стержней
 Е
 при  Р  =  7Г=1*
 ■L-Tf
 р  %-
 Fa  4-F
 100
 Д  Nn
 0,9
 0,7
 0,5
 0,3
 0,125
 0,184
 0,205
 0,22
 0,144
 0,21
 0,221
 0,235
 0,187
 0,238
 0,254
 0,267
 0,241
 0,284
 0,298
 0,308
 0,305
 0,334
 0,345
 0,351
 0,125
 0,066
 0,045
 0,03
 0,119
 0,061
 0,042
 0,028
 0,105
 0,054
 0,038
 0,025
 0,087
 0,044
 0,03
 0,02
 0,06
 0,031
 0,02
 0,014
 50
 26.4
17,8
12
45
 23.7
16,1
 10.8
36
18,6
12,8
 8.4
26,6
 13.4
 9.1
 6.1
 16.5
 8.4
5,6
3,8
 0,5
0,264
0,178
0,12
0,45
0,237
0,162
0,108
0,36
0,186
0,128
0,084
0,266
0,134
0,091
0,061
0,165
0,084
0,056
0,038
 0,262
 0,388
 0,432
 0,462
 0,272
 0,38
 0,418
 0,435
 0,274
 0,35
 0,372
 0,39
 0,252
 0,298
 0,314
 0,324
 0,192
 0,21
 0,216
 0,221
 *  Значения  F,  Fa  ,  Д  N,  Z  умножить  на  N  f
 Пример  1.  Подобрать  поперечное  сечение  предварительно  сжа¬
того  стержня  по  следующим  данным:  расчетное  растягивающее
усилие  в  стержне  Np  =  190  Т;  материал  жесткой  части  стержня
Ст.  3  с  расчетным  сопротивлением  R  =  2,1  Т/см2;  затяжка  из  круг¬
лых  термически  упрочненных  стержней  легированной  стали  40Х
с  расчетным  сопротивлением  Ra  =  10,5  Т/см2;  К  ~  5;  <р  —  0,9;
 р  =  1.
 По  табл.  III.1  находим  требуемые  площади  поперечного  сечения
жесткой  части  стержня  и  затяжки  ^  =  0,21  •  190=39,9  см2  и
Fa  =  0,061  *  190=  11,59  см2.
 Принимаем  поперечное  сечение  жесткой  части  —  два  швеллера
№  18,  F  =  2*20,7=41,4  см2  и  сечение  затяжки  из  двух  стержней
2028  мм,  Fa  =  2-6,16=12,32  см2.
 По  формуле  (III.  14)  получим  долю  усилия,  воспринимаемую
затяжкой:
 12,32-190
 ANp^—±  —  -43,57  Т.
 р  12,32  +  41,4
 Силу  предварительного  напряжения  затяжки  найдем  из  выра¬
жения  (III.15):
 94
 3|
 51
 7f
 10'
 3)
 5
 7
 10*
 ?
 10'
 3)
 ?
 10'
3,
5
71
 io'

Таблица  HI.2
Данные  для  расчета  предварительно  напряженных  стержней
 при  3  =  JL=1>24
 ^а
 К
 <р
 F
 p%=F;+Fio°
 ANp
 z
 3)
 0,156
 0,117
 42,8
 0,388
 0,327
 5
 1
 0,199
 0,064
 24,2
 0,206
 0,418
 7
 0,216
 0,042
 16,4
 0,157
 0,453
 ю'
 0,226
 0,03
 11,5
 0,095
 0,475
 3)
 0,173
 0,112
 39,2
 0,345
 0,325
 51
 0,9
 0,215
 0,06
 22
 0,185
 0,406
 7
 0,23
 0,041
 15,6
 0,126
 0,435
 10J
 0,241
 0,028
 10,4
 0,085
 0,455
 31
 0,215
 0,095
 30,8
 0,263
 0,308
 б|
 0,7
 0,25
 0,042
 17,3
 0,145
 0,358
 71
 0,263
 0,036
 11,9
 0,099
 0,365
 loJ
 0,272
 0,024
 8,2
 0,067
 0,378
 31
 0,264
 0,08
 23,1
 0,194
 0,276
 51
 0,5
 0,294
 0,042
 12,5
 0,103
 0,308
 7\
 0,305
 0,029
 9,4
 0,07
 0,32
 ioJ
 0,312
 0,02
 5,9
 0,049
 0,328
 31
 0,321
 0,055
 14,6
 0,135
 0,139
 5
 0,3
 0,342
 0,029
 18,6
 0,065
 0,152
 7\
 0,349
 0,02
 5,4
 0,044
 0,22
 10)
 0,354
 0,013
 3,5
 0,03
 0,222
 2  =  0,9*2,1*41,4  —78,24  Тщ  Принято  Z  =  78  7\
 Проверим  правильность  подбора  сечения  стержня  подстановкой
полученных  величин  в  уравнения  (III.9)  и  (III.10).
 Zni~\~  =78*  1,1  +  43,57  =  129,4  Т~
 =  /?eFrt=  10,5-12,32=  129,4  Т\
 —Zn%  +  (Np  —  £iNp)  =  ~78*0,9+190  —  43,57  =
 =  76,2  Т  <  £^  =  2,1*41,4  =  86,9  Т.
 Снижение  общей  площади  поперечного  сечения  стержня  вслед¬
ствие  предварительного  напряжения  составляет
 190/2,1  —(41,2+12,32)
 —ш^^100  =  39'5%-
 Чтобы  обеспечить  значение  коэффициента  ср  —  0,9,  требуется
разместить  поперечные  диафрагмы  между  швеллерами  №  18  по
боковой  гибкости  одного  швеллера  К  —  46,  но,  учитывая  влияние
неплотности  заполнения  стержнями  затяжки  отверстий  в  диафраг¬
мах,  назначаем  расстановку  диафрагм  по  гибкости  0,8Л  =  37,  т.  е.
через  37  радиусов  инерции  г  у  швеллера  №  18.
 95

ФЕРМЫ  С  ЗАТЯЖКАМИ
 Общие  сведения
 Фермы  с  затяжками  относятся  к  статически  неопреде¬
лимым  стержневым  системам.  Усилия  в  стержнях  таких
систем  от  внешних  нагрузок  обычно  определяют  методом
сил.  Если  предварительное  напряжение  осуществляется
в  статически  определимой  системе,  то  за  основную  систему
целесообразно  принимать  эту  статически  определимую  фер¬
му,  а  за  лишние  неизвестные  —  усилия  в  затяжках.
 На  величину  расчетных  усилий  в  стержнях  влияют  рас¬
положение  затяжек  по  отношению  к  жесткой  конструкции
фермы  и  последовательность  натяжения  затяжек  и  прило¬
жения  внешних  поперечных  нагрузок.
 Возможны  различные  последовательности  напряжения
затяжки  и  приложения  внешних  нагрузок:  а)  одноступен¬
чатое  напряжение  по  схеме  «натяжение  затяжки  —  загру-
жение  поперечными  нагрузками»  или  по  схеме  «пригруз
фермы  с  установленной  затяжкой  частью  или  всей  постоян¬
ной  нагрузкой  —  натяжение  затяжки  —  догрузка  осталь¬
ной  поперечной  нагрузкой»  и  б)  двух-  или  многоступенчатое
напряжение,  когда  после  каждой  ступени  приложения
внешних  нагрузок  следует  соответствующая  ступень  на¬
тяжения  затяжки.
 С  производственной  стороны  предпочтительнее  назначать
одноступенчатое  напряжение.  Двух-трехступенчатое  на¬
пряжение  возможно  применять  при  преобладании  постоян¬
ной  нагрузки  над  временной,  если  расчленение  постоянной
нагрузки  на  ступени  соответствует,  а  не  противоречит  про¬
цессу  строительства  сооружения.  Например,  в  транспор¬
терных  мостах  за  ступени  постоянной  нагрузки  можно  при¬
нимать  вес  металлических  конструкций  пролетного  строе¬
ния,  вес  конструкций  нижнего  перекрытия,  верхнего  по¬
крытия,  стен  галереи.
 Фермы  с  напряженным  нижним  поясом  и  внутренними
шпренгелями  преимущественно  рассчитывают  по  схеме
«напряжение  —  нагружение»,  так  как  напряжение  таких
ферм  внизу  не  требует  особых  мероприятий  по  обеспечению
устойчивости  их  в  процессе  монтажа;  фермы  с  вынесенными
затяжками  возможно  рассчитывать  по  всем  перечисленным
последовательностям  напряжения  и  приложения  нагрузок.
Целесообразно  с  экономической  стороны  и  приемлемо  с
производственной  фермы  с  вынесенными  затяжками  рас¬
считывать  по  схеме  «пригруз  —  натяжение  затяжки  —  до¬
грузка  остальной  нагрузкой».
 96

Фермы  с  напряженным  нижним  поясом
 Натяжение  затяжки  вызывает  обжатие  нижнего  пояса
(см.  рис.  II.4)  фермы  в  пределах  длины  затяжки.  При  допу¬
щении  шарниров  во  всех  узлах  фермы  напряжение  затяжки
не  вызывает  усилий  в  других  стержнях  фермы.  Допусти¬
мость  расчета  ферм  по  шарнирной  схеме  для  большинства
типов  ферм  подтверждена  экспериментально  (см.  гл.  IV).
Поэтому  во  всех  стержнях  фермы,  кроме  нижнего  пояса,
определяют  усилия  и  подбирают  поперечные  сечения  стерж¬
ней  как  в  обычных,  ненапряженных  фермах,  а  нижний
напряженный  пояс  рассчитывают  особо,  следующим  об¬
разом.
 Определяем  усилия  во  всех  стержнях  фермы  от  полной
расчетной  нагрузки.  Выбираем  материал  (марки  стали)
жесткой  фермы  и  затяжки.  Задаемся  усилием  в  затяжке
нижнего  пояса  Na,  равным  0,6—0,5  от  наибольшего  усилия
от  полной  расчетной  нагрузки  в  нижнем  поясе  Np.  Подби¬
раем  площади  поперечных  сечений  стержней  нижнего
пояса  F  и  затяжки  Fa  по  формулам:
 Na  =  KNp; 	= 	IF  =  ±, 	(Ш.21)
 В  формуле  (II  1.21)  К  =  0,5-г-0,6.
 Усилие  в  затяжке  можно  представить  как  сумму  двух
величин  —  усилия  предварительного  напряжения  Z  и  уси¬
лия  от  внешней  нагрузки  Хр,  возникающего  вследствие
статической  неопределимости  системы.  Это  усилие  принято
называть  силой  самонатяжения  затяжки.
 Силу  самонатяжения  затяжки  вычисляют  из  канони¬
ческого  уравнения  метода  сил  с  учетом  удлинения  затяжки
по  формуле
 NjNpl
 —— 	, 	(III.22)
 Fa  Fa
 где  Ni  —  усилия  в  стержнях  нижнего  пояса  от  единичного
усилия  в  затяжке.  В  данном  случае  на  всем
протяжении  затяжки  усилие  N4  =  1,  поэтому
формула  (22)  принимает  вид
 ■1  Зак,  526
 97

Если  поперечное  сечение  нижнего  пояса  постоянное
по  всей  длине  затяжки,  то  формула  (II  1.22)  еще  упрощается
и  приводится  к  виду
 Далее  определяют  силу  предварительного  напряжения:
 и  проверяют  устойчивость  стержней  нижнего  пояса  в  ста¬
дии  предварительного  напряжения  по  формуле
 Коэффициент  продольного  изгиба  ф  определяют  исходя
из  указаний  «Норм  на  проектирование  стальных  конструк¬
ций»  СНиП  П-В.3-62  с  учетом,  что  в  местах  соединения
стержня  фермы  с  затяжкой  стержень  закреплен  от  потери
устойчивости  из  плоскости.
 Наличие  зазоров  и  неплотностей  между  затяжками  и
фиксаторами  или  диафрагмами  может  оказать  отрицатель¬
ное  влияние  на  устойчивость  жесткого  стержня.  Вопрос
этот  еще  не  изучен.  Поэтому  до  проведения  исследований
рекомендуется  учитывать  влияние  зазоров  при  определении
коэффициента  продольного  изгиба  увеличением  расчетной
длины,  принимая  ее  равной  1,1—1,2  расстояния  между
точками  соединения  затяжки  и  стержня  [3].
 Коэффициент  перегрузки  =  1,05+1,1  вводят  на  слу¬
чай  перетяжки  затяжки  в  момент  напряжения.
 Если  условие  (111.26)  не  выдержано,  то  площадь  попе¬
речного  сечения  затяжки  и  нижнего  пояса  корректируют
и  весь  расчет  повторяют  вновь.
 Пример  2.  Рассчитать  предварительно  напряженный  нижний
пояс  полигональной  фермы  по  рис.  III.  1.  Материал  фермы  ВСт.  3
с  расчетным  сопротивлением  R  =  2,1  Т/см2  и  модулем  упругости
Е  =  2,1*106  кГ/см2.  Затяжка  из  двух  стальных  высокопрочных
канатов  из  светлой  проволоки.  Модуль  упругости  канатов  принят
Еа  =  1,6*  10е  кГ/см2.  Отношение  модулей  упругости  стали  фермы
 X
 S  Npl
 (III.24)
 Z  =  Na-Xp
 (III.25)
 пг  Z-<  <рRF.
 (III.26)
 и  канатов  Е/Еа  =  1,31.

Усилия  от  полной  расчетной  нагрузки:  в  первой  от  опоры  па¬
нели  Nр  =  365  Т,  во  второй  панели  —  355  Т,  в  третьей  —  360  Т.
Длина  панелей  /  —  900  см.
 Задаемся  полным  расчетным  усилием  в  затяжке:
 Л^  =  0,55Л^  =  0,55-365  =  200  Г.
 Усилие  в  жесткой  части  нижнего  пояса
 Np——365—200  —  165  Т.
 Подбираем  поперечное  сечение  нижнего  пояса:
f=jV/,_-I^=  165=78[6c^
 R  2,1
 Принято  сечение  из  двух  швеллеров  №  30;  F  =  81  см2\  радиус
инерции  одного  швеллера  относительно  вертикальной  оси  г  —
=  2,84  см.
 Поперечное  сечение  затяжки  из  канатов  проще  подбирать  не  по
формуле  (III.21)  через  расчетное  сопротивление  канатов,  а  по  расчет¬
ной  несущей  способности  каната  NK,  которую  получают  умножением
разрывного  усилия  каната  [NK]  на  коэффициент  0,65.  Разрывное
усилие  дано  в  ГОСТах  на  канаты  [15].  Воспользуемся  этим  прие¬
мом  и  получим  требуемое  разрывное  усилие  одного  каната:
 Na  200
 [""J  =  2-^=2-W=I34T-
 Принимаем  затяжку  из  двух  стальных  канатов  типа  TK7X
Х37  (ГОСТ  3068—55)  диаметром  46,5  мм  крестовой  свивки  из
светлой  проволоки  с  временным  сопротивлением  проволоки  на  ра¬
стяжение  170  кГ!мм2.  Разрывное  усилие  затяжки  из  двух  канатов
равно  2[WK]  —  2*137,5=275  Т>  а  расчетная  несущая  способность
будет  WK  =  2*  137,5-0,65=205  т.  Площадь  поперечного  сечения
затяжки  Fa  —  2-9,9=19,8  см2.
 Определяем  силу  самонатяжения  затяжки  по  формуле  (III.24):
 X 	1 	- 	(365+355+360)-2-900mC,6 	g 	^
 Р  .  (  EF  \ 	I 	81 	\
 Ч'  +  ^Л> 	S*0°(I 	+ 	I.31 	—)
 Найдем  силу  предварительного  натяжения  затяжки  из  выра
жения
 Z  =  Na  —  Л^  =  200—  56,5=  143,5  Т.
 Проверяем  устойчивость  нижнего  пояса  в  процессе  напряжени
по  усилию  в  затяжке  с  учетом  перетяжки  на  5%  по  условию
 Znx  <  ФRF
 и,  подставляя  числовые  значения  величин,  устанавливаем,  что  это
условие  выполнено  и  подобранное  сечение  корректировки  не  тре
бует:
 Zn!=  143,5-1,05-=  151  Т  <  ф^  =  0,9-2,1-81  =  158  Т.
 4* 	99

Значение  коэффициента  продольного  изгиба  <р  =  0,9  соответствует
гибкости  X  =  46.  По  этому  значению  гибкости  следует  разместить
фиксаторы  затяжки  к  стержню  нижнего  пояса  (см.  рис.  III.  1)  с
учетом  замечания  о  влиянии  зазоров  между  фиксаторами  и  затяжкой.
 Оценим  величину  уменьшения  площади  поперечного  сечения
нижнего  пояса  в  результате  предварительного  напряжения.
 Рис.  III.  1.  К  примеру  расчета  фермы  с  напряженным  нижним
 поясом
 У—затяжка  из  стальных  канатов;  2  —  фиксатор  из  обрезка  стальной  трубы;
3—  диафрагма;  4  —  соединительная  планка
 Требуемая  площадь  ненапряженного  нижнего  пояса  также  из
стали  ВСт.З:
 365
 Fo  =  —=174  см3.
 Полная  площадь  сечения  напряженного  пояса
F  +  ffl  =  81  +19,8=  100,8  см2.
 Уменьшение  площади  поперечного  сечения  нижнего  пояса  в  резуль¬
тате  предварительного  напряжения  составляет
 174—  100,8
 174
 100  =  42%.
 Так  как  в  полигональных  фермах  рассматриваемого  типа  вес  ниж¬
него  пояса  составляет  30—35%  общего  веса  (в  ненапряженных
фермах),  то  можно  ожидать  снижение  веса  фермы  в  целом  за  счет
предварительного  напряжения  нижнего  пояса  на  13—14%.
 Фермы  с  внутренней  шпренгельной  затяжкой
 Натяжение  внутренней  шпренгельной  затяжки
(см.  рис.  11.10)  вызывает  усилия  в  нижнем  поясе,  в  стерж¬
нях  основной  решетки,  пересеченных  затяжкой,  и  в  панелях
 100

верхнего  пояса  от  опор  до  напряженных  раскосов.  При
этом  оказывается,  что  предварительное  напряжение  со¬
провождается  возникновением  разгружающих  усилий  в
нижнем  поясе  и  стержнях  решетки  и  догружающих  в  верх¬
нем  поясе.
 Такие  фермы  рассчитывают  в  той  же  последовательности,
как  фермы  с  напряженным  нижним  поясом,  но  проверку
несущей  способности  стержней  рекомендуется  выполнять
по  следующим  формулам.
 Для  стержней,  у  которых  усилия  от  расчетной  нагрузки
вфсновной  системе  и  от  натяжения  затяжки  имеют  разные
знаки:
 а)  сжатие  стержня  при  расчете  основной  системы  на
эксплуатационные  нагрузки:
 если
 Np->(niZ  +  Xp)N{,  Np-(n2Z  +  Xp)N1<m<fRF6p;  (111.27)
если
 N^dmZ  +  X^Ni,  N^-imZ  +  XDN^RF^-,  (Ш.28)
 б)  растяжение  стержня  при  расчете  основной  системы
на  эксплуатационные  нагрузки:
 если
 NpXniZ  +  Xp)Nv  Np-(n2Z  +  Xp)Nx<RFm; 	(111.29)
 если
 Nl<(niZ+  XI)N^,
 (III.30)
 Для  стержней,  у  которых  в  основной  системе  усилия  от
расчетной  нагрузки  и  от  усилия  в  затяжке  имеют  одинако¬
вые  знаки:
 а)  при  сжимающем  усилии
 Np  +  (пг  N.Z  +  N,  Хр)  <  m<pRF6v; 	(111.31)
 б)  при  растягивающем  усилии
 Np  +  (rtl  N1Z  +  N1  Хр)  <  RFnT. 	(III.32)
 Для  затяжки
 Na  =  niZ  +  Xp<RaFa. 	(III.33)
 101

Наибольшее  контролируемое  усилие  предварительного
напряжения  в  затяжке  определяется  несущей  способностью
стержней,  сжатых  в  процессе  предварительного  напряжения:
 ZH<m<p/?F6p. 	(111.34)
 В  формулах  (II  1.27)—(II  1.34)  приняты  следующие  обо¬
значения:
 Np  —  усилие  в  стержне  от  расчетной  нагруз¬
ки  при  расчете  основной  системы
фермы  (без  учета  работы  затяжки);
 jV{S  —  расчетное  усилие  в  стержне  от  норматив¬
ной  нагрузки  при  расчете  основной  си¬
стемы  фермы;
 N1  —  усилие  в  стержне  от  силы,  равной  едини¬
це  в  затяжке;
 Z  —  расчетное  усилие  предварительного  на¬
пряжения  в  затяжке;
 Хр\  Хр  —  усилие  самонатяжения  в  затяжке  от
внешней  расчетной  и  нормативной  на¬
грузки;
 (riiZ  +  XP)Ni  —  усилие  в  стержне  от  расчетного  усилия
в  затяжке;
 (n1Z+Xl)N1  —  усилие  в  стержне  от  предварительного
напряжения  затяжки  и  от  нормативной
нагрузки;
 ^бр‘>  Fm  —  площадь  поперечного  сечения  (брутто
и  нетто);
 R\  Rа  —  расчетные  сопротивления  растяжению
стержня  и  затяжки;
 Ф  —  коэффициент  продольного  изгиба;
пй  п2  —  коэффициенты  перегрузки  при  натяже¬
нии  затяжки;
т  —  коэффициент  условий  работы,  прини¬
маемый  т  =  0,8  только  для  сжатых
стержней  решетки  фермы  при  гибкости
их  %  >  60  согласно  указаниям  табл.  9
СНиП  на  проектирование  стальных  кон¬
струкций.
 В  изложенной  методике  расчета  ферм  с  внутренней
шпренгельной  затяжкой  не  учтены  силы  трения,  возника¬
ющие  в  местах  перегиба  затяжки.  По  исследованиям  ка¬
федры  строительных  конструкций  Уральского  политех¬
 102

нического  института,  проведенным  Б.  А.  Сперанским  и
Б.  М.  Сушенцевым,  потери  усилия  натяжения  затяжки  до¬
стигают  за  каждым  перегибом  10—12%.  Эти  потери  могут
быть  снижены  до  3—5%  повторными  натяжениями  затяжки
с  перетяжкой  на  5—10%  и  опусканием  усилия  до  величины
контролируемого  усилия  натяжения,  а  также  натяжением
затяжки  с  двух  кондов.  Поэтому  возможно  в  расчете  ферм
не  учитывать  потери  усилия  непосредственным  уменьше¬
нием  силы  натяжения  при  определении  усилий  в  стержнях
фермы,  а  учитывать  потери  косвенным  путем,  принимая
значения  коэффициентов  перегрузки  затяжки  пх  =  1,1
и  п2  =  0,9.
 Фермы  с  вынееенными  затяжками
 Натяжение  затяжки  вызывает  усилия  во  всех  или  в
большинстве  стержней  таких  ферм.  Если  жесткая  часть
фермы  статически  определима,  то  усилия  в  стержнях  фермы
от  предварительного  напряжения  определяются  как  в  ста¬
тически  определимой  системе,  а  усилия  от  внешних  нагру¬
зок  —  как  в  статически  неопределимой  системе.  За  основ¬
ную  систему  принимают  ферму  без  затяжки.
 «Инструкция  по  проектированию  стальных  предвари¬
тельно  напряженных  конструкций»  [13]  рекомендует  все
предварительно  напряженные  стальные  фермы  рассчиты¬
вать  методом  сил.
 В  расчете  статически  неопределимых  ферм  по  методу
сил  усилия  в  стержнях  получают  как  сумму  усилия  от
внешних  нагрузок  в  основной  статически  определимой  си¬
стеме  и  усилий  от  неизвестных  сил,  заменяющих  «лишние»
стержни.  Для  определения  неизвестных  сил  необходимо
решить  канонические  уравнения,  в  которых  коэффициен¬
тами  при  неизвестных  служат  перемещения.  Для  вычис¬
ления  перемещений  требуется  заранее  задаться  площадями
поперечных  сечений  всех  стержней.  Найдя  расчетные  уси¬
лия,  подбирают  поперечные  сечения  стержней.  Чтобы  по¬
лучить  конструкцию,  близкую  к  оптимальной  по  весу  (по
объему)  или  по  стоимости,  расчет  повторяют  несколько  раз.
При  расчете  методом  сил  предварительно  напряженных  ферм
возникает  еще  новое  затруднение  —  неясно,  как  задаться
величиной  силы  предварительного  напряжения  затяжки.
Естественно,  что  желательно  располагать  такими  методами
расчета  предварительно  напряженных  ферм,  которые  поз¬
воляют  сначала  найти  оптимальное  распределение  усилий
 103

в  стержнях,  а  затем  сразу  без  повторных  расчетов  подо¬
брать  поперечные  сечения  стержней.
 В  фундаментальных  работах  М.  Леви  [92]  и  И.  М.  Ра¬
биновича  132]  по  теории  статически  неопределимых  ферм
доказано,  что  при  одном  загружении  статически  неопредели¬
мая  ферма  обладает  наименьшим  объемом,  когда  усилия  в
лишних  стержнях  равны  нулю.  На  использовании  этого
положения  основаны  в  большинстве  методы  расчета  ста¬
тически  неопределимых  систем  наименьшего  объема  (веса).
 Наибольшим  практическим  интересом  отличаются  методы
с  применением  зеркальных  функций  Ю.  А.  Радцига  и  метод
заданных  усилий.
 Расчет  ферм  с  вынесенными  затяжками  с  использованием
зеркальных  функций.  Зеркальные  функции  предложены  и
разработаны  Ю.  А.  Радцигом  [33—35]  и  применены  им
сначала  для  исследования  вопроса  о  наименьшем  объеме
обычных,  т.  е.  предварительно  ненапряженных  статически
неопределимых  ферм.  С.  Н.  Клепиков  [18]  предложил  оп¬
ределять  оптимальное  усилие  в  затяжке  Na  с  помощью  зер¬
кальных  функций  Ю.  А.  Радцига  следующим  образом.
 Весь  расчет  делится  на  две  части:  основной  и  допол¬
нительный.  Задача  основного  расчета  заключается  в  оп¬
ределении  такого  значения  усилия  в  затяжке,  при  котором
для  данной  геометрической  схемы  и  нагрузки  вес  фермы
будет  наименьшим.  Затем  определяют  усилия  во  всех  стерж¬
нях,  подбирают  по  ним  поперечные  сечения  и  вычисляют
силу  предварительного  напряжения.  Для  достижения  этой
цели  объем  фермы  записывают  в  виде  линейной  зеркальной
функции:
 Ю.  А.  Радциг  доказал,  что  критерием  минимума  функ¬
ции  (II  1.35)  является  выполнение  условия
 п
 V  =  y(x)=2\ai  +  biNa\, 	(III-35)
 i—п
 Ntph 	Ntih
 где  = 	=
 ^1  +  Ь2  +  bk—i  <Z  —  ;
b2  -f-...  -f-  bk—i  + 	.
 (111.36)
 Здесь
 п
 в=ът
 (III.37)
 104

В  приведенных  выражениях  Nip  —  усилие  в  стержне
фермы  без  затяжки  от  полной  внешней  расчетной  нагрузкие
Ntl  —  усилие  в  стержне  от  единичного  усилия  в  затяжке;
lt  —длина  стержня;  Rt  —  расчетное  сопротивление  ме¬
талла  жесткой  части  фермы;  В—сумма  для  всех  стержней
фермы,  включая  затяжку.
 Значение  углового  коэффициента  линейной  зеркальной
функции  для  контрольного  стержня  соответствует  значению
некоторого  корня:
 Na=—^  =  —^. 	(III.38)
 bh  Nki
 Это  значение  корня  и  есть  искомая  оптимальная  вели¬
чина  полного  усилия  в  затяжке  при  условии,  что  внешняя
нагрузка  и  усилие  в  затяжке  одновременно  возрастают  и
приходят  к  наибольшему  расчетному  значению.
 При  полученном  таким  образом  усилии  в  затяжке  Na
от  полной  нагрузки  усилие  в  /С-м  стержне  будет  равно
нулю.  Иногда  нулевые  или  близкие  нулю  усилия  получа¬
ются  в  нескольких  рабочих  стержнях.  Казалось  бы,  сечения
этих  стержней  можно  подобрать  по  гибкости  или  конструк¬
тивным  соображениям  минимальной  площади.  Но  прак¬
тически  это  невозможно,  так  как  при  отсутствии  временной
нагрузки  или  при  частичной  постоянной  нагрузке  во  время
монтажа  сооружения  в  «нулевых»  стержнях  возникнут  не¬
которые  усилия,  зависящие  также  и  от  площадей  попереч¬
ных  сечений  и  нулевых  стержней.
 Стержни  с  нулевым  усилием  обладают  определенной
несущей  способностью.  Поэтому  С.  Н.  Клепиков  предла¬
гает  несколько  уменьшить  теоретическую  величину  Na,
приведя  ее  в  соответствие  с  несущей  способностью  этих
стержней.
 Зная  Na,  можно  определить  усилия  во  всех  стержнях
основной  системы  по  формуле
 N  =  Np  +  N1Na 	(III.39)
 и  по  этим  усилиям  произвести  подбор  сечений  стержней
фермы.
 Полное  усилие  в  затяжке  Na  можно  представить  как
сумму  двух  усилий  —  усилия  самонатяжения  затяжки  Хр,
возникающего  вследствие  статической  неопределимости  фер¬
мы  с  затяжкой,  и  усилия  предварительного  напряжения  Z:
 Na  =  Xp+Z. 	(III.40)
 105

Для  того  чтобы  определить  силу  предварительного  на¬
пряжения,  необходимо  сначала  найти  силу  Хр  с  помощью
канонического  уравнения  метода  сил  по  формуле  (III.22).
 После  этого  проверяют  сечения  стержней  на  невыгодные
загружения,  определяя  расчетные  усилия  по  следующей
формуле:
 N  =  iiNpK  +  (Zn  +  iiXp  k)  Nv 	(III.41)
 где  \i  —  отношение  расчетной  постоянной  нагрузки  к  пол¬
ной  расчетной  нагрузке  с  коэффициентом  пере¬
грузки;
 k  —  переходный  коэффициент,  учитывающий  возмож¬
ность  частичного  приложения  постоянной  на¬
грузки  меньшей  величины,  чем  нормативная  на¬
грузка;
 п  —  коэффициент  перегрузки  или  недогрузки  при  на¬
тяжении  затяжки  (см.  указания  в  разделе  «Об¬
щие  положения»).
 При  проверке  на  полную  расчетную  нагрузку  коэффи¬
циент  К  принимается  равным  единице.
 Таким  образом,  основной  расчет  по  методике  С.  Н.  Клепи¬
кова  —  Ю.  А.  Радцига  ведется  на  полную  расчетную  на¬
грузку,  т.  е.  по  стадии  эксплуатации  конструкции.  Основ¬
ной  расчет  не  охватывает  всех  расчетных  стадий  фермы,
которые  зависят  от  последовательности  напряжения  затяж¬
ки  и  приложения  внешних  нагрузок.  Во  второй  части  рас¬
чета  С.  Н.  Клепиков  рекомендует  пробными  попытками
отыскать  такую  последовательность  напряжения  и  загру¬
жения,  которая  или  не  потребовала  бы  корректировки  при¬
нятых  поперечных  сечений  стержней,  или  потребовала  бы
наименьшей  корректировки.  После  корректировки  сечений
необходимо  вновь  уточнить  значение  силы  самонатяжения
затяжки  Хр  по  формуле  (111.22)  и  снова  проверить  по  всем
расчетным  стадиям  прочность  и  устойчивость  стержней,
определив  усилия  в  стержнях  по  формуле  (111.41).
 При  всей  оригинальности  метод  расчета  ферм  С.  Н.  Кле¬
пикова  —  Ю.  А.  Радцига  обладает  существенными  недо¬
статками:  1)  поиски  возможной  последовательности  загру¬
жения  и  натяжения  во  многих  конкретных  случаях  требуют
корректировки  профилей  нижнего  пояса  и  других  стержней,
чтобы  согласовать  принятую  последовательность  с  реаль¬
ными  возможностями  осуществления  натяжных  работ;  этот
дополнительный  расчет  довольно  сложен,  так  как  требует
нескольких  повторных  попыток;  2)  отличается  неопределен¬
 106

ностью  рекомендация  произвольно  уменьшать  величину
полного  усилия  в  затяжке  X  против  теоретического  опти¬
мального  значения;  3)  при  записи  объема  сжатых  стержней
в  зеркальной  функции  (II  1.35)  не  учтены  коэффициенты
продольного  изгиба  ф,  это  обстоятельство  может  вызвать
изменение  контрольного  К-го  стержня.
 Вследствие  этого  у  ряда  исследователей  возникла  мысль
использовать  зеркальные  функции  для  расчета  предвари¬
тельно  напряженных  ферм  минимального  объема  или  сто¬
имости  при  любой  заданной  последовательности  загружения
и  напряжения.  Ю.  А.  Радциг  [35]  решил  эту  задачу  в  об¬
щем  виде  с  применением  аутформ  2-го  и  3-го  порядка.
Я.  И.  Ольков  [26]  ввел  ряд  упрощений  и  допущений  в
метод  Ю.  А.  Радцига,  но  расчет  ферм  стал  существенно  слож¬
нее,  чем  в  методе  С.  Н.  Клепикова.  Между  тем  расчет  ферм
всегда  должен  вестись  в  последовательности  загружения  и
напряжения,  учитывающей  производственные  возможности
осуществления  натяжных  работ,  т.  е.  напряжение  внизу
или  напряжение  вверху  после  пригруза,  и  др.  Учет  про¬
изводственных  возможностей  является  совершенно  необ¬
ходимым  условием  реального  проектирования.  Поэтому
автором  разработан  практический  метод  расчета  металли¬
ческих  предварительно  напряженных  ферм  с  вынесенными
затяжками,  названный  методом  заданных  усилий  [44].
Метод  заданных  усилий  позволяет  во  многих  случаях  из¬
бежать  повторных  расчетов  ферм.
 Расчет  ферм  с  вынесенными  затяжками  методом  задан¬
ных  усилий.  Суть  этого  метода  заключается  в  том,  что  зара¬
нее  обоснованно  задаются  желательной  картиной  распре¬
деления  усилий  в  стержнях  конструкции  от  полной  расчет¬
ной  нагрузки  и  затем  проверяют  прочность  и  устойчивость
стержней  по  другим  монтажным  состояниям.  Этот  метод
учитывает  форму  поперечного  сечения  и  коэффициенты
продольного  изгиба  сжатых  стержней  <р.
 Сначала  выполняют  подготовительную  работу.  Выби¬
рают  статически  определимую  основную  систему  как  в  клас¬
сическом  методе  сил,  отбрасывая  затяжку  и  заменяя  ее
усилием  Na.  Затем  определяют  усилия  в  стержнях  основной
системы  от  полной  расчетной  нагрузки  Npi  от  монтажной
потоянной  нагрузки  NM,  предшествующей  натяжению  за¬
тяжки,  и  от  единичного  усилия  в  затяжке  Ni.  Усилия  в
стержнях  основной  системы  обычно  определяют  графи¬
ческим  способом  построением  диаграмм  Максвелла  —
Кремоны.
 107

Расчет  методом  заданных  усилий  имеет  некоторые  от¬
личия,  зависящие  от  выбранной  последовательности  напря¬
жения  и  загружения  фермы.
 Теоретический  анализ,  проектирование  и  практика
строительства  показали,  что  рационально  с  целью  сокра¬
щения  расхода  металла  и  приемлемо  с  производственной
стороны  назначать  следующую  последовательность  нагру¬
жения  и  напряжения  конструкции:  1)  загружение  фермы
с  затяжкой  частью  или  всей  постоянной  нагрузкой;  2)  на¬
тяжение  затяжки  и  3)  загружение  остальной  частью  полной
нагрузки.  Такая  последовательность  предусматривает  на¬
тяжение  затяжки  наверху  после  монтажа  всех  металло¬
конструкций  покрытия,  включая  связи  между  фермами,
и  укладки  настила,  поддерживающего  кровлю,  или  напря¬
жение  внизу  пространственного  монтажного  блока  со  свя¬
зями  и  настилом  или  без  настила.  Для  этой  последователь¬
ности  загружения  и  напряжения  метод  заданных  усилий
наиболее  подходит  для  использования.  В  этом  случае  ферму
рассчитывают  на  три  расчетных  состояния:  1)  пригруз  мон¬
тажной  нагрузкой,  2)  стадия  напряжения  и  3)  стадия  эк¬
сплуатации.
 Далее  задаются  желательной  величиной  усилия  в  кри¬
тическом  (контрольном)  стержне.
 За  критический  принимается  один  из  наиболее  нагру¬
женных  в  основной  системе  стержней  нижнего  пояса  (обыч¬
но  одна  из  панелей  в  середине  пролета).  В  виде  исключения
за  критический  стержень  можно  принимать  затяжку.
Выбор  стержня  нижнего  пояса  обусловлен  тем,  что  разгру¬
жающее  влияние  затяжки  наиболее  сильно  сказывается
именно  в  средних  панелях  нижнего  пояса.  Раньше  уже  было
отмечено,  что  для  облегчения  веса  конструкции  жела¬
тельно,  чтобы  усилия  в  каких-то  стержнях  (по  расчетам
в  нижнем  поясе)  были  близки  нулю.  Практически  это
неосуществимо  по  двум  причинам.  Во-первых,  при  указан¬
ной  последовательности  натяжных  работ  ферму  рассчи¬
тывают  по  трем  расчетным  состояниям.  Если  в  стадии  эк¬
сплуатации  усилия  в  нижнем  поясе  будут  близки  или  рав¬
ны  нулю,  то  в  двух  предшествующих  монтажных  состоя¬
ниях  усилия  будут  иметь  определенные  значения,  сущест¬
венно  отличные  от  нуля,  и  по  этим  усилиям  придется  по¬
добрать  профили  нижнего  пояса.  Ясно,  что  невыгодно  на¬
значать  поперечные  сечения  стержней  по  кратковременным
стадиям  существования  конструкции  во  время  монтажа
сооружения.  Во-вторых,  по  конструктивным  соображениям
 108

