Text
                    В книге описаны основные положения проектирования железобетонных я металлических этажерок; использован опыт проектирования конструкций этих зданий в институте Проектсталькопст-рукцня и в других проектных организациях; приведены характеристики действующих на этажерки нагрузок, способы их определения и указаны их комбинации для расчета конструкций этаже" рок. В разделах, посвященных конструкциям железобетонных и металлических этажерок, дано их подробное описание, изложены основные принципы конструирования, приведены примеры решения отдельных узлов. Особое место занимает материал по расчету и методике расчета; приведены приближенные методы расчета многократно статически неопределимых рам и связевых ферм этажерок.
Книга предназначена для инженеров-строителей и проектировщиков, научных работников, аспирантов и студентов вузов.
П. Н. ТРОИЦКИЙ
Ы Ш Л Е Н Н Ы Е ЭТАЖЕРКИ
Госстрой СССР « I —------------
техi -
Д'
I tJ J.i.J	i „it \	;
...—.........£1
С.';ю< -!р^2?	[
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва — 1965
Оглавление
Стр.
Г лава I. Конструкции этажерок.................................... 3
§ 1.	Общестроительиые требования.............................  •>
§ 2.	Противопожарные требования...............................  7
§ 3.	Металлические этажерки...................................  9
1.	Каркас этажерки........................................ 12
2.	Междуэтажные перекрытия......................... ...	17
3.	Узлы...............................................    27
4.	Соединения...........................................  56
5.	Материал стальных конструкций.......................... 63
§ 4, Железобетонные этажерки.................................. 69
§ 5. Фундаменты . ............................................ 76
Г лава 11. Расчет этажерок......................................  80
§ 1.	Нагрузки................................................. 81
§ 2.	Расчет рам на вертикальные нагрузки с не смещаемыми в горизонтальном направлении ригелями методом Харди Кросса 93
§ 3.	Расчет рам на горизонтальные нагрузки методом эквивалентной полурамы................................................. 98
§ 4.	Расчет вертикальных связей.............................. 106
§ 5.	Расчет	на сейсмические воздействия...................... 127
§ 6.	Приближенное определение периодов и форм свободных колебаний этажерок............................................ 131
§ 7.	Расчет	отдельных элементов конструкций этажерки ....	135
§ 8,	Расчет	оснований и фундаментов.......................... 147
Глава 1П. Реконструкция	этажерок..............................   157
Глава IV. Монтаж этажерок....................................... 165
Заключение ..................................................... 171
УДК 624.016 : 725.4
Научный редактор 3. И. БРАУДЕ
Троицкий Павел Николаевич
ПРОМЫШЛЕННЫЕ ЭТАЖЕРКИ
Бланк заказов 1965 г, № 14/2?
» * •
Стройыздаг Москва, Третьяковский проезд, д, 1
Суперобложка художника Л. С. Александрова
Редактор издательства А- В. Болотина. Технический редактор 3. С. Мочалина Корректор М, А. Медведи, кая
Сдано в набор 19/V 1965 г. Подписано к печати BDjVJIJ 1965 г. Т-12415 Бумага 60x90716— 5J6 бум» л. ТОДбЦ-акл. 0,45 печ. л. (уч-нзд. 10,5 л.) Тираж 4.500 экэ. Изд. Nh V1-7887 Зак. № 1485 Цена 57 коп.
Владииирская типография Главполнграфпрома Государственного комитета Совета Министров СССР по печати
Гор. Владимир, уль Победы, д. IS-6
ГЛАВА I
КОНСТРУКЦИИ ЭТАЖЕРОК
Этажерки — довольно широкий класс промышленных сооружений, применяемых в химической, нефтяной, машиностроительной и других отраслях промышленности.
В зависимости от назначения они могут быть:
а)	высокими и низкими;
б)	закрытыми со стеновым ограждением и открытыми — без ограждений;
в)	расположенными вне зданий и внутри основного производственного здания.
В последнее время в связи с развитием строительства зданий павильонного типа получили распространение сборно-разборные-этажерки, располагаемые внутри этих зданий.
Низкие этажерки (высотой до 4—5 этажей), решаемые, как правило, в железобетоне, довольно широко отражены в технической литературе; есть типовые проекты этих этажерок из сборных унифицированных железобетонных конструкций.
В этой книге освещены вопросы проектирования высоких открытых промышленных этажерок—класс сооружений, наиболее часто встречающийся в нефтяной и химической промышленности.
§ 1. Общест рои тельные требования
Этажерки предназначены для размещения на них обслуживающих площадок, аппаратов и другого технологического оборудования. Состоят они из ряда перекрытий, расположенных Друг <ад другом. Количество перекрытий и расстояния между ними шределяются требованиями технологического процесса. Высота этажерки должна быть минимальной, для чего при компоновке технологического оборудования во всех случаях необходимо рассматривать возможность замены гравитационного потока механическим побуждением.
Для унификации конструкций высота этажей назначается постоянной, кратной модульно!иу шагу 600 мм. Шаг колонн этажерки назначается по возможности постоянным в обоих направлениях этажерки.
Разбивочные оси этажерок назначаются по осям центров тяжести сечений колонн,
При назначении размеров сборных элементов конструкций этажерки следует учитывать способ производства монтажных работ и грузоподъемности монтажных механизмов.
Несущие конструкции этажерки проектируются с учетом выполнения работ нулевого цикла до монтажа колонн.
Материалом конструкций этажерки служит железобетон или металл. Указаниями ио строительному проектированию предприятий, зданий и сооружений нефтегазоперерабатывающей промышленности (СН 132—60) применение металла в этажерках ограничивается. При соответствующем технико-экономическом обосновании допускается выполнять в металле этажерки высотой 30 м и более, несущие технологическую аппаратуру весом более 150 т. В остальных случаях этажерки должны выполняться в сборном железобетоне индустриального изготовления с широким применением предварительно напряженных конструкций,
Однако при выборе материала конструкций этажерки следует всякий раз производить тщательный экономический анализ вариантов. В некоторых случаях с учетом дополнительного расхода металла на крепления трубопроводов и технологического оборудования (хомуты, закладные детали и т. п.) железобетонная этажерка по расходу металла будет немногим отличаться от металлической.
Металлическая этажерка имеет целый ряд преимуществ по сравнению с железобетонной: опа значительно легче, что весьма важно для высокого сооружения, так как при малом весе конструкций упрощается их монтаж; в металлической этажерке чрезвычайно просто решаются узлы крепления трубопроводов и технологического оборудования: наконец, при изменении технологического процесса и реконструкции металлическая этажерка сравнительно легко перестраивается и усиливается применительно к новой технологи^. Из этих соображений конструкции этажерок опытных установок, где возможна значительная последующая реконструкция, рекомендуется выполнять в металле. Возможно решение этажерки в железобетоне с жесткой арматурой. Этажерки из железобетона с жесткой арматурой особенно рациональны в том случае, когда по требованию противопожар-j ных норм необходима изоляция металлических колонн и балок! 5* помещег перекрытий.	Трубопроводы
Кроме технологического оборудования на открытых этажер ках располагают встроенные помещения (помещения КИП, ма 4
шинное помещение, лифт и др.). Под этажеркой располагают насосные. Все этажерки оборудуют лифтом. Ограждающие конструкции встроенных холодных помещений выполняют из асбоцементных листов усиленного профиля. Стены насосной, КИП, машинного помещенияиз сборных железобетонных стеновых пацедей, утепленных асбоцементных плит или из кирпича, Обшивка тахты лифта выполняется из асбоцементных листов усиленного профиля, тонкого металлического листа, волнистой стали толшнной 1 мм или из железобетонных сборных элементов. В зонах примыкания площадок асбоцементные листы ( должны быть заменены на высоту в I м кирпичной кладкой, железобетонными плитами или ограждены перилами, а волнистая и листовая сталь должна иметь толшпну не менее 1,4 мм.
Машинное помещение лифта располагают на верхнем иере-। крытии. Шахта лифта в горизонтальном направлении опирается, как правило, па перекрытия этажерки, В некоторых случаях шахта лифта выполняется самонесущей. При этом она может быть объединена с лестничной клеткой и решена в виде башни. Несущими конструкциями такой башни являются металлический свя-зевой каркас или самонесущие железобетонные ограждения в виде пространственных сборных блоков. При проектировании машинного помещения и шахты лифта следует пользоваться заполненным паспортом лифта, в котором должно быть оговорено: тип лифта (пассажирский, грузовой или грузопассажирский), грузоподъемность, размеры кабины (ширина, длина, высота), отметки стоянок, размеры дверей, положение и размеры машинного помещения с приложением специального технологического задания па проектирование машинного помещения, в котором указываются все необходимые отверстия в полу и стенах помещения, нагрузки от оборудования; размеры и отметка низа приямка под шахтой лифта, предельные расстояния между узлами крепления направляющих лифта по высоте.
Этажерки оборудуют маршевыми лестницами (не менее одной На каждом этаже). Уклон маршей не должен превышать 45°, ширина— не мецее 0,8 м. Маршевые лестницы располагают в непосредственной близости от лифта, ^Металлические ступени наружных лестниц выполняют из просечно-вытяжного стила.
Перекрытия над теплыми встроенными помещениями и ними утепляют плитным утеплителем. Железобетонная плита над помещением должна иметь гидроизоляцию, а в случае необходимости— изоляцию от проникновения в помещение разлитой ЖИДКОСТИ.
В помещениях, где находятся аппаратура, оборудование ц .. I с вредными веществами, полы должны устраиваться из метлахских плиток или пластиков.
Железобетонные плиты перекрытий должны быть защищены >т агрессивного действия разлитой жидкости (где розливы воз-
а
na-
il од
можны), поскольку взаимодействие бетона с бензином, маслом и другими жидкостями со временем разрушает его; способ защиты бетона зависит от химического состава жидкости и ее температуры.
Для железобетонных конструкций, находящихся в агрессивной по отношению к металлу среде, или при особой пожарной опасности следует применять стержневую арматуру; струнобетонные конструкции и конструкции с пучковой арматурой в этих случаях применять не рекомендуется.
Следует избегать установки на верхних этажах центрифуг и других механизмов, вызывающих динамические воздействия на конструкции этажерки. В случае же необходимости разместить такие механизмы в верхних этажах следует устраивать под ними виброизолирующие основания, а конструкции этажерки рассчитывать на динамические воздействия. При этом должна быть ограничена амплитуда колебаний перекрытий этажерки (см табл.24).
Для монтажа и демонтажа технологического оборудования этажерки оборудуют кран-балкамн, монорельсами и монтажными стрелами; в некоторых случаях для этой цели предусматривают подвеску полиспастов к балкам перекрытий.
Этажерки, возводимые в сейсмических районах в соответствии с нормами на строительство в сейсмических районах, должны отвечать ряду требований:
1)	элементы каркаса этажерки должны быть равнопрочнь (не должно быть слабых узлов и элементов, преждевременный выход которых из строя мог бы привести к разрушению этажерки до исчерпания несущей способности каркаса в целом);
2)	при необходимой прочности каркаса горизонтальная жест кость его должна быть возможно меньшей, чтобы уменьшить ве личины сейсмических нагрузок;
3)	перекрытия этажерки должны представлять собой жест кие горизонтальные диски, обеспечивающие совместную прост ранственную работу всех несущих конструкций этажерки, дл5 чего сборные железобетонные плиты перекрытий приварива ют к опорным балкам, а швы между ними замоноли ч ива ют;
4)	сборные железобетонные конструкции должны быть замо ноличепы. Размеры сборных элементов следует по возможност! увеличивать;
5)	схему каркаса и сечения элементов по возможности выбн рают таким образом, чтобы была обеспечена устойчивость эле ментов каркаса (чтобы не требовалась проверка на устойчя вость). В этом случае расчет элементов конструкций по про^ ности производят с учетом коэффициентов условий работ, учи тывающих кратковременный характер действия сейсмически нагрузок; для металлических конструкций т=1,4; для железе бетонных — т=1,2.
6
§ 2.	Противопожарные требования
Во избежание деформации во время пожара этажерки для аппаратуры, содержащей горючие жидкости в количестве свыше 5 №, на каждом этаже должны иметь пределы огнестойкости не менее 2 ч для колонн и 1 ч для балок перекрытий, на которых расположена аппаратура, и элементов связей между этими перекрытиями. Промежуточные площадки этажерок, расположенные между перекрытиями, несущими аппараты или емкости с горючей жидкостью, должны иметь предел огнестойкости не менее 0,25 ч. Пределы огнестойкости конструкций указаны в табл. 1.
Если на этажерках расположены аппараты с горючей жидкостью в количестве 5 л/3 и под аппаратами есть площадка со сплошным настилом, то по всему периметру этой площадки должен быть сделан бордюр высотой не менее 0,15 м, а в местах выхода к лестницам должны быть устроены пандусы. Для отвода разлившейся жидкости следует предусмотреть не менее двух стояков диаметром по 200 мм. Этажерки, несущие аппараты с жидкостью на уровне земли (планировки), должны быть окружены сплошным бортиком высотой 0,3 м или замкнутым кюветом, отстоящим от выступающих частей этажерки не менее чем на 0,5 м.
При открытом расположении насосов под этажерками, несущими аппаратуру с жидкостью, перекрытие над насосами должно быть непроницаемым для этой жидкости, со сплошным бортиком высотой 0,15 At.
Полы в насосной должны быть с бетонной подготовкой цементными, из метлахских или цементных плит или других несгораемых материалов, не впитывающих жидкость.
Размещаемые под этажеркой насосы для перекачки горючих продуктов с температурой нагрева 250° С и выше следует отделять глухой стеной от насосов, перекачивающих продукты с температурой нагрева ниже 250° С,
Перекрытия этажерок, а также площадки, прикрепленные к технологической аппаратуре, должны иметь следующие типы лестниц:
а)	при высоте до 30 — не менее одной открытой маршевой лестницы и одной стремянки, расположенных в разных концах перекрытия. Максимальное расстояние от наиболее удаленных мест перекрытия до лестницы любого типа — 25 м. Через каждые 7—8 л по вертикали на стремянке должны быть промежуточное площадки;
б)	при высоте более 30 м — не менее одной открытой маршевой лестницы и одной пожарной лестницы, расположенной под углом 60°, шириной 0,8 м, с промежуточными площадками, расположенными не реже чем через 7—8 по вертикали. Лестницы должны быть расположены в разных концах перекрытия, так
7
Таблица 1
Пределы огнестойкости и группы возгораемости строительных конструкций
м гг/п	Конструкции	Толщина млн наименьший размер сечения (толщина защитного слоя) в см	Предел огнестойкости в
1	Стойки, колонны и столбы кирпичные, бетонные и железобетонные	20x20 20x30 211X40 30x30 и 20x50 40х 50	2 2 5 2 75 3' 3,5
2	Стальные незащищенные колонны		0,25
3	Стальные колонны защищенные: а) штукатуркой по сетке или бетонными плитками б)	кирпичом глиняным обыкновенным в)	то же, многодырчатым г)	гипсовыми плитами д)	камнями керамическими пустотелыми е)	керамзитобетонными плитами	2,5 5 6,5 12,6 12,5 3 6 8 ,3 6 4 5 7 8 10	0,75 2 2 5,25 4,5 1 3.3 4.8 1.2 2,8 1.1 1.5 9 2.5 3,2
4	Перекрытия и покрытия из железобетонных конструкций: а)	плиты б)	балки	—	) 1
5	Перекрытия и покрытия |Ю стальным конструкциям при несгораемом заполнении. а)	при незащищенных стальных конструкциях б)	при защите стальных конструкций по сетке слоем бетона или штукатурки толщиной	1 2	0,25 0 75 2
6	Покрытия из волнистых асбестоцементных или стальных листов по стальным незащищенным балкам или прогонам		0,25
8
чтобы расстояние от наиболее удаленных мест перекрытия до лестницы любого типа составляло не более 25 м,
Для стальных площадок, обслуживающих группу вертикальных аппаратов и расположенных на высоте более 30 ,щ разрешается дополнительно к маршевым лестницам вместо пожарных лестниц под углом 60° устраивать вертикальные стремянки с площадками, расположенными нс менее чем через 4,2 ,« цо вертикали. Для площадок размером до 100 hi2 можно устраивать одну маршевую лестницу.
Ширина маршей основных лестниц — 0,8 лг, Ширина лестничных площадок перед входами в лифт должна быть не менее 1,6 м. Двери в открытом положении не должны уменьшать расчетной ширины маршей и лестничных площадок.
§ 3.	Металлические этажерки
Металлические открытые этажерки используются в целом ряде производств нефтегазоперерабатывающей и химической промышленности. Ими оборудуются к рек ин р-установки, установки очистки масел, установки непрерывного коксования, установки заводов синтетического спирта и синтетического каучука,
Металлические этажерки являются высотными сооружениями (высота их достигает 100 .и), Экономия металла и снижение Стоимости строительства этажерок должны идти по линии выбора оптимальной схемы каркаса и перекрытий этажерок, сокращения количества этажей и размеров площадок, унификации высот этажей и шагов колонн, использования предел!,ной несущей способности всех элементов конструкций этажерки, использования облегченных профилей проката, сварных и гнутых профилей, применения стали повышенной прочности. Монтаж металлических этажерок рекомендуется производить крупными пространственными блоками весом до 200 т, собираемыми внизу в горизонтальном положении.
Различают два типа открытых этажерок: этажерки, представляющие собой ряд кольцевых и переходных площадок, опирающихся в основном на технологические аппараты и образующих систему расположенных друг над другом перекрытий и самопе-Д пше этажерки, имеющие несущий каркас, воспринимающий вертикальные и горизонтальные нагрузки (рис, '1). При наличии больших аппаратов этажерка решается по первому типу; аппарата должны быть рассчитаны на восприятие нагрузок от перекрытий, опирающихся на них при помощи кронштейнов. Количество кронштейнов и узлы крепления их к аппаратам просктн-1ДЮт и зависимости от несущей способности стенок аппаратов на моспрпятце местных радиальных давлений. Конструкции колп-ченых площадок весьма просты.
9
Рис. 2. Этажерка блока коксовых камер цеха производства электролизного кокса 2 — железобетонный постамент; 2 — грейферный крян Q-=5 т
Возможны смешанные решения, когда часть этажерки решается с несущим каркасом, а часть —в виде кольцевых площадок на аппаратах,
Самонесущие открытые этажерки могут опираться непосредственно на фундамент и на железобетонный постамент, несущий одновременно технологические аппараты (рис. 2),
Основные металлоконструкции этажерок: колонны, балки, связи, настил, лестницы и ограждения, конструкции лифта, монорельсы. Ориентировочные соотношения весов этих конструкций для этажерок обоих типов приведены в табл- 2.
Таблица 2
Соотношения весов основных металлических конструкций этажерок
Клнырукцим	Бес и %	
	этажерки с несущим каркасом	этажерки с или* щалкйми, пин-роющимися ли ан параты
Колонны и стойки		22	10
Бадки и кронштейны 			44	50
Связи 		13	7
Металлический настил		12	22
Лестницы и ограждения		6	8
Конструкции лифта	 Монорельсы			2 1	2 I
Итого	1	100	ЮО
1. Каркас этажерки
Каркас этажерки является основной несущей конструкцией, воспринимающей и передающей на фундаменты все вертикальные и горизонтальные нагрузки, действующие на этажерку. Элементами каркаса являются колонны, ригели, вертикальные связи и горизонтальные жесткие диски в виде системы перекрытий этажерки. К каркасу этажерки предъявляется ряд требований:
I)	простота изготовления и монтажа его;
2)	достаточная прочность как в период монтажа, так и во время эксплуатации;
3)	достаточная жесткость, обусловленная требованиями технологического процесса.
По способу восприятия горизонтальных воздействий две системы каркасов этажерок подразделяют на связевую н рамную. Наибольшее распространение получила связевая система благодаря целому ряду преимуществ ее по сравнению с рамной. При связевом каркасе этажерка имеет большую горизонтальную жесткость, проще решаются узлы сопряжения балок с колоннами, главные балки и, следовательно, междуэтажные перекрытия имеют значительно меньшую высоту. На связевой каркас
12
расходуется меньше стали. Поэтому рамная система использу-, ется только в случаях, когда по условиям эксплуатации в верти-1 паянных плоскостях этажерки невозможно разместить связи. I Вертикальные связи устанавливаются, как правило, во всех поперечных и продольных плоскостях этажерки. В поперечных плоскостях из возможных схем вертикальных связей (раскосная, нрестовая и полураскосная) следует отдавать предпочтение полураскосной (рис. 3,о). При этой системе связей уменьшается пролет главных балок, расположенных в плоскостях связей, и соот-
а — раскосная; Л — крестовая; о — полураскосЕмя
вететпенно уменьшаются опорные моменты в упругих заделках/ балок в колонны, что в свою очередь существенно уменьшает вес I балок и колонн. Кроме того, в этом случае можно не учитывать) увеличение усилий в раскосах связей от сжатия колонн^ В npo-j дольных плоскостях балки-распорки, как правило, не являются1, главными балками, а поэтому нет необходимости уменьшать их} пролет постановкой полураскосных связей. Здесь в большинстве! случаев наиболее экономичны крестовые связи с растянутыми^ раскосами,....	(
В полураскосных связях раскосы выгодно назначать нисходящими, с тем чтобы от вертикальной нагрузки они были растяну-* I of- Однако необходимость устраивать проходы часто вынуждает проектировать их восходящими.
Продольные и поперечные вертикальные связи располагают в одном пролете или в двух смежных пролетах этажерки в зависимости от высоты ее. Нужно иметь в виду, что при уменьшении нщрины вертикальных связей возрастают знакопеременные усилия в колоннах от горизонтальных нагрузок и, следовательно, возрастают усилия в анкерных болтах. Конструктивно удобно ставить не более восьми анкеров. Предельное усилие, воспринимаемое восемью анкерными болтами диаметром даже 65 мм,—
т. При больших отрывающих усилиях очень трудно осущест-
13
вить передачу их на фундамент, и поэтому ширина связей назначается такой, чтобь[ усилие в анкерных болтах не превышало этот предел. Кроме того, число пролетов, занятых связями, определяется требованиями горизонтальной жесткости этажерки. По длине этажерки со связевым каркасом в каждой продольной плоскости устанавливается одна система вертикальных связей.
Если нельзя установить раскосы связей в одной из вертикальных плоскостей в пределах одного или нескольких этажей, представляется целесообразным передача горизонтальных нагрузок с этой плоскости на соседние при помощи. самих перекрытий или расположенных в их пределах горизонтальных связей. Разбивка схем вертикальных связей должна подчиняться требованиям монтажа самой этажерки и техноло-
Рис. 4. Пример устройства проемов для монтажа аппаратов
Z — временная монтажная распорка; 2 — эле-менты каркаса этажерки, устанавливаемые поо ле монтажа соответствующего аппарата
гического оборудования, расположенного на ней. В необходимых случаях в конструкциях этажерки должны быть предусмотрены проемы для втаскивания аппаратов на соответствующие этажи. Вместе с тем система вертикальных связей должна обеспечивать геометрическую неизменяемость и достаточную прочность этажерки при на-
личии этих проемов. На рис. 4 показана разбивка вертикальных
связей с учетом монтажных проемов.
Для наиболее распространенной связевой схемы металлические колонны этажерки проектируются преимущественно сварны-
Рнс. 5. Конструктивные ограничения для составных сечений при автоматической сварке трактором ТС-17М
МИ, ''иутапрового сечения Для экономии свободного пространства этажерки габаритные размеры селений колонн назначаются минимальными, с учетом возможности производить автоматическую сварку. На рис. 5 даются минимальные размеры вертика-1а в зависимости от ширины полок колонн при сварке колонн наиболее распространенным на заводах сварочным трактором TC-J7. Если автосварочное оборудование других типов, следует иметь в виду аналогичные габаритные схемы. При сварке тракторами ТС-7 и ТС-13 наименьшая высота стенки должна быть соответственно 400 и 300 мм.
При связевой схеме каркаса колонны работают в основном на осевое сжатие. Для обеспечения местной устойчивости стенки колонны толщина ее не должна быть меньше величины
6 == ------- -- -------------; - ,
/ „ , [ 2100 , л \ , / /?ф [40 у — +O12ZJ^ —
где Ло—высота стенки колонны;
X— расчетная гибкость;
R — расчетное сопротивление стали в кГ/см2\
и — расчетное напряжение;
Ф— коэффициент продольного изгиба.
Полки и стенки колонн делают из универсальной стали. Кромки полок не обрабатывают. Кромки стенок из-за наличия саблевидности (1 мм на каждый метр длины), округлости кромок и отступлений в ширине до 2 мм обрабатываются; поэтому при заказе металла на стенки колонн дается избыточная ширина на обработку (15—20 мм). Перепад сечений колонны рационально осуществлять^за С-чегдьзменщшд ширины падок или. их толщины. оставляя без измененийшысоту стенки колонны.
В связевых каркасах при сравнЙтёльйб’ПГёболъвщх усилиях в колоннах и при высоте этажей, не превышающей 4,8 м, целесообразно крестовое сечение колонн из двух прокатных уголков. Было бы весьма рационально использовать в качестве колонн этажерок широкополочные прокатные двутавровые балки, массовый прокат которых пока еще не налажен.
.Сечсвия раскосов вертикальных связей назначаются в виде ia»pa из двух равнобоких уголков. При крестовой решетке рас> ™)утыё~ раскосы связей делаются из одиночных равнобоких уголков,	"   —  —”  
Длина^отправочных элементов колонн из условия транспортирования по железной дороге назначается не более 13,7 м при перевозке на четырехосной платформе грузоподъемностью 60 т, не олее 10 м при перевозке на двухосной платформе грузонодъем-остью 20 т и не более 13,5 м при перевозке в полувагоне грузо-одъемностью 60 т. На рис. 6 показана схема опирания на две латформы с устройством турникетов; если груз не длиннее 23,3
14
J&
L- 19,1 МИ платформ Р-20/П И23,3 Зля платформ 9 = €0т
Рис. G. Схема погрузки с опиранием на платформы
1 —подвижной турникет; г — неподвижной турникет
и 19,1 At, проверять негабаритность не надо. По приведенной схеме на двух платформах грузоподъемностью 60 т можно перевозить грузы длиной до 27 м с соответствующей проверкой негабаритности груза на кривой железнодорожного пути.
При перевозке колонн на трех сцепленных платформах с опиранием на среднюю платформу предельные длины элементов назначаются соответственно 24 и 16 м (рис. 7).
Чтобы улучшить транспортабельность конструкций этажерки, желательно монтажные элементы каркаса назначать не более 13,5 м.
Все заводские соединения конструкций этажерки должны быть сварными; монтажные соединения — на болтах нормальной точности (черных болтах) и сварке, На период монтажа съемные раскосы связей при больших усилиях в них крепят высокопрочными болтами.
Предельные гибкости элементов каркаса этажерки указаны в табл. 3.
Балки-распорки считают-металлическом сплошном или
просечно-вытяжном настиле, опирающемся на них непосредственно или через вспомогательные балки, при монолитной железобетонной плите с нижней арматурой, приваренной к верхним полкам балок, а также при сборных железобетонных плитах с закладными частями, приваренными к поясам балок, В остальных случаях сечения балок-распорок следует назначать достаточно жесткими из плоскости для обеспечения устойчивости их как во время эксплуатации, так и в период монтажа.
ся пазвязаннымн из плоскости п
IG
Рис. 7. Схема погрузки на сцеп с опиранием на одну платформе в — грузоподъемностью 20 т; б — грузоподъемностью 60 г
Таблица 3
Предельные гибкости элементов конструкций
Элементы	Предельная гибкость при	
	акСЕЕлуатацни	монтаже
Ко.ч ы1 и о 				120	150 (220)
Сжп "-Iе раскосы связей		150	200
р-ктячетыс раскосы связей ......	400	400
Г%жЖ-распорки			150	200
Примечание. В скобках указана предельная гибкость колонны при OlTучствиц нагрузок на нее (кроме ее собственного веса).		
Монолитные железобетонные плиты устраивают после монтажа металлических конструкций этажерки, а поэтому балки-рас-ii(>pi<i! в перекрытиях с железобетонными плитами в период монтажа оказываются не развязанными из плоскости и должны быть проверены на этот случай.
В случае необходимости балки-распорки укрепляют дополнительными уголками.
При определении гибкости не развязанных из плоскости балок- распорок в полураскосной системе связей расчетная длина п\ цз плоскости принимается по формуле
10 = 1г (0,754-0,25^, \	Ni I
а
It — расстояние между колоннами (длина балки);
п Nt—соответственно меньшее и большее нормальные сжимающие усилия на участках балки.
2. Междуэтажные перекрытия
Как видно из табл. 2, на долю перекрытий приходится более 50% всех металлических конструкций этажерки, поэтому правильный выбор схем балочных клеток, назначение оптимальных сечений балок, использование предельной несущей способности настилов и балок, упрощение узлов опирания балок — все это основные вопросы проектирования этажерок.
Настилы перекрытий этажерок могут быть из сборных железобетонных плит, железобетонными монолитными и металли-Ческими сплошными пли сквозными.
На участках, где есть горючие жидкости, первый этаж пере-кры1щется железобетонными плитами. Необходимость укладки З’тпх плит на вышележащие перекрытия выявляется технологами 113 условий обеспечения безопасной экегжуатшшщ--
2-1485	j	Нкс:ру.1 (<-'•?]7
i 7 I
T.FV	Ч ' 11 3S ’
Таблица 4
Предельная распределенная расчетная нагрузка на настил в кГ/м'2
								J		fl	п -J п	г-4							
	Ш LLU.I II4HU											; &			Ш1ПТП11ГП				
			—А				£	§			е SP и и				/				
			1—	—4”							с					/				
						1—i—f					i-z—4					-—1	“			
		Свои'а нплежящкн				л;	емденный ио кон--			Св0б|ЦНС'ДСЯ£П11 НТО |1(>									
	о	НЙСТТ1-Т (би		.Will я и		Г V р у	1ЮстиJ (см, при		IC '	К Г-1	rypj ппстлл (см.			П lll’Ti 1.1 <’		несменяемыми спорами			
	а.*		L-TTCTC'-iAl’l				4,1 НИС	2)			примечание ;.J								
У	г-*	—,	—	— .															
л	s? £	Г Г рс-.те	"ММ* 3)71	счстния	О	Предельная рн		гчх'ткая		Предельная расчетная				1/iOil		1 i:	0	1-200	
	(Д «□ П		нгнруика			нагрузи:				нагрузка			4=						
X			 -	—												=1						
V	1- Д=-'												£	№	2		о		2
	т				в				п						и п, ш	£ « _	W П Ш	Я да X cd Ч	с? П ф
'.Идин;	lil.-te? пши?	1 юо	1/150	[ 2П0	!		1’150	J/JOO	{Г х а	11»	[/150	I/-200		H'.'i ел i* 1Счетн 1грузк	- с а = И	3 £ ” 5 5	g. £	=: ь п и	и с h
					□				3				С	=' а.®	е з	= Cl Я	С X	z'ai	1= =
1	700	663	473	378		2430	2430	2430		1165	775	625	□й	6500		3100		2280 1670	
	800	473	331	217	3*	2100	2100	2100		93(1	625	500	=?	5600	S;	2630			
																			ч^-
	900	353	231	171		1930	1930	1930		800	572	490		5100	*	2150	<:	1310	-5!
									со				|±|		d		аз		дС
-	1020	238	154	114	3	1680	1680	1680	о 5	690	490	387	о	4500	о а	1790	© S	1070	О а
							1550									1310	Ж	830	sS
	1120	178	115	83		1550		1550	0	615	417	318	с S	4000	о		© ш		© Е
									Е1						а		а		а
	1270	119	74	55	о	1340	1340	1340	о	495	350	255	о С	3600	о с	1190	О 2	710	© ч с
					Q								о				О	590	О
	„1420	81	51	47		1210	1210	1210		430	300	216		3300		960			
																		3500 ‘			
! 800		! 762	[ 544	410	5?	3030	3030	3030	* з;	1615	1075		1 805		s- I	?7>ЙГ) 1	7Г 1		1	2630	*Й
		F															•_D	1	— ,	1	—
	1 900	575	404	300	f.	2780	2780	2780	ll_	) 395	922		690		1	6100		2900	1	1920 :	•с
	1020	416	272	201	шон	2400	2400	2400	ШОВ	1195	795		610		|	5100	НОГЛ	2400	шов	I--140	ilOill
6	1120	212	200	150	U О II Ц|!	2230	2230	2230	JtE о а	985	655		527		ШПОЙ	4900	О 3	1920	§	1070	5S О
	1270	210	134	97	0 ч	1930	1930	1930	о ч	800	579		457		0	4300	о е-	1740	о	950	о ч
									с U						0.				0		с и
1	1420	145	92	65		1710	1740	1740		700	493		393			3800		1440		840	
	700	2700	1800	1350	=5	6240	6240	6240		4740	3150	2300	3	11000		6300		6300	*
	8U0	1820	1184	893	=5	5400	5400	5400		3820	2550	1920		9600		5200		5200	
	900	1200	845	624		1950	4950	4950	т	3260	2220	1620	7	8600		4500	й =4	4200	
	1020				д:				05				а				X		сс
8		880	623	429	©	4260	4260	4260	0 а	2870	1900	1440	а	7400	• 9	3403	0 д	2150	а
	1120	714	475	365	©	3990	3990	3990	sS О	2340	1550	1150	’©	6500	©	3200	«в	2280	fiX 0
																				