и  в  нулевых  стержнях  необходима  минимальная  площадь
поперечных  сечений,  обладающая  определенной  несущей
способностью,  которую  желательно  полностью  использо¬
вать  в  стадии  эксплуатации  конструкции  и  которая  должна
быть  достаточной  для  обеспечения  прочности  и  устойчивости
пояса  в  монтажных  расчетных  состояниях.
 Представляется  рациональным  назначать  площадь  по¬
перечного  сечения  стержней  нижнего  пояса  с  ограничением
по  предельной  гибкости  сжатых  поясов  120,  так  как  в  ста¬
дии  напряжения  нижний  пояс  может  испытывать  сжима¬
ющие  усилия.  Для  снижения  расхода  стали  и  вместе  с  тем
повышения  несущей  способности  стержня  по  сжатию  реко¬
мендуется  в  нижнем  поясе  применять  тонкостенные  про¬
катные  и  электросварные  трубы  и  замкнутые  гнутые  про¬
фили  в  легких  конструкциях  и  Н-образные  профили  в  тя¬
желых  конструкциях,  т.  е.  профили,  отличающиеся  высоким
значением  критерия  рациональности  сжатых  профилей
r%/F  (г  —  радиус  инерции;  F  —  площадь  поперечного  се¬
чения  профиля).
 В  отдельных  частных  случаях  выбор  в  качестве  крити¬
ческого  стержня  затяжки  фермы  диктуется  исключительно
производственными  соображениями  и  условиями,  например
ограниченным  ассортиментом  материала  и  профилей  за¬
тяжки  или  ограниченными  возможностями  выбора  натяж¬
ного  оборудования  и  создания  тягового  усилия  натяжной
установки.
 Рекомендуется  назначать  поперечное  сечение  крити¬
ческого  стержня  следующим  образом:  1)  если  намечается
назначить  нижний  пояс  из  двух  уголковых  профилей  тав¬
ром,  то  всегда  выбирать  уголки  по  предельной  гибкости
X  =  120;  при  этом  длина  панели  в  плоскости  фермы  не  долж¬
на  превосходить  3  м  для  ферм  пролетом  24—36  м  и  6  м  для
ферм  больших  пролетов;  2)  если  нижний  пояс  назначается
из  трубчатых  или  гнутых  замкнутых  профилей,  то  боковая
гибкость  пояса  по  длине  между  связями  не  должна  превы¬
шать  120,  а  гибкость  пояса  в  плоскости  фермы  может  быть
меньшей.
 Назначив  поперечное  сечение  пояса,  определяем  расчет¬
ное  усилие  в  критическом  стержне  от  полной  расчетной  на¬
грузки  в  стадии  эксплуатации  по  несущей  способности  на
растяжение:
 NK  =  RFK, 	(III.42)
 где  R  —  расчетное  сопротивление  материала  пояса:
 109

FK  —  площадь  поперечного  сечения  критического
стержня.
 Обычно  поперечное  сечение  нижнего  пояса  ферм  про¬
летом  до  36  м  принимается  постоянным;  в  фермах  пролетом
42  ж  и  более  поперечное  сечение  нижнего  пояса  изменяется
один  раз  на  половине  пролета.
 Усилие  в  любом  стержне  статически  неопределимой
фермы  с  одним  неизвестным  (  за  исключением  затяжки)
можно  записать  так:
 где  Na  —  усилие  в  затяжке  от  полной  расчетной  нагрузки;
Np  —  усилие  в  стержнях  основной  системы  от  полной
расчетной  нагрузки;
 Ni  —  усилие  в  тех  же  стержнях  от  единичной  силы  в
затяжке.
 Для  критического  стержня  выражение  (II  1.43)  прини¬
мает  вид
 Из  формулы  (III.44)  находим  усилие  в  затяжке  Na  в
стадии  эксплуатации
 Чтобы  выяснить,  какую  из  панелей  нижнего  пояса
принять  за  критический  стержень,  определяем  усилие  в
затяжке  по  формуле  (II  1.45)  по  всем  панелям  нижнего  по¬
яса  и  принимаем  в  качестве  критического  стержня  тот,  для
которого  получилось  наибольшее  значение  Na.  Это  зна¬
чение  Na  используем  в  дальнейшем  расчете.
 По  найденному  наибольшему  значению  Na  подбираем
поперечное  сечение  затяжки:
 где  Ra  —  расчетное  сопротивление  затяжки  из  круглых
 стержней  или  проволочных  пучков.  Поперечное
сечение  затяжки  из  канатов  удобнее  подбирать
по  разрывному  усилию  канатов,  как  это  было
выполнено  в  примере  расчета  предварительно
напряженного  нижнего  пояса  полигональной
фермы.
 (III.43)
 RFK  =  Np—N1  Na.
 (111-44)
 (III.46)
 110

Усилия  в  стержнях  фермы  в  стадии  эксплуатации  нахо¬
дим  по  формуле  (II  1.43)  и  по  найденным  усилиям  подбираем
поперечные  сечения  стержней  жесткой  части  фермы.
 Усилие  в  затяжке  в  стадии  эксплуатации  Na  склады¬
вается  из  усилия  самонатяжения  от  полной  нагрузки  Хру
определяемого  по  формуле  (II  1.22),  и  силы  искусственного
напряжения  Z.  Поэтому,  зная  Na  и  Хр,  найдем  силу  предва¬
рительного  напряжения  затяжки  из  выражения
 Z  =  N  а—Хр. 	(111.47)
 Для  дальнейшего  расчета  потребуется  найти  силу  само¬
натяжения  затяжки  от  монтажной  нагрузки  Хм,  которую
вычислим  также  по  формуле  (111.22),  но  вместо  усилий  в
стержнях  основной  системы  от  полной  нагрузки  подставим
усилия  от  монтажной  нагрузки  ЛГМ.  Если  полная  нагрузка
пропорциональна  монтажной,  например  ферма  без  фонаря
и  снеговая  нагрузка  принята  равномерная,  то  все  усилия
от  монтажной  нагрузки  можно  найти,  умножая  усилия  от
полной  расчетной  нагрузки  на  переходный  коэффициент,
равный
 G” 	(III.48)
 P+G  Np
 При  рассматриваемой  последовательности  загружения
и  напряжения  требуемое  тяговое  усилие  натяжной  уста¬
новки  определится  из  выражения
 #тяг  =  Znx  +  Хм  или  ЛГТЯГ  =  Znx  +  kXp.  (III.49)
 Теперь  остается  проверить  прочность  и  устойчивость
стержней  фермы  по  монтажным  расчетным  состояниям.
 В  фермах  с  вынесенными  затяжками  натяжение  затяжки
оказывает  в  большинстве  случаев  разгружающее  влияние
на  все  стержни,  в  которых  возникают  усилия  от  предва¬
рительного  напряжения,  поэтому  в  формулах  (111.43)  и
 (111.44) 	перед  вторым  членом  поставлен  знак  минус.
 Как  правило,  в  фермах  «арка  с  затяжкой»  и  шпренгель-
ных  фермах  по  монтажным  расчетным  состояниям  необ¬
ходимо  проверить  прочность  и  устойчивость  только  стерж¬
ней  нижнего  пояса.
 В  1-й  монтажной  стадии  —  пригруз  частью  или  всей
постоянной  нагрузкой  —  стержни  нижнего  пояса  прове¬
ряются  на  прочность  по  формуле
 N  =  Nm—XmNxkRF 	(III.50)
 111

или
 N^k{Np~Xp  NJ^CRF.
 (III.50a)
 Во  2-й  монтажной  стадии  —  стадии  напряжения  —  в
стержнях  нижнего  пояса  могут  возникнуть  сжимающие
усилия.  Наибольшие  сжимающие  усилия  получаются  от
силы  предварительного  напряжения  с  учетом  перетяжки
при  нормативной  нагрузке.  Поэтому  сжатые  стержни  ниж¬
него  пояса  в  стадии  напряжения  проверяют  на  общую
устойчивость  по  формуле
 NK  =  ZNX  пх  —  Nl  +  Xl  Ni  <  cpRF 	(JII.51)
 или
 NH  ==  ZNI  щ  —k  {Nl—Xl  N\)  <  <pRF, 	(III.51a)
 где  надстроечный  индекс  т»  означает  усилия  от  норматив¬
ных  нагрузок.  Чтобы  не  определять  отдельно  усилия  от
нормативных  нагрузок,  возможно  воспользоваться  еще
одним  переходным  коэффициентом  \it  равным
 Тогда  выражение  (II  1.52а)  примет  вид
 N*  =  ZN1n1—\ik(Np  —  XpNJ  <  фRF.  (III.53)
 Если  в  стержнях  нижнего  пояса  в  стадии  напряжения
оказываются  растягивающие  напряжения,  то  эти  стерж¬
ни  проверяют  на  прочность  по  формуле
 N  =  k(Np—Хр  NJ—ZNxn2  <  RF\  (III.54a)
N  =  NM  —  XUN1—ZNxn%  <  RF.  (111.54)
 Практика  проектирования  ферм  с  вынесенными  затяж¬
ками  выявила,  что  при  преобладании  постоянных  нагрузок
над  временными,  например  в  покрытиях  зданий  со  сборным
железобетонным  настилом,  первый  расчет  по  методу  задан¬
ных  усилий  является  окончательным  и  не  требует  коррек¬
тировки  профилей,  назначенных  по  стадии  эксплуатации.
Возможны  различные  соотношения  постоянной  и  полной
расчетной  нагрузки.  Поэтому  в  некоторых  случаях  может
возникнуть  необходимость  корректировки  поперечных  се¬
чений  отдельных  стержней.  Этой  корректировки  и,  следо¬
вательно,  второго  расчета  фермы  можно  избежать,  если
 112

при  назначении  площади  поперечного  сечения  и  выборе
формы  профиля  выдержаны  следующие  условия.
 1. 	Для  обеспечения  прочности  нижнего  пояса  в  1-й
монтажной  стадии  величина  k  не  должна  превышать
 < 	 < 	о,55. 	(111.55)
 P  +  G 	Np—XpNx
 2.  Для  обеспечения  устойчивости  нижнего  пояса  в
процессе  натяжения  затяжки  —  2-я  монтажная  стадия  —
величина  k  должна  быть  не  меньше
 k  >  ZNl  ni-VRF  >  0,25. 	(III.56)
 Nр  К.  р  N1
 3.  Для  одновременного  удовлетворения  условиям  проч¬
ности  и  устойчивости  по  1-й  и  2-й  монтажным  стадиям
должна  быть  ограничена  величина  силы  предварительного
напряжения  затяжки  Z  и  ограничено  минимальное  зна¬
чение  несущей  способности  критического  стержня  нижнего
пояса  RFK:
 Z 	и 	flFK> 	ZfhJhi' 	(III.57)
 Nlftl 	1+Ф
 В  случае,  если  критическим  стержнем  выбрана  затяж¬
ка,  то  сначала  по  принятой  площади  поперечного  сечения
затяжки,  точнее  по  несущей  способности  затяжки,  опреде¬
ляют  расчетное  усилие  в  ней  по  стадии  эксплуатации:
 Na  =  RaFa, 	(III.58)
 затем  определяют  усилия  во  всех  стержнях  по  формуле
 (111.44) 	и  выполняют  весь  дальнейший  расчет  в  изложенной
ранее  последовательности.
 Условия  (111.56)  и  (II  1.57)  определяют  рациональную
область  проектирования  ферм  с  вынесенными  затяжками
по  схеме  «пригруз  —  напряжение  —  догрузка»  и  дают  ука¬
зания,  что  при  отношении  монтажной  нагрузки  к  полной
расчетной  k  <  0,25  целесообразно  производить  монтаж
ферм  по  схеме  «напряжение  —  загружение»,  а  при  k  >
>  0,55  с  теоретической  точки  зрения  приемлемо  двух-
или  многоступенчатое  напряжение.  Конечно,  вопрос  о
использовании  двух-  или  многоступенчатого  напряжения
решается  в  первую  очередь  в  зависимости  от  производст¬
венных  условий  и  возможностей  с  обязательным  экономи¬
ческим  обоснованием.
 113

Особенности  расчета  ферм  с  вынесенными  затяжками
по  схеме  напряжение  —  загружение»
 В  работе  фермы  так  же,  как  и  в  предыдущем  расчете,
различают  три  состояния  (три  стадии).
 1-я  стадия.  Ферма  собрана  и  установлена  вТвер¬
тикальное  положение,  затяжка  еще  не  установлена,  связи
между  фермами  смонтированы,  чтобы  обеспечить  устой¬
чивость  фермы  во  время  напряжения.  Напряжение  затяжки
может  происходить  наверху  или  внизу  (если  фермы  под¬
нимают  пространственными  блоками).  В  этой  стадии^уси-
лия  в  стержнях  определяют  по  формуле
 N^MM  =  kNpJ 	(III.59)
 где  k  =  'pCj^Q  —  отношение  монтажной  постоянной  рас¬
четной  нагрузки  (вес  ферм  со  связями)
к  полной  расчетной  нагрузке;
 Gc.b  —  расчетная  монтажная  узловая  нагрузка;
Р  +  G  —  полная  узловая  расчетная  нагрузка.
Усилие  в  затяжке  Na  =  0.
 2-я  с  т  а^д  ия  —  стадия  напряжения  затяжки  силой  Z.
Усилия  в  стержнях  находят  по  формуле
 N^ZN^  —  kviNp  <  <pRF, 	(111.60)
 GH
 где  \i  = 	— 	отношение 	нормативной  узловой
 ^с.в
 ной  нагрузки  к  расчетной.
 Усилие  в  затяжке  равно
 N  а  =  Znv
 3-я  стадия  —  стадия  эксплуатации.
 Усилия  в  стержнях
 N  =  Np—(Хр  +  Zn2)  N^RF
 и
 N  =  (Xp  +  ZnJ 	<pRF. 	(111.62)
 Усилие  в  затяжке
 Na  =  Xp  +  Znv 	(111.63)
 Расчет  следует  вести  по  стадии  эксплуатации  с  даль¬
нейшей  проверкой  нижнего  пояса  по  стадии  напряжения.
Естественно,  что  расчет  по  1-й  стадии  выполнять  не  тре¬
буется,  так  как  этот  расчет  перекрыт  расчетом  по  3-й  ста¬
дии.  При  назначении  площади  поперечного  сечения  крити¬
 монтаж-
(111.61)
 114

ческого  стержня  нижнего  пояса,  для  того  чтобы  не  произош¬
ла  потеря  устойчивости  пояса  в  процессе  напряжения,
необходимо  выдержать  условие,  вытекающее  из  выражения
(III.60):
 KF„> 	, 	(Ш.64)
 Но  в  этом  условии  есть  две  неизвестные  величины  —
сила  предварительного  напряжения  затяжки  Z  и  коэффи¬
циент  продольного  изгиба  ф.  На  основании  опыта  проек¬
тирования  для  ферм  «арка  с  затяжкой»  можно  задаваться
 Рис.  III.2.  К  .примеру  расчета  фермы  «арка  с  затяжкой»
методом  заданных  усилий
 значением  силы  Z  в  пределах  0,10—0Д8  от  наибольшего
усилия  в  стержнях  нижнего  пояса  при  полной  расчетной
нагрузке  в  основной  системе.
 Коэффициент  ф  принимают  по  гибкости  критического
стержня  X  —  90-ь  120.  Затем  определяют  площадь  попереч¬
ного  сечения  критического  стержня  нижнего  пояса  FK  по
формуле  (II  1.64)  и  выполняют  весь  дальнейший  расчет  в
изложенном  ранее  порядке.
 Во  2-й  монтажной  стадии  —  стадии  напряжения  —  в
стержнях  нижнего  пояса  возникают  сжимающие  усилия.
Наибольшие  сжимающие  усилия  получаются  от  силы  пред¬
варительного  напряжения  с  учетом  перетяжки  при  нор¬
мативной  нагрузке  от  собственного  веса  металлоконструк¬
ций.  Поэтому  сжатые  во  2-й  расчетной  стадии  стержни  ниж¬
него  пояса  необходимо  проверить  на  общую  устойчивость
по  формуле  (II  1.60).
 Пример  3.  Рассчитать  стальную  предварительно  напряженную
ферму  «арка  с  затяжкой»  пролетом  42  м  методом  заданных  усилий.
 Исходные  данные.  Ферма  служит  хребтовой  конструк¬
цией  покрытия  здания  спортивного  павильона.  Схема  конструкций
покрытия  изображена  на  рис.  11.22.  На  рис.  III.2  показана  расчет¬
ная  схема  фермы.  Затяжка  фермы  из  двух  стальных  канатов,  нижний
пояс  из  стальной  электросварной  трубы,  верхний  пояс  из  сварного
 115

тавра,  решетка  из  двух  уголков  тавром.  Материал  жесткой  части
конструкции  сталь  ВСт.З  по  ГОСТ  380—60.  Заводские  соединения
сварные.  Настил  покрытия  состоит  из  двухслойных  плоских  пре¬
дварительно  напряженных  панелей  из  алюминиевого  сплава  по
типу  ЦНИИПроектстальконструкция,  утепленных  внутри  плитами
из  минеральной  пробки  (см.  таблицу).
 Нагрузки  на  1  м2  горизонтальной  проекции  покрытия
в  кГ!м2
 Нагрузка
 Нормативная
 нагрузка
 Коэффици¬
ент  пере¬
грузки
 Расчетная  нагрузка
 Вес  утепленных
плит  из  алюми¬
ниевого  сплава
 1
 42
 1,2
 50
 Вес  стальных
ферм  и  связей
 27
 1,1
 30
 Итого  постоян¬
ная  нагрузка
 gH=69~70

 0Q
 II
 00
 о
 Снеговая  нагруз¬
ка  для  Сверд¬
ловска  ....
 рн~  100
 1,4
 11
 £
 о
 Полная  нагрузка
 pH-\~gH=  170  кГ/м2
 —
 p-\-g~220  кГ/м2
 Коэффициент  k  ~———  =  —  =  0,365^0,37.
 el  70
 Коэффициент  [1  = 	= 	~ 	= 	0,88.
 Ям  80
 Так  как  коэффициент  k  >  0,25,  то  возможно  и  рационально
принять  следующую  последовательность  загружения  и  напряжения:
1)  ферму  устанавливают  на  место  с  ненапряженной  затяжкой,  мон¬
тируют  второстепенные  фермы  и  все  связи  покрытия  и  плиты  на¬
стила;  2)  производится  натяжение  затяжки;  3)  в  эксплуатации
добавляется  снеговая  нагрузка.
 В  3-й  расчетной  стадии  на  ферму  воздействуют  узловые  нагруз¬
ки  Р  =  21  *6*0,220=28  Т  и  0,75Р  =  0,75*28=21  Т.
 Усилия  в  основной  системе  определены  графическим  путем  —
построением  диаграммы  Кремоны  —  Максвелла.  Запись  расчета
ведется  в  табличной  форме.  В  табл.  II  1.3  приведены  расчетные  уси¬
лия  в  стадии  эксплуатации,  данные  подбора  сечений  и  проверки  не¬
сущей  способности,  подобранных  профилей  жесткой  части  фермы.
В  табл.  III.4  записано  определение  силы  самонатяжения  затяжки  от
узловой  нагрузки  при  значении  Р  =  1.
 Расчет  ведем  по  методу  заданных  усилий.  Задаемся  (см.  стр.  109)
поперечным  сечением  нижнего  пояса  фермы  из  сварной  трубы
0245/4,5  по  ГОСТ  10704—63.
 116

117

Таблица  III.4
 Определение  силы  самонатйжения  затяжки  Хр  от  узловой
нагрузки  Р—\
 Обозначе
нне  стержня
 N
 NpN,
 I
 F
 NxNpl
 ЛГ?  I
 В1
 В2
 ВЗ
 В4
 В5
 HJ
 Н2
 НЗ
 Р1
 Р2
 РЗ
 Р4
 Р5
 Р6
 Р7
 С1
 С2
 СЗ
 С4
 О
 О
 о,
о,
о,
—1,
—1,
—1
о
+0,
—о,
+0,
-О,
+0,
■О,
о
 —о,
 о
 —о,
 ■3,7
9,4
9,1
—12,6
—  13,7
+6,5
+  10,9
+  13,1
+6,5
—4,2
+3,3
—2,4
+2,2
—0,8
+0,75
—0,75
+0,45
—1,0
+  1,4
 О
 —5,55
—5,19
—9,5
—12,9
“8,7
—18,3
—24,3
О
 —1,8
—1,09
—0,32
—0,26
—0,10
—0,09
О
 -0,045
О
 -0,22
 2-600
i2-300
>2-300
2-600
12-300
2-600
12-600
12-600
2-359
2*457
>2*359
!2.421
►2-387
2.421
>-387
г  *270
*♦270
2*270
270
 98
 98
 98
 128
 128
 34
 34
 34
 62,8
 49,4
 21,21
 44
 21,2
 17.26
 17.26
 17.26
 17.26
 21,2
 17.26
 12.3
 6.15
 6.15
9,4
4,7
 35.4
 35.4
 35.4
 11.4
 18.5
33,8
19
 36.5
48,7
45
 31.2
 31.2
 25.3
 15.6
 -34,1
 -32
 -89
 -60,7
 -309
 -650
 -862
 -33,3
 -36,9
 -6,1
 -9,5
 -4,9
 -4,1
 -1,4
 -3,42
 0,35
 0,32
 0,56
 0,88
 1,77
 2,8
 3,42
 0,185
 0,109
 0,017
 0,014
 0,017
 0,014
 0,01
 0,026
 2,15
 1,98
 5,26
 4,17
 63
 99
 121
 3,41
 3,7
 0,32
 0,13
 0,83
 0,57
 0,31
 0,41
 2  =  —2136  2  =  306
 Площадь  поперечного  сечения  F  =  34  см2;  радиус  инерции
г  —  8,52  см;  расчетное  сопротивление  стали  Ст.  3  R  —  2,1  Т1см?;
несущая  способность  стержня  нижнего  пояса  по  растяжению
 £^  =  2,1*34  =  71,4  Т.
 Расчетная  длина  стержней  нижнего  пояса  1Х  =  1у  =  600  см.
 Гибкость
 /  600
 X  --—  ———  —  70;  коэффициент  <р  =  0,81.
г  8,52
 Несущая  способность  стержня  нижнего  пояса  по  сжатию.
yRF^O,81*2,1*34  =  57,8  Т.
 Определяем  усилие  в  затяжке  Na  по  несущей  способности  стерж¬
ней  нижнего  пояса  при  растяжении  в  стадии  эксплуатации.
 Для  первой  панели  нижнего  пояса
 182—71,4
 Np  —  RF
 N„  =  -P
 Nt
 Для  второй  панели
 NP~RF
 1,33
306—71,4
 =  84  7\

Для  третьей  панели
 368-71^  „161  г.
 Ni 	1,85
 Наибольшее  усилие  в  затяжке  получается  по  третьей  панели
нижнего  пояса.  Принимаем  критическим  (контрольным)  стержнем
третью  панель  нижнего  пояса  в  стадии  эксплуатации  и  по  усилию
в  затяжке  Na  =  161  7\  ведем  дальнейший  расчет.
 Подбираем  поперечное  сечение  затяжки  по  разрывному  усилию
канатов.  Учитывая  возможность  релаксации  напряжений  в  затяж¬
ке  из  канатов  в  процессе  эксплуатации,  увеличиваем  усилие  в  за¬
тяжке  на  5%.
 Требуемое  разрывное  усилие  одного  каната  (затяжка  из  двух
канатов)
 _  ,16М  ,05  _
 ”  разр  2>0>65
 Подбираем  затяжку  из  двух  стальных  оцинкованных  канатов
диаметром  50,5  мм  типа  ТК7Х37  крестовой  свивки  с  временным
сопротивлением  проволоки  растяжению  140  кГ/мм2.
 Разрывное  усилие  двух  канатов  #разр=  2*  134=268  Т.
 Расчетная  несущая  способность  затяжки  из  двух  канатов
 [WJ  =0,65*268=  174  Т  >  161-1,05=169  Г.
 Площадь  поперечного  сечения  затяжки  Fa  =  2-11,73=
=  23,46  см2.
 После  подбора  сечений  стержней  фермы,  пользуясь  данными
табл.  III.5,  определяем  силу  самонатяжения  затяжки  Хр  сначала
от  единичной  узловой  нагрузки,  затем  от  полной  расчетной  узловой
нагрузки  Р  =  28  Т:
 у  NxNpl
 2d  F 	2135 	Р
 X  -  	= 	— 	= 	4,17  Р  =  117  Т.
 Л/2/ 	IE 	3700-2,  МО6
 'V  "  1 	,  а 	308  4- 	5
 2и~Т~+~Р~Т~ 	23,46-1,6-10в
 г 	£Zara
 Сила  предварительного  напряжения  затяжки
Z  =  Na-Xp  =  161  —  117  =  44  Т.
 Требуемое  тяговое  усилие  домкратов  для  натяжения  затяжки
^T  =  /CXJJ  +  Zrt1  =  0,37-117+44.1,1=92  Т.
 Принимаем  для  натяжения  затяжки  установку  из  двух  пере¬
оборудованных  тянущих  стержневых  гидравлических  домкратов
марки  ДГС63/315  стяговым  усилием  2*63=126  7'  и  с  ходом  поршня
315  мм.
 Далее  проверяем  нижний  пояс  на  прочность  и  устойчивость
по  двум  монтажным  расчетным  стадиям.
 1-я  расчетная  монтажная  стадия  —  пригруз  фермы  с  затяжкой
всей  постоянной  нагрузкой,
 119

Первая  панель  HI:
дг  =  k  (NJ}—  Хп  Ni)  =  0,37  (182—  117-1,33)  =  9,8  Т  ^  RF  =  71,4  Г.
 Вторая  панель  Н2\
 N  =  0,37(306—  117-1,67)  =  41,8  Т  <RF.
 Третья  панель  НЗ:
 JV  =  0,37  (368  —  117  *  1,85)  =  56  Т  <RF.
 2-я  расчетная  монтажная  стадия  —  стадия  напряжения  затяжки
усилием  Ъпх~  44*1,1  =  48,4  Т  с  учетом  коэффициента  перетяжки
п  =  1,1.
 Первая  панель  HI:
 N  =  Znx  Nx  —  \ik  (Np  —  Xp  Nx)  <
itf  =  44.1,1*1,33  —  0,88.9,8  =  55,8  T<yRF  =  57,8  7.
 Вторая  панель  H2:
 N  =  44.1,M,67—  0,88*41,8  =  45,3  7  <  cp/?F  =  57f8  Т.
 Третья  панель  НЗ:
 N  =  44  -1,  Ы  ,85  —  0,88-56  =  41  Т  <  <р#Р’  =  57,8  Г.
 Из  рассмотрения  табл.  II  1.4  видно,  что  проверка  остальных
стержней  по  монтажным  расчетным  стадиям  не  требуется.
 После  этого  рассчитывают  упорный,  опорный  и  другие  узлы
фермы  и  производят  расчет  на  деформации.
 Расчет  ферм  с  затяжками  по  второму
предельному  состоянию  (на  деформации)
 Расчет  ферм  на  деформации  заключается  в  определении
расчетного  прогиба  среднего  узла  фермы  от  нормативных
нагрузок  и  в  сравнении  расчетного  прогиба  с  предельным.
 Предельные  прогибы  решетчатых  стальных  конструк¬
ций  гражданских  и  промышленных  зданий  не  нормированы,
потому  что  в  большинстве  стальные  ненапряженные  фермы
обладают  большим  резервом  жесткости.  Предельные  про¬
гибы  сквозных  ферм  из  алюминиевые  сплавов  нормированы
СНиП  II-В.5-64  и  от  нормативной  нагрузки  для  ферм  без
подвесного  транспорта  не  должны  превышать  1/300  —1/400
пролета.  Металлические  предварительно  напряженные  фер¬
мы  отличаются  несколько  большей  деформативностью,  чем
ненапряженные  фермы.  Поэтому  следует  обязательно  про¬
верять  прогиб  предварительно  напряженных  ферм.  При
этом  возможно  рекомендовать  ограничение  предельного
прогиба  стальных  ферм  в  средине  пролета  от  полной  норма¬
тивной  нагрузки  1/450—1/500  пролета.
 120

В  сооружениях  с  подвесным  транспортом  следует  от¬
дельно  проверить  прогиб  ферм  от  подвижной  транспортной
нагрузки  и  ограничить  его  1/600  пролета  при  условии,
чтобы  разность  прогибов  двух  смежных  ферм  при  данном
положении  подвижной  нагрузки  не  превышала  также
1/600  расстояния  между  фермами.
 Расчетный  прогиб  предварительно  напряженных  ферм
в  средине  пролета  определяется  по  формуле
 /  =  (IIL65)
где  fp  —  прогиб  фермы  от  внешних  нормативных  нагрузок
в  основной  системе;
 /х  —  выгиб  фермы  вверх  от  силы  самонатяжения  за¬
тяжки  Хр  при  той  же  нагрузке;
fz  —  выгиб  фермы  вверх  от  силы  предварительного
напряжения  затяжки  Z  с  учетом  недонатяжения;
 fпр  —  предельный  прогиб  фермы.
 Отдельные  слагаемые  выражения  (II  1.65)  вычисляют
по  формуле  перемещений  Мора,  а  именно:
 (IIL67>
(in.68)
 где  Ni  —  усилия  в  основной  системе  от  вертикальной  силы
Р  =  1,  приложенной  в  среднем  узле  фермы;
 Nx  —  усилия  от  силы  самонатяжения  затяжки;
 Nz  —  усилия  от  силы  предварительного  напряжения
затяжки  Z;
 Ni  —  усилия  в  стержнях  от  единичного  усилия  в  за¬
тяжке.
 В  большепролетных  предварительно  напряженных  фер¬
мах  возникает  необходимость  определения  взаимного  уве¬
личения  или  уменьшения  расстояния  между  опорными
узлами  фермы.  Изменение  расстояния  между  опорными
узлами  определяют  также  с  помощью  формулы  перемещений
Мора,  при  этом  под  усилиями  Nx  в  основной  системе  под¬
разумевают  усилия  в  стержнях  от  силы  Р  =  1,  приложен¬
ной  в  опорных  узлах  фермы  по  горизонтальной  линии,  сое¬
диняющей  опорные  узлы.  Остальные  обозначения  те  же,
что  в  формулах  (II  1.65—II  1.68).
 121

Расчет  ферм  с  затяжками  на  температурные
воздействия1
 Предварительно  напряженные  фермы  с  затяжками  мо¬
гут  выполняться  целиком  из  стали  или  жесткая  часть  из
алюминиевых  сплавов,  а  затяжка  из  высокопрочной  стали.
Равномерное  изменение  температуры  не  вызывает  темпе¬
ратурных  напряжений  в  цельностальной  предварительно
напряженной  ферме  при  условии  свободы  перемещений
опорных  узлов  и  при  неизменном  значении  коэффициента
линейного  расширения.  В  ферме  из  алюминиевых  сплавов
со  стальной  затяжкой  возникают  температурные  усилия  и
деформации,  вызванные  разными  величинами  деформаций
стали  и  сплава  (коэффициент  линейного  расширения  стали
а  =  1Ы0”6  на  1°,  алюминиевых  сплавов  аа  =  23,10"6).
Поэтому  дальнейшее  изложение  относится  главным  образом
к  фермам  из  алюминиевых  сплавов  со  стальной  затяжкой
и  к  стальным  фермам  с  затяжкой  из  стальных  канатов,  для
которых  коэффициента  =  13*10~6  на  1°.
 Расчет  на  температурные  воздействия  статически  не¬
определимых  систем  сводится  к  определению  дополнитель¬
ных  усилий  от  температуры  в  лишних  стержнях  и  в  после¬
дующем  определении  дополнительных  усилий  во  всех  стерж¬
нях  конструкции.  Рассмотрим  особенности  расчета  на  тем¬
пературные  воздействия  фермы  с  одним  неизвестным  по
методу  сил.  Каноническое  сравнение  метода  сил  в  этом  слу¬
чае  записывается  так:
 6UX,  +  AW  =  0. 	(III.69)
 Для  определения  величины  Аи  запишем  выражение
работы  единичной  силы  на  перемещении  системы,  вызван¬
ном  изменением  температуры  на  f.  При  равномерном  на¬
греве  (или  охлаждении)  всех  стержней  работа  выразится
формулой
 ^«  =  2$  N1atds  +  ^N1aatds, 	(111.70)
 откуда  находим  перемещение
 Hu^NiOtl  +  ^aJta. 	(И1-71)
 Первое  слагаемое  в  выражении  (111.69) 	всегда  имеет
 знак  минус,  так  как  усилие  в  лишнем  стержне  (в  данном
 1  Подробнее  см.  работу  Ф.Ф.  Тамплона  [71].
 122

случае  в  затяжке)  создает  в  стержнях  основной  системы
усилия,  обратные  по  знаку  усилиям  от  внешней  нагрузки.
Напишем  это  слагаемое  в  развернутом  виде,  используя
формулу  перемещений  Мора:
 Теперь  найдем  дополнительное  усилие  в  затяжке  Xt
от  температурных  воздействий:
 В  формулах  (70)—(73)  следующие  обозначения:
 N!  —  усилия  в  стержнях  основной  системы  от  единич¬
ного  усилия  в  зятяжке;
 I  —  длина  стержней  фермы;
 10  —  длина  отдельных  участков  затяжки  (в  случае  лома¬
ного  очертания);
 E,  Еа  —  модули  упругости  материала  фермы  и  затяжки;
 F,  Fa  —  площадь  поперечного  сечения  стержней  фермы
 аа,  а  —  коэффициенты  линейного  расширения  стали  и
алюминиевого  сплава;
t  —  температурный  перепад  в  град.
 Для  фермы  с  прямолинейным  очертанием  затяжки,  в
которой  на  всем  протяжении  длины  затяжки  усилие  в  ней
постоянно,  или  для  фермы  с  ломаной  затяжкой,  если  в
местах  перелома  возможно  скольжение  затяжки  и  воз
можно  принимать  усилие  постоянным,  выражение  (II  1.73)
принимает  следующий  вид:
 Когда  влиянию  колебаний  температуры  подвергаются
отдельные  стержни  или  группы  стержней,  а  не  вся  кон¬
струкция,  в  числитель  выражения  Xi(III.74)  войдут  только
стержни  фермы,  подвергающиеся  температурным  воздей¬
ствиям.
 х 	'SNiatl 	+ 	ZNiagtla
 (II  1.73)
 и  затяжки;
 X  Мг  ail  +  аа  иа
 (III.74)
 123

Дополнительное  усилие,  возникающее  в  каждом  стерж¬
не  фермы  при  изменении  температуры,  определится  из  сле¬
дующей  формулы:
 (III.75)
 ФЕРМЫ  С  МНОГОСТУПЕНЧАТЫМ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ
НАПРЯЖЕНИЕМ
 Основные  особенности.  Многоступенчатое  напряжение
стальных  предварительно  напряженных  ферм  разработано
и  экспериментально  проверено  Е.  И.  Беленей  и  Лу
Ци-лином  [3,  4]*.
 С  помощью  многоступенчатого  напряжения  возможно
неоднократно  перераспределять  усилия  с  поясов  на  затяж¬
ку,  т.  е.  как  бы  «перекачивать»  усилия  с  жесткой  части
конструкции  на  затяжку,  что  способствует  уменьшению
веса  ферм.
 Многоступенчатое  напряжение  рационально  исполь¬
зовать  в  фермах  с  выносными  затяжками,  так  как  в  таких
фермах  иногда  бывает  затруднительно  давать  значительное
однократное  предварительное  напряжение  из-за  большой
гибкости  стержней,  сжатых  в  процессе  напряжения.  Много¬
кратное  напряжение  возможно  только  при  упругой  работе
материала  конструкции.  Поэтому  применение  многоступен¬
чатого  напряжения  возможно  лишь  в  следующих  случаях:
 а)  внешние  нагрузки  большйе,  преобладают  постоянные
нагрузки,  которые  могут  быть  переданы  на  ферму  частями;
 б)  элементы  конструкции  приблизительно  одинаково
сопротивляются  растяжению  и  сжатию  (стержни  обладают
достаточной  устойчивостью);
 в)  конструктивная  схема  отвечает  требованиям  много¬
ступенчатого  напряжения;
 г)  производственные  условия  позволяют  осуществить
многоступенчатое  напряжение.
 Особенностями  многоступенчатого  напряжения  обуслов¬
лены  следующие  требования  к  конструктивной  схеме  ферм:
 1) 	наибольшие  усилия  от  загружения  и  предваритель¬
ного  напряжения  должны  возникать  в  одних  и  тех  же  стерж¬
нях  фермы;
 *  В  данном  разделе  дано  краткое  изложение  расчета  ферм  с
многоступенчатым  напряжением.  Детальное  изложение  см.  книгу
Е.  И.  Белени  [3].
 124

2)  разность  напряжений  в  поясах  от  нагрузки  и  предва¬
рительного  напряжения  должна  быть  наименьшей;
 3)  количество  стержней  с  усилиями  одинаковых  знаков
от  загружения  и  предварительного  напряжения  должно
быть  минимальным.  Эти  стержни  по  возможности  должны
быть  растянутыми.
 Второе  из  этих  требований  определяет  возможное  ко¬
личество  циклов  и  величину  усилий  от  предварительного
напряжения  и  от  нагрузки.  Количество  циклов  зависит  от
величины  коэффициента  разности  напряжений  для  стерж¬
ней  с 	наибольшими  усилиями. 	Например,  для 	стерж¬
ней  1 	и  2  (рис.  II  1.3) 	коэффи- 	р
 циенты  разности  напряжений  р  Р  .  /  1  \р  >р  р
равны:
 Ql  =  ~^r"1;  (IIL76)
 дгр  л/р 	^ис-  Ш.3.  К  определению
 п  __  1 	2 	/ттт  77\  коэффициента  разности  на-
 ^ 	^ 	* 	К111-**) 	пряжений
 где  Ni 	и  N2  —  усилия 	в  соответствующих  стержнях 	от
 единичной  силы  в  затяжке  (Л/2  >  Ni)\
 Np\  и  Np2  —  усилия  в  соответствующих  стержнях  от
единичной  вертикальной  нагрузки  (W?  >
>  №).
 Чем  меньше  значения  коэффициентов  Q,  тем  больше
можно  осуществить  циклов  предварительных  напряжений
 п
 и  загружений.  После  ряда  циклов  усилия 	+ 	N1)
 I—  1
 в  одном  или  нескольких  стержнях  приблизятся  к  значению
несущей  способности,  что  сделает  дальнейшее  увеличение
усилия  в  затяжке  или  увеличение  нагрузки  невозможным.
Если  коэффициент  Q  =  0,  то  теоретически  можно  осуществ¬
лять  бесконечно  большое  количество  циклов.  Разница  уси¬
лий  от  натяжений  и  нагрузки  в  одном  и  том  же  стержне
также  не  оказывает  влияния  на  возможное  количество  цик¬
лов.
 Основные  формулы  для  расчета  многоступенчатого  пре¬
дварительного  напряжения.  Многоступенчатому  напря¬
жению  более  соответствуют  конструктивные  схемы  ферм
с  вынесенными  затяжками.  Поэтому  рассмотрим  опреде¬
ление  основных  параметров  многоступенчатого  напряжения
применительно  к  фермам  арочного  типа  (рис.  11.16).
 125

В  табл.  II  1.5  представлена  запись  усилий  натяжений
и  величин  нагрузок,  от  которых  в  контрольных  стержнях
верхнего  и  нижнего  поясов  значения  усилий  на  каждом
этапе  загружения  или  натяжения  достигают  величины  мак¬
симальной  несущей  способности.
 Контрольными  стержнями  названы  такие  стержни,  в  ко¬
торых  усилия  первыми  достигают  величины  расчетной  не¬
сущей  способности  стержня  при  натяжении  затяжки  или
при  загружении  внешней  нагрузкой.
 Если  многоступенчатое  предварительное  напряжение
начинается  с  натяжения  затяжки  до  предельно  возмож¬
ной  величины  по  сжимающему  усилию  в  нижнем  поясе
и  затем  дается  нагрузка  Рь  величина  которой  является
предельно  возможной  по  сжимающему  усилию  в  верхнем
поясе,  и  т.  д.,  то  аналогично  записанному  в  табл.  II  1.5
можно  получить  общие  формулы  для  определения  величины
загружений  и  натяжений  любого  этапа:
 Pi  =  + 	*1  +  ^в)  (*1  К(Ш.78)
 X  =  ^r(NHk1  +  NB)kir2ki2-i- 	(111.79)
 Здесь  I  —  порядковый  номер  этапа  натяжения  или  загру¬
жения.
 В  формуле  (II  1.78)  i  начинается  с  единицы,  в  формуле
(III.79)  —  с  двух:
 *1=1—  Qi=l—(I  II.80)
 где  Св  —  усилие  в  контрольном  стержне  верхнего  пояса  от
единичной  силы  в  затяжке.
 Для  начального  натяжения  затяжки
 *1  =  ^-- 	(Ш.81)
 Из  формул  (II  1.78)  и  (111.79)  видно,  что  Р  и  X  являются
сходящимися  функциями  от  коэффициентов  и  k2,  ве¬
личины  которых  меньше  единицы  и  больше  нуля.  Чем  боль¬
ше  ki  и  k2t  тем  медленнее  сходятся  функции  Р  и  X.
 126

127

Суммарная  нагрузка  на  ферму
 1
 P-yp.-J-iN^  +  NJ  V<k1AS)<-1.  (III.82)
 B  /=2
 Общее  усилие  в  затяжке  с  учетом  самонапряжения  оп¬
ределяется  из  выражения
 ОО 	ОС
 *  =  —+ 	V 	С3Рг 	=
 Сн 	‘ 	^ 	3 	!
 н 	i  = 	2 	i=l
 '  1  (NBk1  +  Na)Jikir*kla-l+Ca>?iPi=-Zz  +
 i=  2 	/— 	1
 +  (ЛГП  „)
 ,  (111*83)
 где  С3  —  усилие  в  затяжке  от  единичных  нагрузок.
 Параметры  Nв  и  AfH  определяются  схемой  загружения
и  геометрической  схемой  фермы.  Все  остальные  параметры,
входящие  в  формулы  (111.78)—(III  .83),  зависят  только  от
геометрической  схемы  конструкции.
 Из  формулы  (111.83)  видно,  что  па  величину  суммарной
нагрузки  несущая  способность  верхнего  пояса  NB  оказы¬
вает  большее  влияние,  чем  нижнего  Nu.  Следовательно,
в  фермах  рассматриваемого  типа  целесообразно  верхний
пояс  делать  более  мощным.
 Многоступенчатое  напряжение  можно  производить  до
тех  пор,  пока  несущая  способность  одного  пз  поясов  не  бу¬
дет  полностью  исчерпана.
 Анализ  многоступенчатого  напряжения,  данный
Е.  И.  Беленей  и  Лу  Ци-лином  [3,  4],  показал,  что  с  умень¬
шением  значений  коэффициентов  k  количество  эффективных
загружений  уменьшается,  п  в  большинстве  случаев  можно
ограничиться  3—4  циклами  натяжения.  Последующие
циклы  малоэффективны.
 Теоретическая  величина  предельной  нагрузки  на  ферму
при  любом  порядке  многоступенчатого  предварительного
напряжения  и  при  бесконечном  количестве  натяжений  равна
 р 	(111.84)
 ПР  Св(1
 Следовательно,  предельная  несущая  способность  фермы
зависит  от  конструктивной  схемы  и  прежде  всего  от  коэффи¬
 128

циентов  ku  k2  и  Св.  Чем  меньше  эти  коэффициенты,  тем
больше  несущая  способность.
 Максимальное  усилие  в  затяжке,  соответствующее  пре¬
дельному  состоянию  фермы:
 X 	=  ЫЕ*±МА_|—£_«+*!*»... 	(Ш85)
 Сп(\-кгк2) 	С„(  1-fc**)
 Первый  член  формулы  (II  1.85)  относится  к  нагрузке,
второй  —  к  натяжению  затяжки.  Для  уменьшения  сечения
затяжки  и  облегчения  натяжных  работ  желательно  пара¬
метр  С3  иметь  возможно  меньшим.
 Параметры  Св  и  Сн  существенно  влияют  на  несущую
способность  фермы.  В  параметр  kx  входит  Сн.
 Для  повышения  несущей  способности  фермы  желательно
уменьшение  Сн,  так  как  в  этом  случае  kx  увеличивается.
 Таким  образом,  оптимальная  конструктивная  схема
многоступенчатой  предварительно  напряженной  фермы  дол¬
жна  иметь  максимальные  значения  коэффициентов  раз¬
грузки  ki  и  k2  и  минимальные  значения  параметров  Св,
Сн  и  С3.
 Многоступенчатое  предварительное  напряжение  ферм
с  параллельными  поясами  или  ферм  трапециевидного  очер¬
тания  с  прямолинейной  затяжкой  вдоль  нижнего  пояса
практически  неосуществимо,  так  как  у  таких  ферм  коэф¬
фициент  kt  =  0,  и,  следовательно,  возможны  только  одно
натяжение  и  один  этап  загрузки.  Несущая  способность
таких  ферм  зависит  только  от  верхнего  пояса,  а  от  коли¬
чества  натяжений  не  зависит.
 В  заключение  следует  подчеркнуть,  что  для  расчета
многоступенчатого  напряжения  необходимо  заранее  знать
несущую  способность  контрольных  стержней  верхнего  и
нижнего  поясов  (ЛГВ,  NH),  для  чего  необходимо  задаться
площадями  и  формой  поперечных  сечений  этих  стержней.
 ОСОБЕННОСТИ  РАСЧЕТА  РАМНЫХ  КОНСТРУКЦИИ
С  РЕШЕТЧАТЫМ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫМ
РИГЕЛЕМ
 Расчет  металлических  предварительно  напряженных
рамных  конструкций  с  решетчатым  ригелем  отличается  от
расчета  обычных,  ненапряженных  рам.  Эти  отличия  обус¬
ловлены  различными  приемами  предварительного  напря¬
жения  и  особенностями  конструктивной  схемы  рам.
 5  За  к.  526
 129

В  зависимости  от  особенностей  напряжения  металличе¬
ские  рамные  конструкции  можно  подразделить  на  три
группы.
 К  первой  группе  относятся  рамы  с  предварительно  на¬
пряженными  решетчатыми  ригелями,  напряжение  которых
не  влияет  на  работу  рамы  в  целом,  например  рамы  с  риге¬
лями,  в  которых  напрягаются  отдельные  стержни  и  пояса
пли  рамы  с  ригелями,  напрягаемыми  внутренними  шпрен-
гельными  затяжками  (см.  рис.  11.25,  а  и  б  и  рис.  11.11).
 Рис.  III.4.  Схемы  рамных  конструкций  с  затяжками,  вклю¬
чающими  в  работу  все  элементы  рамы
 Такие  рамы  рассчитывают  как  обычные  рамы  в  целом  и  за¬
тем  дополнительно  рассчитывают  ригели  как  предваритель¬
но  напряженные  фермы.
 Вторую  группу  составляют  рамы  с  шарнирным  сопря¬
жением  ригелей  с  колоннами  в  случае,  если  ригель  подат¬
лив  в  продольном  направлении  и  его  нельзя  рассматривать
как  несжимаемую  распорку.  Примеры  таких  рам  изобра¬
жены  на  рис.  II.18,  11.21  и  11.22  (см.  гл.  II).  Эти  рамы  рас¬
считывают  на  нагрузки,  приложенные  к  стойкам  и  ригелям,
с  учетом  податливости  ригеля  в  продольном  направлении
и  определяют  дополнительные  усилия,  возникающие  от
взаимного  перемещения  опорных  узлов  ригеля.  Кроме  того,
конечно,  ригели  рассчитывают  отдельно  как  фермы  с  пред¬
варительно  напряженной  затяжкой.
 К  третьей  группе  принадлежат  различные  рамы,  об¬
щим  признаком  которых  является  то,  что  предварительное
напряжение  вызывает  усилия  во  всех  элементах  рамы.  На
рис.  II  1.4  изображены  рамы  третьей  группы  с  затяжками.
 130

Такие  рамы  рассчитывают  методом  сил  повторными  попыт¬
ками,  подбирая  оптимальную  силу  натяжения  затяжки.  За
основную  систему  принимают  раму  с  отброшенными  затяж¬
ками,  считая  неизвестными  усилия  в  затяжках.  Для  оп¬
ределения  неизвестных  усилий  решают  канонические  урав¬
нения  метода  сил.
 Рамы,  регулирование  усилий  в  которых  достигается
действием  веса  несущих  и  ограждающих  конструкций  и
изменением  расчетной  схемы  в  процессе  монтажа  соору¬
жения  (см.  рис.  II.39),  и  рамы,  напряжение  которых  осу¬
ществляется  принудительным  смещением  опор,  рассчиты¬
ваются  обычными  методами  строительной  механики  (методом
сил,  методом  перемещений,  методом  распределения  момен¬
тов  защемления  и  др.).
 5*  За  к.  52^)

Глава  IV
 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ  ИССЛЕДОВАНИЯ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
РЕШЕТЧАТЫХ  МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  КОНСТРУКЦИЙ
 ОБЗОР  ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ  РАБОТ
 Массовому  применению  новых  конструкций  должна
предшествовать  экспериментальная  проверка.  Работ,  вы¬
полненных  в  этом  направлении  за  рубежом,  немного.  Пер¬
вые  испытания  опытной  стальной  фермы  и  первые  натур¬
ные  испытания  большепролетной  стальной  фермы  провел
Г.  Маньель  (Бельгия)  [93—95].  Г.  Маньель  сначала  испы¬
тал  ферму  с  параллельными  поясами,  изготовленную  из
штампованных  профилей  с  затяжкой  из  проволок,  распо¬
ложенных  вдоль  нижнего  пояса  (рис.  IV.1).  Испытания  в
основном  подтвердили  расчетные  предположения  и,  в  част¬
ности,  то,  что  предварительное  напряжение  передается  толь¬
ко  на  нижний  пояс,  а  на  остальные  элементы  фермы  не
оказывает  заметного  влияния.  Ферма  исчерпала  несущую
способность  вследствие  потери  устойчивости  верхнего  пояса
также  в  соответствии  с  расчетом.  Близкие  результаты  по¬
лучил  К.  Бенерджи  [77],  испытавший  позднее  модель
фермы  с  параллельными  поясами.
 Испытания  натурной  двухпролетной  фермы  ангара  (два
пролета  по  76,5  л/),  проведенные  Г.  Маньелем,  отличались
от  работы  фермы  в  процессе  эксплуатации  тем,  что  ферму
загружали  вертикальными  нагрузками,  вызывавшими  срав¬
нительно  небольшие  напряжения  в  стержнях  (110—
280  кГ/см2).  Это  обстоятельство  снизило  точность  резуль¬
татов,  так  как  при  небольших  напряжениях  на  резуль¬
татах  отсчетов  сильно  сказываются  неточность  измерений
и  другие  побочные  факторы.  Все  же  результаты  испы-
 132

тания  позволили  сделать  вывод  о  приемлемости  принятых
в  расчете  фермы  предпосылок.
 С.  Дженкинс  (Англия)  при  изготовлении  конструкций
покрытия  здания  завода  в  Харлоу  испытал  в  натуральную
величину  две  фермы  типа  «арка  с  затяжкой»  (см.  рис.  11.17)
пролетом  18,3  м.  В  процессе  предварительного  напряжения
деформативность  ферм  в  горизонтальном  и  вертикальном
направлениях  оказалась  значительно  больше  расчетной.
Автор  объяснил  это  явление  податливостью  болтовых  сое-
 Рис.  IV.  1.  Опытная  ферма,  испытанная  Г.  Маньелем
 а  —схема  фермы;  б  —  поперечное  сечение  нижнего  пояса,  в  —то  же,  верхнего
пояса;  г,  д  —  решетки
 динений.  Деформации  ферм  под  нагрузкой  были  несколько
меньше  расчетных.  Совпадение  опытных  напряжений  и
расчетных  было  удовлетворительным  [90].
 Недостаточная  изученность  действительной  работы  ре¬
шетчатых  предварительно  напряженных  конструкций  по¬
будила  советских  исследователей  провести  обширные  и  раз¬
носторонние  испытания  предварительно  напряженных  ферм
и  начать  исследования  рамных  конструкций  с  решетчатыми
ригелями.
 Экспериментальные  исследования  в  СССР  провели
Е.  И.  Беленя  в  МИСИ  им.  В.  В.  Куйбышева  (совместно  с
ЦНИИСК  АСиА  СССР)  [3,  4],  И.  JI.  Хаютин  в  Белорусском
политехническом  институте  [74,  75]  и  Б.  А.  Сперанский
в  Уральском  политехническом  институте  им.  С.  М.  Кирова
(начальная  часть  работы  выполнена  совместно  с  б.  НИИ-
Промзданий  АСиА  СССР,  в  отдельных  испытаниях  участво¬
 133

вали  Уральский  Теплоэлектропроект  и  трест  Уралсталь-
конструкция)  [50,  52,  56—60,  63—65].
 Исследование  небольших  моделей  рамных  конструк¬
ций  с  решетчатым  ригелем  провели  Ю.  В.  Гайдаров  и
И.  Н.  Чепурной  в  ЛИИЖТе  [10].
 В  задачи  экспериментальных  исследований  входили:
установление  надежности  ферм  под  кратковременными  и
длительными  статическими  нагрузками,  сопоставление  дей¬
ствительной  работы  ферм  с  расчетно-теоретическими  пред¬
положениями,  выяснение  особенностей  работы  предвари¬
тельно  напряженных  ферм  в
процессе  напряжения  и  под  на-
Ж  грузкой,  изучение  процесса  ис-
^  черпания  несущей  способности
ферм,  выявление  величины  и
 6) 	причин  потери  силы  иапряже-
 -щ  ния  и  влияния  этих  потерь  на
51  деформации  и  напряженное  со¬
стояние  ферм,  опытная  провер¬
ка  конструкции  целых  ферм  и
наиболее  ответственных  узлов.
Рис.  IV.2.  Схемы  опытных  Кроме  того,  опытным  путем  ре-
ферм,  испытанных  Е  И.  Бе-  шались  производственные  воп-
ленеи  (a)л.  Хаюти-  р0СЫ  —  отработка  практических
 приемов  предварительного  на¬
пряжения,  разработка  и  провер¬
ка  точности  методики  и  аппаратуры  контроля  напряже¬
ния,  выявление  изменения  усилия  в  затяжках  во  время
монтажа  ферм  при  различных  способах  строповки  ферм  и  др.
 Следует  отметить,  что  работы  советских  исследователей
не  повторяют  друг  друга,  а  дополняют,  так  как  они  были
выполнены  по  единому  плану  при  координации  ЦНИИСК
и  МИСИ.  Так,  Е.  И.  Беленя  исследовал  разработанное  им
многоступенчатое  напряжение  ферм,  И.  Л.  Хаютин  главной
задачей  поставил  проверить  систему  ферм  с  продольными
балками,  совместно  напрягаемыми  многозвенными  петле¬
видными  затяжками,  разработанную  им.  Автор  исследовал
фермы  из  стали  и  алюминиевых  сплавов  при  длительных  и
кратковременных  загружениях  и  значительное  внимание
уделил  особенностям  работы  затяжек  из  стальных  канатов.
В  результате  указанных  исследований  получен  большой
фактический  материал,  позволивший  достаточно  подробно
изучить  фактическую  работу  металлических  предварительно
напряженных  ферм.
 134

Основные  характеристики  стальных  ферм,  испытанных
Е.  И.  Беленей  и  И.  Л.  Хаютиным,  приведены  в  табл.  IV.I.
Схемы  зтих  ферм  показаны  на  рис.  IV.2.  Характеристики
 б)  г  л 	S)
 а)
 п
 СИ
 г)
 1Г
 д)
 гл
 -30  м
 С]
 -30  м-
 е)
 J/TvJSNW14
 200
 -I  г 	1  Ж)  "1  Г*
 /£№!Щ
  4- 	24м 	Н  U 	24м 	~
 Рис.  IV.3.  Схемы  ферм,  испытанных  кафедрой  строительных  кон¬
струкций  Уральского  политехнического  института
а—  стальные  модели  ферм;  б  —модели  ферм  из  сплава  АМгб;  б  —фермы  с  поя¬
сами  и  частью  раскосов  из  тонкостенных  гнутых  стальных  коробчатых  про¬
филей;  г,  д  —  фермы  покрытия  испытательного  зала  из  стали  и  алюминиевого
сплава  АМгб;  е,  ж  —  стальные  фермы  пролетного  строения  конвейерной
эстакады;  а—-стальная  ферма  покрытия  здания  электростанции;  и  —  стальная
ферма  ЦНИИПроектстальконструкции  (испытана  только  в  процессе  напря¬
жения)
 моделей  и  натурных  ферм,  испытанных  автором1,  помеще¬
ны  в  табл.  IV.2  и  IV.3,  а  схемы  этих  ферм  изображены
на  рис.  I  V.3.
 1  Основные  участники  испытаний  в  Свердловске:  Б.  А.  Сперан¬
ский,  Ф.  Ф.  Тамплон,  Я.  И.  Ольков,  Г.  Н.  Шавшукова,  П.  К.  Васи¬
ленко,  Б.  М.  Сушенцев.  В  испытаниях  принимали  участие  студенты
УГТИ  Ю.  И.  Бутаков,  В.  Б.  Цыбин,  В.  В.  Тропин,  С.  С.  Рудный,
А.  С.  Курилов,  Т.  X.  Бикташев  и  др.
 135

136

137

138

139

140

141

142

Перед  постановкой  экспериментальных  работ  всеми
указанными  исследователями  были  проанализированы  раз¬
личные  конструктивные  схемы  ферм,  что  позволило  ото¬
брать  для  испытаний  наиболее  эффективные  схемы.  Для
покрытия  зданий  наиболее  эффективной  схемой  оказалась
ферма  типа  «арка  с  затяжкой».  Поэтому  арочные  фермы
были  подвергнуты  более  глубокому  исследованию,  чем
ферма  других  типов.  Сначала  проводились  испытания  мо¬
делей  ферм.  Затем  приступили  к  практическому  осуществ¬
лению  сооружений  с  металлическими  фермами.  При  этом
по  желанию  заказчиков  были  проведены  испытания  неко¬
торых  натурных  конструкций.
 Экспериментальные  исследования  выполнены  на  раз¬
личных  испытательных  установках.
 Е.  И.  Беленя  и  Jly  Ци-лин  испытали  две  арочные  фермы
пролетом  12  м  из  стали  Ст.  3  с  многоступенчатым  напря¬
жением.  Полую  трубчатого  сечения  затяжку  из  пучка  про¬
волоки  анкеровали  пробкой  в  колодке.  Первое  натяжение
затяжки  и  запрессовка  пробки  производились  гидравли¬
ческим  тянущим  домкратом  двойного  действия.  После  этого
ферму  загружали  вертикальной  нагрузкой.  Ферму  Ф1М
загружали  толкающими  гидравлическими  домкратами.  При
многоступенчатом  напряжении  фермы  Ф1М,  когда  верти¬
кальные  перемещения  фермы  в  каждом  цикле  меняли  на¬
правление,  не  удалось  домкратами  обеспечить  четкую  ра¬
боту  конструкции.  Поэтому  ферму  Ф2М  загружали  штуч¬
ными  грузами  с  помощью  рычажной  установки.
 Вторую  и  третью  ступени  предварительного  напряжения
создавали  вращением  винтовой  муфты  с  двойной  нарезкой.
Муфта  была  вставлена  в  среднюю  стойку  фермы  трубчатого
сечения.  Удлинение  стойки  при  раскручивании  муфты  соз¬
давало  распор  между  затяжкой  и  фермой.  Ферма  получала
выгиб  вверх,  а  затяжка  оттягивалась  в  плоскости  фермы
вниз.  Средняя  стойка  служила  как  бы  промежуточной  опо¬
рой,  увеличивала  жесткость  и  существенно  уменьшала  уси¬
лия  в  ферме  от  вертикальной  нагрузки.  При  первом  натя¬
жении  затяжки  ферма  работает  как  статически  определимая
система.  При  первом  загружении  вертикальными  нагруз¬
ками  и  повторных  натяжениях  с  помощью  винтовой  муфгы
средней  стойки  ферма  работает  как  один  раз  статически
неопределимая  система.  При  повторных  загружениях  вер¬
тикальной  нагрузкой  средняя  стойка  вступает  в  работу,
в  затяжке  образуется  перегиб,  и  ферма  становится  дважды
статически  неопределимой  системой.  Эти  особенности  работы
 ИЗ

фермы  были  учтены  при  получении  расчетных  данных  для
сравнения  их  с  опытными  данными.
 Испытания  И.  Л.  Хаютина  были  проведены  с  целью
проверить  возможность  одновременного  совместного  напря¬
жения  ферм  и  продольных  балок,  подвешенных  к  фермам,
с  помощью  натяжения  многозвенных  петлевидных  затяжек,
оттягиваемых  из  плоскости  фермы.  Установка  для  испыта¬
ния  состояла  из  двух  ферм  арочного  типа  пролетом  12  м,
соединенных  связями  в  один  пространственный  блок,  и  из
двух  балок,  подвешенных  к  нижнему  поясу  ферм  в  уровне
затяжки.  Ширина  блока  2  м.  Затяжка  выполнена  из  сталь¬
ного  спирального  каната  диаметром  22,5  мм.  Концы  каната
простыкованы  стяжной  муфтой  для  образования  непрерыв¬
ной  петли.  Усилие  от  затяжки  передавалось  на  ферму  в
двух  узлах  через  специальные  упоры,  приваренные  к  уз¬
ловым  фасонкам.  В  упорах  были  предусмотрены  криволи¬
нейные  ручьи,  в  которые  закладывалась  затяжка.  Натя¬
жение  затяжек  производили  оттягиванием  их  с  помощью
болтов,  закрепляемых  в  упорах  на  продольных  балках.
Вертикальную  нагрузку  создавали  рычажной  установкой
с  штучными  грузами.
 И.  Л.  Хаютин  проверил  также  работу  разработанной
им  системы  напряжения  ферм  и  балок  с  помощью  оттяги¬
вания  многозвенных  петлевидных  затяжек  в  натурных  ус¬
ловиях.  Им  испытаны  фермы  покрытия  Дворца  культуры
в  Минске  пролетом  18,5  м  и  фермы  пролетом  42  м  в  здании
сборочного  цеха  под  Минском.  Конструкция  ферм  пролетом
42  м  описана  в  гл.  II.
 Автором  эксперимантально  исследованы  под  кратковре¬
менной  и  длительной  статической  нагрузкой  11  ферм  на¬
турных  размеров  и  8  больших  моделей;  12  ферм  доведены  до
исчерпания  несущей  способности.  Схемы  испытательных
установок,  использованных  автором,  изображены  на
рис.  IV.4.  Как  было  указано,  наибольшее  внимание  уде¬
лено  исследованиям  ферм  арочного  типа.  Испытаны  две
серии  моделей  ферм  «арка  с  затяжкой».  Первая  серия  из
шести  двускатных  двухстенчатых  ферм  с  параллельными
поясами  пролетом  10,5  м.  Фермы  сварные  из  стали  Ст.  Зкп
изготовлены  из  уголковых  прокатных  профилей.  Вторая
серия  включала  две  аналогичные  по  очертанию  модели
пролетом  7,5  м  из  прессованных  уголковых  профилей  из
алюминиевого  сплава  АМгб.  По  обширной  программе  про¬
ведены  испытания  семи  натурных  ферм  «арка  с  затяжкой»:
две  стальные  фермы  пролетом  18  м  из  тонкостенных  гнутых
 144

профилей,  две  стальные  фермы  пролетом  30  м  из  уголковых
профилей  (нижние  пояса  из  гнутых  швеллеров),  одна
стальная  ферма  пролетом  44,3  м  из  уголковых  профилей
и  две  фермы  пролетом  30  м  из  прессованных  уголковых  про¬
филей  из  сплава  АМгб.  Кроме  того,  испытаны  фермы  с  па¬
раллельными  поясами  пролетом  30  и  24  м  пролетного  стро¬
ения  конвейерной  галереи  и  исследовано  поведение  полиго¬
нальной  также  стальной  фермы  ангара  пролетом  84  ж  в
процессе  напряжения  нижнего  пояса1.  Все  модели  ферм
испытаны  в  лаборатории  строительных  конструкций  ка¬
федры  строительных  конструкций  Уральского  политех¬
нического  института,  натурные  фермы  —  в  испытательном
зале  Уралтеплоэлектропроекта.  Модели  ферм  и  натурные
фермы  пролетом  18  м  испытывали  в  перевернутом  положе¬
нии,  все  остальные  фермы  —  в  проектном  положении
(рис.  IV.5).  Для  длительных  испытаний  моделей  ферм  была
использована  та  же  установка,  что  для  кратковременных
испытаний  с  добавлением  специальных  пружинных  уст¬
ройств.  Пружинные  устройства  обеспечивали  стабильность
узловой  нагрузки  при  длительных  испытаниях.  Кроме
того,  по  деформациям  двойных  концентрически  располо¬
женных  пружин  дополнительно  контролировали  узловые
нагрузки.
 Затяжки  18  ферм  были  изготовлены  из  стальных  спи¬
ральных  и  семипрядевых  канатов  со  стаканными  анкер¬
ными  устройствами.  Закрепление  затяжек  в  анкерных  ста¬
канах  обеспечивалось  заливкой  полости  стаканов  сплавами
цветных  металлов  (баббитом  в  первой  серии  стальных  мо¬
делей  ферм  и  сплавами  цинка,  алюминия  и  меди  —  ЦАМ10-5
и  ЦАМ9-1,5  —  в  затяжках  всех  прочих  ферм).
 До  установки  в  ферму  затяжки  подвергались  вытяжке
усилием,  на  15—20%  превосходящим  расчетную  несущую
способность  каната  с  выдержкой  под  нагрузкой  не  менее
часа.
 До  начала  исследований  ферм  (фермы  испытаны  в  1960—
1965  гг.)  и  попутно  с  проведением  испытаний  было  прове¬
дено  обширное  исследование  образцов  и  длинных  затяжек
из  стальных  канатов  и  анкерных  устройств  [41,  64,  70].
 Натяжение  затяжек  выполнили  гидравлическими  тяну-
 1  Исследование  полигональной  фермы  пролетом  84  м  выпол¬
нено  совместно  ЦНИИСК  им.  В.  А.  Кучеренко  (И.  Л.  Пименов),
ЦНИИПроектстальконструкцией  (Е.  И.  Горбатский,  Д.  Д.  Попов)
и  кафедрой  строительных  конструкций  У  ПИ  (Б.  А.  Сперанский,
Я.  И.  Ольков,  Б.  М.  Сушенцсв).
 145

Ь  7^Т7/У/^^77^7777У^^////Л
 18  м-
 /
 vrvt
 Jii^-j-Л
 2  i  i
 *7/>/?/.
 1^1
 m  ;
 П»°|-с,
 \мЛ.
 /^5 	^
 Ж  j\<5  jC  Ж  4г6гЗи  J&3
 5  |-1Хб{  d/
 2^\J*\—°/
ттУх^ттт:
 Рис.  IV.4,  Схемы  испытательных  установок  Уральского  политех¬
нического  института
 о.  —  испытания  моделей  ферм;  б  —испытания  ферм  из  гнутых  профилей;  в~
испытания  ферм  покрытия  испытательного  зала;  г—испытания  фермы  покры¬
тия  электростанции;  д,  е~испытание  ферм  конвейером  эстакады;  1—силовой
пол;  2  —тяги;  5  —распределительные  балки;  4  —пружинное  устройство;
5  —  толкающий  гидродомкрат;  6  —  траверса;  7  —натяжной  гидродомкрат;
8  —  натяжная  установка  с  толкающим  гидродомкратом
 146

Рис.  IV.5.  Общий  вид  установки  для  испытания  ферм
пролетом  18  м  из  гнутых  профилей

щи  ми  стержневыми  домкратами,  переоборудованными  для
захвата  стаканных  анкеров.  Узловые  нагрузки  создавали
толкающими  гидравлическими  домкратами  грузоподъем¬
ностью  12,5;  25;  50  и  1007"  со  специальными  центрирующими
устройствами  с  применением  сферических  сегментов.
 В  процессе  испытаний  определяли  перемещения  ферм
в  осевой  плоскости  (вертикальные  прогибы  и  горизонталь¬
ные  перемещения  опор),  деформации  затяжек  и  напряжения
и  усилия  в  стержнях  (через  фибровые  деформации),  а  также
усилия  в  затяжках.  Фибровые  деформации  определяли
методом  электротензометрирования  с  контролем  рычажными
тензометрами.  В  длительных  испытаниях  использовали
только  рычажные  тензометры.  Узловые  нагрузки  и  силу
натяжения  затяжки  определяли  с  помощью  образцовых
манометров  гидравлических  силовых  установок.  Второй
контроль  усилия  в  затяжках  вели  по  деформациям  затяжки
и  (в  ряде  натурных  исследований)  электронным  частото¬
мером  ИНА-3.
 На  рис.  IV.5  и  IV.6  показаны  общие  виды  испытатель¬
ных  установок  ферм  пролетом  18  и  44,3  м.
 Испытания  ферм  в  целом  дали  вполне  положительные
результаты.  Результаты  испытаний  кратко  сводятся  к  сле¬
дующему.
 ОСОБЕННОСТИ  ИСЧЕРПАНИЯ  НЕСУЩЕЙ  СПОСОБНОСТИ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
ФЕРМ  С  ЗАТЯЖКАМИ  ИЗ  ВЫСОКОПРОЧНЫХ
СТАЛЬНЫХ  КАНАТОВ
 Изучение  работы  и  процесса  разрушения  стальных  ка¬
натов  под  статической  нагрузкой  [41,  64]  позволило  сде¬
лать  следующие  предположения  относительно  исчерпания
несущей  способности  металлических  ферм  с  затяжками  из
стальных  канатов:
 в  случае  превышения  в  затяжке  усилия  предварительной
вытяжки  фактическое  усилие  в  затяжке  будет  меньше  рас¬
четного  (вследствие  падения  модуля  деформаций  и  ускорен¬
ного  нарастания  удлинения  канатов)  (рис.  IV.7);
 уменьшение  усилия  в  затяжке  против  расчетного  вы¬
зывает  перераспределение  усилий  в  стержнях  фермы  —
усилия  возрастут;  поэтому  разрушение  правильно  спроек¬
тированной  и  изготовленной  фермы  при  статических  на¬
грузках  не  может  произойти  от  разрыва  канатов  затяжек.
 148

Процесс  потери  несу¬
щей  способности  всех  12
испытанных  до  разрушения
ферм  (испытания  УПИ)
полностью  подтвердил  выс¬
казанные  предположения.
 Канаты  не  разорвались  да¬
же  при  значительном  пре¬
вышении  фактического  уси¬
лия  над  усилием  вытяжки
канатов,  что  имело  место  в
испытаниях  стальных  моде¬
лей  ферм  СМУ2,  СМУЗ  и
СМУ4.
 Следует  отметить,  что
сечения  стержней  и  режи¬
мы  испытаний  этих  ферм
были  подобраны  так,  что
усилия  в  средних  панелях
верхнего  и  нижнего  поя¬
сов  и  затяжки  должны  од¬
новременно  достичь  значе¬
ния  расчетной  несущей  способности.  Все  фермы  утрачи¬
вали  несущую  способность  в  упруго-пластической  стадии
работы.  Один  или  два  из  наиболее  нагруженных  стержней
утрачивали  несущую  способность  при  развитии  пластиче¬
ских  деформаций,  остальные  стержни  работали  упруго.
 ОСОБЕННОСТИ  ИСЧЕРПАНИЯ  НЕСУЩЕЙ  СПОСОБНОСТИ
 МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНО  НАПРЯЖЕННЫХ
ФЕРМ  «АРКА  С  ЗАТЯЖКОЙ»
 Фермы  «арка  с  затяжкой»  относятся  к  статически  неопре¬
делимым  системам.  В  таких  системах  достижение  предель¬
ного  состояния  одним  стержнем  еще  не  вызывает  исчер¬
пания  несущей  способности  всей  конструкции.  На  пути  к
разрушению  ферма  сначала  должна  из  статически  неопре¬
делимой  конструкции  превратиться  в  статически  определи¬
мую.  По  расчету  в  испытанных  в  Свердловске  фермах
«арка  с  затяжкой»  в  зависимости  от  величины  силы  натя¬
жения  затяжки  и  последовательности  напряжения  и  загру¬
жения  вертикальной  нагрузки  первыми  могли  выйти  из
работы  один  или  два  симметрично  расположенных  стержня
 15 	20 	25 	30 	3S 	40
 Усилие  6  затяжке  6  т
 Рис.  IV.7.  Изменение  усилия  в  за¬
тяжке  фермы  СМУ4  (испытание
до  разрушения)
 1  —  фактическое  усилие;  2  —  теоретиче-
ский  график
 149

верхнего  или  нижнего  пояса  в  средине  пролета.  Выключение
из  работы  одного  из  стержней  верхнего  пояса  вследствие
потери  общей  устойчивости  приближает  ферму  «арка  с  за¬
тяжкой»  к  трехшарнирной  арке  с  третьим  шарниром  в
узле  нижнего  пояса.  Несущая  способность  трехшарнирной
арки  меньше,  чем  такой  же  статически  неопределимой
«арки  с  затяжкой».  Поэтому  потеря  устойчивости  одним
или  двумя  симметрично  расположенными  стержнями  верх¬
него  пояса  быстро  приводила  к  исчерпанию  несущей  спо¬
собности  всей  фермы  вследствие  развития  чрезмерных  де¬
формаций.  Например,  в  испытаниях  до  разрушения  сталь¬
ных  моделей  ферм  СМУ2  и  СМУЗ  потеря  устойчивости  сред¬
ней  (коньковой)  панели  верхнего  пояса  началась  при  узло¬
вой  нагрузке  6,8  Т>  после  этого  узловую  нагрузку  с  большим
трудом  подняли  только  до  7,2—7,3  Т  на  узел.  Во  время
развития  потери  устойчивости  стержня  верхнего  пояса
бурно  нарастали  прогибы  ферм,  критический  стержень
быстро  терял  устойчивость,  ход  поршней  домкратов  системы
нагружения  вскоре  исчерпывался,  давление  в  маслосистеме
падало.  В  этот  момент  испытание  прекращали.
 К  моменту  прекращения  испытания  ферма  «арка  с  за¬
тяжкой»  приближалась  к  трехшарнирной  арке  и  сохраняла
большую  часть  своей  грузоподъемности,  но  развивались
такие  деформации,  что  ферму  нельзя  было  считать  пригод¬
ной  для  дальнейшей  эксплуатации.  Все  же  фермы  и  после
испытания  сохраняли  некоторую  «живучесть».  Был  про¬
веден  следующий  опыт.  Ферму  СМУ4  после  потери  устой¬
чивости  двух  симметричных  панелей  у  конька  верхнего
пояса  испытали  еще  раз.  Вновь  натянули  затяжку  силой
16  Т  и  начали  нагружать  узловыми  нагрузками.  Развитие
пластических  деформаций  стержней  верхнего  пояса,  поте¬
рявших  устойчивость  в  предыдущем  испытании,  началось
вновь  при  узловой  нагрузке  5,5  Т  (против  7  Т),  при  этой
же  нагрузке  была  вновь  нарушена  пропорциональность
изменения  прогибов  и  узловой  нагрузки.
 Несущую  способность  вследствие  развития  чрезмерных
деформаций  из-за  потери  устойчивости  верхнего  пояса
утратили  модели  стальных  ферм  СМУ2,  СМУЗ,  СМУ4  и
СМУ5  пролетом  10,5  м,  стальные  фермы  пролетом  18  м
из  тонкостенных  гнутых  профилей  СФУ1  и  СФУ2,  одна
модель  фермы  из  алюминиевого  сплава  АМУ1  пролетом
 7,5 	м  и  ферма  СФУ5  пролетом  44,3  м  в  последнем  загруже-
нии  с  затяжкой  из  арматурных  стержней.  Если  бы  при  ис¬
пытании  до  разрушения  всех  указанных  ферм  несколько
 150

уменьшить  силу  предварительного  натяжения  затяжки,  то
процесс  исчерпания  несущей  способности  протекал  бы
иначе.  Критическим  стержнем  мог  стать  один  из  стержней
нижнего  пояса.
 Если  критическим  стержнем  является  одна  из  средних
панелей  нижнего  пояса,  то  исчерпание  несущей  способности
фермы  начинается  с  развития  текучести  в  этом  растянутом
стержне.  Постепенно  ферма  приближается  к  трехшарнир¬
ной  арке  с  третьим  шарниром  в  узле  верхнего  пояса  над
критическим  стержнем.  При  этом  происходит  перераспре¬
деление  усилий  —  значительно  возрастают  усилия  в  верх¬
нем  поясе  и  затяжке.  Разрыв  затяжки  из  канатов  не  дол¬
жен  случиться,  как  было  указано  раньше,  поэтому  следует
ожидать  потери  устойчивости  верхнего  пояса.  В  такой  по¬
следовательности  в  близком  соответствии  с  расчетными
предположениями  была  доведена  до  разрушения  вторая
модель  фермы  «арка  с  затяжкой»  из  сплава  АМгб  пролетом
 7.5  ж*.
 Для  разрушения  модели  алюминиевой  фермы  АМУ2
в  указанной  последовательности  было  необходимо  снизить
усилие  в  затяжке.  Поэтому  подобрали  и  осуществили  сле¬
дующую  последовательность  испытания.  Сначала  загру¬
зили  ферму  узловыми  нагрузками  1  и  2  Т.  Затем  устано¬
вили  затяжку  и  натянули  ее  силой  2  Т.  Во  время  натяжения
затяжки  поддерживали  постоянную  величину  узловой
нагрузки  2  Т.  После  этого  продолжили  загружение  фермы
узловыми  нагрузками  2,5;  3;  3,5;  3,85;  4,2  и  5  Т.  На  каждой
ступени  давали  выдержку  по  15—25  мин  и  дважды  брали
отсчеты  по  приборам,  чтобы  заметить  начало  текучести  ме¬
талла  нижнего  пояса.  От  начала  текучести  средней  панели
нижнего  пояса  до  потери  устойчивости  верхнего  пояса
ферма  прошла  интервал  увеличения  узловых  нагрузок  от
 2.5  до  5  Г  (общее  течение  металла  стержня  нижнего  пояса
при  нагрузке  3  71,  начало  потери  устойчивости  верхнего
пояса  при  нагрузке  4,6  Т,  полная  потеря  устойчивости  верх¬
него  пояса  при  нагрузке  5  Т  на  узел).
 Экспериментальные  данные  близко  совпадают  с  расчет¬
ными  предположениями.  Ферму  рассчитали  по  методу  сил
по  шарнирной  схеме  в  упругой  стадии  работы.  У  сплава
АМгб  отсутствует  площадка  текучести,  поэтому  усилие  в
критическом  растянутом  стержне  нижнего  пояса  возрастало
до  конца  испытания  в  криволинейной  зависимости  от  при¬
 *  Подробнее  слг.  работу  [581,
 151