	1270	510	335	244	о	3430	3430	3430	а О	1910	1200	960	о	5700	й о	2610	3 о	1670	п ф
					ч										ч		ч		ч
	1420	365	231	168	Й О	3100	3100	3100	с и	1620	1080	810	Е	5200	й	2! 50	и	1300	6
Г	[ р и м <	ч а и	и я: 1,	Расч<	?ТНО£	сопрс	итивле!	1ие ма	гери	1ла tiac	мила	?=210(	кЛ	ем.					
2. Ребра жесткости поставлены через I м.
3. Коэффициенты перегрузки приняты: для временных нагрузок менее 300 кГ/л2—1,4; для временных нагрузок от 300 доЗОО кГ/м*—1,3; для временных нагрузок 500 кГ/м* и более —1,2; для собственного веса—1,1,
Таблица 5
Предельная расчетная нагрузка на просечно-вытяжной настил
[]рслс-iьиля нагрузка в к/ на [ лог. нрн пролете (кгирика листа
Марка листа	Т одшина заготовки |i л? л*	В МЛ?)								
		500	600	7Н1	800	900	1000	1100	1250	[400
406	4	470	390	320	290	260				
506	5	790	660	560	500	440	400	360	320	280
508	|)	1 370	1 140	970	860	760	680	620	550	490
510	5	2 160	1 800	1 520	1 350	1 200	1 080	980	870	770
606	6	970	810	680	610	540	490	440	390	350
608	6	1 910	1 590	1 340	1 190	1 060	050	870	760	680
610	6	2 880	2 400	2 030	1 800	1 600	1 440	1 310	1 150	1 030
Г	[ р и м е ч	ГЕ ГЕ я:	1. Величины		предельной t		агрузки указ;		1НЫ Д,’[	я со-
средоточснЕЮЙ по центральной линии нагрузки при защемленных коегцэх.
2. Для равномерной распределенной [гачрудкн указанные в таблице величины предельных нагрузок умножают на 2,2.
3. При свободном оцнраншг концов величины предельных нагрузок уменьшают вдвое.
2) при выборе схемы балочной клетки используется несущая способность элементов вертикальных связей, допускается в соответствии со статической схемой, при расчете балок учет пластических свойств стали, балки включаются в работу вертикальных связен;
3) балочная клетка должна быть достаточно проста в наго--товленпи и монтаже, для trero количество узлов примыканий балок к балкам должно быть минимальным; должна быть обеспечена возможность заводки вспомогательных балок между главными; балки-распоркйу'входящие п систему вертикальных связей, при отсутствии развязки их металлическим настилом должны быть при монтаже достаточно жесткими в горизонтальной плоскости, чтобы обеспечить работу вертикальных связей в период монтажа без дополнительного их усиления.
Балки, входящие в систему связей при полураскосной системе вертикальных связей, опираются на раскосы и поэтому имеют меньшие пролеты. Целесообразно использовать эти балки в качестве главных. Вспомогательные балки выгодно располагать так, чтобы они образовали систему неразрезных балок вдоль всего перекрытия (см. рис. 8). При таком решении расчет вспомогательных балок производят с учетом выравнивания изгибающих моментов в пролетах и на опорах.
В местах расположения аппаратов балки ставят в соответствии с опорными конструкциями аппаратов (рис. 9). Нагрузка.на эти балки может передаваться неравномерно вследствие разницы в прогибах основных и распределительных балок, смещения
22
е1[1-ров тяжести аппаратов, погрешностей в изготовлении опор- р [Ч узлов их. Поэтому при опирании аппарата на четыре точки , ба тки рассчитывают, предполагая опирание его на две точки, при восьми опорных точках--на четыре. Технологические аппараты .ан;[ц,[цва1от непосредственно на балки или через прокладки.
Рис. 9. Пример решения опоры над аппаратом /______промежуточная балка; 2 — оси аппарата
несколько большей толщины, чем железобетонная монолитная плита пли металлический настил. Использование прокладок дает возможность монтировать аппарат до укладки железобетонных плит перекрытия.
К целях экономии металла в балочных клетках рационально включить монолитную железобетонную плиту в работу продоль-Н1’1Х балок. Для этого нужно обеспечить передачу сдвигающих
23
сил с плиты на верхний пояс балки, С этой целью к верхним поя сам продольных балок приваривают упоры (рис, 10), препятст вующие сдвигу плиты по поясу балки.
Стальные балки, объединенные с железобетонной плитой рассчитывают дважды: на период строительства (без учете включения плиты в работу балки) и на период эксплуатации. Сс чеиие стальных балок выгодно принимать несимметричным
Рис. 10. Различные типы упоров
а.
Рис. 11. Противопожарная защита металлических конструкций
а — раскосов связей; б ~ балки; 1 ~ цементная штукатурка; 2 — металлическая сетка; 3 — железобетонная плита
с развитым нижиим поясом. В этих балках не надо приваривап нижнюю арматуру плиты к поясам балок-распорок.
Металлические балки при наличии железобетонных плит обе тонируют или изолируют по сетке слоем штукатурки толщиио! 2—3 см, если необходимо защитить их от пожара. Учет обетоли ровки в работе балки не дает заметного экономического эффекта по вызывает целый ряд трудностей (усложнение узлов опи рання балок, раскладку дополнительной рабочей гибкой армату ры, повышенные требования к качеству обетонирования, обеспе чивающие включение бетона в работу железобетонной балки с жесткой арматурой). Из этих соображений защиту балок целе сообразнее осуществлять слоем цементной штукатурки по сетк*
24
/рис. 11)- При больших нагрузках на перекрытие со сплошным металлическим настилом можно включить сплошной настил в ра-А(тГу вспомогательных балок в качестве их верхних поясов Срп'с. 12).
При использовании сплошного настила в работе продольных г,а,-[О1< (ортотропные плиты) нужно иметь в виду, что нормальные п;, и ряжения по ширине настила, как верхнего пояса продольной
Рис. 12. Ортотропная плита
/ ребра жесткости; 2 — Продольная балка; 3 — настил
Рис, 14. Узлы крепления кронштейна т< аппарату / — обрезки двутавра
Рис. 13. График для определения рабочей ширины стального настила
I - пролет главной балки; а — шаг ба* □Юк; _ рабочая ширина настила, вводимая в расчет
^йлкг], распределяются неравномерно. Поэтому в работу полки включается только участок настила Шириной ф Ь, где ф—коэф-Т:Ш1|1.'Нт, определяемый по графику (рис. 13) в зависимости от ° кошения пролета балки I к шагу балок Ь.
Поперечные ребра (между продольными балками) придают и'Н'Т][,']у ортотропных плит большую жесткость для сохранения СГ() Устойчивости.
25
Площадки, опирающиеся на технологическое оборудование, крепят к нему на кронштейны. Стенки оборудования должны быть проверены на местные усилия от кронштейнов. При значительном величине этих усилий опорные узлы кронштейнов делаются развитыми, для чего используются обрезки двутавров (рис. 14) или самим стенкам придают большую жесткость коль-
Рпс. 15. Узел крепления балки к аппарату 1 — овальная дыра
цевыми ребрами, Определение напряжений в стенке цилиндрических аппаратов при действии радиальных сосредоточенных сил от кронштейнов предлагается производить по приближенной формуле
. 0,62Р . 27?
(Т < —— In ---------
дц П ”Пр
где о--осевое и окружное напряжение в стенке аппарата от действия радиальной сосредоточенной силы Р;
бг( - толщина стенки аппарата;
Р -- радиус аппарата;
^1>!>	+ 2Й1И + 2бц;
ft,,,— катет швов крепления косынки или обрезка двутавра к аппарату;
—толщина косынки илц стенки обрезка двутавра;
/1-1 при креплении кронштейна на косынки;
л = 3 при креплении кронштейна при помощи обрезков двутавра.
26
Этй приближенная формула получена на основании анализа . называемых асимптотических формул для напряжений при действии на цилиндр сосредоточенной нагрузки
' Коретрукцпи этажерки не должны препятствовать свободе тсМ1]Сратсрных деформаций аппаратов, поэтому балки, опирающиеся одним концом на конструкции этажерки, а другим на тсх-Ho.ToiTBiccKini аппарат, должны крепиться к нему свободно на столик (рис. 15).
т1дя сокращения объема монтажных работ перекрытия разби-вают на крупные монтажные блоки, свариваемые па заводе, В состав этих блоков, называемых щитами, входят металлический настил н балки перекрытий. Узлы крепления щитов должны предусматривать возможность простого их монтажа,
Как вспомогательные, так и главные балки перекрытий про-eKTiqiWT из прокатных двутавров п швеллеров,, а также цз свар-ны-' двутавров. Б последнем случае (если это возможно) высота балки назначается оптимальной, т. е. по формуле
где №'т,1 - -требуемый момент сопротивления балки;
б — толщина стенкщ
При назначении сечений сварных балок рекомендуется пользоваться сортаментом сварных двутавров, изготавливаемых на поточной линии завода металлоконструкций имени Бабушкина.
Из конструктивных типов сопряжений балок наиболее удоб-1 по этажное сопряжение, по из-за экономии строительной высоты перекрытий наиболее распространено сопряжение балок в од- > ном уровне.
3, Узлы
Основными для этажерки являются узлы крепления балок, базы колонн, а также монтажные соединения колонн.
Узлы этажерки должны быть легко доступны при сборке и осмотре металлоконструкций, обеспечивать возможность выверки конструкций, допускать отклонения размеров элементов металлоконструкций от проектных при изготовлении и монтаже (табц. G и 7). Кроме того, в узлах должна быть сведена до мн-ничума сварка на монтаже, а конструкция узла решена так, что-111 рабочие монтажные швы накладывались преимущественно в ьижпем или вертикальном положении.
.	1 Д а Р с в с к и ft В. М. Определение перемещений и напряжений в пи-
ш	1 ,Г1 °‘-T'fiii оболочке при локальных нагрузках. Прочноств н динамика авиа-
1 ыых лвпгателей. а ши нестроен не, 1964.
27
Таблица 6
Допускаемые отклонении при устройстве фундаментов
П<1пмснованне отклонения	Допускаемое отклонение в Л-v
Поверхность фундамента при отсутствии подливки: по высоте ... 	 по уклону 		 Смещение анкерных болтов в плане, расположенных вис контура опоры конструкции . . . Отклонение отметку верхнего торца анкерного болта 01 проектной 	 Отклонение длины иарезкц анкерного болта . Шероховатость бетона при отсутствии подливки 			т 5 1/1000 J0 ( -'-20 I -0 ( т30 1 --0 2,5 на каждые 200 л.»
Шарнирные узлы крепления балок к балкам показаны нг рис. 16 и 17. При этажном опирании балок (рис. 16, а, б) реакция балок не ограничивается. Стенки балок при отсутствии опор ных ребер (рис. 16, а) должны быть проверены на сжатие пс формуле
где Q—реакция балки;
S- - толщина стенки;
'L — часть стенки, участвующая в восприятии реакции.
Узлы крепления балок в одном ярусе не допускают свободного поворота опорных сечений вспомогательных балок. Поворот этот в узлах крепления на болтах нормальной точности возможен за счет некоторого смещения и искривления болтов. Ввиду незначительности этих смещений и искривлений (не более 1 мм) можно считать, что несущая способность болтовых соединений практически не снижается. Болты в этих узлах рассчи тываются по формуле
'"‘I> /№-?)•
где |We] —предельная несущая способность болта (см табл.15);
Q — опорная реакция;
п — количество болтов;
е — положение риски;
а — расстояние между крайними болтами.
28
Допускаемые отклонения ) от проектных линейных размеров отправочных элементов (в .ч.м
29
В узлах крепления на сварке при одностороннем притыка нии вспомогательных балок (рис. 17, а, б, о) поворот опорпы сечений балок возможен только за счет кручения главной ба/ ни. Сварные швы здесь кроме опорной реакции пагружаютс дополнительным моментом в упругой заделке второстепенно балки в главную.
Величина этого момента определяется жесткостью главно балки’на стесненное кручение и приближенно может быть на!
Pirc, 16, Шарнирные умы крепления балок г; балкам
б — этажное опирание балок; в ~ Q мс-ныие 3 т; J — Q от 3 до 5 т
30
Рис. 17. Шарнирные узлы крсчленЯя балок к балкам
6, в — Q больше 5 у; г — Q больше 10 т
леча цо углу поворота опорного сечения вспомогательной балки как шарнирно опертой. Для этого определяют крутящий момецт M]t>, вызывающий поворот главной балки в месте при-МЦкапия вспомогательной на угол, равный ф. Этот момент и будет равен моменту в упругой заделке.
Пролет главной балки I принимается равным расстоянию между точками закрепления главной балки от кручения,
Швы крепления вертикальных планок в этих узлах проверяют цо формуле
l/TZIZF7p«Zy'.' «;•
I (. I.UJ» }
тде ftri катет угловых швов;
31
l„,— длина вертикальных планок;
М — изгибающий момент; больший из двух
Мкр или Ммест„ Qe-е — ширина планок.
При большой величине момента Мир полки вспомогательной балки закрепляют к полкам главной балки горизонтальными •планками (рис. 17, б, в). В этом случае швы крепления вертикальных планок рассчитывают так же, как соответствующие швы в жестких узлах.
В узлах крепления на сварке при двухстороннем опирании вспомогательных балок на главную (рис. 18, в) взаимный ново' рот опорных сечений балок возможен только вследствие пластических деформаций стенок вспомогательных балок и швов. Отсутствие экспериментальных данных для этих узлов не позволяет судить об их несущей способности,
В практике проектирования подобные узлы применяются при реакциях не свыше 7 т.
Возможно крепление балок через накладки, приваренные к стенке главной балки (рис. 18,г). В этом случае устраняют^ моменты в опорных сечениях вспомогательных балок вследст вие податливости накладок. Вертикальные планки крепленш бадок в этих узлах должны иметь повышенное по отношению и нейтральной оси балки расположение, позволяющее опорном} сечению балки свободно поворачиваться. Швы креплеция--ца кладки к стенке главной балки рассчитываются на реакцию Q < учетом коэффициента условия работы «1 = 0,8. Швы крецленю вертикальных планок вспомогательных балок к накладке и f стенкам балок рассчитываются по формуле
-. / / Q	V [ / Qe6 V 7?о».
у I 1,4Лцйш у у i .4/1,, е? j
Опирание балки через столик (рис. 17, а) может быть осу ществлено при любой величине реакции. Швы крепления столп ка к главной балке должны быть рассчитаны с коэффициент условия работ /?г = 0,65, так как возможна неравномерная пере дача реакции вспомогательной балки на столик. Прокладку : узле применяют для облегчения заводки вспомогательно! балки.
Стенки разрезных балок во всех случаях проверяют по фор муле
I.5Q -п
Г Г ст
где —площадь ослабленного сечения стенки у опорног узла.
Шарнирные крепления балок к колоннам показаны на
|9. Они подобны соответствующим узлам крепления балок Р1 кадкам. Следует иметь в виду, что балки, крепящиеся к ко-noiiiiai'K являются распорками, раскрепляющими колонны, и они дочжны быть закреплены к колоннам на соответствующую нормальную силу.
Рис. |8. Двухсторонее крепление балок к балкам
<;,. Г — жесткое крепление балок; о, г — шарнирное крепление балок
32
3- 1485
33
Жесткое крепление балок к балкам осуществляется пр двухстороннем примыкании второстепенных балок к главной одном ярусе. Типы жестких креплений балок к балкам показ; ны на рис. 18, а, б.
2
Рис. |9. Шарнир!1ые узлы крепления балок к колонкам ст б — <? меньше 5 т; d, г -- Q больше 5 т
34
Горизонтальные плапкц крепления полок балок рассчитывают ц закрепляют и? силу
V ‘ пл . Н ’
// - - высота рспомогательнон балки;
Гг L .у/,. - опорный момент.
ужовые низы крепления вертикальных планок в рамных уз-  - балок находятся в сложном напряженном состоянии. Согласно исследованию ЦНИПС1 в сечениях /—/ п //—// (рис. 20) 6v'ivT действовать следующие усилия: опорный момент Л/о[1,
к
Рве. 20. Жесткое в реплеи не балкп к балке
вызывающий в сечениях нормальные напряжения чоп; местный момент от опорной реакция Л/Д|1,СТ1[ - действующий
только па вертикальные планки н вызывающий нормальные напряжения Gi;i н, наконец, поперечная сила Q, вызывающая касательные напряжения т. В сечении /—/ напряжения стО[, и о„ арифметически складываются, в сечении //—// — вычитаются.
Рассмотрим работу угловых швов крепления вертикальных планок за пределами упругости. В угловых швах наиболее напряженная плоскость — плоскость у — у, проходящая по биссектрисе угли (рис. 21). Разложим напряжения
чб   (дс>п 'г Пи) 6
,и/?ш 1,ЩШ
в сечениях у —у нц касательные напряжения та и нормаль-l,bie с.. По величине они будут равны друг другу -- сщ
-Же, в",''гГ'щзД 10	.......
конструмЫП- 1.111111
1, научное сообще-
3*
35
Таким образом, в этих сечениях будут действовать нормал! ные напряжения од и касательные напряжения двух напраЕ лений: горизонтальные т7 и вертикальные от поперечной сил’ Q — т. Эпюры этих напряжений изображены на рис. 22.
Рис. 21. Расчетные сечения угловых швов (сечения Y“¥ ) и разложение напряжений в них
/Далее примем гипотезу, предложенную С. Д. Лейтесом, наз-нн\то нм гипотезой стабилизации, по которой предполагается, '/т) в npouec.ee развития пластических деформаций распределен '] гс напряжений, достигнутое в некоторый момент времени в зо-1,1 [скучести. стабилизируется и в дальнейшем уже не подвер-' - п ‘изменению, т. е. развитие пластических деформаций YoTb до образования пластического шарнира происходит ис--  ---------------—„о приращения напряжений в пределах
га стен вп..... ключателмЮ вследствие упрсгого ядра сечения.
Составляем условие пластичности для промежуточной фнб-
п;‘У / а2 У , Отсюда найдем величины и закон изменения скалывающих при условии, что пластич-
.2
Определяем величины всех этих напряжений в предположу нпи, что все сечение у—у работает в зоне пластичности. УслО| вне пластичности по теории Хубера — Генки —Мизеса записи
Рис. 22. Эпюры нормальных и касательных напряжений в вого
сечении у— у уг.то-
UIB/1
вается в виде о2 -4- Зг2 — а2, где % — предел текуче
CTIJ.
Составляем это уело вие для крайних фиб; плоскости у — у
в- -4- Зт2 =• п-,
J,	Т»
а
то
так
как с
а
т
(Ут
~2
считать, что закон
Условно будем
высоте сечения — линейный, т. е. 2х - ----------------------------------
1 I», 2х — -
а
где
изменения
напряжений д
2
— k 2
2х
папряжении т от поперечной силы ностыо пронизано все сечение
у - у
ИЛИ
т
а
Нт
4х3
U1
Определяем предельную поперечную силу Q па один угловой шов
(1Q т -O,7AuldJc;
2 i т- 0,7/7рфс , ±0- 7Ml_ I | / I —
•'	Г 3 J '
о
Учитывая коэффициент однородности, получаем
Q 0,45/?-/Г[10Л,г °-54<2о>
тле
dx 0,45от/ш-0,7й,|Г.
ДО
• |, - раече'1 цои сопротивление щца растяжению при обычном способе контроля качества шва:
36
37
Qc — предельное значение поперечной силы в одном шш при отсутствии моментов и при прямоугольной эпю ре т,
/^.а — расчетное сопротивление углового шва.
Найденная эпюра т показана па рис. 23. Так как эпюры а н т_ будут отличаться от привитых несколько меньшими зца пениями промежуточных ординат, промежуточные ординаты эпю ры т будут больше найденных.
Однако, учитывая, что эта погрешность мала, в запас про1 пости эти эпюры lie уточняем.
Как было сказано im.ii.uc. в крайних фибрах’ сечецНЙ у — возникают напряжения оу и ту, равные	, вызывающ
текучесть в них-. Этими напряжениями определяется и величи! предельного момента, передаваемого па обе планки:

где
т —- коэффициент, учитывающий криволинейность эпюр
И т_ (если условно принять эти эпюры в виде ква ратной параболы, то «1 = 0,75);
Мо — предельный момент, воспринимаемый двумя шва при отсутствии поперечной силы и ори упругой рабе швов.
Момент Ml1f должен быть болыпе местного момента от { акции
Мщ} > МмесТ[[
Эвюра скалывающих напряжений в стенке балки у шва им ет такое же очертание, что и в шве. Максимальное скалыва’ щее напряжение в стенке балки по нейтральной оси может бы получено из эпюры скалывающих напряжений в шве ( рис. 23).
2-0.378-0,7/4 А>:я 0.81/1,, _.	' Л1 Р	ш р
Т :— -----------------  ------“    *
Приравниваем это выражение для т,.т к расчетному соп тивлепию металла стенки на срез
6СТ	С[Г'
Пт
зз
Таблица 8
Наибольшая толщина шва при приварке прокатного профиля к листу
[SjCXlbHt В!!''1!"!-11'	Эскиз Спорного соединения	Толщина профиля В dt4c L[.1[i его номер	Нацьольш<ля толщина [ив a ft в лм1
—	 \'riV|OhJ	"’Т’Лк I, 1! чГ^~г	51<9 6t-10-20 6, >20	гтг Ов О’ о* “ 11 СО 1—
№ 10—30
№ 30, 33
.V» 36
№ 40, 45
№ 50
№ 55, 60
№ 65
№ 70
5
6
7
8
9
10 J2
13
Ряс. 24. Схема жесткого узла
5.
Отсюда получаем минимальную тол-шину стенки балки
0,81ft
——LU р	1 1Л
Л	*> Ш'
^•ср
Таким образом, толщину стенки балки Ост следует принимать не менее чем в 1,1 раза больше расчетной величины катета шва Нш
бст	1,1 h ш.
Толщина вертикальной плавки принимается по катету низа, толщина уголка по табл. 8.
вае^^ИМе^ Расчета жесткого узла крепления балки, Рассчиты-гея жесткнн узед крепления по схеме, показанной на рис. 24.
Q 20 т, М0|]	19,5 тм, Мместп =-•	= I тм.
„Материал: ВСт.З; /?=2,1 т]смг. Сварка ручная =1,5 т/елз2;
< &2-1 т!с^- /у = | 8 TjCM:i	у
39
Расчет вертикальных планок:
Згр-0,547?=в-2-30-0,7Лш-20т,
отсюда
Аш
20
1,5-0,54-30-1,4
0,59 см.
,<-ткости вертикальных плоскостей каркаса, но передать че-ет Шарнирное крепление значительные опорные реакции обоих ^наков и горизонтальные силы с балки-распорки на колонну весьма сложно.
Поэтому балки, входящие в систему вертикальных связей.
Принимаем Аш^6.юи.
Предельный момент, воспринимаемый швами;
м	0,63.2.0,7.0,006-30® , _ ч
= 	—-----— 1,5 -\1,2 тм > Л4местн.
Сечение планки — 100X6, Сечение уголка — 100X7. Расчет горизонтальных планок:
сечение верхней планки —- 120x20,
а  19'5 г.т J R т/см2 0,45-12.2	’	X' -
С1зязевом каркасе крепятся к колоннам жестко.
^’^есткос крепление балок к колоннам осуществляется при по-планок или косынок вертикальных связей.
МОЩИ 1П1	*
сечение нижней планки — 220Х 10, 19 5
°	Ч..Щ.22Л
Проверка стенки балки
бст - 0,86 > I, 1Ар*с* . 1,1-0,59 = 0,65.
Жесткое крепление балок к колоннам. В связевом каркас жесткое крепление балок к колоннам практически не увеличив^
1’пс. 26 Жесткие узлы крепления балок к колоннам
с полным проварен
г-г
Рис. 25. Жесткий узел крепления балок к колоннам