ращения  нагрузки,  а  в  расчете  фермы  в  упруго-пластиче¬
ской  стадии  было  учтено  линейное  упрочнение  металла  по
аппроксимированной  диаграмме  растяжения.  Аппроксими¬
рованную  диаграмму  растяжения  сплава  АМгб  получили
из  условия  равенства  работы  деформации  (равенства  пло¬
щадей)  осредненной  экспериментальной  диаграммы  и  ап¬
проксимированной.  На  этом  основании  при  теоретическом
подсчете  усилия  в  стержне  и  при  обработке  опытных  дан¬
ных  было  принято  отношение  пластического  модуля  дефор¬
маций  сплава  к  модулю  упругости,  равной  1/15  [58].
 Развитию  пластических  деформаций  в  нижнем  поясе
сопутствовало  значительное  нарастание  прогибов  фермы.
При  нормативной  нагрузке  3,5  Т  на  узел,  когда  уже  пол¬
ностью  развилась  текучесть  нижнего  пояса,  прогиб  среднего
узла  фермы  достиг  1/150  пролета  (5  см).  При  оценке  прогиба
следует  учесть,  что  данная  модель  отличалась  повышенной
деформативностью  вследствие  того,  что  соотношение  гене¬
ральных  размеров  было  сохранено  как  в  стальных  фермах
без  учета  специфики  алюминиевых  конструкций  (модуль
упругости  алюминиевого  сплава  втрое  меньше,  чем  строи¬
тельной  стали).
 Стальная  ферма  СФУ5  пролетом  44,3  м  в  седьмом  испы¬
тании  с  затяжкой  из  канатов  также  должна  была  утратить
несущую  способность  начиная  с  развития  текучести  в  од¬
ной  из  средних  панелей  нижнего  пояса.  Испытание  не  до¬
вели  до  разрушения  фермы,  а  прекратили  при  узловой  на¬
грузке  29,6  Т,  равной  разрушающей  нагрузке,  подсчитан¬
ной  по  фактическому  значению  предела  текучести  стали
нижнего  пояса  27,4  кГ/см2.  При  этой  нагрузке  текучесть
охватила  сечения  средней  панели  нижнего  пояса,  про¬
гибы  фермы  быстро  нарастали,  ход  поршней  домкратов
системы  загружения  был  исчерпан.  Усилия  в  канатах  в  этом
загружении  не  превосходили  усилия  предварительной  вы¬
тяжки,  поэтому  затяжка  работала  упруго  до  конца  испы¬
тания.  После  разгрузки  фермы  были  замечены  остаточные
прогибы  (остаточный  прогиб  среднего  узла  составил  8,63  см,
т.  е.  1/513  пролета),  но  ферма  осталась  не  поврежденной.
После  отдыха  ферму  много  раз  напрягали  и  загружали  нор¬
мативными  нагрузками.  Во  всех  последующих  загружениях
ферма  с  затяжкой  из  канатов  снова  работала  упруго.  Сле¬
довательно,  случайные  кратковременные  перегрузки,  вы¬
зывающие  текучесть  нижнего  пояса,  не  опасны  для  ферм
этого  типа.  Ферму  затем  еще  испытали  три  раза  с  затяжкой
из  арматурных  стержней.  При  этом  ферма  также  работала
 152

упруго.  Наконец,  ферму  довели  до  потери  устойчивости
верхнего  нояса.
 Испытания  моделей  и  натурных  ферм,  проведенные  в
Свердловске,  подтвердили,  что  исчерпание  несущей  спо¬
собности  рационально  сконструированной  фермы  «арка  с
затяжкой»  может  происходить  двояко.  Первый  вид  исчер¬
пания  несущей  способности,  когда  сразу  теряет  устойчи¬
вость  верхний  пояс,  второй  —  когда  сначала  развивается
текучесть  металла  нижнего  пояса,  а  затем  следует  потеря
устойчивости  верхнего  пояса.  Процесс  исчерпания  несущей
способности  второго  вида  протекает  значительно  медленнее,
чем  в  первом  случае,  и  характеризуется  дополнительным
резервом  неразрушимости  конструкции  во  время  эксплу¬
атации.
 Можно  с  достаточной  уверенностью  утверждать,  что  не
учтенные  в  расчете  случайные  значительные  потери  усилия
натяжения  затяжки  способствуют  переходу  фермы  от  пер¬
вого  ко  второму  виду  исчерпания  несущей  способности,  но
существенно  не  влияют  на  грузоподъемность  «арки  с  затяж¬
кой».  Это  положение  подтверждено  тем,  что  потеря  устой¬
чивости  верхнего  пояса  обеих  моделей  ферм  из  алюминиевого
сплава  произошла  при  почти  одинаковых  узловых  нагруз¬
ках:  в  ферме  АМУ1  при  5,3  Т  на  узел,  в  ферме  АМУ2  при
4,95  Т  на  узел,  хотя  сила  натяжения  затяжки  фермы  АМУ1,
испытанной  по  первой  схеме,  была  5  Г,  а  фермы  АМУ2,
испытанной  с  допущением  пластических  деформаций  ниж¬
него  пояса,  лишь  2  Т.
 Стальные  фермы  пролетом  18  м  с  поясами  и  опорными
раскосами  из  тонкостенных  гнутых  швеллеров  утратили
несущую  способность  вследствие  местной  потери  устой¬
чивости  верхнего  пояса.  Потеря  местной  устойчивости  верх¬
него  пояса  обеих  ферм  произошла  в  сечениях  с  начальными
дефектами  (рис.  IV.  8).  Исчерпание  несущей  способности
фермы  СФУ1  началось  с  потери  устойчивости  полок  гнутых
швеллеров  в  средине  коньковой  панели  верхнего  пояса
вблизи  дополнительной  стойки  в  месте,  где  был  допущен
существенный  подрез  полок  швеллеров  сваркой.  Этот  узел
не  был  закреплен  от  потери  устойчивости  в  боковой  плоско¬
сти,  поэтому  местная  потеря  устойчивости  полок  швеллеров
вызвала  общую  потерю  устойчивости  верхнего  пояса  из
плоскости  фермы.  Потеря  устойчивости  полок  гнутых  швел¬
леров  верхнего  пояса  фермы  СФУ2  началась  около  конь¬
кового  узла.  Коньковый  узел  был  закреплен  в  боковой
плоскости,  поэтому  общей  потери  устойчивости  не  последо¬
 153

вало  и  ось  стержня  осталась
прямолинейной.  В  конько¬
вом  узле  также  имелись
значительные  дефекты  из¬
готовления  —  эксцентрици¬
тет  осей  смежных  стерж¬
ней  верхнего  пояса  на
25  мм,  вызвавший  допол¬
нительные  изгибные  на¬
пряжения,  и  подрезы  свар¬
кой  полок  швеллеров.
 В  испытаниях  И.  Л.  Ха-
ютина  ферма  Ф1Б  утрати¬
ла  несущую  способность  от
потери  устойчивости  перво¬
го  от  опоры  сжатого  рас¬
коса.  Анализ  результатов
испытания  показал,  что
действительная  разгрузка
раскоса  за  счет  натяже¬
ния  затяжки  была  значи¬
тельно  меньше  теоретиче¬
ских  значений,  благодаря
чему  общая  конструктив¬
ная  поправка  усилия  была
больше  единицы.  По  рас¬
чету  ожидали  исчерпания
несущей  способности  от  по¬
тери  устойчивости  верхнегопояса.  Поэтому  крайние  сжа¬
тые  раскосы  второй  фермы  Ф2Б  усилили,  и  эта  ферма  ут¬
ратила  несущую  способность  в  соответствии  с  расчетными
предположениями  по  потере  устойчивости  верхнего  пояса.
 ОСОБЕННОСТИ  ИСЧЕРПАНИЯ  НЕСУЩЕЙ  СПОСОБНОСТИ
ФЕРМ  С  ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ  ПОЯСАМИ
 Исчерпание  несущей  способности  ферм  с  параллельными
поясами  протекало  иначе.  По  данным  расчета,  исчерпание
несущей  способности  блока  ферм  пролетного  строения  кон¬
вейерной  эстакады  с  непрерывной  шпренгельной  затяжкой
пролетом  30+24  м  (см.  рис.  IV.3,  ё)  могло  произойти  от
выключения  из  работы  одного  или  нескольких  стержней,
достигших  предельного  состояния  по  прочности  или  устой¬
 Рис.  IV.8.  Потеря  местной  устой¬
чивости  верхних  поясов  ферм  из
тонкостенных  гнутых  профилей
а  —местной  и  общей  устойчивости
фермы  СФУГ,  б  —местной  фермы  СФУ2

чивости.  Для  обеих  ферм  критическими  стержнями  были  по
две  средние  панели  верхнего  пояса,  по  одной  средней  па¬
нели  нижнего  пояса,  опорные  раскосы  на  промежуточной
опоре  и  для  фермы  пролетом  24  м  четвертая  стойка,  а  для
фермы  пролетом  30  м  пятая  стойка  от  катковой  опоры.  Боль¬
шая  часть  критических  стержней  была  сжата,  поэтому  во
время  испытания  до  разрушения  ожидали  потери  общей
устойчивости  одним  из  стержней.
 Когда  фактическая  узловая  нагрузка  почти  достигла
теоретической  узловой  разрушающей  нагрузки,  потерял
общую  устойчивость  опорный  раскос  30-метровой  фермы
у  промежуточной  опоры.  Потеря  устойчивости  раскоса  про¬
изошла  внезапно  и  мгновенно.  Раскос  выпучился  вблизи
опорного  узла  в  плоскости  и  из  плоскости  фермы.  Узловые
фасонки  раскрылись,  одна  из  них  надорвалась,  в  выступа¬
ющей  полке  одного  из  уголков  раскоса  образовалась  склад¬
ка.  Величина  узловой  нагрузки  упала  с  23,5  до  12,5  Т,
натяжение  затяжки  составило  95%  начального.
 Следует  отметить,  что  в  конструкции  опорного  узла
при  изготовлении  фермы  был  допущен  существенный  де¬
фект  —  отсутствовала  соединительная  планка  в  пределах
узловых  фасонок.  При  наличии  такой  планки  разрушение
фермы  могло  начаться  при  несколько  большей  нагрузке  и,
возможно,  с  выключения  из  работы  другого  стержня.  Вто¬
рая  ферма  пролетом  24  м  осталась  неповрежденной.  Эту
ферму  (см.  рис.  IV.  3,  ж)  вновь  испытали  до  разрушения
с  прямолинейной  затяжкой  из  такого  же  каната,  располо¬
женного  вдоль  нижнего  пояса  строго  по  центру  тяжести
поперечного  сечения.  Ферма  СФУ8  утратила  несущую  спо¬
собность  также  от  потери  устойчивости  опорного  раскоса.
Как  показал  анализ  опытных  данных,  опорные  раскосы
первыми  выключались  из  работы  вследствие  изгибных  на¬
пряжений  от  жесткости  узлов  в  плоскости  фермы  и  изгиб¬
ных  напряжений  в  боковой  плоскости  от  эксцентричного
крепления  уголков  при  отсутствии  соединительных  планок
в  пределах  опорного  узла.  Потеря  устойчивости  раскоса
фермы  пролетом  30  м  показана  на  рис.  IV.9.
 Разрушающие  нагрузки.  Нормативные,  расчетные,  тео¬
ретические  и  фактические  разрушающие  нагрузки  ферм,
доведенных  до  исчерпания  несущей  способности  (по  данным
испытаний  в  Свердловске),  указаны  в  табл.  IV.4  и  IV.5.
Теоретические  разрушающие  узловые  нагрузки  получены
из  расчета  предварительно  напряженных  ферм  как  упругой
однократно  статически  неопределимой  стержневой  системы
 155

с  шарнирами  в  узлах.  При  вычислении  несущей  способ¬
ности  критических  стержней  за  предельное  напряжение
принят  фактический  предел  текучести  металла  (среднее
значение  по  результатам  испытания  образцов  стали  и  алю¬
миниевого  сплава  для  каждой  фермы).  Расчетные  нагрузки
получены  умножением  теоретической  разрушающей  на¬
грузки  на  коэффициент  однородности  металла,  равный  0,9
для  стали  Ст.  3  и  0,85  для  стали  14Г2  и  алюминиевого  спла¬
ва  АМгб.  Нормативные
нагрузки  определены  де¬
лением  расчетных  нагру¬
зок  на  средние  коэффици¬
енты  перегрузки,  приня¬
тые  по  реальным  проектам
равными  1,2  для  стропиль¬
ных  ферм  и  1,15  для  ферм
конвейерной  эстакады.  Мо¬
дуль  упругости  канатов  в
расчетах  ферм  принят  по¬
стоянным.  Расчетные  зна¬
чения  модулей  упругости
канатов,  установленные  на
основании  многочисленных
испытаний  образцов  кана¬
тов  и  длинных  затяжек,
приведены  в  табл.  1.4.
 Как  видно  из  табл.
IV.4  и  IV.5,  фактическая
разрушающая  нагрузка
оказалась  близкой  к  тео¬
ретической  разрушающей,  определенной  по  фактическому
пределу  текучести  материала  ферм.  Полученный  разброс
значений  разрушающей  нагрузки  для  моделей  ферм  +3,
—2%  в  пределах  точности  измерений,  но  тенденции  раз¬
броса  позволяют  дать  объяснения  этому  явлению,  осно¬
ванные  на  особенностях  испытаний.
 Фактическая  разрушающая  нагрузка  моделей  стальных
ферм  могла  оказаться  несколько  меньше  теоретической  в
тех  случаях,  когда  усилия  в  канатах-затяжках  превосхо¬
дили  усилие  предварительной  вытяжки.  Именно  в  таких
фермах  СМУ1  и  СМУ4  фактическая  разрушающая  нагрузка
на  2%  оказалась  меньше  теоретической.  В  то  же  время  в
испытаниях  тождественной  фермы  СМУ5  с  более  мощной  за¬
тяжкой,  усилия  в  которой  не  превышали  усилия  вытяжки,
 156
 Рис.  IV.9.  Потеря  устойчивости
опорного  раскоса  фермы  СФУ6
конвейерной  эстакады  проле¬
том  30  м

Таблица  IV.4
 Узловые  нагрузки  в  испытаниях  моделей  ферм  в  Т
 Полная  узловая  нагрузка
 Марка  модели  фермы
 СМУ1
 СМУ2
 СМУЗ
 СМУ4|СМУ5|АМУ  11АМУ2
 Нормативная
 3,1
 5,35
 5,25
 5,85
 5,9
 3,85
 3,5
 Расчетная
 Разрушающая:
 а)  теоретическая  по
фактическому  пре¬
делу  текучести
 3,7
 6,4
 6,3
 7
 7,1
 4,5
 4,2
 металла
 4,2
 7,3
 7,2
 8,4
 8,1
 5,3
 4,95
 б)  фактическая  .  .  .
Средний  коэффициент  пе¬
 4,1
 7,3
 7,2
 8,2
 8,3
 5,8
 5
 регрузки
 Отношение  фактической
разрушающей  нагрузки
 1,2
 1,2
 1,2
 1,2
 1,2
 1,2
 1,2
 к  теоретической  ....
 0,98
 1
 1
 0,98
 1,03
 1,09
 1,01
 фактическая  нагрузка  была  на  3%  больше  теоретической
разрушающей.  Фактическая  разрушающая  нагрузка  30-
метровой  фермы  СФУ6  конвейерной  эстакады  была  меньше
на  4%  теоретической  разрушающей,  несомненно,  вследствие
наличия  дефекта  в  конструкции  опорного  раскоса  в  примы¬
кании  к  опорному  узлу  фермы,  ускорившего  потерю  устой¬
чивости  раскоса.  Можно  утверждать,  что  в  целом  резуль¬
таты  испытания  ферм  до  исчерпания  несущей  способности
дали  хорошие  совпадения  фактических  и  теоретических  раз¬
рушающих  нагрузок.
 В  испытаниях  Е.  И.  Белени  и  И.  Л.  Хаютина  в  затяжках
имелись  повышенные  запасы  прочности,  фактические  раз¬
рушающие  нагрузки  были  незначительно  выше  теоретиче¬
ских.
 Испытания  до  разрушения  подтвердили  полную  надеж¬
ность  предварительно  напряженных  ферм  с  затяжками  из
пучков,  канатов  и  стержней  при  кратковременной  стати¬
ческой  нагрузке.
 Испытания  до  исчерпания  несущей  способности  серии
одинаковых  стальных  ферм  «арка  с  затяжкой»,  кроме  того,
дали  возможность  проверить  некоторые  теоретические  по¬
ложения.  Так,  испытаниями  моделей  стальных  ферм
СМУ2,  СМУЗ,  СМУ4  и  СМУ5  с  тождественной  жесткой
конструкцией,  но  с  затяжками  из  канатов  трех  различных
диаметров,  проведенными  в  различной  последовательности
 157

Таблица  IV.5
 Узловые  нагрузки  в  испытаниях  стальных  натурных
ферм  до  разрушения
 Полная  узловая  нагрузка
 Марка  фермы
 СФУI
 СФУ2
 СФУ5
 затяжка
из  канатов
 затяжка
из  стерж¬
ней
 СФУ6
 СФУ8
 Нормативная
 Расчетная
 Теоретическая  разру¬
шающая  по  фактиче¬
скому  пределу  теку¬
чести  стали 	.  .  ,  .
 Наибольшая  фактиче¬
ская,  достигнутая  в
испытаниях 	.  .  .  .
 Отношение  наибольшей
фактической  к  теоре¬
тической  разруша¬
ющей
 6.5
 7.5
 8,8*
 9,8
 1,15
 6.5
 7.5
 8,8*
 10,5
 1,22
 20.4
 24.5
 29,4
 29,6
 1,01
 25,2/20,7
 29,2/24,6
 32,9/29,7
31,3
 1,06
 14,75
 17
 24.5
 23.5
 0,96
 9,7
 11,2
 15,8
 21
 1,33
 Примечание.  Теоретические  узловые  нагрузки  вычис¬
лены  по  несущей  способности  критического  стержня.  В  испытаниях
фермы  СФУ5  пролетом  44,3  м  с  затяжкой  из  канатов  критический
стержень  —средняя  панель  нижнего  пояса.  В  испытаниях  той  же
фермы  с  затяжкой  из  арматурных  стержней  критические  стержни  —
вторая  от  конька  панель  верхнего  пояса  и  затяжка  (для  затяжки
значения  нагрузок  даны  в  знаменателе).
 и  *  Узловая  нагрузка  ферм  СФУ1  и  СФУ2  (г  поясами  нз  гнутых  профи¬
лей)  вычислена  не  по  фактическому  проделу  текучести,  а  по  браковоч¬
ному  минимуму  (ввиду  отсутствия  данных  по  испытанию  металла  гнутых
профилей).
 напряжения  и  загружения  (см.  табл.  IV.2  и  IV.3),  прове¬
рены  следующие  положения:
 1)  разрушающая  нагрузка  ферм  «арка  с  затяжкой»
с  одинаковой  конструкцией  жесткой  части  и  затяжки  при
различных  последовательностях  напряжения  и  загружения
имеет  постоянное  значение;
 2)  грузоподъемность  одной  и  той  же  фермы  «арка  с  за¬
тяжкой»  различна  в  зависимости  от  несущей  способности
затяжки.  Увеличение  поперечного  сечения  затяжки  при  со¬
ответствующем  подборе  последовательности  напряжения
и  загружения  может  увеличить  разрушающую  нагрузку.
Так,  фактическая  разрушающая  нагрузка  модели  СМУ5
с  затяжной  из  каната  диаметром  33  мм  (разрывное  усилие
 №

каната  60,1  Т)  при  двукратном  напряжении  оказалась  на
15%  больше  разрушающей  нагрузки  такой  же  фермы  с
затяжкой  из  каната  диаметром  17  мм  (разрывное  усилие
каната  24  Т).  Полное  использование  прочности  более  мощ¬
ного  каната  требует  в  ряде  случаев  двукратного  или  много¬
ступенчатого  напряжения.
 ОСОБЕННОСТИ  РАБОТЫ  ЗАТЯЖЕК  ИЗ  СТАЛЬНЫХ  КАНАТОВ
 Работа  затяжек  из  канатов  в  различных  испытаниях  име¬
ла  некоторые  отличия,  связанные  с  конструктивными  осо¬
бенностями  фермы  и  с  последовательностью  загружения
и  напряжения.
 В  испытаниях  ферм  по  схеме  «напряжение  —  нагруже¬
ние»  при  наличии  подвесок  или  подкладок  под  длинными
затяжками  фактическое  усилие  напряжения  в  канатах  было
равно  теоретическому  (рис.  IV.  10,  а,  б).  В  испытаниях  ферм
по  схеме  «пригруз  —  напряжение  —  догрузка»  (затяжка
включалась  в  работу  сразу  с  небольшим  начальным  уси¬
лием)  с  провисающей  в  начале  испытаний  затяжкой  отме¬
чено  отставание  фактического  усилия  в  затяжке  от  теоре¬
тического  (рис.  IV.  10,  в).  К  концу  пригруза  это  отставание
для  стальных  ферм  составляло  от  3  до  22%,  а  для  ферм
из  сплава  АМгб  —  от  5  до  30%.  Большее  отставание  от¬
мечено  в  фермах  конвейерной  эстакады  (рис.  IV.  10,  г,  д),
затяжки  которых  были  без  подвесок  в  пролете.  Отставание
фактического  усилия  в  затяжке  от  теоретического,  по-ви¬
димому,  следует  объяснить  влиянием  начального  прови¬
сания  канатов  и  влиянием  жесткости  узлов  ферм.  После
проектного  натяжения  затяжки  в  фермах  «арка  с  затяжкой»
усилие  достигало  расчетной  величины  (рис.  IV.  10,  в).
 При  загружении  узловыми  нагрузками  после  натяже¬
ния  затяжки  фактическое  усилие  в  канатах  несколько  от¬
ставало  от  теоретического:  —  в  стальных  фермах  —  на
 1—5%  (рис.  IV.  10,  а,  б,  в),  в  фермах  из  сплава  АМгб  —
до  12%.
 Во  время  напряжения  затяжек  ломаного  очертания
(см.  рис.  IV.  3,  ё)  наблюдалось  отставание  фактического  уси¬
лия  в  затяжке  от  теоретического.  Величина  отставания  ока¬
залась  различной  в  разных  ветвях  затяжки.  В  ферме  про¬
летом  30  м  были  установлены  качающиеся  секторные  баш¬
маки  в  местах  перегиба  канатов,  а  в  ферме  пролетом  24  м  —
качающиеся  оттяжки.  В  третьей  и  четвертой  ветвях  затяжки
 159

(рис.  IV.  11)  около  натяжного  домкрата  фактическое  усилие
в  канате  практически  равнялось  теоретическому,  за  пере¬
гибами  усилие  падало.  Падение  усилия  в  канате  за  каждым
перегибом  на  секторном  качающемся  башмаке  не  превышало
 в)
 MS  153
 Ф
 Е-
 «еа
 I
*  10
.§
 I
 20
 15
 10
 146  153
 40 	80 	120 	160 	0 	40 	80 	ПО 	160
 Усилие  6  за  тяжке  6  т
 §  в
 ^  0
C4J
 ^  4
 s  J
 §3
 3-  ?
 I'
 (Р  20
 17,5
 16
 15
 1375
 10
 20
 617
 ?
 I
 15
 10
 д)
 56,6  64.0
У
 20
 40 	60 	О
 20
 40 	60
 Усилие  6  зотяжке  6  т
 Рис.  IV.  10.  Усилия  в  затяжках  ферм
 а,  б  —первое  и  третье  загружения  фермы  СФУ5  нормативной  нагрузкой;
в  —загружение  фермы  СФУЗ  расчетной  нагрузкой;  г  —  загружение  блока  ферм
конвейерной  эстакады  расчетной  нагрузкой,  ферма  пролетом  30  м\  д—то  же,
ферма  пролетом  24  м;  /—загружение;  2  —  разгрузка;  3  —теоретический
 график
 2—7%,  а  за  качающейся  оттяжкой  после  каждого  перегиба
усилие  падало  на  12—14%.  Секторные  башмаки  неограничен¬
но  перемещались  вместе  с  канатом,  а  оттяжки  быстро  при¬
ходили  в  крайнее  положение,  канат  начинал  проскальзы¬
 160

вать,  возникали  силы  трения  между  канатом  и  оттяжками
(рис.  IV.11,  а,  б).
 Как  показали  повторные  натяжения  затяжки  при  засто¬
поренных  башмаках,  работа  качающихся  оттяжек  мало  от-
 Рис.  IV.  11.  Усилия  в  затяжке  блока  ферм  конвейерной  эстакады
а,  б  —натяжение  затяжки  и  испытание  расчетной  нагрузкой  при  качающихся
башмаках;  в  —  натяжение  затяжки  при  застопоренных  башмаках;  г—усилие
в  затяжке  после  перетяжки  на  5  Г  и  опускания  усилия  до  контролируемой
 величины
 личается  от  работы  неподвижных  (рис.  IV.11,  а,  в).  Па¬
дение  усилия  в  канате  на  протяжении  фермы  пролетом  24  м
в  обоих  случаях  оказалось  почти  одинаковым.  Секторные
качающиеся  башмаки  удовлетворительно  выравнивали  уси¬
лия  в  смежных  ветвях  затяжки,  но  устройство  таких  баш¬
 6  Зак.  526
 161

маков  сложно  и  дорого  —  эти  башмаки  металлоемки  и
требуют  механической  обработки.  Желательно  добиться
выравнивания  усилий  в  затяжке  без  качающихся  башма¬
ков.  С  этой  целью  11  раз  провели  следующий  опыт.  Созда¬
вали  силу  натяжения  затяжки  на  5  Г  больше  требуемой
и  затем  опускали  до  намеченной  величины.  При  этом  за  за¬
стопоренным  секторным  башмаком  с  радиусом  кривой  9
диаметров  каната  усилие  в  затяжке  отличалось  на  2—3%,
и  за  застопоренной  оттяжкой,  очерченной  по  дуге  круга
радиусом  7  диаметров  каната,  расхождение  усилий  в  смеж¬
ных  ветвях  достигало  9%.  Таким  образом,  опытным  путем
было  установлено,  что  можно  отказаться  от  качающихся
башмаков  в  местах  перегиба  канатов,  если  допустить  пере¬
тяжку  канатов  на  5—10%  выше  проектного  усилия  натя¬
жения  с  последующим  опусканием  усилия  вниз  до  требу¬
емой  величины  или  производить  натяжение  с  двух  сторон.
При  этом  перегиб  каната  следует  назначать  по  кривой  с
радиусом  не  менее  9—10  диаметров  каната.
 Деформации  канатов-затяжек.  Удлинения  и  укороче¬
ния  канатов-затяжек  во  время  напряжения  и  в  процессе
загружения  и  разгрузки  вертикальными  нагрузками  про¬
исходили  пропорционально  или  почти  пропорционально
изменению  усилия  в  затяжке.  При  длительных  испытаниях
стальной  модели  фермы  СМУб  нормативной  нагрузкой  уд¬
линение  затяжки  из  спирального  стального  каната  воз¬
растало  только  в  течение  первого  1—1,5  я  выдержки  под
нагрузкой  [59].  Величина  приращения  относительного  уд¬
линения  была  ничтожна  и  не  превышала  0,003—0,004%.
В  течение  всего  остального  длительного  периода  выдержки
под  нагрузкой,  продолжавшегося  177  и  117  суток,  удлине¬
ния  затяжки  не  наблюдалось.  Остаточные  удлинения  каната
замечены  только  в  одном  из  загружений  фермы.  Величина
остаточного  удлинения  незначительна  —  0,3  мм,  на  базе
измерений  1  м,  т.  е.  0,03%.  В  одном  из  длительных  загру¬
жений  модели  фермы  из  алюминиевого  сплава  АМУ2  от¬
мечено  нарастание  удлинения  спирального  каната  на  0,016%
в  течение  первых  4  ч  выдержки  под  нагрузкой.  Остаточные
удлинения  затяжек  после  длительного  испытания  в  этом
случае  колебались  в  пределах  0,027—0,19%  (база  изме¬
рений  4,48  м).  Таким  образом,  можно  считать,  что  работа
спиральных  канатов-затяжек  в  фермах  была  близка  к  ра¬
боте  упругого  стержня.
 Потери  усилия  напряжения  затяжек.  В  процессе  испы¬
таний  ферм  кратковременной  и  длительной  статической
 162

нагрузкой  вели  наблюдения  за  величиной  усилия  в  затяж¬
ке.  Кроме  того,  в  течение  шести  лет  ведутся  систематиче¬
ские  наблюдения  за  усилиями  в  затяжках  семи  ферм,  уста¬
новленных  в  покрытии  здания.  Наблюдения  позволили
установить  следующее:
 1.  Во  время  выдержки  ферм  с  напряженной  затяжкой
без  узловых  нагрузок  до  14  суток  падения  усилия  в  затяжке
после  обмятия  контактов  в  упорных  узлах  не  наблюдалось;
обмятие  контактов  происходит  за  2—5  мин.
 2.  На  протяжении  всех  длительных  загружений  сталь¬
ных  ферм  с  затяжками  из  спиральных  канатов  в  процессе
выдержки  фермы  под  нагрузкой  падения  усилия  в  чатяжке
не  замечено.
 3.  После  разгрузки  ферм  и  при  длительных  и  кратко¬
временных  испытаниях  в  ряде  случаев  замечено  падение
силы  предварительного  натяжения  затяжки  от  2  до  8%.
Потери  усилия  натяжения  затяжки  наблюдали,  если  за-
гружение  узловыми  нагрузками  следовало  сразу  после  на¬
тяжения  затяжки  и  закладки  вилкообразных  шайб  между
торцами  анкерных  стаканов  и  упорным  узлом  фермы.  Если
же  повторные  загружения  ферм  узловыми  нагрузками  сле¬
довали  без  изменения  усилия  натяжения  затяжки,  при  этом
не  вынимали  закладные  шайбы  или  не  подтягивали  упор¬
ные  гайки  анкеров,  то  усилие  в  затяжке  или  изменялось
очень  незначительно  (в  пределах  точности  измерений)  или
оставалось  неизменным  (см.  рис.  IV.  11,  а,  б).
 Чтобы  окончательно  убедиться  в  правильности  этого
наблюдения,  было  проведено  специальное  испытание  фермы
СФУ5  пролетом  44,3  м  с  целью  определения  потерь  силы
натяжения  затяжки  после  снятия  узловых  нагрузок.  Оно
проходило  в  следующем  порядке:  натянули  затяжку  силой
80  Т,  заложили  вилкообразные  шайбы,  дали  обмяться  упор¬
ным  узлам,  подтянули  упорные  гайки  на  стаканах  анкеров,
выдержали  ферму  в  таком  состоянии  10  мин  и  проверили
усилие  в  затяжке,  которое  оказалось  равным  80  Т.  После
этого  три  раза  загрузили  ферму  узловой  нагрузкой  до  20  Т,
каждый  раз  снимая  ее  до  нуля.  Затем  снова  довели  узловую
нагрузку  до  20  Т,  четыре  раза  опускали  ее  до  10  Т  и  вновь
поднимали  до  20  Т,  имитируя  тем  самым  сезонные  изменения
нагрузки.  После  этого  разгрузили  ферму.  Результаты  из¬
мерения  усилия  в  затяжке  приведены  в  табл.  IV.6.
 Как  видно  из  таблицы,  после  первого  цикла  загружения
усилие  в  затяжке  упало  на  2,7%,  после  второго  еще  снизи¬
лось  на  0,5%  и  составило  96,8%  силы  начального  натя-
 163

Таблица  IV.6
Усилия  к  затяжке  фермы  'СФУ5  пролетом  44,3  м  при
повторных  загружениях
 Цикл
 загружения
 Узловая
 в
 нагрузка
 Т
 к.
 Я
 а
 <D
 Цикл
 загружения
 Узловая
 в
 нагрузка
 Т
 Усилие  в
затяжке  в  Т
 пробная
 испыта¬
 тельная
 5  *
 и  £
СО
 пробная
 испыта¬
 тельная
 1
 0
 1,3
 80
 5
 10
 11,3
 114
 20
 21,3
 148
 20
 21,3
 148
 2
 0
 1,3
 77,8
 6
 10
 11,3
 114
 20
 21,3
 148
 20
 21,3
 148
 3
 0
 1.3
 77,4
 7
 10
 11,3

 20
 21,3
 148
 20
 21,3
 148
 4
 0
 1,3
 77,3
 8
 10
 11,3

 20
 21,3
 148
 20
 21,3
 148
 0
 1,3
 77,3
 Примечание
 е.  Полная  испытательная
 нагрузка
 равна
 пробной,  создаваемой
 системой
 нагружения,  с  ,
 добавлением  веса
 фермы,  домкратов  и  оснастки.
 жения,  далее  оно  оставалось  неизменным  после  всех  циклов
загружения  поперечной  нагрузкой.
 Все  это  позволяет  сделать  вывод,  что  потеря  усилия  в
затяжке  происходила  вследствие  обмятия  контактов  между
анкерными  стаканами  и  упорными  узлами  фермы  во  время
первого  и  второго  загружений  вертикальными  нагрузками
после  натяжения  затяжки.  Если  при  повторных  загруже¬
ниях  узловая  нагрузка  не  превышала  нагрузки  ^предыду¬
щих  загружений,  то  потерь  усилия'затяжки  не  было.
 Во  время  длительных  испытаний  алюминиевых  моделей
ферм  было  отмечено  падение  усилия  в  затяжке  на  0,8%
{первое  испытание)  в  1,1%  (второе  испытание),  которое  со¬
хранилось  и  после  разгрузки  ферм.  В  длительных  испыта¬
ниях  стальных  ферм  не  было  отмечено  падения  усилия  в
затяжке  во  время  выдержки  ферм  под'нагрузкой,  но  после
разгрузки  во  втором  испытании  усилие  предварительного
напряжения  в  затяжке  уменьшилось  на  8%,  а  в  третьем  —
на  3%.
 Приведенные  данные  подтверждают,  что  потери  усилия
в  затяжках  происходили  и  от  обмятия  контактов  во  время
загружения  узловыми  нагрузками  и  “от  |релаксации  напря¬
жений  в  канатах  и  от  некоторой  податливости  анкерных
закреплений  (см.  гл.  I).
 164

Шестилетние  наблюдения  за  величиной  усилия  в  затяж¬
ках  из  стальных  спиральных  канатов  существующих  сталь¬
ных  ферм  «арка  с  затяжкой»  пролетом  30  м  в  Свердловске
(измерение  усилий  производится  с  помощью  электронного
частотомера  ИНА-3  на  базе  измерений  10  лс  с  точностью  око¬
ло  2%)  показали,  что  в  одинаковых  условиях  без  снега  на
кровле  отсчеты  прибора  колеблются  в  пределах  точности
измерений,  т.  е.  усилия  в  затяжках  ферм  без  снеговой  на¬
грузки  практически  остаются  неизменными.  Снеговая  на¬
грузка  ни  разу  не  достигала  величины  расчетной  и  даже
нормативной  нагрузки,  поэтому  от  снеговой  нагрузки  уси¬
лие  в  затяжках  возрастало  не  более  чем  на  6—8%.
 Первые  наблюдения  за  усилиями  в  затяжках  ферм  в
процессе  эксплуатации  были  проведены  через  полгода  после
монтажа  ферм,  так  как  напряжение  и  монтаж  ферм  были
выполнены  в  октябре  1963  г.,  а  кровля  была  сделана  только
весной  1964^  г.  Наблюдения  за  затяжками  начали  с  весны
1964  г.,  когда,  по-видимому,  уже  полностью  произошло
затухание  релаксации  напряжений  в  затяжках.  Нужно
отметить,  что  в  этих  фермах  затяжки  изготовлены  из  спи¬
ральных  канатов,  и  нормальный  режим  работы  затяжек
характеризуется  напряжениями,  меньшими,  чем  напря¬
жения  от  нормативной  нагрузки.  При  таком  режиме  эк¬
сплуатации  потери  усилия  в  затяжках  от  релаксации  на¬
пряжений  в  спиральных  канатах  вряд  ли  превзошли  2—
2,5%.  Результаты  длительных  испытаний  моделей  и  наблю¬
дения  за  существующими  фермами  подтвердили  надежность
затяжек  из  стальных  канатов  для  предварительно  напря¬
женных  конструкций.
 ПРОГИБЫ  ФЕРМ
 Во  время  всех  испытаний  ферм  вели  наблюдения  за  их
деформациями.  Наблюдения  выявили  плавные  изменения
(нарастания  и  убывания)  прогибов  как  во  время  напряже¬
ния,  так  и  во  время  загружения  и  разгрузки  ферм  узловыми
нагрузками.  Линии  прогибов  отличались  плавным  очер¬
танием  и  соответствовали  характеру  загружения.  Воз¬
растание  и  убывание  прогибов  в  уральских  испытаниях  про¬
исходило  почти  всегда  пропорционально  ступеням  прило¬
жения  нагрузки.  Графики  прогибов  полного  цикла  «на¬
грузка  —  разгрузка»  слегка  петлевидны  (рис.  IV.12  и
IV.  13).  Нарушение  пропорциональности  приращения  про¬
гиба  к  приращению  нагрузки  начиналось  при  узловой  на-
 165