На рис. 25, 26 приведены примеры решения жестких узлов "крепления балок к колоннам при помощи горизонтальных и вертикальных планок. Горизонтальные планки приваривают к колонне в стык с полным проваром. Нижнюю планку приваривают на заводе, верхнюю — на монтаже. Корни швов подваривают. При отсутствии подварки корня шва расчетное сопротивление сварных швов в стык снижается умножением на коэффициент 0,7.
В обоих узлах, показанных на рис. 25, 26, а, предусматривается возможность подварки корня шва: в узле на рис. 25 верхний пояс балки не доводится до грани колонны на 30—50 мм, в
Н- РПС" 26, а расстояние между верхней полкой балки и рхнеи горизонтальной планкой делается достаточно большим, гиба Э ?KecTKHi* узел действуют следующие усилия: опорный из-бачк°ид/Ий момент М. опорная реакция Q, нормальная сила в цен/ ,Н ^СИлие п Раск<)Се связей D. В узле на рис. 25 раскос не ра~^ется Q месте крепления горизонтальной планки к колон-вертн СМотРим работу этого узла. При расчете горизонтальных и что в ральнь[Х планок несколько в запас прочности принимается, осириятпи усилий косынка связей не участвует.
40
41
планки, к к.
Рис. 27. Схема расчетной ширины горизонтальной планки
При небольших опорных моментах жесткое крепление балок
>тоннам осуществляется приваркой полок балок непосредст-К fi°o к развитой косынке вертикальных связей (см. рис. 26, б), чег0 мешающие участки полок двутавровых балок сре-
Горизонтальные планки и швы крепления их к колонне ра, считываются на усилие Anj = +D cos а—для торой примыкает раскос связей, и на усилие Л'пл плацкп без раскоса. Горизонтальным планкам, как правило, до; жиы отвечать ребра, привариваемые к полкам и стенке колоннь Эти ребра так же рассчт тЫвают на усилие А'П1. В сл; чае отсутствия ребер пр расчете планок ширина и принимается равной (рш 27).
й — бст 2йш ф- 26п, Швъ! крепления всрт. калъных планок рассчнтыв ют так же, как в жестю узлах крепления балок балкам.
Стенки колонн в зо!
жестких узлов испытывают значительные скалывающие напр жения. Эти напряжения приближенно могут быть определен по формуле
т
F ст
где >Vni —наибольшее усилие в горизонтальной планке жести го узла;
ГСт-—площадь стенки колонны.
Кроме скалывающих напряжений стенка колонны исиытыва нормальные напряжения о.
Проверку стенки в зоне узла производят по формуле о2 щ Зт2 < 7?2.
Поясные швы колонн в зонах узлов должны быть равнопр< ны швам крепления вертикальных планок и в необходимых с; чаях усилены-
Толщины фасонок связевых ферм назначаются по величин! усилий в раскосах согласно табл. 9.
Таблица
Толщины фасонок связей
Расчетное усилие s раскосе связей э т	На а>	20-40	40-G0	60-100	100-140	140-180	Б ол| ia
Толщина фасонки в мм	8	10	12	14	16	18	2d
Рнс. 28 Базы колонн
е	п 1 пл i Б % веса металлоконструкций эта-
Базы колонн. От 1 до 1,0 /о вс'а
жеоки приходится на базы колонн-	конструкции
На рис. 28 и 29 даны наиболее	^20 т
баз колонн. При усилии в каждом из р	N>20 т _
.. база колонны выполняется по рис. zo, ’ Х„ДПРС опорная кон- ПО рис. 28. б ИЛИ по рис. 29, а. Представляет интерес опор^
струкция колонн, показанная на рис. /у, о- » „„LnmoTCH на сутствует опорная плита, и все реакции кол ,ндаМента. Таким фундамент через арматуру, выпушенную 1,3 Ф- Жхндамент * образом, стержни арматуры не только передают Ф.
42
43
Предельные расчетные нагрузки Q на закладные части фундаментов
	1	Анкерные Солты					ф	Н‘ а [р|ГД1'г»: 1	Предельная !-ориас*!1та.1 Ь’ ним нагрузки Q D т		' Й S	И Qi —	Предельные г^фииснтальныс 1 нигрузки				/ заедки а -1Г 		-	1 ~ 1 Щ 1£ Дд ез	МНГР l.a KBlIlI
	9 ЧЛ	Л‘ н Г	Q в т		11римс’| mine	I							Qj, В Г		и т				
			II 5 Ss = d	и? = (1				При <т= ~100 .ч,ч	w'jk 01, == — У ш[п I			при а—. = 100 дмг	11 3 *11	X р S — 'II	при 1	М,4			
	24	4,54	0,057	0,094	о	40	0.29	0.3	0,44	|12		2,9	3,75	2.9	3,84	0,68	0,62	Р5
	28	5.98	0,092	0,148	_Г!	50	(1,37	0,55	0,79	[И		3,8	4,85	3,9	5,05	0,76	0.68	Си
	30	7,25	0,108	0,173		60	0,44	0,87	1.2	116		4,9	6,2	5,1	6.4	0,85	0,74	S
	36	10,64	0,181	0,28	с	70	0,51	1,28	1.72	1	18	6. 1	7.5	6.4	8,05	0,93	0,81	со
	42	14,65	0,276	0,415	t	80	0,58	1,77	2.4	[20		7,4	9	7.9	9,85	1,01	0,87	5S
	48	19.26	0.4	0,585	aS О	90	0,66	2.4	3,17	[22		9	10,7	9,6	11,8	1,1	0,93	
	56	26,61	0,59	0,825		100	0,73	3.1	3,95	[24		11	13.1	11,6	14. 1	1.2	1.01	с?
	65	35,25	0.88	1,22		110	0.81	3,95	5	[27		12.9	15.2	14.3	17.1	1,3	1 ,08	
	То	45,79	1,25	1.7	о	120	0,88	4,9	6	[30		15	17.4	17,1	20,3	1.41	1,15	с?
	80	57.97	1.5	2,03	_ х	130	0,95	5.85	7.1									
	85	66,23	1,74	2,33	jl S	14'1	1,02	6,95	8.4									и: п о
					РУ ре	150	1.1	8.15	9,85									
					[аг он	160	1.17	9,5	И .4									СС CJ
					X х													” ==(
		П р и и е ч а		н ия;	1, Марка бетона		Ml 50	<т6-у/	5о !i2±8_ кТ ’ Лпр 1g 28 “			1.560	 1,33—	120 кГ^см"-. марка стали ВСт.З,				
		2, Для более высоких марок бетона					предельные		нагрузки Q		увеличиваются в			К = ~	?пр	А	х 	раз. Анкерные бол-			
й	ТЫ	при этом должны			быть	дополнительно проверены на совместное действие N и								Q.				
нъ] к фундаменту на горизонтальную поперечную силу осущест ляется при помощи вертикальных закладных элементов (рис. ЗЯ Соединив базы связевых колонн распорками, можно избежав установки закладных Элементов.	I
В этом случае горизонтальные поперечные силы восприним ются силами трения,
В базах колонн, показанных на рис, 28, а, небольшие цоцере ные силы можно передать непосредственно через анкерные бо| ты. В данном случае сечение анкерных болтов должно назн
Согласно правилам на изготовление, монтаж и приемку ме-и щи чес mix конструкций (СНиП HI-B.5-62) базы колонн могут 7‘‘ оаться на фундаменты по одному из трех способов: 011 ]) непосредственно на поверхность фундаментов, возведен-ых то проектной отметки подошв колонн, без последующей потлпвКП цементным раствором (для колонн, имеющих (фрезерованные подошвы баз);
2) па заранее установленные, выверенные и подлитые цементным раствором стальные опорные плиты с верхней строганой по-всрхш)стыо: подошвы колонн должны быть фрезерованы;
Рис. 30. Крепление базы колонны к фундаменту на горизонтальную силу
Рис. 31. Устройство подливки
/• мегаллчче-скнв цодкдадкн: 2 —трамбовка
чаться с учетом этих сил, с тем чтобы суммарные напряжей от нормальных сил и изгибающих моментов в болтах не iipeei ходили расчетного сопротивления Для анкерных болтов, а в ; делке горизонтальные напряжения в бетоне не превосходили J пустимой величины 2/?-г1Р.
Подбирать сечения таких анкерных болтов можно по табл.
Таблица приведена Для случая приложения поперечной cnj К болту на расстояниях 100 п 50 мм от поверхности бетона. В л указаны также несущие способности закладных стержней кв| ратного сечения и из швеллерных балок, воспринимающих то ко поперечную силу Q, приложенную к стержню на расстояиЛ 100 и 50 мм от поверхности бетона.	’
Торцы колонн фрезеруют, поверхности опорных плит, ири^ кающие к торнам колонн, строгают. Если колонна опирается | посредственно на фундамент, без подливки, подошву базы I лоллы фрезеруют. Швы крепления опорной плиты назначу конструктивно h,n -8 мм или но расчету (для базы—! рис, 28, а) на отрывающее усилие в анкерных болтах, крепящ! ся к плите. При заказе металла па опорные плиты толщина л тов принимается на 4—6 льи больше проектной при одностор ней строжке и на 8—10 мм — при строжке и фрезеровке. ,
> 3) на заранее установленные и выверенные опорные детали (подкладки толщиной 50—60 мм) или на заранее выполненные опорные бетонные ребра с выверенной опорной поверхностью, с последующей подливкой башмаков колонн цементным раствором.
При установке колонн по третьему способу подливку осуществляют только после выверки конструкций каркаса и затяжки ' анкерных болтов. Перед подливкой поверхность фундамента иод колоннами тщательно очищают от мусора и грязи. После сухой давСТКИ ПовеРхности бетона фундаменты промываются водой под лением 1--2 ати. Бетонирование (подливка) колонн,’устанав-На пРоклаДках, производят с одной стороны оцалубки полож трамбованием (рис. 31). Выход бетона с противо-всегп И°И CT0P0IJbI будет свидетельствовать о заполнении им том пР0Стрзнства между башмаком колонны и фундамеп-ли она п КОл?н,! посйе затяжки анкерных болтов и подливки (ес-
Чтоб Ре;л СМОтРе1,а проектом), как правило, обетонируют. площачьЬГ ^величить расчетное сопротивление бетона на сжатие, чем плота' Ш10[’ка Фундамента назначают в 2—3,5 раза большей. Давление ^r‘gOrroPH°4 ьлчты, с тем чтобы повысить допускаемое
46
47
В этом случае расчетное сопротивление бетона на принимается с повышающим коэффициентом
сжат
Y ~=
где F$— площадь оголовка фундамента; Fni — площадь опорной плиты.
Рис. 32. Схема работы неразрезиой опорной плиты по предельному состоянию
бвз как:
Опорные плиты лонн рассчитывают
1)	плиты, опертые и защемленные на 2, 3 и 4 кан|£га;
2)	неразрезные бал опертые на полки колонн и ребра, параллельные (рис. 32);
3)	консольные балоч!
При этом в расчет при мается тот способ, котор дает наименьшую толил плиты.
В первом случае для ределения изгибающих i ментов в плите пользую1 табл, Н и 12. Bcj втором Третьем случаях расчет л, ты предлагается вести с у том развития в опорных чениях их пластических
формаций.
Приводим эту методику для базы центрально сжатой кол> ны. Основные предпосылки расчета:
1) в запас прочности стенка колонны принимается нуле! площадью (нормальное усилие в колонне /V передается на оп* ную плиту только через полки колонны и ребра, паралле, ные им);
2) нагрузка передается на фундамент равномерно. Нез: чительные прогибы опорной плиты не влияют на распределе! давления в фундаменте под плитой.
На основании этих предпосылок опорную плиту можно р сматривать как однопролетную или многопролетную неразр ную балку с консолями, нагруженную со стороны фундаме! равномерно распределенной нагрузкой и опирающуюся на ш ки колонны и ребра, параллельные им.
За предельное принимается состояние балки, показанное рис. 33; пластические шарниры допускаются только в опорн
48
49
л..........11111! 111 I II1 ID
'\Mnp
Рис. 33. Схема упруго-пластической работы плиты
сечениях балки, изгибаю! моменты в предельном сос Hjiii в опорных сечениях pai
Л^ПР
в пролете
АЛ;:: О
где IFnn — пластический
мент сопроти:
ния сечения;
W— момент сопротивления при упругой работе сече: 6—толщина опорной плиты;
В — ширина опорной плиты;
R—расчетное сопротивление стали.
Вынос консолей lK=kh определяется из условия
qh'1__q(kh)2 q (kh)'1
Г~ = 2-1.5 ’
Здесь h — пролет плиты.
Отсюда k= 1/0,15 —0,387.
Таким образом, длина плиты L будет равна Л =2-0,387 + п • h— {£),П$+п)Ь.
Здесь п — количество пролетов. Ширину плиты В(определ из условия развития в бетоне иод плитой предельного давле! равного у7?пр
•уКпр (0.774 -1-н) Л ’
Определяем необходимую толщину плиты б. Расчетный изгибающий момент в опорном сечении Л1 =--	о,О75у/?ггрВЛ2;
приравниваем его к предельному моменту Л1 - Л1пр
или
О,О75у7?П[Ж
отсюда
6 ; - 0,548/г
при
напряжении в бетоне под плитой: Л' п
<Т”л	Y-^np,
6 - 0,5 48 Л. |/-^-
То'нннны плит назначаются от 20 до 60 мм ц зависимости от
При 11‘||1болес употребляемой марке бетона 150, марке стали Ст. 3 п У —	• 
б - 0 548А 1/	= о,114Л.
’	|	2100
Максимальные скалывающие QS J.5Q
Т ’ 7б~ “ б
1.5у/г1П>-0.5Л
0,548/1 |/
напряжения п опорной плите 1,5у/г„р-о,г>й
Л
1,37/уХ^-
Эти напряжения весьма малы; так, при марке бетона 150 для стали марки Ст.З и при у =1,5 они равны 600 кГ1см2\ практически они не уменьшат предельной величины момента в пласти
ческом шарнире.
Проверяем допущение о незначительности прогибов плиты, позволившее считать давление пол плитой равномерно распределенным.
Зона текучести в предельном состоянии балки прямоугольного сечения при изгибе равномерно распределенной нагрузкой распространяется на значительную часть Длины балки.
_Энюра нормальных напряжении в сечениях балки этой зоны изображена на рис. 34.
ния ^™та упругого ядра сечс-„,1UQI будет различна в разных найлриЯХ оалки 11 Может быть
Дена по формуле 1
е - й \/з71 - jO ---1	-ЧФ Г
иатерналон 'гч!! 11 Р' Pacl,t’T сооружений с учетом пластических свойств
-ыив. Щроииздат, |9,54.
рис. 34. Зона текучести в консольной	У г 1 р у го-11 л а сти че с i< о п
балке и эпюры напряжений в р:г.члич|1Ь|Х сечениях балки

50
51
где /И— изгибающий момент в сечении;
Д.р
В62
4 СТт’
Из этого выражения можно найти протяженность зоны i кучести. На границе зоны текучести е= 6 следователь
М \	,
3 1 —	, ..
I .Мир ,
Подставив в это равенство выражение изгибающего момен М—f(x), получим положение точки хи — а, где упругое ядро с чения 6.
Дифференциальное уравнение упругой оси упруго-пластиче кой балки прямоугольного сечения для зоны распространен текучести (М>Му11р) будет иметь вид
У ~~
£6
М
Л1упр
Здесь
М,,1П -- №'п.
В.1!2
6 ” аТ‘
За пределом этой зоны при Л1<Л1уг1Г уравнение упругой о имеет вид
Л1
д7
Определяем прогиб упруго-пластической балки шириной 1 < высотой 6, нагруженной в пролете равномерно распределенг нагрузкой, а на опорах—предельными моментами Л4пр| Вели1 на распределенной нагрузки задается из условия достижени! середине пролета изгибающего момента Afy.ip.
При такой схеме работы балки ее прогибы могут быть я дены интегрированием уравнений кривизны. Получаемые г этом несобственные определенные интегралы для участков ру го-пластической работы балки будет давать конечные вели1 ны прогибов. При допущении МП|, и в середине пролета эти личины равны были бы бесконечности.
В результате интегрирования уравнений кривизны на об< участках получаем выражение прогиба плиты в середине проле-
<• О, l4.ria;A2 Ьрол -	.
или с учетом коэффициента однородности
,	O,14,j/?ft2
/прол — „л -
52
Прогиб консоли плиты, получаемый аналогичным образом, рав<-’н
р	У 0,1 l-5<Trfea
Аоис -	£(<"~ ,
j[-n< с учетом коэффициента однородности , О, 115№
'ка1,с Е6
ripji упругой работе плиты (рис. 35) прогибы эти соответственно ровны:
0,166/?Д=
/.цхзз	,
,	0,0'Д/?Л-
/коне	гс
Максимальный прогиб плиты при учете пластических деформаций в опорных сечениях, несмотря на значительно большую нагрузку (на 25%), оказался меньше, чем при упругой работе балки. Это объясняется тем, что разгружающие опорные моменты и упруто-пластиче-ской балке в 1,5 раза больше, чем в упругой. Влияние их перекрыло некоторое увеличение дсформадивности балок вследствие развития пластических деформаций.
При учете пластических деформаций устраняется отрицательный прогиб консолей, что также способствует
более равномерному распределению силы N на фундамент.
Таким образом, учет пластических деформаций в плите по предлагаемой схеме не только не увеличивает ее деформатив-ность, но, напротив, уменьшает прогибы плиты и тем' самым УлУЧШает работу базы колонны.
пацдем абсолютную величину максимального прогиба плиты, принимаем 6=6 см/R = 2100 кГ1см\ /?11р=60 кГ!см?\ у = 1,5.
, а 6 г„
Л  ;----= ------= 53сл;
0,114	0,114
f 0.145.2ЮЭ-532 пп„0
1	2,1 КМ
[[Р°[иб плиты не будет превосходить 0,7 мм.
я
пинии.... m
Л-------:—,
”упр