166

167

грузке  не  меньше  расчетной,  вычисленной  по  фактическому
значению  предела  текучести  металла  фермы.  Например,
в  седьмом  испытании  фермы  СФУ5  пролетом  44,3  м  с  за¬
тяжкой  из  стальных  канатов  это  нарушение  пропорцио¬
нальности  отмечено  при  узловой  нагрузке1  26,3  Г,  что  на
7%  превышает  расчетную  узловую  нагрузку  (рис.  I  V.12,  в).
 Как  правило,  фактические  прогибы  несколько  отста¬
вали  от  теоретических  величин  и  во  время  напряжения  за¬
тяжек  и  в  процессе  загружения  узловыми  нагрузками.
Конструктивные  поправки  прогиба  среднего  узла  ферм
«арка  с  затяжкой»  колебались  от  0,85  до  1  (меньшие  зна¬
чения  относятся  к  моделям  ферм  из  стали  и  алюминиевого
сплава).  Те  же  величины  для  ферм  с  параллельными  поясами
пролетного  строения  конвейерной  эстакады  составили  для
ферм  пролетом  30  м  К  =  0,95  и  для  фермы  пролетом  24  м
К  =  0,8.
 Наибольшее  отставание  фактического  прогиба  от  тео¬
ретического  замечено  у  полигональной  фермы  пролетом
84  м.  Здесь  конструктивная  поправка  прогиба  среднего
узла  нижнего  пояса  оказалась  лишь  0,76—0,78.
 Фактические  величины  прогибов  ферм  «арка  с  затяжкой»
и  ферм  с  параллельными  поясами  от  нормативной  узловой
нагрузки  оказались  близки  к  теоретическим  значениям
(конструктивные  поправки  К  =  0,95-1-0,98).  Суммарные
прогибы  от  напряжения  затяжки  и  узловых  нагрузок  в
испытаниях  ферм  по  схеме  «напряжение  —  загружение»
также  были  близки  к  теоретическим  значениям  (см.
рис.  IV.12,  а,  б  и  IV.13,  а).  В  испытаниях  ферм  по  схеме
«пригруз  —  напряжение  —  догрузка»  в  отдельных  случаях
были  замечены  более  значительные  расхождения  факти¬
ческого  и  теоретического  прогибов  (рис.  IV.  13,  б,  в).  Подоб¬
ное  явление  наблюдали  Е.  И.  Беленя  и  И.  Л.  Хаютин  в
испытаниях  ферм  с  многоступенчатым  напряжением
(рис.  IV.  14).
 Отставание  фактического  прогиба  от  теоретического
можно  объяснить  влиянием  жесткости  узлов  ферм,  не  учи¬
тываемым  в  расчете  ферм  по  шарнирной  расчетной  схеме.
Как  правило,  большее  влияние  на  прогибы  оказывала  же¬
сткость  узлов  в  испытаниях  моделей  ферм  (сказывался
масштабный  фактор).  Отмечено  также,  что  жесткость  уз¬
 1  На  графиках  прогибов  и  усилий  в  стержнях  ферм  указана
пробная  узловая  нагрузка.  Чтобы  получить  полную  испытательную
нагрузку,  нужно  прибавить  к  пробной  нагрузке  1,3  Т  для  фермы
СФУ5  и  1  Т  для  остальных  натурных  ферм.
 168

лов  более  всего  влияет  на  прогибы  во  время  напряжения
ферм.  В  особенности  это  заметно  во  время  напряжения  по¬
лигональной  фермы  пролетом  84  м>  характерной  особен¬
ностью  которой  являются  очень  мощные  неразрезные  поя¬
са  коробчатого  сечения,  жестко  соединенные  в  опорных
узлах.
 Важная  характеристика  конструкции  —  остаточные  де¬
формации.  После  первого  загружения  металлических  ферм
 Рис.  IV.  14.  Прогиб  среднего  узла  фермы  Ф1Б
при  многократном  напряжении
 /—расчетный  прогиб  фермы  без  напряжения  затяжки;
 2—теоретический  график  при  многократном  напряжении;
 3  —  фактический  прогиб
 всегда  наблюдаются  остаточные  прогибы.  «Нормы  и  техни¬
ческие  указания  по  испытанию  сооружений»  [1,  2]  огра¬
ничивают  остаточный  прогиб  стальных  конструкций  при
первом  загружении  под  нормативной  нагрузкой  5%  от
упругого  прогиба.  Остаточные  прогибы  стальных  предва¬
рительно  напряженных  ферм  еще  не  нормированы,  но,  учи¬
тывая  специфику  работы  таких  ферм  с  затяжками  из  ка¬
натов,  имеются  основания  для  увеличения  нормы  остаточ¬
ного  прогиба  до  8—10%  от  упругого.  В  действительности
остаточные  прогибы  стальных  и  алюминиевых  ферм  с  затяж¬
ками  из  канатов  после  первого  загружения  нормативными
нагрузками  не  превышали  5—6  %  от  упругого  прогиба.
После  третьего  загружения  остаточный  прогиб  практи¬
чески  отсутствовал  (см.  рис.  IV.  12,  а,  б).
 169

При  длительных  загружениях  моделей  ферм  прира¬
щение  прогиба  затухало  очень  быстро  (рис.  1УЛ5).  На¬
ибольшее  приращение  прогиба  среднего  узла  во  время  вы¬
держки  под  нагрузкой  было  замечено  во  втором  длительном
испытании  модели  стальной  фермы  СМУ6,  продолжавшемся
117  суток.  Эта  величина  оказалась  совершенно  незначи-
а) 	тельна 	—  0,06  ои,  или  1/17  500
 пролета.  Наибольший  оста¬
точный  прогиб  наблюдался
при  третьем  длительном  ис¬
пытании  той  же  фермы,  он  со¬
ставил  1/7500  пролета.  При¬
чина  этого  остаточного  про¬
гиба  случайная  —  во  время
нагружения  узловыми  нагруз¬
ками  анкерный  стакан  повер¬
нулся  на  130°,  затяжка  неуп¬
руго  удлинилась  вследствие
раскручивания  каната,  про¬
гиб  возрос.
 Результаты  длительных  и
 стальных  и  из  алюминиево¬
го  сплава  предварительно  на¬
пряженных  ферм  с  затяжками
 Рис.  IV.  15.  Прогиб  среднего
узла  фермы  СМУ6  при  длитель¬
ном  испытании
 а  —  график  изменения  прогиба;  6  —
приращение  прогиба  при  выдержке
под  нагрузкой;  /—загружение;
2  —разгрузка;  3  —  теоретический
график
 ков  дают  основание  утверж¬
дать,  что  фермы  работали  уп¬
руго  до  расчетной  нагрузки
и  выше  при  кратковремен¬
ных  загружениях  и  до  норма¬
тивной  нагрузки  при  длитель¬
ных  испытаниях.
 Определенный  интерес  представляет  величина  полного
прогиба  ферм  от  нормативной  нагрузки.  Полный  прогиб  от
нормативной  нагрузки  наименее  жесткой  из  испытанных  в
Свердловске  ферм  «арка  с  затяжкой»  пролетом  44,3  м  (от¬
ношение  высоты  жесткой  части  фермы  к  пролету  1/13,
уклон  1/8)  не  превышал  1/413  пролета.  Наибольший  прогиб
испытанных  стальных  ферм  от  нормативной  временной
нагрузки  составил  только  1/1500—1/1300  пролета.  Прогиб
фермы  из  сплава  АМгб  от  полной  нормативной  нагрузки  при
одинаковых  размерах  и  нагрузке  со  стальной  фермой  «ар¬
ка  с  затяжкой»  пролетом  30  м  оказался  почти  в  2,5  раза
 170

больше,  чем  у  стальной  фермы:  1/340—1/350  пролета  у
фермы  из  алюминиевого  сплава  и  1/840  пролета  у  стальной
фермы.
 Таким  образом,  испытания  подтвердили,  что  стальные
предварительно  напряженные  фермы  обладают  достаточ¬
ным  резервом  жесткости  для  нормальной  эксплуатации
в  зданиях  и  сооружениях.  Прогиб  алюминиевых  ферм  «ар¬
ка  с  затяжкой»  также  допустим  в  покрытиях  зданий.
 ПРОДОЛЬНЫЕ  ПЕРЕМЕЩЕНИЯ  ОПОРНОГО  УЗЛА  ФЕРМ
 Продольное  перемещение  опорного  узла  на  катковой
опоре  в  процессе  напряжения  затяжки  отставало  от  расчет¬
ного  (конструктивные  поправки  К  =  0,71—0,89).  Фак¬
тическое  перемещение  это¬
го  узла  от  нормативных  уз¬
ловых  нагрузок  было  очень
близко  к  теоретическому
значению  (конструктивные
поправки  К  =  0,97—1).  По¬
этому  суммарное  фактиче¬
ское  продольное  переме¬
щение  опорного  узла  на
катковой  опоре  от  предва¬
рительного  натяжения  за¬
тяжки  и  от  вертикальной
нагрузки  незначительно
превышало  теоретическое
значение  (рис.  IV.16).  От¬
ставание  фактических  пе¬
ремещений  опорного  узла
от  теоретических  объяс¬
няется  влиянием  жестко¬
сти  узлов  ферм  и  отчасти
наличием  силы  трения  ка¬
чения,  вызванной  давле¬
нием  фермы  на  катковую  опору.  Влияние  жесткости  уз¬
лов  больше  сказывается  в  процессе  напряжения  затяж¬
ки,  чем  при  загружении  вертикальными  нагрузками.
 УСИЛИЯ  в  СТЕРЖНЯХ  ФЕРМ
 Фактические  усилия  в  стержнях  ферм  удовлетворитель¬
но  близки  к  теоретическим  усилиям,  вычисленным  при  рас¬
чете  ферм  по  шарнирной  схеме.  Наиболее  близко  совпадают
 4,37  4J4
 !
 1
 Ч  -2,96-2 	0 	2 	4 	6
 Продольное  перемещение  б  см
 Рис.  IV.  16.  Продольное  переме¬
щение  опорного  узла  на  катковой
опоре  фермы  СФУ5  пролетом
44,3  м  при  седьмом  загружении
с  затяжкой  из  стальных  канатов
 /—фактическое  перемещение;  2—  тео¬
ретический  график
 171

172

Пробная  узловая  ногрузна  6  т
 фактические  и  теоретические  усилия  в  стержнях  ферм  на¬
турных  размеров.  Например,  в  ферме  СФУ5  пролетом  44,3  м
данные  расчета  вполне  удовлетворительно  соответствуют
фактической  работе  стержней  верхнего  и  нижнего  поясов  и
наиболее  нагруженных  раскосов  (рис.  IV.17  и  IV.18,  а).
 а) 	б)
 Рис.  IV.  18.  Усилия  в  раскосах  фермы  СФУ5  пролетом  44,3  м  при
 седьмом  загружении  до  текучести  нижнего  пояса
 а  —  усилие  во  втором  раскосе  от  опоры;  б—усилие  в  третьем  раскосе;  1  —
загружение;  2  —  теоретический  график
 Усилия  в  менее  нагруженных  стержнях  и  этой  фермы  больше
расходятся  (рис.  IV.  18,  б).  График  изменения  усилия  в
нижнем  поясе  стальной  предварительно  напряженной  фер¬
мы  «арка  с  затяжкой»  пролетом  30  м  также  свидетельствует
о  хорошем  совпадении  фактического  усилия  с  теоретическим
(рис.  IV.19,  а).  Этот  график,  кроме  того,  показывает,  какие
благоприятные  возможности  выявляются  в  отношении  ре¬
гулирования  усилий  в  конструкциях,  напрягаемых  после
пригруза  частью  или  всей  постоянной  нагрузкой.
 Теоретические  и  фактические  значения  усилий  в  стерж¬
нях  моделей  ферм  расходились  несколько  больше,  чем
 173

174

в  натурных  фермах.  Это  явление  объясняется  влиянием
жесткости  узлов,  сказывающимся  в  моделях  ферм  более
значительно,  чем  в  натурных  фермах.
 В  некоторых  случаях  расхождение  фактических  и  тео¬
ретических  усилий  было  большим  вследствие  специфиче¬
ских  особенностей  данной  испытываемой  конструкции.  Так,
фактическое  усилие  в  средней  панели  нижнего  пояса  30-
метровой  фермы  с  параллельными  поясами  пролетного
строения  конвейерной  эстакады  при  нормативной  нагрузке
было  близко  к  теоретическому  (расхождение  на  2%).  В  тот
же  самый  момент  испытания  блока  ферм  фактическое  уси¬
лие  в  средней  панели  нижнего  пояса  24-метровой  фермы
отличалось  от  теоретического  на  10,5  Т  (рис.  IV.  19,  б,  в).
Это  явление  можно  объяснить  несовершенством  работы
качающихся  оттяжек,  установленных  на  ферме  пролетом
24  м.  Как  уже  было  указано,  оттяжки  не  обеспечивали  вы¬
равнивания  усилий  в  местах  перегиба  канатов.  Вследствие
этого  в  двух  ветвях  затяжки  усилие  было  существенно
меньше  проектного  (см.  рис.  IV.  12)  и  разгружающее  влия¬
ние  затяжки  в  ферме  пролетом  24  м  проявилось  меньше,  чем
в  ферме  пролетом  30  м,  на  которой  были  установлены  более
совершенные  качающиеся  секторные  башмаки.
 Специфические  особенности  многоступенчатого  напря¬
жения  также  нашли  отражение  в  изменении  усилий  в  стерж¬
нях  ферм,  испытанных  Е.  И.  Беленей  и  И.  JL  Хаютиным.
На  рис.  IV.20,  а  изображены  графики  усилий  в  третьих
от  опор  панелях  нижнего  пояса,  а  на  рис.  IV.20,  б  —  уси¬
лия  в  четвертых  от  опор  панелях  верхнего  пояса  фермы
Ф2М,  испытанной  Е.  И.  Беленей.  На  графиках  видны  хо¬
рошее  совпадение  фактического  и  теоретического  значений
усилий  в  стержнях  верхнего  пояса  и  более  значительные
расхождения  в  одной  из  панелей  нижнего  пояса,  видно
несимметричное  распределение  усилий  в  нижнем  поясе  по
отношению  к  коньку  фермы.  Вероятно,  это  объясняется
малой  жесткостью  арочной  фермы,  рассчитанной  на  много¬
ступенчатое  напряжение,  и  повышенной  чувствительно¬
стью  к  случайным  несимметричным  нагрузкам.  Такого
явления  в  фермах,  испытанных  в  Свердловске,  не  было
отмечено,  так  как  те  фермы  имели  относительно  большую
высоту  жесткой  части.
 Своеобразные  особенности  в  работе  ферм  обнаружены
И.  Л.  Хаютиным  в  натурных  испытаниях  ферм  с  многовен¬
ными  петлевидными  затяжками.  В  испытаниях  ферм  про¬
летом  18  м,  установленных  на  кирпичных  стенах,  отмечено
 175

10  о
 (+№5  кГ/см2)
 (  Усилие
8  элементе)
 -10 	-20 	-30 	-4Q 	-50  S,t
 Ш5нГ/см2)  (-ЮОкГ/см*)  И305кГ1см*)№0кГ/см?)(-2175кГ1см7)  (6)
 "Г7
 (6)
 -S  -15 	-10 	-5
 {-855*  Г/см2)  (-570кГ/сн2)  (-285иГ/см2)
 5 	10 	15
 (+283кГ/см2)  (+570кГ/см?)
 Рис.  IV.20.  Усилия  в  поясах  фермы  Ф2М  при  многоступенчатом
 напряжении
 а—  усилия  в  стержнях  4  и  4'  верхнего  пояса;  б  —усилия  в  стержнях  S  и?5'
 нижнего  пояса
 176

значительное  (на  25—30%)  отставание  усилия  в  верхнем
ноясе  и  раскосе,  примыкающем  к  узлу  крепления  затяжки
(до  50%  от  расчетных).  Вероятная  причина  этого  кроется
в  отсутствии  катковой  опоры.  Ферма,  закрепленная  опор¬
ными  узлами  на  стенах  здания,  не  имела  свободы  продоль¬
ного  перемещения.  При  загружении  вертикальной  нагруз¬
кой  совпадение  опытных  данных  с  расчетными  было  хоро¬
шим.  Подобное  явление
И.  JL  Хаютин  наблюдал
и  при  испытании  натур¬
ной  фермы  пролетом
42  м,  установленной  на
железобетонные  колон¬
ны  с  относительно  боль¬
шой  погонной  жестко¬
стью.  При  напряжении
многозвенной  петлевид¬
ной  затяжки  в  работу
включались  нисходящие
опорные  раскосы,  в  ко¬
торых  при  свободе  пере¬
мещений  опор  не  долж¬
но  быть  усилий  от  на¬
тяжения  затяжки,  в  то
же  время  [восходящие
примыкающие  к  упор¬
ному  узлу  сжатые  рас¬
косы  разгружались  зна¬
чительно  меньше,  чем
ожидали  по  расчету  фер¬
мы  по  шарнирной  схеме.  Очевидно,  применяя  такие  фер¬
мы,  необходимо  или  предусматривать  одну  катковую
опору,  или  рассчитывать  ферму  в  составе  поперечной  рамы,
когда  опорами  фермы  служат  колонны  каркаса  здания.
 Неожиданные  данные  получены  при  опытных  натяже¬
ниях  затяжки  первой  изготовленной  фермы  пролетом  84  м
для  покрытия  здания  ангара.  При  натяжении  пучков  за¬
тяжки  ферма  деформировалась  вверх  значительно  мень¬
ше,  чем  ожидали  на  основании  расчета  по  шарнирной  схеме
(конструктивная  поправка  прогиба  среднего  узла  0,76—
0,78).  Сила  обжатия  передавалась  от  гидравлических  дом¬
кратов  на  всю  ферму  в  целом,  а  не  только  на  нижний  пояс,
как  предусматривал  расчет.  При  этом  до  25%  усилия  об¬
жатия  переходило  на  верхний  пояс.  На  рис.  IV.21  показано
 т
 20
 Рис.  IV.21.  Усиливав  нижнем  поясе
фермыТангара  в  сечении  в  четверти
пролета  при  натяжении  затяжки
I  —теоретический  график;  2  —  усилие  по
показаниям  тензометров;  3  —  усилие  по
показаниям  прогибомеров
 7  Зак  526
 177

изменение  усилия  сжатия  в  нижнем  поясе  в  четверти  про¬
лета  при  напряжении  затяжки.  Эго  явление  можно  считать
особенностью  дайной  конструкции  фермы:  полигональным
очертанием  очень  жесткого  неразрезного  верхнего  пояса,
жестким  сопряжением  обоих  поясов  в  опорных  узлах  и  на¬
личием  статически  неопределимой  решетки  фермы.  Автор
после  участия  в  опытных  напряжениях  натурной  полиго¬
нальной  фермы  ангара  провел  на  кафедре  строительных
конструкций  УПИ  совместно  с  Б.  М.  Сушенцевым  испы¬
тания  фермы  с  параллельными  поясами  пролетом  24  м
(ферма  СФУ8  в  табл.  IV.3)  с  нижним  поясом,  напрягаемым
затяжкой  из  стального  каната.  Эти  испытания  подтвер¬
дили,  что  особенности  работы  полигональной  фермы  объ¬
ясняются  конструктивными  особенностями  именно  поли¬
гональных  ферм  со  статически  неопределимой  решеткой,
а  не  вообще  ферм  с  напряжением  нижнего  пояса.
 В  испытаниях  фермы  СФУ8  все  усилие  обжатия  от  дом¬
кратов  передавалось  на  нижний  пояс,  и  натяжение  затяжки
не  оказывало  заметного  влияния  на  работу  других  элемен¬
тов  фермы.  Усилие  натяжения  затяжки  было  постоянным
по  всей  длине,  потерь  от  возникновения  сил  трения  в  ме¬
стах  прохождения  затяжки  через  тщательно  изготовленные
и  установленные  диафрагмы  пояса  не  обнаружено.  Между
тем  при  натяжении  затяжки  фермы  пролетом  84  м  были
обнаружены  значительные  потери  от  трения  и  неравномер¬
ности  усилия  по  длине  затяжки  и  длине  пояса.  Несомненно,
это  явление  объясняется  плохим  качеством  изготовления
и  специфическими  особенностями  конструкции.
 Зазоры  между  пучками  и  отверстиями  для  них  в  диафраг¬
мах  достигали  25—30  мм>  отверстия  в  диафрагмах  имели
различные  размеры  и  отличались  неправильной  формой.
Они  не  были  соосны,  смещение  осей  смежных  отверстий
местами  доходило  до  25  мм.  Пучки  затяжки  упирались  в
разные  стороны  отверстий.  Ось  пучков  еще  до  начала  на¬
тяжения  не  была  прямолинейной.  Поэтому  в  местах  кон¬
такта  пучков  с  диафрагмами  возникали  значительные  и
разные  по  величине  силы  трения.  Перемещению  пучков  во
время  их  натяжения  местами  препятствовали  скрутки  из
проволоки,  упиравшиеся  в  диафрагмы.
 Нижний  пояс  фермы  состоял  из  двух  швеллеров  №  22,
соединенных  планками.  Планки  были  сделаны  недостаточ¬
ных  размеров  для  обеспечения  устойчивости  пояса  во  время
напряжения.  Ночью  после  первых  натяжений  затяжки
нижний  пояс  потерял  устойчивость.  Вероятно,  потере  устой-
 178

чивостп  пояса  кроме  недостаточной  прочности  соединитель¬
ных  планок  способствовал  еще  неравномерный  нагрев  по¬
яса  солнцем.
 Все  последующие  фермы  были  изготовлены  более  тща¬
тельно.  Напряжение  их  прошло  благополучно.  Фермы  эк¬
сплуатируются  с  конца  1963  г.
 На  основании  опытного  напряжения  ферм  пролетом
84  м  сделан  вывод  о  необходимости  уточнения  расчетной
схемы  полигональных  ферм  с  учетом  неразрезности  по¬
ясов.
 В  испытаниях  ферм  вели  наблюдения  за  поведением  ну¬
левых  стержней.  Оказалось,  что  в  нулевых  стержнях  ферм
в  процессе  напряжения  под  влиянием  жесткости  узлов  воз¬
никают  незначительные  беспорядочно  ориентированные  на¬
пряжения.  Такие  же  напряжения  возникают  и  под  влия¬
нием  узловой  нагрузки.  Краевые  напряжения  не  превос¬
ходят  100—150  кГ/см2  при  точности  измерения  фибровых
деформаций,  переведенных  в  напряжения,  ±20—30  кГ/см2.
Таким  образом,  при  расчете  ферм  «арка  с  затяжкой»
и  с  параллельными  поясами  можно  не  учитывать  напря¬
жения  от  жесткости  узлов,  если  сечения  стержней  не  отли¬
чаются  повышенной  погонной  жесткостью  по  сравнению
с  обычными.
 Распределение  напряжений  в  рабочих  стержнях  из
уголковых  профилей  было  довольно  равномерным  в  сталь¬
ных  конструкциях.  Большая  неравномерность  распреде¬
ления  напряжений  в  уголковых  профилях  характерна  для
конструкций  из  алюминиевого  сплава.  Коэффициент  не¬
равномерности  распределения  напряжений  по  сечению  для
стальных  ферм  из  уголковых  профилей  не  превышал  1,15—
1,2,  а  для  ферм  из  алюминиевого  сплава  достигал  вблизи
узлов  до  1,8  и  больше.  Это  объясняется  малым  по  срав¬
нению  со  сталью  модулем  упругости  сплава  и  повышенной
жесткостью  узлов  моделей  алюминиевых  ферм.
 В  стержнях  из  стальных  гнутых  профилей  также  от¬
мечена  неравномерность  распределения  нормальных  на¬
пряжений.  Причина  неравномерности  распределения  на¬
пряжений  главным  образом  в  дефектах  формы  этих  профи¬
лей.  Наибольшая  неравномерность  распределения  напря¬
жений  по  поперечному  сечению  из  тонкостенных  гнутых
швеллеров  замечена  при  испытаниях  натурных  ферм  «ар¬
ка  с  затяжкой»  пролетом  30  м.  Такая  неравномерность  рас¬
пределения  напряжений  объясняется  искривлением  поя¬
са  при  сборке  фермы  и  несовершенством  формы  гнутых
 7*
 179

профилей,  изготовленных  на  кромкогибочном  прессе
(рис.  IV.22).
 Разрушение  фермы  серии  М  в  опорном  узле  (испытания
МИСИ)  заставило  автора  обратить  особое  внимание  на  кон¬
струкцию  упорных  узлов  ферм  «арка  с  затяжкой»  и  про¬
вести  исследование  распределения  напряжений  в  таком
узле.  В  испытаниях  фермы  СФУ5  пролетом  44,3  м  на  один
из  упорных  узлов  было  наклеено  более  300  тензодатчиков.
 Рис.  IV.22.  Распределение  нормальных  напряжений  в  сече¬
нии  посередине  второй  панели  нижнего  пояса  при  втором
испытании  фермы  СФУЗ  пролетом  30  м
 а  —  предварительное  напряжение  затяжки;  б  —  пробная  узловая  на¬
грузка  8,25  т  без  учета  предварительного  напряжения;  в  —  суммарная
эпюра  нормальных  напряжений  от  предварительного  напряжения  и
узловой  нагрузки
 Перед  разрушением  фермы  на  упорный  узел  передава¬
лось  сосредоточенное  усилие  от  затяжки  более  180  Т.  При
нормативной  нагрузке  усилие  в  затяжке  доходило  до  148  Т.
Исследование  узла  провели  при  нагрузке,  несколько  пре¬
вышавшей  нормативную.  Усилие  в  затяжке  в  этих  испы¬
таниях  было  153  Г.  При  этом  наибольшие  главные  сжима¬
ющие  напряжения  в  отдельных  точках  узловой  фасонки
не  превосходили  1180  кГ/см2,  а  главные  растягивающие
напряжения  не  превышали  1700  кГ/см2.  Напряжения  в
упорных  ребрах  плавно  убывали  от  анкера  затяжки  к
центру  узла  и  не  были  больше  1000  кГ/см2.  Напряжения
в  одних  точках  с  обеих  сторон  фасонки  были  близки.
 Результаты  исследований  металлических  предваритель¬
но  напряженных  ферм  с  затяжками  позволяют  сделать
следующие  общие  выводы.
 1. 	Испытания  подтвердили  полную  надежность  метал¬
лических  предварительно  напряженных  ферм  под  кратко¬
временными  и  длительными  статическими  нагрузками.
 180

2.  Изучение  процесса  исчерпания  несущей  способности
предварительно  напряженных  ферм  выявило  повышенную
«живучесть»  ферм  типа  «арка  с  затяжкой».
 3.  Испытания  подтвердили  возможность  расчета  ферм
«арка  с  затяжкой»  и  ферм  с  параллельными  поясами  по
шарнирной  расчетной  схеме.  Расчетная  схема  полигональ¬
ных  ферм  нуждается  в  уточнении  с  учетом  неразрезности
поясов.
 4.  Работа  затяжек  из  стальных  канатов  оказалась  близ¬
кой  к  работе  упругого  стержня.  Потери  усилия  в  канатах
могут  быть  учтены  введением  коэффициентов  перегрузки
и  релаксации  напряжений  1,1  и  0,95  к  усилию  в  затяжке.
 5.  Результаты  исследования  дали  возможность  раз¬
работать  проекты  крупных  сооружений  и  уверенность  при¬
ступить  к  внедрению  предварительно  напряженных  ме¬
таллических  конструкций  в  практику  строительства.
 6.  Работа  в  процессе  напряжения  и  под  нагрузкой  пре¬
дварительно  напряженных  ферм  из  алюминиевого  сплава
не  имеет  существенных  отличий  от  стальных  ферм.  Исклю¬
чение  составляют  большие  деформации  алюминиевых  ферм,
объясняемые  меньшим  значением  модуля  упругости  алю¬
миниевого  сплава,  чем  стали.

Глава  V
 ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЙ  ЭФФЕКТ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО  НАПРЯЖЕНИЯ
 МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  РЕШЕТЧАТЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
 Предварительное  напряжение  металлических  конструк¬
ций  не  самоцель,  а  средство  активного  вмешательства  ин¬
женера  в  работу  конструкции  с  целью  повысить  эффект
использования  металла  в  сооружении.  Поэтому  применение
предварительного  напряжения  всегда  должно  быть  обо¬
сновано  экономически  и,  конечно,  должно  удовлетворять
требованиям  эксплуатации  сооружения.
 Получили  распространение  два  понимания  критерия
экономичности  металлических  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций.
 В  узком  понимании  предварительное  напряжение  вы¬
годно,  если  расход  металла,  трудоемкость  изготовления
и  монтажа  и  стоимость  предварительно  напряженной  кон¬
струкции  ниже  тех  же  показателей  обычной  ненапряжен¬
ной  конструкции.  Эти  условия  в  самом  общем  виде  запи¬
сывают  так:
 В  выражениях  (V.l)—(V.3)  величины  Gn,  Тп,  Сн  озна¬
чают  вес,  трудоемкость  и  стоимость  напряженной  кон¬
струкции,  а  величины  GQ,  Т0,  С0  относятся  к  обычным  кон¬
струкциям.
 ОБЩИЕ  ПОЛОЖЕНИЯ
 (V.1)
 (V.2)
 (V.3)
 182

Необходимо  подчеркнуть,  что  осуществление  предва¬
рительного  напряжения  всегда  требует  дополнительной  за¬
траты  труда,  поэтому  трудоемкость  предварительно  напря¬
женных  конструкций  на  1  т  выше,  чем  подобных  обычных
конструкций.  Но  если  предварительное  напряжение  дает
значительное  сокращение  расхода  стали,  то  общая  трудоем¬
кость  конструкций  в  данном  сооружении  оказывается  ни¬
же,  чем  при  применении  обычных  конструкций.
 Получило  распространение  и  широкое  понимание  кри¬
терия  экономичности  металлических  предварительно  напря¬
женных  конструкций,  которое  содержит  требование,  чтобы
стоимость  «в  деле»  напряженной  конструкции  была  ниже
стоимости  обычной  конструкции,  и  включает  оценку  эко¬
номичности  всего  сооружения  по  капитальным  приведен¬
ным  затратам  и  расходам  на  эксплуатацию  сооружения  с
учетом  новых  факторов  и  условий,  вызванных  примене¬
нием  предварительного  напряжения.
 Новые  факторы  и  условия,  возникающие  вследствие
предварительного  напряжения,  очень  разнообразны.  На¬
пример,  снижение  строительной  высоты  предварительно
напряженных  ферм  ведет  к  уменьшению  объема  отаплива¬
емых  помещений  и  снижению  эксплуатационных  расходов
на  отопление  здания;  усиление  существующих  конструк¬
ций  высокопрочными  затяжками  не  только  само  по  себе
дешевле  других  способов  усиления,  но  сокращает  расходы
в  целом  за  счет  того,  что  не  нужно  прерывать  совершенно
(или  перерыв  сводится  к  минимуму)  эксплуатацию  соору¬
жения  на  время  производства  работ  по  усилению;  замена
обычных  трапециевидных  стропильных  ферм  пролета
40—50  м  предварительно  напряженными  фермами  «арка
с  затяжкой»  кроме  снижения  расхода  стали  на  20—30%
и  стоимости  на  15—20%  способствует  сокращению  сроков
строительства,  благодаря  тому  что  такие  фермы  доставляют
железнодорожным  транспортом  крупными  габаритными
единицами,  а  не  «россыпью»,  как  трапециевидные  негабарит¬
ные  фермы;  изменение  двухзначного  напряженного  состоя¬
ния  на  однозначное  в  стержнях  главных  ферм  железнодо¬
рожных  мостов  с  помощью  обратного  высокопрочного
предварительно  напряженного  шпренгеля  (предложение
Ю.  В.  Гайдарова  111])  способствует  повышению  выносли¬
вости  конструкции,  позволяет  сократить  расход  стали  за
счет  повышения  рабочих  напряжений,  увеличивает  жест¬
кость  ферм  и  дает  возможность  более  эффективно  исполь¬
зовать  сталь  повышенной  прочности.
 183

Комплексный  подход  к  оценке  экономичности  предва¬
рительно  напряженных  конструкций  более  правилен,  но
из-за  отсутствия  необходимых  данных  при  обосновании
применения  предварительно  напряженных  конструкций
часто  ограничиваются  сравнением  вариантов  по  расходу
металла,  трудоемкости  и  стоимости  конструкций.  Сравнение
по  приведенным  стоимостям  предварительно  напряженных
металлических  конструкций  с  обычными  необязательно,
так  как  капитальные  вложения  на  производство  материалов,
нормативные  коэффициенты  эффективности  и  сроки  оку¬
паемости  могут  быть  приняты  одинаковыми.
 Вопросы  экономики  металлических  предварительно  на¬
пряженных  конструкций  еще  недостаточно  изучены.  На¬
иболее  ценные  работы  в  этой  области  принадлежат
Н.  С.  Стрелецкому  [69]  и  В.  Г.  Колесниченко  [19—21].
 МЕТОДИКА  ОЦЕНКИ  ЭКОНОМИЧЕСКОГО  ЭФФЕКТА
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО  НАПРЯЖЕНИЯ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  КОНСТРУКЦИИ
 Рассмотрим  методику  выявления  экономического  эф«
фекта  от  напряжения  металлических  конструкций  без  учета
дополнительных  факторов  и  условий,  вызываемых  напря¬
жением,  т.  е.  в  узком  понимании  эффекта.  Значительную
часть  в  стоимости  металлических  конструкций  составляют
затраты  на  материалы  (70—75%  отпускной  цены  или
50—65%  стоимости  в  деле).  Поэтому  при  оценке  эффектив¬
ности  предварительного  напряжения  первым  определяю¬
щим  показателем  является  расход  металла  —  вес  конструк¬
ции.  Наиболее  точно  расход  металла  получают  по  рабочим
чертежам  (чертежи  КМД).  Рабочие  чертежи,  как  правило,
разрабатывают  заводы  металлических  конструкций,  а  не
проектные  организации.  Вследствие  этого  при  проекти¬
ровании  определить  вес  предварительно  напряженных  кон¬
струкций  по  рабочим  чертежам  часто  невозможно.  Сравнение
вариантов  проектировщики  выполняют  по  чертежам  тех¬
нического  проекта  металлоконструкций  (чертежи  КМ)  или
только  на  основании  статического  расчета  конструкции  на
стадии  расширенного  проектного  задания.  В  таких  случаях
вес  конструкций  определяют  умножением  теоретического
веса  на  коэффициенты  веса,  строительный  г|эс  или  кон¬
структивный  ^K.
 Строительный  и  конструктивный  коэффициенты  веса
указывают,  насколько  фактический  вес  элемента  конструк¬
 184

ции  больше  веса  того  количества  материала,  которое  тео¬
ретически  необходимо  для  восприятия  этим  элементом  си¬
ловых  воздействий.  При  определении  строительного  коэф¬
фициента  теоретическая  площадь  поперечного  сечения  при¬
нимается  по  подбору  сечения.  Для  этого  необходим  полный
расчет  конструкции.  При  определении  конструктивного
коэффициента  теоретическая  площадь  поперечного  сечения
стержня  определяется  делением  расчетного  усилия  на  рас¬
четное  сопротивление  без  каких-либо  запасов.  Конструктив¬
ный  коэффициент  характеризует  не  только  конструктивное
оформление  элемента,  как  строительный  коэффициент,  но
и  дополнительные  затраты  от  неточного  подбора  сечений,
работы  стержней  на  сжатие,  на  вибрационную  нагрузку
и  от  других^причин,  вызывающих  снижение  расчетных  на¬
пряжений.
 Таким  образом,  пред  пол  агаемый’фактический  вес  предва¬
рительно  напряженных  металлических  конструкций  при
наличии  чертежей  КМ  можно  подсчитать  по  выражению
 Оф  =  От1|>с, 	(V.4)
 а  располагая  только  расчетными  усилиями  в  стержнях,  —
по  выражению
 6ф  =  0гх|v 	(V.5)
 Теоретический  вес  решетчатой  конструкции  GT  опре“
деляют  умножением  теоретической  площади  поперечного
сечения  на  геометрическую  длину  стержня  между 	центрами
 узлов  и  на  объемный  вес  металла 	и 	суммируют 	по 	числу
 стержней  в  конструкции.
 Формулы  веса  конструкции  с  затяжками  в  развернутом
виде  целесообразно  записать,  выделяя  отдельно  затяжки,
так:
 + 	(V‘6)
 ИЛИ
 '«71  ^pi 	Na 	ptf
 Z   li^к  +  “^  1аЧаУка>  (V*7)
 А 	Кг
 где  п  —  количество  стержней  в  жесткой  части  кон¬
струкции;
 Fiy  Fa  —  площади  стержней  жесткой  части  и  затяжки
по  подбор  у  сечен  и  я;
 185

/р  I  (  —  геометрическая  длина  стержней  жесткой  ча
стп  и  затяжки;
у,  уа  —  объемный  вес  материала  жесткой  части
и  затяжки  (в  стальных  конструкциях
 у  =  yJ;
 4v> 	— 	строительные 	коэффициенты 	веса  жесткой
 конструкции  и  затяжки;
 'Фы  'Фис*  —  конструктивные  коэффициенты  веса  жест¬
кой  конструкции  и  затяжки;
 R,  Ra  —  расчетные  сопротивления  материала  жест¬
кой  части  и  затяжки;
 Npi  —  усилие  в  стержне  основной  системы  от
расчетной  нагрузки;
 Nu—усилие  в  стержне  основной  системы  от
единичной  силы  в  затяжке;
 N((  —  расчетное  усилие  в  затяжке  в  стадии  эк¬
сплуатации.
 Усилие  в  затяжке  Na  в  конструкциях  с  отдельными  пре¬
дварительно  сжатыми  поясами  или  стержнями  принимают
равным  0,4  N  —  0,5  Npf  где  Np  —  наибольшее  усилие  от
расчетных  нагрузок  в  стержне  или  поясе  в  основной  си¬
стеме.
 В  фермах  и  арках  с  вынесенными  затяжками  усилие
в  затяжке  определяют  методом  заданных  усилий  по  формуле
(111.45).
 Строительные  и  конструктивные  коэффициенты  веса
металлических  предварительно  напряженных  конструкций
несколько  выше,  чем  обычных  конструкций,  так  как  в  ре¬
зультате  регулирования  усилий  вес  основных  элементов
(вес  стержней)  снижается,  а  вес  вспомогательных  элемен¬
тов  (узловых  фасонок,  прокладок,  соединительных  планок,
крепежных  деталей  и  пр.)  почти  не  меняется.  Кроме  того,
появляются  новые  детали  для  закрепления  затяжек  на
жесткой  конструкции.  Вес  анкерных  устройств  увеличивает
вес  затяжек.
 По  чертежам  КМД  получены  следующие  значения  стро¬
ительных  коэффициентов  веса  жесткой  части  стальных  свар¬
ных  предварительно  напряженных  ферм.  Для  ферм  «арка
с  затяжкой»  из  замкнутых  гнутых  или  трубчатых  профилей
пролетом  24—36  м  я|?г  =  1,05-^1,15.  В  фермах  «арка  с  за¬
тяжкой»  и  фермах  из  уголковых  профилей  с  вынесенными
шпренгелями  при  пролетах  30—60  м  строительный  коэф¬
фициент  веса  колеблется  в  пределах 	1,3—1,2.  Для
 ферм  с  напряженными  поясами  и  ферм  с  отдельными  пре¬
 186

дварительно  напряженными  стержнями  пролетом  40—
100  м  строительные  коэффициенты  выше  и  достигают  \рс  =
 1,3—1,45,  что  объясняется  И-образной  формой  попереч¬
ных  сечений  (двухстенчатые  фермы).
 Строительные  коэффициенты  веса  затяжек  из  стальных
канатов  с  заливными  анкерами  стаканного  типа  без  учета
веса  дополнительных  деталей  в  упорных  узлах  ферм  для
ферм  с  вынесенными  затяжками  колеблются  в  пределах
у\\.а  =  1,12-г-1,28.  Большие  значения  относятся  к  коротким
'татажкям  24  м),  меньшие  —  к  длинным  (30—50  м).
 Строительные  коэффициенты  веса  затяжек  возрастают,
если  к  весу  затяжки  относят  вес  дополнительных  деталей
для  закрепления  затяжек  на  жесткой  конструкции.  По
данным  В.  Г.  Колесниченко,  строительные  коэффициенты
веса  затяжек  решетчатых  конструкций  изменяются  от  1,25
до  1,8  в  зависимости  от  длины  и  типа  анкерных  закрепле¬
ний.  Наименьшие  значения  получены  для  больших  проле¬
тов  и  анкеров  менее  металлоемкой  конструкции,  например
анкер  «пробка  и  колодка».
 Конструктивные  коэффициенты  стальных  предваритель¬
но  напряженных  конструкций  еще  не  изучены.
 Для  определения  трудоемкости  и  стоимости  проекти¬
руемых  конструкций  на  стадии  технического  проекта  ре¬
комендуется  методика,  разработанная  Я-  М.  Лихтарнико-
вым  [22],  дополненная  Н.  С.  Стрелецким  169]  и  развитая
для  металлических  предварительно  напряженных  кон¬
струкций  с  высокопрочными  затяжками  В.  Г.  Колесничен¬
ко  [19—21].  Согласно  этой  методике,  по  предложению
В.  Г.  Колесниченко,  комплекс  затяжки  (затяжка,  анкеры,
детали  крепления  затяжки  к  жесткой  конструкции)  выде¬
ляют  в  отдельную  группу.
 Трудоемкость  операций  по  обработке  и  сборке  опреде¬
ляется  не  для  всей  конструкции  в  целом,  а  для  основных
ее  деталей  или  элементов,  размеры  которых  могут  быть  вы¬
явлены  на  ранних  стадиях  проектирования  (в  решетчатых
конструкциях  по  стержням  и  затяжкам).  Затраты  труда  на
изготовление  дополнительных  деталей  учитывают  коэффи¬
циентами.  Трудоемкость  сварочных  работ  определяется
также  только  по  основным  швам  (п  решетчатых  конструк¬
циях  по  сварным  швам  крепления  стержней  к  узловым  фа-
сонкам,  если  стержни  из  уголковых,  гнутых  или  трубчатых
профилей,  и  с  учетом  продольных  сварных  швов  при  состав¬
ных  профилях).  Сварные  швы  крепления  дополнительных
деталей  учитываются  коэффициентами.
 187

Стоимость  конструкции  определяется  также  по  основ¬
ным  операциям:  сборка  —  собственно  сборочные  работы;
сварка  —  собственно  сварочные  работы;  обработка  —  резка,
правка,  образование  отверстий.  Стоимость  вспомогатель¬
ных  операций  учитывается  поправочными  коэффициентами.
Затраты  на  транспортирование  конструкций  учитываются
по  данным  Прейскуранта  №  01—09  «Оптовые  цены  на  стро¬
ительные  стальные  конструкции  с  1  июля  1967  г.».  Стоимость
монтажа  определяется  по  «Единым  нормам  выработки  и
расценкам»  (ЕНиР).
 При  таком  подходе  трудоемкость  изготовления  жесткой
части  конструкции  Тж.к  определяется  как  для  обычной,
т.  е.  ненапряженной  конструкции,  по  формуле
 Т  =to6pn  ib°6p  +  tc6n  гЬсб  +  /свгЬсв2/  , 	(V.8)
 Ж.  К 	О 	О  *  Т  1  О  О  *Т  1  О  тт  Ami  ''o’ 	\*
 где 	tf,  С  —  трудоемкость  обработки  и  сборки  од¬
 ной  основной  детали  стержня  по
среднему  весу  и  трудоемкость  сварки
1  пог.  м  шва  основных  деталей,  оп¬
ределяемые  по  графикам  Я.  М.  Лих-
тарникова  [22]  или  по  графикам
24.15—24.19  в  книге  «Справочник  про¬
ектировщика  .  Металлические  кон¬
струкции»  под  ред.  Н.  П.  Мельнико¬
ва.  Госстройиздат,  1962;
 ^?бр>  tyr6j  —  коэффициенты,  учитывающие  за¬
траты  труда  на  обработку,  сборку
и  сварку  дополнительных  деталей,
причем  коэффициенты  г|>?бр  и  г|>£6
принимаются  по  графику  24.20
справочника  или  по  работе  [22],
коэффициент 	для 	решетчатых
 конструкций  принимается  равным
=  3;
 п0  —  количество  основных  деталей  в  кон¬
струкции;
 2/0—  суммарная  длина  сварных  швов  ос¬
новных  деталей.
 Так  как  в  предварительно  напряженных  решетчатых
конструкциях  вес  основных  деталей  уменьшается  в  большей
мере,  чем  дополнительных,  то  трудоемкость  изготовления
на  1  пг  веса  конструкции  возрастает.  Это  обстоятельство
 188

рекомендуется  учитывать  увеличением  на  2—4%  трудоем¬
кости  изготовления  жесткой  части  конструкции,  получен¬
ной  из  выражения  (V.8).
 Трудоемкость  изготовления  и  напряжения  затяжки
Тзат  определяется  формулой
 Тчат  “  Т’ст  +  Тан  +  Тв  +  Тиапр  =  /ст  mGCT
 +  tur2  mGan  +  taGu  +  Tmupf 	(V.9)
 где  Тст,  Тан,  Тв  —  трудоемкость  изготовления  стержня
затяжки,  анкеров  и  дополнительных
деталей  для  крепления  затяжки  к
жесткой  части  конструкции;
 ^ст> 	—  удельная  трудоемкость  изготовления
 на  1  m  стержня  (1  ветви)  затяжки,
анкеров  и  вспомогательных  деталей;
^ан*  GB  —  вес  в  m  стержня  (1  ветви)  затяжки,
анкера  и  вспомогательных  деталей;
m  —  число  ветвей  затяжки;
 Тнапр  —трудоемкость  напряжения  затяжки.
 Удельную  трудоемкость  изготовления  стержня  затяж¬
ки  можно  определить  по  графику  В.  Г.  Колесниченко
(рис.  V.1).  Удельная  трудоемкость  изготовления  анкеров
характеризуется  следующими  ориентировочными  данными:
анкеры  «колодка  с  пробкой»  —  400  чел.-час1т\  гильзо¬
стержневые  анкеры  и  анкеры  стаканные  с  забивкой  клинь¬
ев  —  280—300  чел.-час/т;  стаканные  заливные  анкеры  —
250  чел,-час/т.  Приведенные  данные  относятся  к  стаканным
анкерам,  изготовляемым  на  токарно-винторезных  станках
партиями  по  50  шт.
 Трудозатраты  на  изготовление  анкеров  уменьшаются
с  увеличением  веса  анкера.  Это  снижение  трудозатрат  для
точеных  стаканных  анкеров  показано  на  рис.  V.2.  Трудо¬
затраты  на  изготовление  стаканных  литых  анкеров  значи¬
тельно  меньше,  чем  на  точеные.  Трудозатраты  на  изготов-
товление  литого  стаканного  анкера  с  учетом  последующей
обработки  на  токарных  станках,  по  данным  В.  Г.  Колес¬
ниченко,  составляют  при  весе  стакана  5;  8;  12  и  20  кГ  со¬
ответственно  18,3;  12,1;  9,8  и  6,3  чел.-часа/т  [20].
 Приведенные  данные  отражают  единичное  применение
предварительно  напряженных  конструкций  и  могут  из¬
мениться  в  сторону  существенного  снижения  трудозатрат.
Например,  при  изготовлении  затяжек  из  стальных  канатов
диаметром  55  мм  типа  ТК7х37  с  стаканными  заливными
 189

анкерами,  по  наблюдениям  автора,  при  последовательном
выполнении  всех  операций  с  вытяжкой  в  течение  1  ч
общая  трудоемкость  изготовления  одной  ветви  затяжки
весом  520  кГ  оказалась  25  чел.-часа/т>  в  том  числе  трудо¬
затраты  на  изготовление  двух  анкерных  стаканов  весом  по
27  кГ  и  упорной  гайки  (см.  рис.  1.1)  на  токарно-винторез¬
ных  станках  17  чел.-час!т.  По  расчетам  завода-изготовителя,
при  увеличении  заказа  с  22  до  100  затяжек  имеется  воз¬
можность  перейти  на  одновременное  выполнение  некоторых
 Рис.  V.I.  Трудоемкость  изго-
товления  затяжек
 /  —  из  высокопрочной  проволоки
без  анкеров;  2  —  то  же,  с  учетом
сборки  с  анкерами;  3  из  каната
с  учетом  сборки  с  анкерами
 Вес  анкера  6  кг
 Рис.  V,2.  Трудоемкость
изготовления  стаканного
анкера  на  токарно-винто-
резных  станках
 операций  для  нескольких  затяжек  (обработка  концов  ка¬
натов,  обезжиривание,  групповая  заливка  стаканов  спла¬
вом  ЦАМ),  что  сокращает  общую  трудоемкость  изготов¬
ления  одной  ветви  затяжки  до  21  чел.-час/m  и  дает  возмож¬
ность  двум  работающим  за  8-часовую  смену  изготовить  и
произвести  вытяжку  четырех  ветвей  затяжки.
 В  техническом  проекте  металлоконструкций  обязатель¬
но  устанавливаются  поперечное  сечение  и  длина  затяжки
и  разрабатываются  анкерные  закрепления  и  упорные  узлы
жесткой  конструкции,  поэтому  вес  стержня,  вес  анкеров
и  вес  вспомогательных  деталей  на  жесткой  части  конструк¬
ции  следует  подсчитывать  по  чертежам  КМ.
 В  величину  Тгапр  трудозатрат  на  напряжение  конструк¬
ции  с  помощью  высокопрочных  затяжек  входят  трудоза¬
траты  на  установку  затяжек  на  конструкцию,  установку,
 J90

сборку  и  демонтаж  силового  оборудования  и  выполнение
напряжения  затяжек.
 По  данным  В.  Г.  Колесниченко,  Г1|апр  может  быть  при¬
нято  12  чел.-час.  на  пучок  из  высокопрочной  проволоки
длиной  до  60  м  и  15  чел.-час.  на  пучок  при  длине  до  120  м
(анкеры  «пробка  с  колодкой»).  Для  затяжек  из  канатов  со
стаканными  заливными  анкерами  в  построечных  условиях
Тп;1Г[р  =  6  чел.-час.  на  1  ветвь  затяжки,  при  натяжении
в  заводских  условиях  7\,а11р  =  1,6  чел.-часа  на  1  ветвь
затяжки.
 По  наблюдениям  автора,  на  строительстве  здания  ис¬
пытательного  корпуса  Уралпромстройниипроекта  в  1963  г.
и  на  строительстве  главного  корпуса  Рефтинской  ГРЭС
в  1968  г.  (в  обоих  случаях  одновременно  напрягали  блоки
из  двух  ферм  со  связями,  т.  е.  по  четыре  ветви  затяжек)
трудозатраты  на  натяжные  работы  по  затяжкам  из  канатов
диаметром  22,5  мм  при  весе  1  ветви  75  кг  составили
1,9  чел.-часа  на  1  ветвь,  или  25  чел.-час1ту  а  на  затяжки  из
каната  диаметром  55  мм  при  весе  ветви  520  кг  соответственно
2,6—3,5  чел.-часа  на  1  ветвь,  или  5,0—6,7  чел.-часа/т.  Из
приведенных  данных  следует,  что  групповое  напряжение
конструкций  от  общей  силовой  установки  снижает  трудо¬
затраты  примерно  в  два  раза  и  что  трудозатраты  снижаются
с  повышением  веса  затяжки.
 Стоимость  в  деле  металлических  предварительно  напря¬
женных  конструкций  с  затяжкой  См.к  складывается  из  за¬
водской  стоимости  жесткой  конструкции  Сж.к  и  затяжки
Суат,  транспортных  расходов  на  перевозку  конструкций
с  завода-изготовителя  на  площадку  строительства  Ст  и
стоимости  монтажных  работ  См  и  выражается  формулой
 Сн.  к  —  Сж  к  C.JflT  -f-  Ст  -j-  См. 	(V.  10)
 Заводская  стоимость  конструкции  зависит  от  многих
факторов,  основными  и  определяющими  из  которых  яв¬
ляются  вес  металла  и  трудоемкость  изготовления.  Трудоем¬
кость  тесно  связывает  заводскую  стоимость  конструкции  с
затратой  металла,  так  как  трудоемкость  есть  функция  веса
и  количества  деталей  в  конструкции.  Поэтому  удобно  и
целесообразно  величину  заводской  стоимости  жесткой  части
предварительно  напряженной  конструкции  представить  как
сумму  стоимости  основных  материалов  С0.м  и  стоимости
передела  металла,  т.  е.  стоимости  изготовления  конструк¬
ций  Си:
 сж.^-с,м  +  с1г 	(У.п)
 191

Соотношение  между  обоими  слагаемыми  выражения
(V.11)  довольно  постоянное  —  70—75%  на  материалы  и
25—30%  на  изготовление.  В  стоимости  основных  материалов
стальных  конструкций  стоимость  прокатной  стали  в  1  т
готовой  конструкции  составляет  84—85%.  Остальная  часть
стоимости  основных  материалов  приходится  на  отходы,  сва¬
рочные  и  окрасочные  материалы.  Все  эти  расходы,  по
Я-  М.  Лихтарникову,  учитываются  коэффициентом  я|)м,
колебания  которого  определены  в  пределах  от  1,2  до  1,08.
Тогда  стоимость  основных  материалов  выразится  следующим
образом:
 С0.  м  —  См  "фм» 	(V.12)
 где  См  —  прейскурантная  стоимость  прокатной  стали  фран-
ко-завод  металлоконструкций  (с  учетом  марок
сталей,  примененных  в  конструкции).
 Стоимость  изготовления  включает  расходы  по  заработ¬
ной  плате  основных  рабочих  и  накладные  расходы  —  це¬
ховые,  общезаводские  и  внепроизводственные.  Общая  ве¬
личина  накладных  расходов  на  1  т  стальных  конструкций
достигает  275—280%  к  основной  заработной  плате.
 Стоимость  изготовления  конструкций  можно  выразить
через  основную  заработную  плату  и  накладные  расходы
так:
 Cu  =  aT(\+kH), 	(V.13)
 где  а  —  заработная  плата  за  1  нормо-час,  которую  можно
принять  0,53  руб/ч\
 kH  =  2,7Ь  —  коэффициент  накладных  расходов.
 Заводская  стоимость  затяжки  складывается  из  стои¬
мости  основных  материалов  Сом.з  и  стоимости  изготов¬
ления  С1Ш:
 ^зат  “  Со.  м.з  +  СИ3. 	(V.14)
 Стоимость  основных  материалов  затяжки  вычисляется
по  формуле
 Со.  м.  з"  фм.  ст  Сст  mGcv  -|-  в  (Саи  *  2mGaH  -f-  Св  GB),  (V.15)
 где  фм.ст  =  1,03-5-1,2  и  'фм.в  =  1,4  —  коэффициенты,  учи¬
тывающие  отходы  и
приплаты  при  из¬
готовлении  затяжки,
анкеров  и  вспо¬
мог  ател  ы  11  л  х  деталей;
 192

Сс.т,  Са„,  Св  —  прейскурантная  це¬
на  1  т  материала
стержня,  затяжки,
анкеров  и  вспомога¬
тельных  деталей  на
жесткой  конструк¬
ции  (остальные  обо¬
значения  величин
объяснены  ранее).
 Стоимость  изготовления  затяжки  Сиз  определяется  фор¬
мулой
 Ca3  =  aTairc(l  +  k„)  kep, 	(V.16)
 где  k„,p  =  1,1  —коэффициент,  учитывающий  нерасчет¬
ные  расходы.
 Расходы  на  транспортирование  конструкций  с  завода-
изготовителя  на  площадку  строительства  зависят  от  вида
транспорта,  дальности  перевозки  и  типа  перевозимых  кон¬
струкций.  При  пользовании  железнодорожным  транспор¬
том  эти  расходы  определяют  по  Прейскуранту  №  01—09
1967  г.  Так,  для  решетчатых  стальных  конструкций  перевоз¬
ка  на  расстояние  до  200  км  стоит  4,65  руб/т.,  при  дально¬
сти  перевозки  1100  км—  14,1  руб/nt  и  при  2100  км  —
24,3  руб/т.
 Стоимость  монтажныхтработ  определяют  по  «Единым
нормам  выработки  и  расценкам»  (ЕНиР,  сб.  14,  1968  г.)
с  учетом  укрупнительной  сборки,  расходов  на  напряжение
и  накладных  расходов.
 Стоимость  напряжения  Снапр  определится  через  заработ¬
ную  плату  основных  рабочих  и  накладные  расходы  сле¬
дующим  выражением:
 ^напр  ”  вГнапр(  1+йнапр). 	(УЛ?)
 В  формуле  (V.16)  а  и  /гнапр  при  производстве  напряже¬
ния  в.заводских  условиях  равны  соответственно  0,52  руб1ч
и  2,75,  а  при  напряжении  s  в  условиях  монтажа  —
0,6  руб/ч  и  0,8.
 Экономия  по  стоимости  от  применения  предварительно
напряженных  конструкций  вычисляется  по  следующей  фор¬
муле:
 эс  = 	100%, 	(V.18)
 О).  К
 где  С0.к  —  стоимость  обычной  конструкции.
 193

Применение  предварительно  напряженных  конструкций
можно  считать  экономически  обоснованным  при  экономии
по  стоимости  не  менее  5%.
 Если  сравниваются  конструкции  из  одного  материала,
например  стальные  со  стальными  или  конструкции  из  алю¬
миниевых  сплавов  с  такими  же  ненапряженными,  то  оп¬
ределение  приведенных  стоимостей  необязательно.  При
сравнении  конструкций  из  разных  материалов  необходимо
сравнить  их  по  приведенным  стоимостям.
 ВЛИЯНИЕ  РАЗЛИЧНЫХ  ФАКТОРОВ  И  УСЛОВИЙ
НА  ЭФФЕКТ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО  НАПРЯЖЕНИЯ
 С  целью  выявления  оптимальной  конструктивной  формы,
а  также  установления  расхода  металла,  трудоемкости  и
стоимости  было  проведено  в  большом  объеме  реальное  и
опытное  проектирование  металлических  решетчатых  предва¬
рительно  напряженных  конструкций.
 Изучались  стропильные  фермы  пролетом  от  24  до  100  м,
фермы  пролетных  строений  транспортерных  эстакад  про¬
летами  24—60  му  фермы  горизонтальных  транспортерных
мостов  на  открытых  складах  сыпучих  материалов  пролетом
48—100  м,  поперечные  рамы  производственных  зданий  с
верхнеподвесными  кранами  и  без  кранов  пролетами  60—
96  му  рамные  конструкции  с  решетчатыми  ригелями  для
общественных  зданий  пролетом  50—100  м.  Рассмотрены
конструкции  из  стали  и  алюминиевых  сплавов  с  высоко¬
прочными  стальными  затяжками  из  канатов  или  термически
упрочненных  круглых  стержней  [3,  9,  10,  19,  20,  23,  24,
31,  39,  40,  42,  43,  46,  50,  54,  61,  62,  63,  74,  76,  81,  82].
 Анализ  проектов  позволил  установить  следующие  по¬
ложения.
 Эффект  предварительного  напряжения  решетчатых  ме¬
таллических  конструкций  возрастает  при  увеличении  рас¬
четных  усилий,  т.  е.  при  увеличении  нагрузок,  шагов,  про¬
летов.
 Эффект  в  значительной  мере  зависит  от  соотношения
прочности  материалов  затяжки  и  жесткой  конструкции  и
от  расположения  затяжек  по  отношению  к  жесткой  кон¬
струкции;  он  различен  для  конструкций  с  отдельными
предварительно  напряженными  стержнями,  затяжками  по
растянутым  поясам,  внутренними  шпренгельными  затяж¬
ками  и  затяжками,  вынесенными  за  пределы  габарита
жесткой  конструкции;  зависит  от  геометрических  разме¬
 194

ров,  например  от  очертания  и  уклона  поясов,  от  отно¬
шения  высоты  фермы  к  пролету,  типа  решетки  и  формы
поперечного  сечения  сжатых  стержней.
 На  эффект  предварительного  напряжения  влияет  соот¬
ношение  постоянной  и  временной  нагрузки.  Преобладание
постоянной  нагрузки  над  временной  более  благоприятно
для  предварительного  напряжения.
 На  конечный  эффект  предварительного  напряжения  в
конструкциях  с  вынесенными  затяжками  оказывает  влия¬
ние  последовательность  напряжения  и  приложения  внешних
нагрузок.  Например,  при  преобладании  постоянной  нагруз¬
ки  экономия  стали  в  большепролетных  конструкциях  по¬
вышается  при  двух-трехкратном  напряжении.
 Рассмотрим  влияние  отдельных  факторов  на  эффект
предварительного  напряжения  стальных  конструкций.
 Влияние  соотношения  прочности  затяжек  и  жесткой
части  на  площадь  поперечного  сечения  и  вес  отдельных
предварительно  сжатых  стержней  можно  проследить  по
рис.  V.3,  V.4  и  табл.  V.I.
 Таблица  V.  1
 Уменьшение  площади  поперечного  сечения  стального
предварительно  напряженного  стержня  по  сравнению
с  обычным  стержнем
 Площадь  поперечного  сечения  в  %  при  ср:
 р
 К
 i  1  1
 0,9
 1  °>7
 0,5
 0,3
 1
 При  любом
значении
 47,5
 44,6
 38,5
 31
 23,2
 1,24
 3
 42,6
 41
 35
 28
 21
 1,24
 5
 45
 42,1
 36,5
 29,2
 22
 1,24
 7
 45,6
 43
 37,2
 29,9
 22,4
 1,24
 10
 47,2
 43,5
 38
 30,3
 22,9
 Эффект  предварительного  напряжения  существенно  по¬
вышается  при  увеличении  прочности  затяжки.  Изменение
отношения  расчетных  сопротивлений  затяжки  и  жесткой
части  стержня  К  =  R(JR  с  3  до  10  сопровождается  умень¬
шением  суммарной  площади  поперечного  сечения  стержня
на  30—32%  (рис.  V.3)  и  уменьшением  поперечного  сечения
затяжки  в  3—4,5  раза.  Поэтому  прочность  затяжек  следует
назначать  не  менее  чем  в  пять  раз  выше  прочности  стали
стержня.
 Эффект  предварительного  напряжения  заметно  пони¬
жается  при  увеличении  гибкости  стержней.  Поэтому  сле¬
дует  устраивать  диафрагмы  или  фиксаторы,  соединяющие
 195

жесткую  часть  стержня  с  затяжками,  размещая  их  так,
чтобы  гибкость  стержня  с  учетом  отпорного  действия  затя¬
жек  не  превосходила  30—40  и  коэффициент  продольного
изгиба  ф  был  не  менее  0,9.
 жесткой  части  стержня  и  затяжки  от  соотношения  рас¬
четных  сопротивлений  К  и  коэффициента  продольного
изгиба  ф
 В  табл.  V.1  содержатся  данные,  характеризующие  умень¬
шение  площади  поперечного  сечения  предварительно  сжа¬
тых  стержней  по  сравнению  с  обычными  в  зависимости  от
отношения  расчетных  сопротивлений  и  гибкости  стержня.
Экономия  в  площади  поперечных  сечений  при  К  =  5—10  и
Ф  =  0,9  достигает  40—45%.  Общее  снижение  веса  стро¬
пильных  ферм  пролетом  45—60  м  зависит  от  количества
и  протяженности  сильно  нагруженных  растянутых  стерж¬
 196

F*Fa*f(N)
 m
 ащ
 ней  и  составляет  8—12%.  Снижение  стоимости  конструкций
при  этом  не  превышает  5—9%  вследствие  большого  коли¬
чества  анкерных  закреплений  затяжек.  Преимуществом
ферм  с  отдельными  предварительно  сжатыми  стержнями
является  производство  всех  связанных  с  напряжением  работ
на  заводе-изготовителе.
 Снижение  веса  и  стоимости  ферм  с  напряженными  растя¬
нутыми  поясами  различно  и  зависит  от  конструктивных
особенностей  ферм.  Напряжение
нижнего  пояса  трапециевидных
ферм  и  ферм  с  параллельными  по¬
ясами  пролетом  45—80  м  при  вы¬
соте  в  1/8—1/10  пролета  дает  сни¬
жение  веса  на  8—12%  и  стоимости
на  6—10%.  Для  полигональных,
сегментных  и  рыбообразных  ферм
эти  величины  несколько  повыша¬
ются  —  вес  ферм  снижается  до
15—16%,  а  стоимость  —  до  10—
 12%,  что  объясняется  большими,
мало  изменяющимися  усилиями  в
стержнях  поясов  и  малыми  уси¬
лиями  (и  малым  весом)  решетки.
 В  проектах  Б.  Фрица  Lдостигнуто
снижение  веса  трехгранных  ферм
пролетом  от  20  до  80  м  за  счет  на¬
пряжения  нижнего  пояса  на  18—
 20%.  Фермы  Б.  Фрица  отличаются  заниженной  высотой,
равной  1/16—1/22  пролета.  Вследствие  этого  существенно
увеличиваются  усилия  в  поясах  и  достигается  значительное
облегчение  конструкции  от  напряжения  нижнего  пояса.  Кро¬
ме  того,  стержни  решетки  становятся  короче,  а  это  также
способствует  облегчению  фермы.  Увеличенные  усилия  в
верхнем  поясе  воспринимаются  включением  в  работу  пояса
плит  настила  покрытия  без  добавочного  расхода  стали.
 Влияние  изменения  очертания  внутренней  шпренгель-
ной  затяжки  на  вес  трехпоясной  фермы  пролетом  36  м  под
утепленную  кровлю  с  подвесным  потолком  отражено  на
рис.  V.5  (поданным  П.  Ференчика  и  М.  Тохачека)  [73,  81  ].
Как  видно  из  рисунка,  снижение  веса  фермы  с  внутренним
шпренгелем  примерно  такое  же,  как  для  ферм  с  напряжен¬
ными  поясами,  а  оптимальное  очертание  затяжки  оказы¬
вается  при  длине  горизонтального  участка  равной  0,5  про¬
лета.
 0,3 	0,5 	0,7 	0,9 	1,0?
 Рис.  V.4.  Зависимость
суммарной  площади  се¬
чения  предварительно
напряженного  стержня
от  коэффициента  про¬
дольного  изгиба
 1—при  1  и  любом  зна¬
чении  К;  2  —при  6=1,24
 и  К  =  5
 197

Влияние  последовательности  натяжения  затяжки  и  при¬
ложения  расчетных  нагрузок  на  вес  ферм  с  вынесенными
затяжками  иллюстрирует  табл.  V.2  на  примере  стропиль¬
ных  ферм  пролетом  45  м  (рис.  V.6)  для  покрытия  машин¬
ного  отделения  главного  корпуса  ГРЭС  161].  Из  таблицы
видно,  что  фермы  «арка  с  затяжкой»,  напрягаемые  внизу
без  пригруза,  на  32%  легче  трапециевидной  фермы  из  стали
Ст.  3  (  следует  отметить,  что  в  арочной  ферме  верхний  пояс
 36м
 Рис.  V.5.  Влияние  очертания  внутренней  шпрен-
гельной  затяжки  на  вес  фермы
 из  стали  14Г2)  и  на  15%  легче  облегченной  сегментной  фермы
Ленинградского  Теплоэлектропроекта  ЛОТЭП,  62%  веса
которой  составляет  сталь  14Г2.
 При  напряжении  наверху  после  монтажа  всех  металло¬
конструкций  покрытия  из  железобетонного  настила  ароч¬
ная  ферма  весит  на  44%  меньше  трапециевидной  фермы
и  на  30%  меньше  фермы  ЛОТЭП.  На  Рефтинской  ГРЭС
на  Урале  применены  менее  выгодные  арочные  фермы  с
напряжением  внизу  блока  из  двух  ферм  со  связями.  Это
решение  было  вызвано  стремлением  произвести  сборочные
и  натяжные  работы  внизу  в  удобных  условиях.
 Кроме  снижения  веса  фермы  «арка  с  затяжкой»  обладают
рядом  производственных  преимуществ  по  сравнению  с  тра¬
пециевидными  и  сегментными  ненапряженными  фермами.
Арочные  фермы  транспортируются  крупными  габаритными
полуфермами,  а  ферма  ЛОТЭП  —  16  отправочными  едини-
 198

199

цами.  Поэтому  трудоемкость  укрупнительной  сборки  ароч¬
ных  ферм,  включая  трудозатраты  на  натяжение  затяжек,
существенно  ниже,  чем  ферм  ЛОТЭП.  Ферма  ЛОТЭП  из¬
готавливается  из  1086  деталей;  ферма  «арка  с  затяжкой»  —
из  364  (даже  при  шпренгельной  решетке,  вызванной  при¬
менением  плит  настила  шириной  1,5  м),  поэтому  трудоем¬
кость  изготовления  ферм  ЛОТЭП  также  много  выше.  Эко¬
номический  анализ,  выполненный  В.  Г.  Колесниченко  для
сравниваемых  ферм  [19],  показал,  что  общая  трудоемкость
 Рис.  V.6.  Схемы  стропильных  ферм  пролетом  45  м  для  по¬
крытия  машинного  отделения  ГРЭС
 а  —облегченная  полигональная  ферма  ЛОТЭП;  б  —ферма  «арка  с  за¬
тяжкой»;  /—  жесткая  часть  фермы;  2—  затяжки  из  стальных  канатов
 одной  фермы  «арка  с  затяжкой»  пролетом  45  м  при  напря¬
жении  внизу  без  пригруза  составляет  204,6  чел.-часа,  а
фермы  ЛОТЭП  колеблется  от  469,5  до  515  чел.-час.  Сто¬
имость  в  деле  арочной  фермы  на  9%  меньше  при  тех  же
условиях  сравнения  и  на  22%  ниже  при  более  снижающем
вес  напряжении  наверху  после  пригруза.
 "По  табл.  V.2  можно  также  заметить,  какое  влияние
на  снижение  веса  ферм  оказывает  облегчение  ограждающих
конструкций,  например  замена  тяжелого  железобетонного
настила  1,5  X  12  м  коробчатым  стальным  дает  снижение
веса  ферм  на  23  %.
 Экономический  эффект  предварительного  напряжения
ферм  из  обычных  прокатных  уголковых  профилей  заметно
падает  при  пролетах  18—30  м.  В  фермах  с  вынесенными
затяжками  оба  пояса  и  раскосы  решетки  подвергаются
сжатию  или  в  процессе  напряжения,  или  во  время  эксплу¬
атации.  Усилия  в  стержнях  стропильных  ферм  малых  и
 200

средних  пролетов  сравнительно  невелики.  Поэтому  в  таких
фермах  преобладают  малонагруженные  гибкие  сжатые
стержни  из  прокатных  уголков,  в  которых  недоиспользуется
прочность  металла  вследствие  низких  значений  сжимающих
критических  напряжений  устойчивости.  В  таких  условиях
выгодно  применение  трубчатых  и  замкнутых  тонкостенных
гнутых  (профилей,  отличающихся  высокими  значениями
критерия  рациональности  сжатого  профиля).  В  табл.  V.3
и  V.4  приведены  результаты  опытного  проектирования
ферм  «арка  с  затяжкой»
пролетом  30  и  36  м  с  ша¬
гом  ферм  6  и  12  м  под  на¬
грузку  470  кГ/м2.  Схемы
ферм  изображены  на
рис.  V.7.
 Из  таблиц  видно,  что
одновременное  использова¬
ние  предварительного  на¬
пряжения  вверху  после
пригруза  постоянной  на¬
грузкой,  выбор  рациональ¬
ной  формы  поперечного  се¬
чения  стержней  и  частич¬
ное  применение  низколеги¬
рованной  стали  дает  возможность  снизить  вес  ферм  на  25—
47%  по  сравнению  с  ненапряженными  трапециевидными  фер¬
мами  из  стали  Ст.  3.  Экономия  веса  от  применения  низколе¬
гированной  стали  составляете—10%,  экономия  от  примене¬
ния  рациональных  профилей  —  10—12%  и  экономия  вслед¬
ствие  предварительного  напряжения  —  10—15%.  Суммарное
снижение  веса  ферм  от  одновременного  использования  всех
трех  факторов  оказывается  больше,  чем  при  простом  сло¬
жении.  Это  обстоятельство  позволяет  утверждать,  что  пред¬
варительно  напряженные  арочные  фермы  из  замкнутых
профилей  представляют  качественно  новые  прогрессивные
металлические  конструкции.  Трудоемкость  изготовления
и  монтажа  таких  ферм  на  10—18%,  а  стоимость  в  деле  на
25—38%  ниже,  чем  трапециевидных  ферм  из  уголковых
профилей  из  стали  Ст.  3.
 Следует  отметить,  что  применение  низколегированных
сталей  в  фермах  пролетом  18—30  м  экономически  оправ¬
дано  только  при  рациональной  форме  поперечного  сечения
сжатых  стержней.
 Из  табл.  V.3  и  V.4  можно  сделать  некоторые  выводы
 Рис.  V.7.  Схемы  ферм  из  замк¬
нутых  тонкостенных  гнутых  про¬
филей  к  табл.  V.3  и  V.4
 201

202

203

относительно  влияния  геометрических  параметров  предва¬
рительно  напряженных  ферм  «арка  с  затяжкой»  на  их  ве¬
совые  показатели.  С  ростом  уклона  скатов  ферм  от  1/10
до  1/6  вес  ферм  уменьшается.  Наиболее  благоприятное  из
рассмотренных  отношение  высоты  жесткой  части  фермы  к
пролету  для  30-метровых  ферм  1/10,  а  для  36-метровых
ферм  1/12.
 Предварительное  напряжение  выгодно  применять  в  кон¬
струкциях  из  алюминиевых  сплавов  с  вынесенными  высоко¬
прочными  стальными  затяжками  из  стержней,  пучков
или  канатов.  Так  как  модуль  упругости  стальных  затяжек
в  2,5—3  раза  выше,  чем  у  алюминиевых  сплавов,  то  разгру¬
жающий  эффект  стальных  затяжек  в  таких  конструкциях
больше,  чем  в  стальных.  Существующие  цены  на  полуфаб¬
рикаты  из  алюминиевых  сплавов  (прессованные  профили  и
прокатные  листы)  в  несколько  раз  дороже  цен  на  стальные
высокопрочные  канаты,  стержни  и  проволоку,  поэтому
введение  в  алюминиевые  конструкций  стальных  затяжек
резко  (на  20—45%)  снижает  их  стоимость  за  счет  сокра¬
щения  расхода  дорогих  сплавов.  Кроме  того,  жесткость
конструкций  из  легких  сплавов  со  стальными  затяжками
выше,  чем  жесткость  цельноалюминиевых  конструкций.
 Примеры  напряженных  алюминиевых  конструкций  при¬
ведены  в  гл.  II.
 ГРАНИЦЫ  ЭКОНОМНОГО  ПРИМЕНЕНИЯ
МЕТАЛЛИЧЕСКИХ  РЕШЕТЧАТЫХ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНО
НАПРЯЖЕННЫХ  КОНСТРУКЦИЙ
 На  основании  экономической  оценки  результатов  ре¬
ального  и  опытного  проектирования  выявлены  следующие
границы  экономически  выгодного  применения  металли¬
ческих  предварительно  напряженных  конструкций  с  высоко¬
прочными  стальными  затяжками:
 1)  стальные  тяжелые  фермы  с  отдельными  предваритель¬
но  сжатыми  стержнями  при  пролетах  60  м  и  более;
 2)  сегментные  и  рыбообразные  стальные  фермы  с  напря¬
женным  нижним  поясом  при  пролетах  50—60  м  и  более;
 3)  стальные  арочные  и  шпренгельные  фермы  с  вынесен¬
ными  затяжками  при  пролетах  36—100  м;
 4)  стальные  фермы  с  непрерывной  внутренней  шпрен-
гельной  затяжкой  из  обычных  прокатных  профилей  при
пролетах  42  м  и  более;
 204

5)  стальные  фермы  «арка  с  затяжкой»  из  трубчатых  или
тонкостенных  гнутых  профилей  при  пролетах  18  м  и  более;
 6)  стальные  рамные  конструкции  с  решетчатыми  риге¬
лями  и  вынесенными  затяжками  при  пролетах  более  40  м\
 7)  неразрезные  конструкции  балочно-подвесного  типа
из  стали  и  алюминиевых  сплавов  с  натяжением  наклонных
подвесок  при  пролетах  24  м  и  более;
 8)  решетчатые  фермы,  арки  и  рамы  из  алюминиевых
сплавов  с  выносными  стальными  затяжками  при  пролетах
50  ж  и  более  при  особом  экономическом  сравнении  по  при¬
веденным  затратам.