Рис. 35, C.xeva упругой работы плиты
53
Этот прогиб значительно меньше величин неровностей coup касающихся плоскостей плиты и фундамента, и, следовательн
нет основания учитывать его л-----------i-----п
Рис. 36. Зона влиты, принимаемая в расчет при расчете плиты как консольной балочки
при распределении силы N на фу] дамент под плитой.
В некоторых случаях выгодно принимать в расчет только ко, сольные участки опорной плит! условно выключая зоны плиты :
ЯхГ/снг
возраст образцов
Рис- 37. График нарастания про-ню-сти бетона
/ — при 6% воль, и влажном хранении; 2- при 6% воды, 7-дневном влажном хрэ-нонин п последующем сухом хр а це ня ы;
--при 8% воды п влажном хранении; 4 — при 8% воды, 7’Дневним влажном хра-|гбьиц и последующем — cyxo*i
пределами этих консольных участков (рис. 36). В этом случаи толщина плиты назначается также с учетом развития в опорны! сечениях пластических деформаций	1
6ПЛ   1,42/„ Л/ —52. , или апч 1,42/к 1/-пл ,
где 1К —расчетный вынос консолей.	I
Расчет опорных плит баз колонн с учетом развития в них пла стических деформации снижает вес их до 30%, упрощает коне] рукцию башмака (так как устраняет необходимость постанови дополнительных ребер жесткости) и, кроме того, позволяя уменьшить толщины плит, что повышает расчетное соцротивл! ние металла их.	I
Пример расчета опорной плиты, базы колонны с учетом pal вития в опорных сечениях ее пластических деформаций. Усили в колонне N-= 180 т; марка бетона М 150l Rnp = 60 кГ/см2-, у =1 Материал плиты сталь Ст.З; /?=2100 л/'/с.и2; /? = 44 см\ л = 1
у/? = 1 -60 60 кГ!см2;	I
L (0,774 [- 1) 44 - 78 см ;
D 1800G0 OOJ Г|	п
В — —--------= 38 4. ! финнмаем В - 40 см;
60-7.8
60	- 4,8.
а =: jaoooo; 58 Kiw “л 78-40
0,548-44	,_4И1.
п , упругой работе плиты (см. рис. 35).
L- (2-0,35 + 1)44 = 75 cjii;
В .	.... 40 елг
60-75
5- 0,вIЗЛу + .-0,в13-44|/ 2100 019
Принимается 6 = 5 см. Здесь 0,9 - коэффициент снижения расчетного сопротивления стали за счет большой толщины (больше 40 Таким образом, при учете пластичности опорная плита базы котолны облегчается на 20%.
При расчете опорных плит баз колонн можно использовать упрочпенце бетона с увеличением возраста его. На рис. 37 изображен график нарастания прочности бетона со временем. Прочность бетона в возрасте Т дней /?т может быть определена и по эмпирической формуле проф. Б, Г. Скрамтаева
Рос. 38. Моцтяжпь|е стыки колонн
Я— с ясриллчей в спдД, 6 — е передачей черев ребро
С момента окончания возведения фундамента и до окончания ^а1нтажа оборудования, когда воз моде на максимальная величина мес^^3°К Ма фундаменты, проходит, как правило, не менее трех равное1' Э Г,ОЭТОМУ п расчете можно вместо Rnp принимать /%,

Ig ^28 Ig28

54
55
Монтажные стыки колонн показаны на рис. 38, а и б. 01 устраиваются на расстоянии 0,8—1 м от перекрытия. В монта^ ных стыках колонн следует предусматривать фрезеровку торц^ повышающую точность изготовления и монтажа металлически конструкций этажерки.	|
4.	Соединения
Сварные соединения. Толщина угловых швов должна бы не менее 4 дом и не более 1,2 6, где 6 —наименьшая толщина ( единяемых элементов. Расчетная длина углового (флангового лобового) шва должна быть не менее 4(гш и в пределах 60Лщ (д флангового шва).
Раскосы вертикальных связей в целях избежания резкой ко центрации напряжений приваривают к фасонке с каждой ее с' ромы двумя фланговыми и лобовым (поперечным) швами и двумя фланговыми швами, копны которых на 20 мм выводят : торец раскоса.
Длина введенных в расчет фланговых швов назначается о ратно пропорциональной расстояниям от этих швов до оси пр ложения усилия. Расстояние между краями раскосов и полка] колонн, а также балок-распорок в узлах связей следует Ирин мать 40—50 мм.
Минимальные толщины угловых однопроходных швов в з висимости от толщины свариваемых элементов приведены табл. 13. При толщинах, которые меньше указанных в таблиц могут ухудшиться свойства металла шва и околощовной зоны появятся значительные внутренние напряжения от сварки, 41 может привести к хрупкому разрушению соединений. ’ ?
Таблица .
Минимальные толщины А ш угловых однопроходных швов
Толщина более толстого из свэри&эемыд злЕиентов э лде	Минимальная толщина ft в конструкт । циях из стали и дн	'		
	углеродистой	|		ннэколегириванной
До 10		4	6
11—20		6	8
21—30		8	10
31 -55		10	12
51 и более		12	
В сварных соединениях при действии на них продольной си, распределение напряжений принимается равномерным.
Сварные угловые швы, воспринимающие продольные сил рассчитывают на сжатие, растяжение и срез по формуле
N	Пев
(Р йи *
/; --толтина углового шва, принимаемая равной катету гДе вписанного равнобедренного треугольника:
ркоэффициент, принимаемый равным: р = 1—для однопроходной автоматической сварки; р =0,8— для однопроходной полуавтоматической сварки; р =0,7 --для ручной сварки, а также для многопроходной автоматической или полуавтоматической сварки;
^и< расчетные сопротивления углового шва.
Предельные усилия на 1 пог. см углового шва показаны в табл.
При сварке в стык расчетное сопротивление шва на растяжение принимается равным расчетному сопротивлению на растяжение основного металла только при соблюдении следующих требований:
а)	соединение выполняется двухсторонней сваркой или односторонней с подваркой корня шва;
б)	сварка автоматическая, а если полуавтоматическая или ручная, то с применением для контроля качества шва повышенных способов.
При отсутствии подварки корня шва несущая способность стыкового соединения принимается с коэффициентом 0,7.
При выполнении стыкового соединения полуавтоматической или ручной сваркой с применением обычного способа контроля щвов расчетное сопротивление растяжения уменьшается на 15%, Болтовые соединения рассчитываются;
на срез
на смятие
.V
на растяжение
z р л
4
где /V — расчетная максимальная сила, приходящаяся на один 6o,iT ц соединении;
— число рабочих срезов болта;
“--Диаметр стержня болта;
У? ~~ ^’утренний диаметр резьбы болта;
-наименьшая суммарная толщина элементов, сжимае-р МЫХ в одном направлении;
l'D - расчетное сопротивление болтов срезу;
56
57
Таблица 14
Предельные усилия на угловые сварные швы
Вил сварки	Тип электрод а при Р> ЧНПЙ сварки	Марка ска’ риваемой стали	Толщина шва по катету в лш								
			4	d |	8		10 |	12 |	14 |	16				18	20
			Усилия в лг'лпг. сл шва								
Однопроходная автоматическая Однопроходная полуавтоматическая Ручная, а также мпогопроходчая автоматическая и полуавтоматическая	Э42 Э42Л	Ст, 3 ВСт, 4	0,6 0, 48 0.42 ' 1	0,9 0,72 0,63	1,2 0,96 0,84	1.5 1.2 1,05	1 ,8 1 ,14 1,26	2,1 1 ,68 1 ,47	2,4 1,92 1 ,68	2,7 2,16 1,89	3 2,4 2,1
Однопроходная автоматическая Однопроходная полуавтоматическая Ручная, а также многопроходная автоматическая и полуаптоматическая	Э42 Э42А	14 Г2 15ГС 10Г2С1 09Г2 15ХСНД	0,8 0,64 0,56	0,96 0,84	1,6 1,28 1,12	2 1,6 1,1	2,4 I ,92 I .68	2,8 2,24 1 ,96	3,2 2,56 2,24	3,6 2,88 2,52	4 3,2 2,8
Однопроходная автоматическая Однопроходная полуавтоматическая Ручная, л также многопроходная автолитическая п полуавтоматическая	Э42 Э42А	10ХСНД	0,96 0,77 0,67	1,41 1,15 1,01	1,92 1 ,54 1,34	2,4 1,92 1,68 ,	2,88 2,3 2,02	3,35 2,69 2,35	3,84 3,07 2,69	4,32 3,46 3,02	4,8 3,84 3,36
Примечание. Предельное усилие в шве А = Д kla-
Предельные усилия на болты нормальной точности
	л г =с £ и м £ 0'4:;“^ s - а ь J! *. о Со н! hlLMEhi Но С.чя-.1 и At				1? 1 !’f853	। 11 11 ,5W	Р13СЧС1 _ lfi	f Ий стиржню \	1 ыьй диаметр болта 1	| в х.и	i \	ин плрезке }	1 1*	' _ 'JJI		-Д'	1	2'1	| ГТ I 30		30 i 14,933 1 1'3,433 | 1Я.933 1, ГО ,319 1	| 35.70С, । 31,092 1						
Си	Растяже-п не	1 Ст. 3 Ст. 4 М16С Ст. 5 141'2 15ГС 09 Г2 10Г2С1 13ХСНЛ 10ХС11Д	1 1		 Ст 3. С г. Зкп	'I Тц 1		 	 !и‘'	1,3 1,45 1,52 1,75	1,78 1 ,99 2,09 2,41	2,43 2,74 2,88 3,31	11 р са 2,98 3,33 3,5 4,03	. ihiuv vc 3,83 4,28 4,5 5, 18	।рис на 1 4,78 5,35 5,63 6,48	б АЛТ >3 7‘ 5,51 6,16 6,49 7,46	7,26 8,П 8,54 9,82	8,82 9,86 10,38 11,94	1 	 12,91 14,43 15,19 17,46
			Ст. 5											
			09 Г2 14Г2; 1.5ГС 15ХСНД											
	Срез (од и-НОЧ НЫЙ} Смятие При м е	Ст, 3 Ст 4 Ml ОС ч а п и е. П	Ст, 3 Ст, Зкп Ст. 5 Ст, 3 Ст. Зкп Ст, 5 эедельные уси.ч	8 10 12 14 16 18 20 ИЯ п	1,47 1,38 3,26 4 ,08 4,9 5,71 6,53  7,34 8,16 эи срез	2 2,16 3,81 4,76 5,71 6,66 7,62 8,57 9,52 е и см!	2,61 2,82 4,35 5,44 6,53 7,62 8,70 9,75 10,88 тип да	3,31 3,55 4,9 6,12 7,34 8,57 9,79 11,02 12,24 1Ы для	4,08 4,4 5,44 6,8 8, 16 9,52 10,88 12,24 13,6 многоб	4,94 5,32 5,98 7,48 8,98 10,47 11,97 13,46 14,96 олтовьг	5,88 6,33 6,53 8,16 9,79 11 ,42 13,06 14,69 16,32 < сосди	7,44 8,02 7,34 9,18 11,02 12,85 14,69 16,52 18,36 нений,	9,19 9,9 8,16 10,2 12,24 14,28 16,32 18,36 20,4	13,23 14,25 9.79 12,24 14,69 17,14 19,58 22,05 24,48
о
Таблица 16
Предельные усилия на болты повышенной точности
Вит напряжений и группа соединенны	Марка стали счели-пяемых элементов	Марка стали болта	тщини ho ПНЮ В АА	Расчетный диаметр бслта					( по сте0Жню_ \ пл нарезке		В А А		
				12 9.S53	11,546	16 13,546	18 14.933	_-;1 1(1,933	22 18t933	24 _	27	3(1 25,706	36 31.092
											23,319		
			£ = Н и				Предельные усилия ни 1 болт в т						
Растяже-	Ст. .3	Ст. 3											
кие .		Ст. Зкн		1,3	1,78	2,45	2,98	3,83	4.79	5,51	7,26	8,82	12,91
	Ст. 4	Ст. 3		1,45	1,99	2,74	3,33	1.28	5,35	6,16	8,11	9,86	14,43
	М16С	09 Г2		1.52	2.09	2.88	3.5	4,5	5.63	6.49	8,54	10,38	15,19
	Ст. 5	14Г2; 15ГС 15ХСНД		1,75	2,41	3,31	4.05	5,18	6,48	7,46	9.82	11,94	17.46
Срез В	14Г2; JSl’C	Ст. 3											
(одипоч-		Ст. Зкп		1,92	2,62	3,42	4,33	5,34	6,46	7.69	9,73	12,02	17.3
II ый)	091'2; 10Г2С1	Ст. 5		2.04	2,77	3,62	4,58	5,66	6,84	8,14	10,31	12,72	18,32
	15ХСНД	09Г2		2.26	в, 08	4.02	5,09	6,28	7,6	9.05	11.45	14,14	20,36
		10ХСНД	14Г2; 15ГС 1.5ХСНД		2.49	3,39	4,42	5.6	6,91	8,36	9,95	12,6	15,55	22.39
	Ст. 3		8	3.65	1.26	4.86 6,08	5,47	6,08	6.69	7,3	8,21	9.12	10,94
			10	4,56	5,32		6.84	7,6	8,36	9,12	10.26	11,4	13,68
	Ст. 4		12	5,47	6,38	7,3	8,21	9,12	10,03	10.94	12.31	13.68	16,42
			14	6,38	7.45	8,51	9,58	10,64	11.7	12,77	14 .36	15,96	19.15
	М16С		16	7,3	8,51	9,73	10,94	12,16	13.38	14,59	16,42	18.24	21.89
			18	8.21	9,58	10,94	12.31	13,68	15,05	16,42	18.47	20,52	24,62
			20	9Д2				1 А V	0L72	1^24		22,8	27,36
/ Смятие В 1		“I I	8	3,94	4,59	5.25	5,9	6.56 1	7 22	7.87	8.85 1 9,81\ 11,811		
			10	4.92	5.74	6.56	7 .,38	8,2	9,02	9 ,84 И ,07 12.3 14,761			
			1 12	5,9	6,89	7,87	8,86	9,84	10,82	И .81	13,28 14,75 17,71		
	1	(’* ?		: 14	6.88	8,04	9,18	10,33	11 ,48 |	12.63	13,78 1	15,5 1	17,22 20,661	
{	1	1	16	7.87	9,18	10.5	11,81	13,12	14.43 ।	15,74 I	17,71 |	19.68(23,62	
	1		18	8,86	10,33	1 1 .81	13,28	14,76 I	16,27 |	17,71 1,	19,931	22,14 ।	26,51
	1		20	9,84	11,48	13,12	14,76	16,4	18,01 | 19,68		22,14 ।	2-1.6 |	29,521
1	1	Ст. 3 Ст. Зкн 09Г2 1 4 Г2						1				1	
	1	 з		8	4,8	5,6	6,4	7.2	8	8,8	9,6	10,8	12	14.4
	сч		10	6	7	8	9	10	И	12	13,5	15	18
	14Г2		12	7,2	8,4	9,6	10.8	12	13,2	14,4	16,2	18	21 .5
	ipi’C s	15ГС	14	8,4	9,8	11.2	12.6	14	15,4	16.8	18,9	21	25,2
	09Г2 II «с	15ХСНД	16 18	9,6 10,8	11,2 12,6	12.8 14,4	14.4 16.2	16 18	17,6 19,8	19,2 21 ,6	21,6 24,3	24 27	28,8 32,4
	и d п		20	12	,4	16	18	20	22	24	27	30	36
			8	4.99	5,82	6.65	7,49	8,32	9,35	9.98	31.23	32,48	14,98
	14Г2 1«о		10	6.24	7,28	8,32	9,35	10,4	11,44	12,48	14,04	15,6	18.72
	15ГС I к 4		12	7 .49	8,74	9.98	11,23	12,48	13,73	14.98	16,85	18,72	22,46
	09Г2 J с°		14	8,74	Ю. 19	11,65	13,1	14,56	16,02	17,47	19,66	21,84	26,21
	10Г2С1		16	9,98	11,65	13.31	14.98	16,64	18,3	19.97	22,46	24,95	29,95
	15XCHJ1		18	11,23	13,1	14,98	16,85	18,72	20.59	22,46	25,27	28,03	33,7
			20	12,48	34.56	36,64	38,72	20,8	22.88	24,96	28.08	31,2	37,44
			8	5,85	6,83	7,81	8,78	9.76	10,74	11,71	13,18	14,64	17,57
			10	7,32	8,54	9,75	10.98	12,2	13.42	14.64	16,47	18,3	21,96
			12	8,78	10,25	11.71	13,18	14,61	16,1	17,57	19.76	21,96	26,35
	10ХСНД		14	10,25	11,96	13.66	15.37	17,08	18.79	20,5	23,06	26.62	30,74
			16	11,71	13.66	15.52	17.57	19.52	21 ,47	23,42	26,35	29,28	35.14
			18	13,18	15.37	17.51	19,76	21.96	24,16	26.35	29,65	32,94	39,53
			20	14,64	17,08	19,52	21 ,96	24,4	26.84	29,28	32,94	36,6	43,92
Таблица 17
Предельные усилия на
болты
Способ предварительной очистки соединяемых поверхностей	Материал соединяемых элементов * конструкций	Коэффициент 1 трения	Материал болтов									
			Ст. 5 и Ст.	j	(;т. 4ОХ									
			/ па стержню \ Расчетный диаметр болтов	в о \ по резьбе J									
			18 14 .У	J0-i 16.9	JJ2 | 18.9	1 — 20.8	_2_7 23.3	18 14,9	_20 16г9	22 18.9	24 20,8	2L 23 Ji
			Несущий спосибность (Много болта в т на одну плоскость тоения									
Пневматическая обработка (песком, металлическим порошком и т. п.) пли обжиг	Уелеродне^ тая сталь	0,45 		4,46	5,78	7.15	8.25	10.85		7,09	8,85	10.2	13.4
	Низколегированная ст а л ь	0,55	5.46	;,02	8,77	10,1	13,3	6,8	8,75 i 10.9		12,6	16r6
Обработки стальными проволочными щетками Без очистки 1	Уи еродио тая сталь						 							1	1	1				
		1 0,35 '	3,46	4,45 1	5,56	6,41	8,45	; ! | 1,29 | 5,52 1 6,891 7.95				10,5
		0,25 J 2,48		3,19	3,98	4,59	6,051 3.07 1 3.94 | 4.92-j 5,58					7,48
изгота вливать
ГОСТ 1759—62 и
болтов
марок Ст.З п Ст.35
принято для
овр=105 кГ/мм\
Примечания: 1Р Болты е резьбой по ГОСТ 9150—59*.
_®Роу1рп ное сопротивление
по ГОСТ 7798—62 и соответствии с требованиями стали закаленных
2=1
Ф