Глава  VI
 ОСОБЕННОСТИ  ТЕХНОЛОГИИ  НАТЯЖЕНИЯ
ЗАТЯЖЕК.  КОНТРОЛЬ  СИЛЫ  НАТЯЖЕНИЯ
 ОБЩИЕ  ПОЛОЖЕНИЯ
 Одной  из  основных  причин,  замедляющих  широкое  рас¬
пространение  металлических  предварительно  напряженных
конструкций,  является  недостаточное  знакомство  строи¬
телей  с  особенностями  производства  натяжных  работ.  Между
тем  технология  натяжных  работ  уже  достаточно  разрабо¬
тана,  проверена  на  практике  и  доступна  каждой  органи¬
зации,  специализировавшейся  в  изготовлении  и  монтаже
металлических  конструкций.
 Проект  металлических  конструкций  должен  включать
технологическую  часть,  в  которой  должны  содержаться
конкретные  указания  по  изготовлению  затяжек  и  выпол¬
нению  натяжных  работ.  В  технологической  части  проекта
указываются  способы,  средства,  оборудование,  последо¬
вательность  и  место  выполнения  натяжных  работ  (на  заводе-
изготовителе,  монтажной  площадке  внизу  или  наверху
после  установки  конструкций  в  проектное  положение).
 В  соответствии  с  выбранной  последовательностью  на¬
гружения  и  напряжения  конструкции  рассчитывают  на
прочность,  устойчивость  и  жесткость  на  монтажные  и  эк¬
сплуатационные  расчетные  состояния.
 Устойчивость  отдельных  предварительно  сжатых  стерж¬
ней  и  поясов  обеспечивается  отпорным  действием  затяжек
через  диафрагмы  и  фиксаторы  (см.  рис.  II.2).  Устойчивость
плоских  конструкций  с  вынесенными  затяжками  обеспе¬
чивается  связями.  В  проекте  металлоконструкций  выбирают
систему  связей,  отвечающую  назначенной  последователь¬
ности  натяжных  работ.
 206

В  отдельных  случаях  в  технологической  части  проекта
предусматривают  методы  испытания  затяжек,  анкерных
устройств,  а  иногда  и  опытных  образцов  конструкций.
 Технологическая  часть  проекта  включает  особый  доку¬
мент  «Технические  указания  по  изготовлению  затяжек,  на¬
тяжным  работам  и  контролю  напряжения».  Технические
указания  должны  быть  согласованы  с  заводом-изготови-
телем  и  монтажной  организацией.
 При  производстве  работ  необходимо  соблюдать  специаль¬
ные  правила  безопасности.  К  натяжным  работам  допуска¬
ются  только  лица,  ознакомившиеся  с  проектом,  оборудо¬
ванием,  техническими  указаниями  и  сдавшие  техминимум
по  технике  безопасности.
 Основной  гарантией  безопасности  натяжных  работ  яв¬
ляется  прочность  затяжек  и  анкерных  устройств.  Возможны
случаи  обрыва  затяжек  из-за  неисправности  натяжного
оборудования.  Поэтому  в  процессе  напряжения  необходимо
непрерывно  следить  за  состоянием  оснастки,  силового  обо¬
рудования,  анкерных  устройств  и  величиной  силы  предва¬
рительного  напряжения.
 Натяжные  устройства  ограждают  щитами  или  сет¬
ками,  затяжки  из  проволок  скрепляют  проволочными  пере¬
вязками  через  80—100  см  или  предусматривают  другие
защитные  мероприятия  (сетки,  скобы  и  др.),  осмотр  затяжек
в  процессе  напряжения  следует  вести  в  масках-сетках.
 При  натяжении  затяжек  в  проектном  положении  «на¬
верху»  должна  быть  предусмотрена  свобода  деформации
напрягаемой  конструкции,  так  как  иначе  в  конструкции
могут  возникнуть  дополнительные  усилия,  не  предусмот¬
ренные  проектом.
 В  некоторых  случаях  целесообразно  устраивать  вре¬
менные  шарниры,  катковые  опоры,  смазывать  трущиеся
опорные  поверхности  антифрикционными  смазками  и  др.
 Целесообразно  применять  такие  анкерные  устройства
и  средства  напряжения,  которые  позволяют  производить
повторное  натяжение  или  подтяжку  в  процессе  монтажа
и  эксплуатации.  Например,  устройство  упорного  узла  не  на
опоре,  а  в  смежном  с  опорным  узле,  к  которому  всегда  обес¬
печен  свободный  доступ.  Этому  требованию  удовлетворяют
также  стаканные  анкерные  устройства  и  не  удовлетворяют
анкеры  с  колодкой  и  пробкой.  Возможность  подтяжки  за¬
тяжки  во  время  напряжения  позволяет  сразу  же  воспол¬
нить  потери  усилия  в  затпжке  вследствие  обмятия  контактов
и  частично  снять  соГк-твепные  напряжения  конструкции.
 207

Материалы  и  качество  изготовления  затяжек  и  анкеров
необходимо  тщательно  контролировать  ввиду  их  ответ¬
ственности.
 С  целью  уменьшения  потерь  усилия  в  затяжке  вследствие
релаксации  напряжений  предпочтительнее  вытягивать  за¬
тяжки  из  пучков  и  канатов  у  места  установки  в  конструк¬
цию  на  разборных  решетчатых  стальных  стендах  или  на
напрягаемой  конструкции.
 СПОСОБЫ  ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО  НАПРЯЖЕНИЯ
И  НАТЯЖНОЕ  ОБОРУДОВАНИЕ
 Затяжки  возможно  натягивать  механическими  и  терми¬
ческими  способами.  Большее  распространение  получили
механические  приемы  напряжения,  как  более  изученные,  на¬
дежные  и  точные.  Кроме  того,  термическое  напряжение
гибких  затяжек  из  стальных  канатов  и  пучков  затрудняется
тем,  что  прямолинейность  пучков  и  канатов  достигается
только  при  наличии  начального  натяжения.  Для  механи¬
ческого  напряжения  применяют  установки  с  гидравличе¬
скими  домкратами,  динамометрические  ключи,  винтовые
распорки  и  стяжки,  натяжные  параллелограммы,  поли¬
спасты,  пригруз  конструкций,  принудительное  смещение
опор  и  другие  средства.
 Наибольшее  распространение  для  натяжения  затяжек
получили  установки  с  тянущими  или  толкающими  домкра¬
тами.  Тянущие  пучковые,  стержневые  и  стаканные  домкра¬
ты  разработаны  для  натяжения  арматуры  железобетонных
конструкций,  но  успешно  используются  и  для  натяжения
затяжек  металлических  предварительно  напряженных  кон¬
струкций.
 Серийные  домкраты  для  натяжения  пучков  с  анкеровкой
пробкой  в  колодку  выпускаются  отечественной  промыш¬
ленностью  двух  марок:  ДГП31,5-200  (тяговая  сила  31,5  Т,
ход  поршня  в  гидроцилиндре  при  натяжении  200  мм)  и
ДГП63-315  (тяговая  сила  63  7\  ход  поршня  315  мм).  Для
запрессовки  пробок  в  этих  домкратах  предусмотрен  второй
рабочий  цилиндр.
 Стержневые  серийные  домкраты  разработаны  для  натя¬
жения  стержней,  анкеруемых  нарезной  гайкой.  Для  на¬
пряжения  затяжек  металлических  конструкций  наиболее
подходит  стержневой  домкрат  ДГС63-315  с  тяговой  силой
63  Т,  ходом  поршня  315  мм  и  захватом  стержней  диамет¬
ром  от  28  до  40  мм.  В  некоторых  случаях  возможно  при¬
 208

менение  домкрата  ДГС31,5-200  с  тяговой  силой  31,5  Т,
годом  поршня  200  мм  и  захватом  для  стержней  диаметром
20—28  мм.  Возможно  также  использование  снятых  с  про¬
изводства,  но  часто  встречающихся  в  строительных  ор¬
ганизациях  стержневых  домкратов  СМ-537  стяговой  силой
50  Т  и  ходом  поршня  150  мм.  Схемы  и  габаритные  размеры
тянущих  гидродомкратов  показаны  на  (рис.  VI.  1).
 а) 	 у
 &
 Рис.  VI.  1.  Схема  и  габаритные  размеры  тяну-
£  щих  гидродомкратов
 а  —  стержневой  домкрат  ДГС63-315;  б  —пучковый  дом¬
крат  ДГП63-3  1  5
 Стержневые  домкраты  с  успехом  применяются  для  на¬
тяжения  затяжек  со  стаканными  анкерами.  С  этой  целью
домкраты  переоборудуют  —  заменяют  упорную  часть  и  на
шток  навинчивают  или  в  шток  ввинчивают  переходники
для  захвата  стаканных  анкеров.
 В  практике  строительства  мостов  используют  тянущие
стаканные  домкраты,  развивающие  тяговое  усилие  90  и
150  Г  с  ходом  поршня  205  мм.  Диаметр  резьбы  тяжных
муфт  этих  домкратов  200  мм,  поэтому  для  натяжения  затя¬
жек  со  стаканами  других  диаметров  необходимо  изготовить
сменные  тяжные  муфты  необходимых  размеров.
 На  строительстве  Останкинской  телевизионной  башни
высотой  534  м  в  Москве  были  применены  новые  тянущие
гидродомкраты  марки  6280А  с  тяговым  усилием  100  Т  и
удобным  устройством  для  перепасовки.  Эти  домкраты  впол¬
не  пригодны  для  натяжения  затяжек  из  канатов  больше¬
пролетных  конструкций.
 8  Зак.  525
 209

Тянущие  домкраты  работают  от  автономной  насосной
станции  (ручной  или  механической),  так  как  в  них  нет
встроенных  насосов.
 Предпочтительнее  использовать  механические  насос¬
ные  станции  НСП-400  или  1317,  чем  станции  типа  НСР-400
с  ручным  приводом.  Насосные  станции  оборудуют  маномет¬
рами  (желательно  образцовыми,  класса  не  ниже  0,35),
по  показаниям  которых  определяют  силу,  передаваемую
домкратами  на  напрягаемую  конструкцию.
 Толкающие  домкраты  выпускаются  в  большом  ассор¬
тименте  отечественной  промышленностью.  Для  напряжения
стальных  конструкций  используют  домкраты  грузоподъ¬
емностью  10,  25,  50,  100,  150  и  200  Т.  Ход  поршня  таких
домкратов  различен  —  от  100—150  до  500—600  мм  и
более.
 Домкраты  перед  натяжными  работами  обязательно  та¬
рируют  в  жесткой  раме  или  на  силовом  полу.  Тянущие
домкраты  тарируют  по  образцовым  динамометрам  растя¬
жения,  —  толкающие  —  по  образцовым  динамометрам
сжатия  или  в  испытательном  прессе.  Тарировку  домкра¬
тов  выполняют  обязательно  с  тем  манометром,  который  будет
установлен  на  насосной  станции.  Результаты  тарирования
(средние  из  трех  отсчетов)  оформляют  в  виде  графика  или
таблицы,  дающих  зависимость  между  усилием  домкрата
и  давлением  в  маслосистеме.  Маслосистему  составляют  из
гибких  шлангов  высокого  давления  (400  атм).
 В  случае  использования  в  натяжной  установке  двух
или  нескольких  гидродомкратов  их  объединяют  общей  мас-
лосистемой  с  одной  насосной  станцией,  которую  размещают
в  стороне  от  домкратов.  Маслосистема  должна  предусмат¬
ривать  одновременную  работу  всех  домкратов  и  возмож¬
ность  отключения  и  включения  каждого  домкрата  по  от¬
дельности,  что  желательно  для  контроля  напряжения
каждой  затяжки  после  обмятия  контактов.
 Тянущие  домкраты  удобнее  для  пользования,  так  как
не  требуют  никаких  дополнительных  устройств,  тогда  как
при  использовании  толкающих  домкратов  необходимо  соз¬
давать  установку  с  упорными  балками  и  подвижной  тра¬
верзой.  Но  тяговая  сила  имеющихся  тянущих  домкратов
ограничена,  поэтому  при  больших  усилиях  напряжения
приходится  пользоваться  натяжными  установками  с  тол¬
кающими  домкратами.
 Натяжение  стержневых  затяжек  возможно  просто  осу¬
ществить  динамометрическими  ключами.  Сила  напряжения
 210

стержня  зависит  от  величины  крутящего  момента  Мкр,
номинального  диаметра  стержня  d,  коэффициента  закру¬
чивания  К,  учитывающего  трение  торцевой  поверхности
гайки  о  шайбу,  трение  между  резьбой  и  гайкой,  состояние
резьбы  и  другие  условия,  и  определяется  по  формуле
 N  = 	(VI. 	1)
 Kd
 В  ручных  динамометрических  ключах  крутящий  мо¬
мент  определяют  в  зависимости  от  конструкции  ключа  по
деформации  изгибаемой  рукоятки  или  по  величине  прикла-
 Рис.  VI.2.  Динамометрический  ключ  с  индикатором  часового
 типа
 1—индикатор;  2  —  рычаг;  3—  неподвижный  язык
 дываемого  к  рукоятке  усилия,  или  по  преодолению  трения
в  фрикционном  устройстве  ключа.  В  соответствии  с  исполь¬
зованным  принципом  измерений  в  ключ  встраивают  пру¬
жинные  или  гидравлические  динамометры,  индикаторы
или  фрикционные  устройства  (рис.  VI.2).
 В  СССР  имеются  ключи,  развивающие  крутящий  момент
до  95,  100,  130  и  150  кГм.  Такими  ключами  можно  создавать
усилие  натяжения  в  стержне  до  25  Т  и  более  и  напрягать
затяжку  из  4  —  6  стержней  усилием  до  150  Т.
 Средний  коэффициент  закручивания  по  эксперименталь¬
ным  данным  можно  принимать  К  =  0,19  -г-  0,20.  Перед  ра¬
ботой  ключи  обязательно  тарируют  на  жестком  стенде  по
образцовому  динамометру.
 При  работе  с  динамометрическими  ключами  необходимо
принимать  меры  против  закручивания  стержней  затяжки,
например  ставить  на  стержень  еще  гайку  и  контргайку  у
 8*  Зак.  526
 211

упора  напрягаемой  конструкции  с  пролетной  стороны  и
придерживать  гайку  обычным  ключом  с  длинной  рукояткой.
Более  детальные  данные  о  натяжном  оборудовании  при¬
ведены  в  работах  [53,  103].
 Из  литературы  известны  многочисленные  различные
предложения  по  осуществлению  напряжения  металличе¬
ских  конструкций.  Практикой  проверены  следующие  при¬
емы:  натяжение  затяжек  продольным  усилием  с  упором  на
жесткую  конструкцию,  стягивание  затяжек  или  вант  в
продольном  направлении,  напряжение  оттягиванием  затяж¬
ки  в  поперечном  направлении,  изменение  расчетной  схемы
сооружения  в  процессе  монтажа,  использование  силы  тя¬
жести  конструкций  или  искусственный  пригруз,  принуди¬
тельное  перемещение  опор  неразрезных  и  рамных  конструк¬
ций.  В  конструкциях  с  высокопрочными  затяжками  боль¬
шее  распространение  получили  первые  три  приема.
 На  рис.  VI.3,  а,  б,  в,  а  изображены  схемы  напряжения
стальных  ферм  тянущими  гидравлическими  домкратами
с  упором  на  ферму.  Рис.  VL3,  а  относится  к  напряжению
ферм  пролетом  84  м,  установленных  в  здании  ремонтных
мастерских  в  Алма-Ате.  Конструкция  фермы  описана  в
гл.  II.  В  натяжной  установке  были  использованы  два  тя¬
нущих  пучковых  домкрата  ДГП63-315,  механическая  на¬
сосная  станция  1317  с  образцовым  манометром  класса
0,35  и  маслосистема  высокого  давления.  Фермы  напрягали
в  горизонтальном  положении  у  места  подъема.  Обоими  дом¬
кратами  одновременно  натягивали  по  два  пучка,  располо¬
женные  по  диагонали  поперечного  сечения.  До  рабочего
натяжения  пучки  по  одному  вытянули  усилием  40  Т  на
конструкции  фермы.  Контролируемое  усилие  первой  пары
пучков  36  Ту  второй  пары  по  30,8  Т.  После  напряжения
концы  пучков  запрессовали  пробкой  в  колодку  и  обрезали
излишки  проволок.
 На  строительстве  испытательного  корпуса  Уральского
Промстройниипроекта  в  Свердловске  впервые  было  при¬
менено  групповое  напряжение  ферм.  Две  фермы  со  связями
собирали  в  монтажный  блок,  устанавливали  затяжки  и
внизу  до  подъема  одновременно  напрягали  обе  фермы  мон¬
тажного  блока.  Затяжка  каждой  фермы  состояла  из  двух
оцинкованных  стальных  спиральных  канатов  ТК1Х37
диаметром  22,5  мм  с  заливными  стаканными  анкерами.
Разрывное  усилие  канатов  не  меньше  39  7\
 Натяжная  установка  включала  два  переоборудованных
стержневых  50-тонных  гидродомкрата  СМ-537,  насосную
 212

213

станцию  СМ-528  и  маслосистему  с  манометром  Каждым
домкратом  с  особым  приспособлением  сразу  натягивали
обе  ветви  затяжки.  Приспособление  состояло  из  тяжной
муфты,  равноплечего  коромысла  и  двух  цилиндрических
резьбовых  захватов  для  анкерных  стаканных  закреплений
затяжек.  Шарнирное  соединение  качающегося  коромысла
с  тяжной  муфтой  и  резьбовыми  захватами  гарантировало
равные  усилия  в  обеих  ветвях  каната  при  неизбежной  не*
большой'разнице  в  их  длине.  На  рис.  VI.4  показан  домкрат
 Рис.  VI.4.  Тянущий  стержневой  50-тонный  гидро¬
домкрат  СМ-537  с  приспособлением  для  одновремен¬
ного  натяжения  двух  ветвей  затяжки  со  стаканными
анкерами
 с  приспособлением  для  одновременного  натяжения  двух
ветвей  затяжки,  на  рис.  VI.5  отражен  момент  напряжения
ферм  перед  подъемом.  Групповое  напряжение  ферм  со¬
кращает  время  натяжения  затяжек.  Установка  домкратов,
натяжение  затяжек  ступенями  2  х  10  +  6  Т,  контроль  си¬
лы  натяжения—все  вместе  занимало  45—50  мин  работы
звена  из  трех  работающих  (контроль  напряжения  вел
автор  книги).
 Затяжки  стальных  предварительно  напряженных  ферм
«арка  с  затяжкой»  пролетом  45  и  39  ж  для  покрытия  глав¬
ного  корпуса  Рефтинекой  ГРЭС  на  Урале  изготовляли  из
двух  оцинкованных  стальных  семипрядных  канатов
ТК7  х  37  диаметром  55  мм  по  ГОСТ  3068  —  55  с  разрывным
усилием  не  ниже  157,5  Т.  Каждый  канат  напрягали  уси¬
лием  50—55  Г.  Монтаж  ферм  вели  блоками  из  двух  фермер
 214

связями.  Монтажные  блоки  напрягали  внизу  на  сборочной
площадке,  оборудованной  козловыми  кранами  грузоподъ¬
емностью  50/10  Т.  Напряжение  ферм  производили  четырь¬
мя  домкратами  ДГС63-315,  работавшими  от  общей  насосной
станции  НСП-400  с  маслосистемой  на  400  ати  и  образцовым
манометром.  Для  быстрой  доводки  усилия  натяжения  до
контролируемой  величины  на  стаканах  предусмотрены
 Рис.  VI.5.  Деталь  натяжной  установки  для  напряже¬
ния  блока  из  двух  ферм  пролетом  30  м  со  связями
(напряжение  внизу)
 свинчивающиеся  упорные  гайки.  Когда  усилие  натяжения
достигало  проектной  величины,  закладывали  вилкообраз¬
ные  шайбы,  затем  снимали  давление  в  маслосистеме,  давали
обмяться  контактам,  после  этого  поднимали  усилие  в  за¬
тяжке  на  3—4  Т  выше  проектного  и  подтягиванием  упорных
гаек  доводили  усилие  в  затяжках  при  обмятых  контактах
до  контролируемой  величины.  На  рис.  VI.6  показана  де¬
таль  натяжной  установки  в  действии,  а  на  рис.  VI  .7  отра¬
жен  момент  подъема  блока  из  двух  напряженных  ферм  про¬
летом  45  м.
 В  случаях,  когда  напряжение  затяжек  с  упором  домкра¬
тов  на  конструкцию  затруднительно,  например  нет  места
для  установки  домкрата  на  упорном  узле,  прибегают  к
продольному  стягиванию  или  поперечному  оттягиванию
 215

затяжек.  Стягивание  затяжек  осуществляется  стяжными
муфтами  разной  конструкции,  фаркопфами,  винтовыми
стяжками,  натяжными  параллелограммами  или  установка¬
ми  с  толкающими  домкратами.  Выбор  средств  натяжения
обосновывается  величиной  требуемого  усилия  натяжения,
особенностями  конструкции  затяжки  и  производственными
возможностями.  Схема  натяжного  устройства  с  толкаю¬
щими  домкратами,  использованного  при  усилении  сущест-
 Рис.  VI.6.  Деталь  натяжной  установки  для  на¬
пряжения  блока  из  двух  ферм  пролетом  45  м  со
связями
 вующей  конвейерной  галереи  в  Чехословакии,  приведена
на  рис.  VI.8.  Этим  устройством  натягивали  затяжку  из
каната  диаметром  50  мм  усилием  80  Т.
 Продольное  стягивание  затяжки  возможно  осуществить,
если  натяжная  установка  развивает  усилие  не  меньше  тре¬
буемого  усилия  натяжения.  Напряжение  затяжки  оття¬
гиванием  в  поперечном  направлении  открывает  возмож¬
ность  уменьшить  тяговое  усилие  натяжной  установки,  но
при  этом  чем  сильнее  уменьшается  тяговое  усилие,  тем
больше  возрастает  поперечное  перемещение  затяжки  в  ме¬
сте  приложения  поперечного  тягового  усилия.  С  этим  об¬
стоятельством  приходится  считаться  при  проектировании
метода  напряжения.
 Натяжение  затяжек  поперечным  оттягиванием  выпол¬
няют  преимущественно  гидравлическими  установками  с
толкающими  домкратами  или  гидроцилиндрами,  винтовыми
 216

распорками  или  динамометрическими  ключами.  Известны
случаи  оттягивания  затяжек  и  в  плоскости  и  из  плоскости
конструкции.  На  рис.  VI  .3,  е  показана  схема  многоступен¬
чатого  напряжения  ферм,  разработанная  Е.  И.  Беленей
и  Лу  Ци-лином  [3].  Пучковую  затяжку  сначала  напрягали
тянущим  домкратом  двойного  действия,  затем  запрессовы¬
вали  пробку  в  анкерную  колодку.  После  этого  попеременно
загружали  фермы  частями
постоянной  нагрузки  и  да¬
вали  последующие  ступени
напряжения  винтовыми
распорками,  являющимися
одновременно  и  коньковы¬
ми  стойками  фермы.
 На  рис.  VI  .3,  ж  пока¬
зана  схема  напряжения
стальных  шпренгельных
балок  с  затяжкой  из  двух
стальных  семипрядных  ка¬
натов  ТК7Х37,  применен¬
ных  Ю.  М.  Сильницким
для  временных  железнодо¬
рожных  мостов  [36].  За¬
тяжки  оттягивали  переме¬
щением  вниз  ползуна  внут¬
ри  стойки  шпренгеля  с  по¬
мощью  50-тонного  толка¬
ющего  домкрата.
 На  той  же  идее  основана
натяжная  установка  для
ферм  пролетного  строения
VI  .3,  и),  разработанная  инж.  Б.  М.  Сушенцевым  под  руко¬
водством  автора  на  кафедре  строительных  конструкций
Уральского  политехнического  института.  Установка  (рис.
VI.9)  включает  100-тонный  толкающий  домкрат,  установ¬
ленный  поверх  опорной  стойки  ферм,  траверсу,  две  тяги  с
нарезкой  и  гайками,  ползун,  насосную  станцию  НСП-400
с  образцовым  манометром  и  маслопроводы  высокого  дав¬
ления  (400  сипи).  При  подаче  масла  в  цилиндр  домкрата
поршень  толкает  вверх  траверсу,  которая  с  помощью  тяг
поднимает  вверх  ползун  вместе  с  затяжкой  (затяжка  из  од¬
ного  каната)  и  напрягает  непрерывную  шпренгельную  за¬
тяжку  и  фермы.  Гайки  на  тягах  позволяют  снимать  уси¬
лие  с  домкрата  и  передавать  его  на  стойку  во  время  на¬
 Рис.  VI.7.  Подъем  блока  из  двух
напряженных  ферм  «арка  с  за¬
тяжкой*  пролетом  45  м
 конвейерной  эстакады  (рис.
 217

Домкрат
 пряжения.  Гайки  необходимы  также  для  перестройки  дом¬
крата  при  исчерпании  хода  поршня.  После  напряжения
столик,  поддерживающий  ползун,  приваривается  к  стой¬
ке  фермы.  На  рис.  VI.9  изображен  ползун  опытного  бло¬
ка  из  двух  ферм,  ползун  более  простой  конструкции  по¬
казан  на  рис.  11.14  (см.
гл.  II).
 На  рис.  IL23  изображе¬
на  схема  покрытия  с  напря¬
жением  арочных  ферм  от¬
тягиванием  в  нескольких
местах  многозвенной  пет¬
левидной  затяжки  из  пло¬
скости  фермы,  разработан¬
ная  И.  Л.  Хаютиньш  [74,
75].  Такой  прием  напря¬
жения  возможен  в  конст¬
рукциях  покрытий  зданий,
2х  когда 	поперек  главных
 ферм  к  их  нижним  поясам
подвешиваются  вдоль  зда¬
ния  балки  путей  верхне¬
подвесных  кранов,  балки
подвесного  потолка  или
балки,  встроенные  в  по¬
крытие  конвейерной  гале¬
реи  .  Многозвенную  петле¬
видную  затяжку  из  стер¬
жней  или  канатов  закреп¬
ляли  на  концевых  упорах
фермы  и  оттягивали  в  го¬
ризонтальной  плоскости  к
упорам  на  концах  продоль¬
ных  балок.  В  результате
этого  одновременно  напря-
 Рис.  VI.8.  Схема  натяжного  уст¬
ройства  для  стягивания  затяжки
в  продольном  направлении  с  по¬
мощью  толкающих  гидродом¬
кратов
 гались  и  фермы  и  продольные  балки.  В  осуществлен¬
ных  покрытиях  затяжки  оттягивали  после  монтажа  всех
металлоконструкций  и  укладки  настила  покрытия.  Натя¬
жение  затяжек  производили  натяжной  станцией,  смонти¬
рованной  на  щитке  и  состоявшей  из  двух  гидроцилин¬
дров,  крана-переключателя,  ручного  насоса,  бачка  для
жидкости  и  трубопроводов-шлангов.  Вся  натяжная  стан¬
ция  скомпонована  из  оборудования,  снимаемого  после
установленного  срока  эксплуатации  с  шасси  самолета  ИЛ-14.
 218

Вес  натяжной  станции  при  наполненной  гидросистеме
50  кГ.
 На  каждом  переломе  ветви  затяжки  оттягивали  сразу
до  проектной  величины,  затем  натяжную  станцию  перестав¬
ляли  на  следующую  позицию.
 Для  напряжения  фермы  пролетом  42  м  требовалось  соз¬
дать  контролируемое  усилие  в  затяжке  33  7\  ири  этом  тяго¬
вое  усилие  натяжной  станции  со¬
ставляло  8,4  Т.  Такие  небольшие
усилия  оттягивания  возможно  бо¬
лее  быстро  создавать  динамометри¬
ческими  ключами  сразу  во  всех
местах  перелома  затяжек.
 КОНТРОЛЬ  силы
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ.
 ОЦЕНКА  ТОЧНОСТИ  КОНТРОЛЯ
 Широкое  применение  металли¬
ческих  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций  требует  не  толь¬
ко  применения  экономически  вы¬
годных  конструкций  и  удобного  и
безопасного  способа  напряжения,
но  также  и  простого,  быстрого,  на¬
дежного  и  достаточно  точного  конт¬
роля  силы  натяжения.  Главная
цель  контроля  силы  натяжения  —
установить  соответствие  фактиче¬
ского  напряженного  состояния  кон¬
струкции  расчетным  предпосылкам,
ного  контроля  вызвана,  кроме  того,  опасностью  разру¬
шения  конструкции  в  случае  значительного  превышения
фактического  усилия  напряжения  над  расчетным.
 Напряжение  металлических  конструкций  с  затяжками
контролируют  тремя  способами:  по  усилию  натяжения
затяжки,  удлинению  ее,  общим  или  местным  деформациям
жесткой  части  конструкции.
 Контроль  напряжения  конструкций  без  затяжек  ведут
по  общим  или  местным  деформациям  и  другими  приемами,
связанными  с  принципами,  использованными  при  напря¬
жении  конструкции,  например  если  используется  сила  тя¬
жести,  то  с  измерением  этой  силы.
 Рис.  VI.9.  Установка  для
напряжения  непрерыв¬
ной  шпренгельной  за¬
тяжки  оттягиванием
вверх  с  помощью  100-тон¬
ного  толкающего  гидро¬
домкрата
 Необходимость  надеж-
 219

При  механическом  напряжении  конструкций  с  затяж¬
ками  контроль  напряжения  осуществляют  различными
средствами  в  зависимости  от  выбранного  способа  натяжения
и  примененного  натяжного  оборудования.
 Контроль  напряжения  по  усилию  в  затяжке  ведут  раз¬
личными  средствами:  1)  приборами,  непосредственно  из¬
меряющими  усилие  в  затяжке;  2)  приборами,  основанными
на  зависимости  между  напряжением  натянутой  струны  и
ее  прогибом,  и  3)  приборами,  регистрирующими  изменение
частоты  колебаний  затяжки  при  изменении  усилия  натя¬
жения.
 Непосредственное  измерение  усилия  в  затяжке  осу¬
ществляют  манометрами  гидравлической  установки,  динамо¬
метрами,  специальными  тензовставками,  мессдозами  и  дру¬
гими  средствами,  включенными  в  натяжное  устройство.
 При  контроле  по  манометру  гидравлической  установки
усилие  натяжения
 N  =  PF'K,r, 	(VI. 	2)
 где  Р—давление  кГ/см2,  по  показаниям  манометра;
 F  —  площадь  поршня  домкрата  в  см2.
 Погрешность  измерения  давления  можно  свести  к  ми¬
нимуму  выбором  манометра  нужного  диапазона  и  класса
точности.  Возможно  пользоваться  манометрами  класса  1;
0,5  или  лучше  образцовыми  класса  0,35  (относительная
погрешность  измерения  по  отношению  к  максимальному
отсчету  по  шкале  не  больше  соответственно  1;  0,5  и  0,35%).
Погрешность  площади  поршня  и  погрешность  формулы
(VI.2),  вместе  взятые  для  тянущих  домкратов,  обычно  не
превышают  1,5%  и  почти  полностью  могут  быть  сняты  та¬
рировкой  домкрата  в  испытательном  прессе  или  на  жестком
стенде,  или  в  жесткой  раме  с  образцовым  динамометром.
Таким  образом,  контроль  тягового  усилия  домкрата,  пере¬
дающегося  на  затяжку,  по  манометру  натяжной  установки
обеспечивает  сравнительно  высокую  точность  (относитель¬
ная  общая  погрешность  измерений  может  быть  не  более
2—3%).
 При  любом  методе  измерения  следует  предварительно
тарировать  приборы  и  приспособления,  с  помощью  которых
ведется  контроль  напряжения.
 Усилия  натяжения  затяжек,  напрягаемых  динамомет¬
рическими  гаечными  ключами,  контролируют  по  показа¬
ниям  индикатора  часового  типа,  динамометра,  манометра
или  фрикционного  устройства,  встроенных  в  ключ.  Связь
 220

между  крутящим  моментом  и  усилием  натяжения  установ¬
лена  выражением  (VI.  1),  в  котором  коэффициент  закручи¬
вания  К  определяется  тарированием  ключа  на  жестком
стенде  по  образцовому  динамометру.
 Усилие  натяжения  вынесенных  затяжек  независимо  от
приемов  напряжения  можно  контролировать  методами,  ос¬
нованными  на  изменении  прогиба  натянутой  нити  и  изме¬
нении  частоты  собственных  колебаний  нити  и  в  зависимости
от  напряжения  в  ней.
 В  первом  случае  используют  проволочные  или  канатные
динамометры  (скобы)  или  просто  подвешивают  к  затяжке
груз  постоянной  величины  и  измеряют  ее  прогиб,  напри¬
мер,  прогибомером  Емельянова  или  Аистова  на  выбранной
базе  измерений.
 Затяжки  из  канатов,  проволочных  пучков  и  круглых
высокопрочных  стержней  в  предварительно  напряженных
конструкциях  испытывают  значительные  усилия  и  высокие
напряжения,  поэтому  их  можно  с  некоторым  приближе¬
нием  рассматривать  как  гибкую  нить.  Усилие  N  в  затяжке,
как  в  гибкой  невесомой  нити,  при  прогибе  /  под  действием
оттягивающей  силы  Р  на  базе  /  определяют  по  формуле
 N  =  —  ■ 	(VI.3)
 4f
 Максимальная  относительная  погрешность  измерения
усилия  не  должна  превосходить  3—5%.  Правильным  вы¬
бором  средств  измерения  всегда  можно  добиться,  чтобы  по¬
грешности,  вместе  взятые,  не  превышали  3%.  При  этом
следует  учитывать,  что  при  увеличении  базы  измерения  I
при  постоянной  точности  измерения  относительные  погреш¬
ности  убывают,  так  как  возрастают  абсолютные  величины
I  и  /.  Погрешность  формулы  (VI.3)  из-за  того,  что  в  ней
не  учтена  жесткость  затяжки,  также  зависит  от  базы  из¬
мерения  [51  ].
 Усилие  в  затяжке  с  учетом  ее  жесткости  записывается
в  следующем  виде:
 N  =  —  i 	(VI.4)
 4f 	PN
 где  EJ  —  жесткость  затяжки,  равная  произведению  модуля
упругости  Е  на  момент  инерции  затяжки  J.
 Желательно,  чтобы  погрешность  измерения  не  превы¬
шала,  например,  1%.  Тогда  требование  заданной  точности
 221

измерения  можно  выразить  в  виде
 (VI.5)
 Для  круглого  стального  стержня  при  Е  =  2  •  106  кГ/см?
и  J  =  0,005d4  см1  получаем  после  подстановки
 где  /  и  d  —  в  сму  а.  N  —  в  Т.
 Выражая  усилие  через  площадь  круглого  стержня
F  =  0,785  d?  см2  и  напряжение  a  —  N/F  Т/см2,  получим,
например,  для  стержня  диаметром  d  см:
 1)  a  =  1  Т/см\  I  >  450  d\
 2)  а  =  9  Т/смъ,  />-150d.
 При  уменьшении  базы  в  m  раз  относительная  погреш¬
ность  возрастает  в  т2  раз.  При  выборе  базы  измерений,
кроме  того,  следует  учитывать,  что  наименьшая  погреш¬
ность  должна  быть  при  измерении  проектной  контролиру¬
емой  величины  усилия  в  затяжке.
 При  конструировании  или  выборе  приборов  для  изме¬
рения  усилия  в  затяжке  по  прогибу  натянутой  нити  для
уменьшения  веса  прибора  и  удобства  пользования  можно
уменьшать  базу,  учитывая  возможность  тарировки  прибора
по  фактическому  усилию  в  затяжке  с  помощью  образцового
динамометра.
 Для  измерения  усилия  в  затяжках  по  принципу  из¬
менения  прогиба  гибкой  нити  можно  пользоваться  канат¬
ными  динамометрами.
 Пример  канатного  динамометра  конструкции  механи¬
ческой  лаборатории  Ленинградского  института  инжене¬
ров  железнодорожного  транспорта  (ЛИИЖТ)  показан  на
рис.  VI.10.  Динамометр  с  успехом  был  применен  на  строи¬
тельстве  моста  через  р.  Неву  в  Ленинграде  для  измерения
усилий  в  пучках  и  тросах.  Пучки  состояли  из  семи  прядей
по  семи  проволок  диаметром  5  мм  каждая.  Пряди  в  пучке
расположены  параллельно,  каждая  прядь  обмотана  про¬
волокой  диаметром  1,8  мм  с  шагом  105  мм.  Тросы  приме¬
нены  двух  типов:  закрытый  канат  диаметром  47  мм  (ГОСТ
7675—55)  и  открытый  диаметром  45  мм  (ГОСТ  7666—55).
Расчетное  предварительное  натяжение  во  всех  случаях
должно  быть  100  Т.
 1>  100  d  .
Vn
 (VI.6)
 222

Динамометр  устанавливают  на  натянутый  трос.  При
помощи  скобы  2  и  винтов  3  тросу  придается  прогиб  10  мм
на  базе  1000  мм.  Усилие,  действующее  в  тросе  (100  Т),
частично  (4  Т)  передается  на  двутавровую  балку  динамо¬
метра  1  и  изгибает  ее.  Деформация  верхних  волокон  балки
регистрируется  показаниями  индикатора  часового  типа  4.
Нормальные  напряжения  в  средней  части  балки  не  превы¬
шают  1300  кГ/см*,  поэтому  балка  работает  в  упругой  ста¬
дии.  Одно  деление  индикатора,  равное  0,002  мм,  соответ-
 /-/
 п-к
 Ш-
 Рис.  VI.  10.  Канатный  динамометр  ЛИИЖТ
 -двутавровая  балка;  2—  скоба;  3  —  винт;  4  —  индикатор;  1
€  —  канат;  7  —  подшипник
 \П
 о
 \п
 5—тток;
 ствует  усилию  0,7—1  Т.  При  базе  измерения  деформаций
500  мм  и  при  усилии  в  канате  100  Т  измерение  происходит
на  100—140  делениях  шкалы  индикатора  в  зависимости  от
диаметра  троса.  Для  повышения  точности  усилия  в  каждом
пучке  замеряли  четыре  раза.  Чтобы  исключить  влияние
изгибной  жесткости  пучка  или  каната  на  показания,  после
каждого  измерения  динамометр  сдвигали  на  250  мм.  Точ¬
ность  измерения  данного  прибора  ±5%.  Вес  динамометра
довольно  велик  —  22,5  кГ.
 Более  портативны  и  отличаются  малым  весом  приборы
для  измерения  усилий  в  затяжках,  основанные  на  зависи¬
мости  между  усилием  и  частотой  собственных  колебаний
струны.
 Наиболее  удобен  электронный  частотомер  ИНА-3
конструкции  Свердловского  научно-исследовательского  ин¬
ститута  по  строительству  б.  АСиА  СССР  (серийный  выпуск
прибора  налажен  в  производственных  мастерских).
 223

Прибор  ИНА-3  представляет  пятидиапазонный  часто¬
томер  на  транзисторах  (рис.  VI.  11).
 Диапазон  измеряемых  частот  прибора  от  3  до  500  гц,
погрешность  измерений  в  верхней  трети  шкалы  не  превы¬
шает  ±1,5%  в  диапазоне  температур  от  —10  до  +30°;
время,  затрачиваемое  на  одно  измерение,  5—10  мин\  ко¬
личество  измерений  с  одним  комплектом  питания  свыше
10  000;  габариты  прибора  200х  100  x  90  мм\  вес  2  кг.  При-
 Рис.  VI.И.  Общий  вид  электронного  частото¬
мера  ИНА-3
 бор  питается  от  батареи  3.7  ФМЦ-0,5.  Настройка  прибора
ведется  по  камертонам,  встроенным  в  футляр  прибора.
 Общая  погрешность  измерений  при  пользовании  при¬
бором  ИНА-3  зависит  от  выбора  одной  из  шкал  поддиапа¬
зона  в  соответствии  с  измеряемым  усилием  и  от  правиль¬
ного  выбора  базы  измерений.  Базой  измерений  является
длина  полуволны  колебаний,  которая  фиксируется  непод»
движными  опорами  (подкладками,  распорками  и  др.).
В  затяжке  возбуждают  колебания  в  средине  свободного
пролета  между  опорами,  т.  е.  посредине  базы  измерений  /.
Это  необходимо,  чтобы  измерить  частоту  первого  тока  и
уменьшить  влияние  частот  высшего  порядка.  Затем  к  колеб¬
лющейся  затяжке  подносят  датчик  и  по  шкале  берут  отсчет
при  установившемся  положении  стрелки.
 224

При  пользовании  частотомером  базу  измерения  важно
выбрать  так,  чтобы  исключить  влияние  поперечной  жест¬
кости  затяжки.  При  этом  затяжку  можно  рассматривать
как  гибкую  нить  с  погонной  массой  g  кГ/м.  Усилие  в  го¬
ризонтальной  затяжке  можно  определить  по  формуле
(VI.7)  через  погонную  массу,  базу  измерений  1м  и  частоту
первого  тона  вертикальных  поперечных  колебаний  за¬
тяжки  п,  1  /сек:
 N  =  0,408  gl2  яа. 	(VI.7)
 Точная  формула  с  учетом  поперечной  жесткости  затяжки
записывается  так:
 ЛГ  =  0,408  £/ала—(VI.8)
 Зададимся  условием,  чтобы  погрешность  формулы
(VI.7)  не  превышала  1%,  и  определим  требуемое  для  этого
соотношение  между  длиной  базы  измерений  и  диаметром
затяжки:
 -^^<0,01. 	(VI.9)
 l*N 	' 	’
 Для  круглого  стального  стержня  диаметром  d  см  при
F  =  0,005  d*  см4  и  £  =  2,1  10е  кГ/см2  получим  базу
измерений  I:
 l>\Q0d  у=-=ШйЩг, 	(VI.10)
 где  /  и  d  —  в  см]  N  —  в  Т\  а  —  в  Т/см2.
 Например,  для  стержня  диаметром  d  см  получаем:
 1)  при  а  =  1  Т/смг,  />355d;
 2)  при  а  =  9  Т/см2,  Z>-117d.
 В  затяжках  из  канатов  и  пучков  при  соблюдении  усло¬
вия  (VI.  10)  минимальная  база  измерений  (полуволна  дли
ны  колебаний)  получится  несколько 	меньше, 	чем  для  сплош¬
ных  стержней  и  прутьев,  так  как 	канаты 	и 	пучки 	менее
 жестки.  Но  в  запас  и  для  канатов  можно  пользоваться  фор¬
мулой  (VI.  10)  для  определения  базы  измерения.  Если  при¬
ходится  выбирать  базу  измерения  меньшую,  чем  по  усло¬
вию  (VI.  10),  то  частотомер  необходимо  тарировать  на  же¬
стком  стенде  по  образцовому  динамометру.  Так  поступили
при  выборе  базы  измерений  частотомером  ИНА-ЗА  усилия
в  ветвях  затяжки  ферм  пролетом  45  и  39  м  в  покрытии
 225

главного  корпуса  Рефтинской  ГРЭС.  Прибор  ИНА-ЗА  та¬
рировали  на  жестком  стенде  100-тонным  образцовым  дина¬
мометром  по  канату  диаметром  55  мм.  Тарировку  выпол¬
нили  по  шкале  25  гц  на  базе  измерений  5,5  м  в  диапазо¬
не  усилий  от  20  до  90  Т.
 При  контроле  напряжения  по  удлинению  затяжки  в
большинстве  случаев  оказывается  возможным  рассматри¬
вать  затяжку  как  прямой  упругий  стержень  и  вычислять
его  удлинение  по  формуле  Гука  для  сравнения  с  измеренным
удлинением
 = 	(VI.11)
 Удлинение  затяжек  измеряют  по  меткам  на  них  и  на
напрягаемой  конструкции  инструментами  и  приборами  раз¬
личной  точности  —  рулетками,  прогибомерами,  штанген¬
циркулями,  часовыми  индикаторами,  выбирая  их  в  зави¬
симости  от  величины  удлинения  так,  чтобы  относительная
погрешность  измерения  не  превосходила  1—2%.
 Важным  условием  точности  контроля  по  удлинению
являются  стабильность  продольного  модуля  деформации
и  прямолинейность  затяжки.  Первое  условие  достигается
предварительной  вытяжкой  открытых  канатов  и  пучков.
Закрытые  канаты  редко  подвергаются  вытяжке,  поэтому
модуль  деформации  закрытого  каната  при  первом  загру¬
жении  ниже,  чем  при  последующих.  Затяжки  из  закрытых
канатов  рекомендуется  обкатывать  в  процессе  напряжения,
повторяя  эту  операцию  2—3  раза  перед  рабочим  напря¬
жением.  Второе  условие  выполняется  начальным  монтаж¬
ным  напряжением  300—600  кГ/смг  (это  напряжение  счи¬
тают  условным  нулем  измерений).
 Измеряя  относительное  смещение  меток  или  выход
штока  домкрата,  необходимо  учитывать  величину  обжатия
жесткой  конструкции  и  вычитать  ее  из  измеренной  величины
смещения  меток  затяжки  и  жесткой  конструкции.
 Контроль  напряжения  конструкции  по  общим  или  мест¬
ным  деформациям  ее  жесткой  части  ведут  геодезическими
инструментами,  прогибомерами,  индикаторами,  компара¬
торами  и  тензометрами.
 Общие  и  местные  деформации  следует  измерять  в  тех
местах  конструкции,  где  ожидается  наибольшее  влияние
предварительного  напряжения.  Наиболее  просто  измерять
прогиб  решетчатой  конструкции  в  средине  пролета  прогибо¬
мерами.  Для  этого  необходимо  вычислить  прогиб  из  рас¬
 226

чета  конструкции  по  шарнирной  схеме  и  знать  конструк¬
тивную  поправку,  учитывающую  влияние  жесткости  уз¬
лов.  Таким  способом  осуществили  второй  контроль  напря¬
жения  ферм  «арка  с  затяжкой»  в  покрытии  испытательного
зала  в  Свердловске  [49].  Конструктивная  поправка  про¬
гиба  среднего  узла  нижнего  пояса  ферм  К  =  0,88  была
 б)
 2,6
 12
 18
 1,0
 W
 О  30  60  90  120  150  180сипи  Q  30  60  90  120  '150  180  ати
в 	5,4  10,2  ЩЗ  20,4  25,5  30,6  т  0  5,4  10,2  15,3  20,4  25,5  29,6т
 Натяжение  затяжки  Н0  Натяжение  затяжки  Ng
 Рис.  VI.  12.  Контроль  предварительного  напряжения  монтажного
блока  из  двух  ферм  по  прогибу  среднего  узла  нижнего  пояса
а—график  прогиба  фермы  Фб;  б  —  то  же,  фермы  Ф7; 	—фактический
 прогиб;  /CfT  —  0,88;  fT—теоретический  прогиб  с  учетом  конструктивной  по¬
правки  /С=0,88
 установлена  во  время  испытания  двух  ферм,  проведенного
до  монтажа  покрытия.  В  испытаниях  моделей  таких  же
ферм  пролетом  10,5  м,  отличавшихся  повышенной  жест¬
костью  узлов,  конструктивная  поправка  прогиба  была
К  —  0,85-т-0,86.  По-видимому,  конструктивная  поправка
0,86—0,88  отвечает  большому  диапазону  пролетов  ферм
«арка  с  затяжкой»  с  высотой  жесткой  части  1/11—1/13  про¬
лета.
 Рис.  VI.  12  отражает  контроль  напряжения  затяжки
блока  из  двух  30-метровых  стальных  ферм  по  прогибу  в
средине  пролета.  Как  видно,  расхождение  теоретического
прогиба  с  учетом  конструктивной  поправки  KfT  с  измерен¬
ным  прогибом  /ф  весьма  незначительно  [49].  Фактический
 227

прогиб  определен  по  показаниям  трех  прогибомеров  —  два
на  опорах  и  один  в  пролете.
 Предварительное  напряжение  контролируют  двумя  спо¬
собами,  основанными  на  разных  принципах  измерения.
Двойной  контроль  необходим,  чтобы  выявить  возможные
расхождения  между  силой  натяжения  от  натяжной  установ¬
ки  и  усилием  обжатия  жесткой  части  конструкции  вслед¬
ствие  ряда  причин,  например  от  трения  затяжки  в  фикси¬
рующих  устройствах,  несоответствия  фактического  модуля
деформации  затяжки  расчетному  модулю  упругости,  не¬
соответствия  расчетной  схемы  конструкции  ее  фактической
работе.  Двойной  контроль  полезен  также  для  своевремен¬
ного  обнаружения  неисправностей  натяжного  оборудова¬
ния,  засорения  маслосистемы,  заедания  затяжки  в  фикса¬
торах,  чрезмерной  податливости  анкерных  закреплений  и
других  возможных  неисправностей.
 Рекомендуется  выбирать  методы  контроля  так,  чтобы
относительная  погрешность  каждого  из  способов  не  превы¬
шала  2,5—3%.  Тогда  наибольшие  расхождения  в  опре¬
делении  силы  напряжения  не  должны  превышать  5—6%.
Если  расхождения  измерений  оказываются  больше  этой
величины,  натяжные  работы  прекращают,  отыскивают  и
устраняют  причины  расхождения  и  только  после  этого  во¬
зобновляют  натяжные  работы.
 В  конструкциях  с  расчетной  схемой,  близкой  к  действи¬
тельной  работе  конструкции,  напряжение  которых  не  со¬
провождается  потерями  усилия  натяжения  от  трения  (фермы,
балки,  арки,  рамы  с  вынесенными  затяжками),  достаточно
вести  контроль  по  усилию.натяжения  и  удлинению  затяжки.
В  конструкциях,  напрягаемых  гидравлическими  установ¬
ками,  возможно  оба  контроля  вести  по  усилию  в  затяжке
приборами,  основанными  на  различных  принципах  изме¬
рения.  Например,  контроль  напряжения  ферм  пролетом
45  м  по  рис.  VI.3,  г  вели  по  образцовому  манометру  класса
0,35  натяжной  установки  и  по  показаниям  электронного
частотомера  ИНА-ЗА  на  базе  измерений  5,5  м  по  шкале
Х0,25.  Напряжение  происходило  .внизу,  поэтому  база  из¬
мерений  —  полуволна  колебаний  —  фиксировалась  под¬
кладками  под  затяжку.
 Контроль  напряжения  конструкций,  в  которых  воз¬
можно  существенное  расхождение  между  силой  обжатия
отдельных  элементов  и  усилием,  развиваемым  натяжной
установкой,  вследствие  неточности  расчетной  схемы,  на¬
пример  в  полигональных  фермах  с  жестким  неразрезным
 228

верхним  и  нижним  поясами  по  рис.  VI.3,  а,  рассчитанных
по  шарнирной  схеме  без  учета  жесткости  узлов,  а  также  в
конструкциях,  напряжение  которых  сопровождается  боль¬
шими  потерями  от  трения  затяжки  о  направляющие  и  фик¬
сирующие  устройства  [51  ],  следует  вести  по  усилию  натя¬
жения  и  по  деформациям  жесткой  конструкции.

ЛИТЕРАТУРА
 1.  Аистов  Н.  Н.  Испытание  сооружений.  Госстройиздат,
 1960.
 2.  Аистов  Н.  Н.,  Д  у  ш  е  ч  к  и  н  С.  А.,  К  л  и  п  о  в  И.  Г.
и  др.  Нормы  и  технические  указания  по  испытаниям  сооружений.
В  сб.  «Металлические  конструкции  и  испытание  сооружений»,
К?  40.  Изд.  ЛИСИ,  1963.
 3.  Б  е  л  е  н  я  Е.  И.  Предварительно  напряженные  металли¬
ческие  несущие  конструкции.  Госстройиздат,  1963.
 4.  Беленя  Е.  И.,  Л  у  Ц  и-л  и  н.  Экспериментальное  ис¬
следование  работы  стальной  фермы  с  многоступенчатым  предвари¬
тельным  напряжением.  В  сб.  «Металлические  конструкции»,
№  43.  МИСИ.  Госстройиздат,  1962.
 5.  Б  е  л  е  н  я  Е.  И.,  ВедениковГ.  С.  Применение  искус¬
ственного  перераспределения  усилий  в  конструкции  для  ее  предва¬
рительного  напряжения.  В  сб.  «Металлические  конструкции.  Со¬
стояние  и  перспективы  развития»,  под  ред.  Н.  С.  Стрелецкого.
Госстройиздат,  1961.
 6.  Б  и  р  ю  л  е  в  В.  В.,  С  и  л  е  н  к  о  В.  П.  Стальные  неразрез¬
ные  фермы  с  регулируемым  напряжением  для  покрытий  промышлен¬
ных  зданий.  Известия  вузов  «Строительство  и  архитектура»,  1967,
Ня  6.
 7.  Вахуркин  В.  М.  Предварительное  напряжение  сталь¬
ных  конструкций.  В  сб.  «Материалы  по  стальным  конструкциям»,
№2.  Проектстальконструкция,  1958.
 8.  В  а  х  у  р  к  и  н  В.  М.  Предварительное  напряжение  сталь¬
ных  конструкций  (область  применения  и  основные  направления  раз¬
вития).  В  сб.  «Металлические  конструкции»,  №  43.  МИСИ.  Госгор-
техиздат,  1962.
 9.  Г  а  й  д  а  р  о  в  Ю.  В.  Предварительно  напряженные  сталь¬
ные  конструкции  в  промышленном  строительстве.  Госстройиздат,
 1960.
 10.  Г  а  й  д  а  р  о  в  Ю.  В.,  Ч  е  п  у  р  н  о  й  И.  Н.  Оптимальные
параметры  двухшарнирных  рам  с  предварительно  напряженным
стальным  ригелем.  В  сб.  «Исследования  в  области  строительных
конструкций».  ЛИИЖТ.  «Транспорт»,  1965.
 230

11.  Гайдаров  Ю.  В.  Металлические  конструкции,  под¬
вергнутые  предварительному  напряжению  по  двум  различным  схе¬
мам.  Труды  II  Международной  конференции  по  предварительно
напряженным  металлическим  конструкциям.  Изд.  Исследователь¬
ского  института  по  строительству  при  Техническом  университете
в  Праге,  1966.
 12.  Ильясевич  С.  А.  Экономия  стали  в  металлических
мостовых  и  других  строительных  конструкциях.  В  сб.:  «Металли¬
ческие  конструкции»,  JM°  43.  МИСИ.  Госгортехиздат,  1962.
 13.  Инструкция  по  проектированию  стальных  предварительно
напряженных  конструкций.  Госстройиздат,  1963.
 14.  Захаров  В.  А.  Изготовление  и  монтаж  большепролет¬
ных  стальных  предварительно  напряженных  ферм.  «Промышленное
строительство»,  1963,  №11.
 15.  Канаты  стальные.  Сборник.  Государственные  стандарты.
Изд.  стандартов,  1965.
 16.  К  и  р  е  е  н  к  о  В.  И.  Вантовые  мосты.  «Буд1вельник»,
1967.
 17.  Клепиков  С.  Н.  Предварительное  сжатие  стальных
стержней  (на  укр.  языке).  Прикладная  механика,  т.  III,  вып.  IV.
Изд.  Института  строительной  механики  АН  УССР,  1957.
 18.  Клепиков  С.  Н.  Расчет  предварительно  напряженных
стальных  ферм.  «Строительная  промышленность»,  1958,  №  7.
 19.  Колесниченко  В.  Г.,  Иванов  Р.  Н.,  П  а  в  л  и-
ч  е  в  В.  И.  Технико-экономическое  сравнение  двух  типов  ферм
пролетом  45  м.  «Энергетическое  строительство»,  1967,  №  1.
 20.  Колесниченко  В.  Г.  Границы  применения  метал¬
лических  преднапряженных  конструкций.  «Промышленное  стро¬
ительство  и  инженерные  сооружения»,  1967,  №  6.
 21.  Колесниченко  В.  Г.  Экономическая  целесообраз¬
ность  предварительного  напряжения  в  стальных  фермах.  «Промыш¬
ленное  строительство»,  1966,  №  9.
 22.  Лихтарников  Я.  М.  Экономика  стальных  конст-
укций.  Госстройиздат  УССР,  1962.
 23.  Мельников  Н.  П.  Развитие  металлических  конструк¬
ций.  Стройиздат,  1965.
 24.  Облегченные  металлические  конструкции.  Коллектив  авто¬
ров  под  ред.  А.  Г.  Соколова.  Госстройиздат,  1963.
 25.  Ольков  Я.  И.  О  расчете  предварительно  сжатых  ме¬
таллических  стержней.  Доклады  конференции  по  строительным
конструкциям.  Изд.  НТО  Стройиндустрия,  Свердловск,  1966.
 26.  Ольков  Я.  И.  Расчет  предварительно  напряженных
металлических  ферм  с  помощью  зеркальных  функций.  Известия
вузов  «Строительство  и  архитектура»,  1965,  №  3.
 231

27.  П  о  п  о  в  Г.  Д.  Регулирование  усилий  в  мостовых  конст¬
рукциях.  В  сб.  «Металлические  конструкции»,  №  43.  МИСИ.  Гос-
гортехиздат,  1962.
 28.  П  о  п  о  в  Г.  Д.  Вантовый  переход  канатной  подвесной  до¬
роги  рекордного  пролета.  «Строительная  промышленность»,  1958,
№  12.
 29.  Попов  Г.  Д.  Облегченные  конструкции  в  мостостро¬
ении.  В  сб.  «Металлические  конструкции».  Работа  школы  проф.
Н.  С.  Стрелецкого.  Стройиздат,  1966.
 30.  П  о  п  о  в  С.  А.  Строительные  конструкции  из  алюминиевых
сплавов,  «Высшая  школа»,  1963.
 31.  П  р  о  т  а  с  о  в  К.  Г.  Новые  вантовые  фермы.  Всесоюзное
изд.-полиграфическое  объединение.  Мин.  путей  сообщения,  1963.
 32.  Рабинович  И.  М.  К  теории  расчета  статически  неоп¬
ределимых  ферм.  Трансжелдориздат,  1933.
 33.  Р  а  д  ц  и  г  Ю.  А.  Основные  положения  теории  зеркальных
функций.  Труды  КАИ,  вып.  33—34,  Казань,  1958.
 34.  Радциг  Ю.  А.  Статически  неопределимые  фермы  на¬
именьшего  объема.  Труды  КАИ,  вып.  51,  Казань,  1960.
 35.  Р  а  д  ц  и  г  Ю.  А.  К  вопросу  о  расчете  предварительно  на¬
пряженных  стальных  ферм.  Труды  КАИ,  вып.  62,  Казань,  1961.
 36.  Сильницкий  Ю.  М.,  Панин  Е.  М.,  М  у  с  и  н  В.  В.
Экспериментальные  исследования  работы  предварительно  напря¬
женных  стальных  балок  под  вибрационной  нагрузкой.  В  сб.  «Сталь¬
ные  предварительно  напряженные  и  тросовые  конструкции»,  под
ред  В.  А.  Балдина  и  А.  В.  Геммерлинга.  ЦНИИСК  им.  В.  А,  Ку¬
черенко.  Стройиздат,  1964.
 37.  С  л  о  н  и  м  Э.  Я.  Вантовый  переход  пролетом  390  м  через
р.  Аму-Дарью  на  газопроводной  магистрали  Бухара  —  Урал.
В  сб.  «Металлические  конструкции».  Работа  школы  проф.  Н.  С.  Стре¬
лецкого.  Стройиздат,  1966.
 38.  С  о  к  о  л  о  в  А.  Г.  Опоры  линий  передач.  Госстройиздат,
 1961.
 39.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.  Стальные  предварительно  напря¬
женные  фермы  производственных  зданий  и  сооружений.  «Промышлен¬
ное  строительство»,  1960,  №  10.
 40.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.  Технико-экономический  эффект
предварительного  напряжения  стальных  стропильных  ферм.  «Про¬
мышленные  здания»,  вып.  2.  НИИПС  АСиА  СССР.  Госстройиздат,
 1961.
 41.  Сперанский  Б.  А.  Напрягающие  элементы  из  сталь¬
ных  высокопрочных  канатов  для  металлических  предварительно
напряженных  конструкций.  В  сб.  «Строительные  конструкции  про"
мышленных  зданий»,  Труды  УПИ,  сб.  131,  1963.
 232

нова  Г.  Н.  Способы  предварительного  напряжения  стальных
конструкций  с  напрягающими  элементами  из  высокопрочной  стали.
В  сб.  «Проектирование  и  строительство  производственных  зданий»,
вып.  5.  (НИИПС  АСиА  СССР).  Госстройиздат,  1962.
 54.  Сперанский  Б.  А.,  Тамплон  Ф.  Ф.  Предвари¬
тельно  напряженные  алюминиевые  конструкции  большепролетного
покрытия  с  верхнеподвесными  кранами.  В  сб.  «Проектирование  и
строительство  производственных  зданий»,  вып.  5.  (НИИПС  АСиА
СССР).  Госстройиздат,  1962.
 55.  Сперанский  Б.  А.,  Тамплон  Ф.  Ф.  Предва¬
рительное  напряжение  сквозных  ферм  из  алюминиевых  сплавов  для
производственных  зданий.  В  сб.  «Строительные  конструкции  из
алюминиевых  сплавов»,  вып.  1.  (ЦНИИСК).  Госстройиздат,  1962.
 56.  Сперанский  Б.  А.,  Тамплон  Ф.  Ф.  Эксперимен¬
тальное  исследование  моделей  алюминиевых  предварительно  на¬
пряженных  ферм  кратковременной  статической  нагрузкой.  Изве¬
стия  вузов  «Строительство  и  архитектура»,  1965,  №  8.
 57.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.,  Т  а  м  п  л  о  н  Ф.  Ф.  Действитель¬
ная  работа  модели  предварительно  напряженной  фермы  из  алюми¬
ниевого  сплава  под  действием  длительной  статической  нагрузки.
Известия  вузов  «Строительство  и  архитектура»,  1966,  №12.
 58.  Сперанский  Б.  А.,  Тамплон  Ф.  Ф.  Экспери¬
ментальное  исследование  модели  предварительно  напряженной
фермы  из  алюминиевого  сплава  при  развитии  пластических  дефор¬
маций.  Известия  вузов  «Строительство  и  архитектура»,  1968,  №  8.
 59.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.,  Тамплон  Ф.  Ф.,  О  л  fa-
ко  в  Я.  И.  Исследование  действительной  работы  модели  стальной
предварительно  напряженной  фермы  длительной  статической  на¬
грузкой.  В  сб.  «Стальные  предварительно  напряженные  и  тросовые
конструкции».  ЦНИИСК  им.  В.  А.  Кучеренко.  Стройиздат,  1964.
 60.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.,  Т  а  м  п  л  о  н  Ф.  Ф.  Испытания
стальных  предварительно  напряженных  ферм  «арка  с  затяжкой»
пролетом  30  ле.  «Строительное  проектирование  промышленных  зда¬
ний».  Госстрой  СССР,  БТИ,  1967,  №  3.
 61.  Сперанский  Б.  А.,  Сперанский  В.  Б.  Новые
конструктивные  решения  покрытия  главного  корпуса  тепловых  элек¬
тростанций.  Доклады  конференции  по  строительным  конструкциям.
Изд.  НТО  Стройиндустрия,  Свердловск,  1966.
 62.  Сперанский  Б.  А.,  Сперанский  В.  Б.  Сталь,
ные  фермы  для  большепролетных  покрытий  тепловых  электростан¬
ций.  «Прогрессивные  строительные  конструкции»,  Изд.  УПИ-НТО
Стройиндустрия,  Свердловск,  1967.
 63.  С  п  е  р  а  н  с  к  и  й  Б.  А.,  С  у  ш  е  н  ц  е  в  Б.  М.  Стальные
предварительно  напряженные  фермы  конвейерной  галереи  с  не¬
 234

прерывной  шпренгельной  затяжкой.  «Промышленное  строитель¬
ство»,  1966,  №  7.
 64.  Сперанский  Б.  А.,  Ш  а  в  ш  у  к  о  в  а  Г.  Н.  Экспери*
ментальное  исследование  напрягающих  элементов  из  стальных  вы¬
сокопрочных  канатов.  В  сб.  «Прогрессивные  металлические  кон¬
струкции  для  промышленного  строительства».  Госстройиздат,  1963.
 65.  Сперанский  Б.  А.,  Ш  а  в  ш  у  к  о  в  а  Г.  Н.,  О  л  ь-
к  о  в  Я-  И.  и  др.  Экспериментальное  исследование  моделей  сталь¬
ных  предварительно  напряженных  ферм  кратковременной  стати¬
ческой  нагрузкой.  В  сб.:  «Прогрессивные  металлические  конструк¬
ции  для  промышленного  строительства».  Госстройиздат,  1963.
 66.  Стрелецкий  Н.  Н.  Сталежелезобетонные  мосты.
«Транспорт».  1965.
 67.  С  т  р  е  л  е  ц  к  и  й  Н.  С.,  Б  е  л  е  н  я  Е.  И.,  В  е  д  е  н  и-
к  о  в  Г.  С.  и  др.  Металлические  конструкции.  Специальный  курс.
Стройиздат,  1965.
 68.  Стрелецкий  Н.  С.  и  др.  Металлические  конструкции.
Состояние  и  перспективы  развития.  Госстройиздат,  1961.
 69.  Стрелецкий  Н.  С.,  Стрелецкий  Д.  Н.  Проек¬
тирование  и  изготовление  экономичных  металлических  конструк¬
ций.  Стройиздат,  1964.
 70.  Сушен  це  в  Б.  М.  Исследование  релаксации  напря¬
жений  стального  семипрядевого  каната.  В  сб.  «Прогрессивные  стро¬
ительные  конструкции»,  Изд.  У  ПИ-НТО  Стройиндустрия,  Сверд¬
ловск,  1967.
 71.  Т  а  м  п  л  он  Ф.  Ф.  Практический  способ  расчета  метал¬
лических  предварительно  напряженных  ферм.  Известия  вузов
«Строительство  и  архитектура»,  1965,  №  5.
 72.  Тамплон  Ф.  Ф.  Влияние  температурных  воздействий
на  напряженное  состояние  предварительно  напряженных  алюминие¬
вых  конструкций.  В  сб.  «Строительные  конструкции  из  алюминие¬
вых  сплавов»,  вып.  2.  Госстройиздат,  1963.
 73.  Ференчик  П.  Предварительно  напряженные  стальные
конструкции  в  Чехословакии.  «Промышленное  строительство»,
1964,  №  9.
 74.  X  а  ю  т  и  н  И.  Л.  Устройство  кровельных  покрытий  по
стальным  фермам  с  напрягаемой  петлевидной  затяжкой.  В  сб.
«Стальные  предварительно  напряженные  и  тросовые  конструкции».
(ЦНИИСК  им.  В.  А.  Кучеренко).  Стройиздат,  1964.
 75.  X  а  ю  т  и  н  И.  Д.,  Башкевич  И.  Н.  Покрытие  боль¬
шепролетного  здания  с  предварительно  напряженными  стальными
конструкциями.  «Промышленное  строительство»,  1964,  №  6.
 76.  Яновский  Д.  А.  Предварительно  напряженные  сталь¬
 235

ные  пролетные  строения  транспортерной  эстакады.  Доклады  кон¬
ференции  по  строительным  конструкциям.  Изд.  НТО  Стройиндуст¬
рия,  Свердловск,  1966.
 77.  В  е  п  е  г  j  е  е  К.  Prestressed  Steel  Girder.  «J.  Inst.  Eng.
India»,  1959,  №  4.
 78.  С  e  t  r  a  M.  A.  Bus  Terminal  extended  upward  three  Stories.
Prestressed  Steel  Trusses  of  200-ft  Span  carried  on  Steel  Columns
70-ft  high.  «Civil  Engineering»,  (N.  J.),  1961,  №  10.
 79.  F  a  1  t  u  s  F.  Zvlastnf  pjtfpady  vyuiitf  poCateSnf  napjato-
sti  v  kovov^ch  konstrukcifch.  Proceedings  of  the  11  International
Conference  on  prestressed  Metal  Structures,  Prague,  1966.
 80.  F  e  r  j  e  n  6  i  k  P.  Niektore  z  realizovanych  predpat^ch
kovov^ch  konStrukcH.  Proceedings  of  the  11  International  Conference
on  prestressed  Metal  Sturctures,  Prague,  1966.
 81.  Ferjencik  P.,  Tochafiek  M.  Predpate  kovove
konStrukcie.  Slovenske  Vydavatelstvo  Technickei  Literatury,  Bra¬
tislava,  1966.
 82.  Fritz  B.  Vorgespannte  Stahlkonstruktionen  zur  Oberdac-
hung  weiter  Raume,  «VDI  Zeitschrift»,  v.  100,  1958,  №  5.
 83.  F  r  i  t  z  B.  Anwendung  des  Vorgespanngedannkens  bei
reinen  Stahlkonstruktionen.  «VDI  Zeitschrift»,  v.  98,  1956,  Mb  2.
 84.  Fritz  B.  Weitgespannte  stahlerne  Hallendacher  und
Kuppeln.  «VDI  Zeitschrift»,  v.  101,  1959,  №  4.
 85.  Fritz  B.  Ober  die  Berechnung  und  Konstruktion  vorge-
spannfer  stahlertner  Fachwerktrager.  «Stahlbau»,  v.  27,^  1958,  N°  8.
 86.  Jawerth  D.  Forspand  Hangkonstruktion  med  mot
varandra  spanda  linor.  «Byggmastaren»,  1959,  Nb  10.
 87.  Jawerth  D.  Das  Eisstadion  Stockholm  —  Iohannes-
hov.  Technologie,  Statik,  Dynamik  und  Bauausfuhrung.  «Stahlbau»,
v.  35,  1966,  №  3.
 88.  J  a  w  e  r  t  h.  D.  Hangar  d’avion  a  Mehrabad  prfcs  de  Teheran
(Iran).  «Acier»,  1964,  N°  2.
 89.  J  awerth  D.  Vorgespannte  Hangekonstruktion  aus  gegen-
sinnig  gekriimmten  Seilen  mit  Diagonalverspannung.  «Stahlbau»,
v.  28,  1959,  №  5.
 90.  J  e  n  k  i  n  s  S.  Prestressed  Steel  Lattice  Girders.  «Structural
Engineer»,  v.  XXXII,  1954,  N°  2.
 91.  Lederer  F.  Pfedpiate  ocelove  konstrukce  metodou  na-
pfnacich  prutfl  z  oceli  vysok6  pevnosti.  Proceedings  of  the  11  In¬
ternational  Conference  on  prestressed  Metal  Structure,  Prague,  1966.
 92.  L  e  v  у  M.  La  Statique  graphique  et  ses  applications  aux
constructions,  Paris,  1874.
 93.  M  a  g  n  p  J  G.  L’acier  precompine.  Nouvelles  considerations.
 23§

«L’ossaturee  metallique»,  1953,  №  9.
 94.  M  a  g  п  e  1  G.  Construction  en  acier  precomprine.  «Li’ossa-
ture  metallique»,  1956,  №  6.
 95.  M  a  g  n  e  1  G.  Prestressed  Steel  Structures,  «Structural
Engineer»,  v.  XXVIII,  1950,  №  11.
 96.  P  i  r  a  s  Z.,  Toch  йсек  M.  Introduction  to  the  Econo¬
metrics  prestressed  Steel  Structures.  «Acta  politechnika».  Prace
CVUT  v  Praze,  1,  1967,  №  1.
 97.  Rosenkranz  B.  Optimum  Heights  of  Prestressed
Steel  Parallel  Chord  Trusses.  Proceedings  of  the  11  International
Conference  on  prestressed  Мета1  Structures,  Prague,  1966.
 98.  Samuely  F.,  Struct  M.  Structural  Prestressing.
Structural  Engineer»,  v.  XXXIII,  1955,  №2.
 99.  S  e  i  d  e  1  G.  Der  vorgespannte  Seil  —  Fachwerkbinder.
Proceedings  of  the  11  International  Conference  on  prestressed  Metal
Structures,  Prague,  1966.
 100.  S  p  a  1  L.  Predpinaci  lanove  prvky,  pouzivane  ve  Francii.
Proceedings  of  the  11  International  Conference  on  prestressed  Me¬
tal  Structures,  Prague,  1966.
 101.  S  p  e  r  a  n  s  к  i  B.  Experimentelle  Untersuchungen  vo-
rgespannter  Stahl  —  Fachwerktrager  und  deren  Anwendung  im
Industriebau.  «Wissenschaftl.  Zeitschrift  der  Technischen  Universi-
tat  Dresden»,  17,  1968,  H.  2,  Reihe,  BN  58.
 102.  Speranski  B.  Prestressed  Steel  and  Aluminium
Lattice  Structures  with  High-Strength  Tendons.  Proceedings  of  the
il  International  Conference  on  prestressed  Metal  Structures,  Prague,
1966.
 103.  Speranski  B.  Prestressing  Methods  and  Control  of
Steel  Lattice  Structures,  Proceedings  of  the  11  International  Confe¬
rence  on  prestressed  Metal  Structures,  Prague,  1966.
 104.  Tesar  A.  ZvlaStne  pfripady  vyu&tia  alebo  odstranenia
pociatocnej  napatosti  v  kovov^ch  konstrukciach.  Proceedings  of
the  11  International  Conference  on  prestressed  Steel  Structures,  Pra¬
gue,  1966.
 105.  Tesar  A.  Prestresenie  zimneho  Stadiona  v.  Bratislave.
«Inz.  Stavby»,  1963,  c.  3.
 106.  Z  u  m  p  e  G.  Die  Idee  der  Vorspannung,  ihre  Entwicklung
und  ihr  EinfluS  auf  den  Stahlbau.  «Wissenschaftl.  Zeitschrift  der
Technischen  Universitat  Dresden»,  13,  1964,  H.  3,  Reihe,  BN  30.

ОГЛАВЛЕНИЕ
 Введение
 Глава  I.  Затяжки  металлических  предварительно  напря¬
женных  конструкций
 Материалы  для  затяжек
 Конструкция  и  работа  затяжек
 Защита  затяжек  от  коррозии
 Глава  II.  Компоновка  и  конструктивные  особенности  решет¬
чатых  металлических  предварительно  напряжен¬
ных  конструкций
 Конструкции  с  высокопрочными  затяжками  .  .
Жесткие  канатные  решетчатые  конструкции  .  .
Решетчатые  конструкции  без  применения  высоко¬
прочной  стали
 Глава  III.  Расчет  металлических  решетчатых  предваритель¬
но  напряженных  конструкций
 Общие  положения
 Фермы  с  отдельными  предварительно  сжатыми
 стержнями
 Фермы  с  затяжками
 Фермы  с  многоступенчатым  предварительным
 напряжением
 Особенности  расчета  рамных  конструкций  с  решет¬
чатым  предварительно  напряженным  ригелем
Глава  IV.  Экспериментальные  исследования  предваритель¬
но  напряженных  решетчатых  металлических  кон¬
струкций  	  .
 Обзор  экспериментальных  работ
 Особенности  исчерпания  •  несущей  способности
металлических  предварительно  напряженных
ферм  с  затяжками  из  высокопрочных  сталь¬
ных  канатов
 Особенности  исчерпания  несущей  способности
металлических  предварительно  напряженных
 ферм  «арка  с  затяжкой» 	  .
 Особенности  исчерпания  несущей  способности  ферм
 с  параллельными  поясами
 Особенности  работы  затяжек  из  стальных  канатов
 Прогибы  ферм
 Продольные  перемещения  опорного  узла  ферм
Усилия  э  стержнях  ферм
 3
 12
 12
 16
 36
 38
 38
 75
 82
 88
 88
 90
 96
 124
 129
 132
 132
 148
 149
 154
 159
 165
 171
 171
 238

Глава  V.  Технико-экономический  эффект  предварительного
напряжения  металлических  решетчатых 	кон
 струкций 	  .
 Общие  положения
 Методика  оценки  экономического  эффекта  пред
варительного  напряжения  металлических  кон
 струкций
 Влияние  различных  факторов  и  условий  на  эф
фект  предварительного  напряжения  .  ,  .  .
Границы  экономического  применения  металличе
ских  решетчатых  предварительно  напряженных
 конструкций
 Глава  VI.  Особенности  технологии  натяжения  затяжек
 Контроль  силы  натяжения
 Общие  положения
 Способы  предварительного  напряжения  и  на
 тяжное  оборудование
 Контроль  силы  предварительного  напряжения
 Оценка  точности  контроля
 Литература
 182
 182
 184
 194
 204
 206
 206
 208
 219
 230

Сперанский  Борис  Александрович
Решетчатые  металлические
предварительно  напряженные  конструкции
*  *  *
 Стройиздат
Москва,  K-3I,  Кузнецкий  мост,  д.  Р
*  *  *
 Редактор  издательства  Af.  С.  Зубкова
Внешнее  оформление  художника  Л,  Малышева
Технический  редактор  В.  Af*  Родионова
Корректоры  И.  А.  Зайцева,  О.  В.  Стигнеева
 Сдано  в  набор  28.X.  1969  г.
Подписано  к  печати  10.  IV.  1970  г.
Т-05454  Формат  84  X  1081/»  Д.  л.  3,75  бум.  л.
12,6  уел.  печ.  л.  (уч.-изд.  13,30  л.)
Тираж  7000  экз.  Изд.  №  A-VI-706.
 •  Зак.  №  526  Цена  80  к.
 Московская  типография  №  4
Главполиграфпрома  Комитета  по  печати
при  Совете  Министров  СССР
Б  Переяславская,  46
Отпечатано  с  готового  набора
в  Подольской  типографии
Главполиграфпрома»
 Подольск,  ул,  Кирова,  25.