(В

Я X s 5 к е и В ь $ № s Я S
о» м ф
-
2* X
X Тф X
о
о

о
s

(В ф X в>
§
S
S
S
§
ГР
ti
5
	
= = X Н	
Е О о = '_,	
о d К К	ts
,	р с.	W
с	-у	а	
	
	(-1
	
	
С- 53 Q *	СИ
—	S3 О Q	—
-	он	
г ?	"	
S S	
X . - .	
	
	
	
	
		
СО	
IO	
—	
	
Сс	
	
	to
	—'
27	KI
	
О	Г.)
33	о
СФ	
ю	сл
Z
а? 3
X
£ X
О
00
с
S

Ф
О
J3 (П
X X X
о
х
□з X
о
S
X
X X и
со
Я

о
р\ -д X ГВ
т- 1а
С© св
X Со
О
о
2
X X Q (В
ГВ
X
2 £ х«
X W
S

о
X
X
о
ГВ

X
X
X о X 02 h;
яр О £ '< □ * о 73 3 S
О г>
£ » s
В !-Г »

о
Г5

ф ф
5а
X с ГВ
о ГВ
S
я о х«
£
X
О
О
S
2
X
о Q
X
X
W
о
S
W
О я
о
Ь ж х Z х х
<> 5
(В s )=s М S« S "
о ф X
S
BJ
(В
□3
х«

о
о
X
X
ГВ

(В
о

о S
о

hl
О
X
о
о
о
х
св Ja X X х
о
tl со
5
х
со
гв
гв
гв
X
X
ГВ
X х
X
го
Е
сл
X
X
(В
Х“ (В
о
о
о

св
ГВ X X гв
2
о

о
7! Sa
3
Е
о
Z х
о Ф
X к
X
о


о
св X X 3
X
X
3

о
1) воздействие на конструкции отрицательных температу 2) наличие сварных соединений;
3) для конструкций, непосредственно воспринимающих грузки от механизмов (насосов, центрифуг, вентиляторов, эле рических кранов и т. п.), динамическое воздействие их на к струкции;
4) экономичность.
Эти факторы и определяют основные требования, предъ ляемые к стали:
1)	пластичность, исключающую вместе с соответствующи конструктивными ограничениями возникновение хрупкого р рушения в процессе эксплуатации открытых этажерок при н ких температурах;
2)	хорошую свариваемость, что обеспечивается соответст ютим химическим составом стали:
3)	сопротивляемость динамическим нагрузкам;
4)	высокую прочность при одновременно низкой стоимо<
Всем этим требованиям отвечает мартеновская малоугле дистая Сталь обыкновенного качества марок ВСт.З, ВСт.Зпс ВСт.Зкп, поставляемая по механическим свойствам и с допол тельными требованиями по химическому составу по подгру В ГОСТ 380—60, и низколегированная конструкционная мар невская сталь марок 10Г2С1 (мк) по ЧМТУ/ЦНИИЧМ 546— 15ХСНД (природнолегированная) и 10ХСНД по ГОСТ 5058—5 а также 14Г2 по ЧМТУ/ЦНИИЧМ ' 54—58 и 15ГС ЧМТУ/ЦНИИЧМ 296 -60.
Марки малоуглеродистой стали отличаются по способу р кисления.
Наиболее высоким качеством отличается спокойная (рась ленная) сталь ВСт.З, имеющая плотное и однородное строег Для полусцокойной стали ВСт.Зпс и особенно для кипят ВСт.Зкп характерны неоднородность структуры и распредели вредных примесей. Однако использовать спокойную сталь Ficex случаях нецелесообразно в связи с повышенной стой сткю ее (спокойная сталь на 5—8% дороже кипящей).
Для обеспечения необходимых свойств стали кроме xapai ристик, гарантируемых ГОСТом, к ней предъявляют в неоС днмых случаях дополнительные требования, оплачиваемые 1 тюлннтельно. К эуим требованиям относятся:
]) для малоуглеродистых сталей;
а)	гарантия загиба и холодном состоянии согла п. 19д ГОСТ 380—60;
б)	предельное содержание химических элементов в товом прокате согласно пп. 15 и 16 ГОСТ 380—60;
в)	гарантия ударной вязкости при нормальной темпе туре согласно п. 19ж ГОСТ 380—60;
г)	гарантия ударной вязкости при температуре —2( согласно п. 19 и ГОСТ 380 — 60 (только для Mai ВСт.З);
R4
9)	для низколегированных сталей: а)	гарантия загиба в холодном состоянии согласно табл, 3 ГОСТ 5058—57*; б)	гарантия ударной вязкости при температуре —40°С и после механического старения. Процент приплаты за каждое из этих требований к основной •пшмги’Т|1 стали приводится в табл. 19 (по оптовому прейскуранте на сталь обыкновенного качества № 01—02). Таблица 19 Ппип.'ыгь1 к оптовой цене проектной стали за дополнительные требования, р	указанные а стандартах	
Дополнительные требования	Приплата к оптоапй цене за 1 т
Понижение пределов содержания серы и фосфора против ст.тиларта на каждые 0,005% каждого элемента	2%
ДолО.Ч11 [цельные испытания: а) поставка стали с испытанием на загиб в холодном состоянии по ГОСТ 380—60 или по ГОСТ 5058—57»	1%
б) поставка стали с повышенными нормами предела текучести по ГОСТ 380—60	3%
л) испытание на ударную вязкость по ГОСТ 380—60	4%
г) испытание на ударную вязкость по ГОСТ 5058—57*	4%
Термическая обработка проката из низколегированной стали: я) термическая обработка сортовой и фасонной ста.ч и	10 руб.
б) то же, тонколистовой стали	5 руб.
в) то же, толстолисто в ой и универсальной стали	4 руб.
ABVT°CTaBI'a Рави°бокой и церавнобокой угловой стали, «У авровых балок и шнеллеров мерной длины в преде-’ Ла- ‘юрмальиых длин	8%
Двут?п'НКа Равнобокой и неравнобокой угловой стали, Дли^ P0Bi,:x балок и швеллеров кратной длины (кратная дела н п Ло‘’>кня превышать одной трети верхнего пре-np1i[1[lvtlP’Lia"illl|o& длины, в противном случае приплата —эа поставку в мерных длинах)	4%
148у	
65
Таблиц
Классы стали
Сталь	Класс	Марка стали и дополнительные требования
1 Малоуглеродистая	I	Сталь ВСт, Зкп для сварных конструкций по чЦ группе В ГОСТ 380—60 с дополнительными гарант! ми загиба в холодном состоянии, согласно л. 19д, н п дельным содержанием химических элементов, согла! пп. 15 и 16 ГОСТ 380—60
	Па	Сталь ВСт, Зпс для сварных конструкций по *адгд пе В ГОСТ 380—60 с дополнительными гарантиями! гнба в холодном состоянии, согласно п. 19д, и пред! ного содержания химических элементов, согласно пп! и 16 ГОСТ 380—60	1
	11	Сталь ВСт, Зпс для сварных конструкций по недгя пе В ГОСТ 380—60 с дополнительными гарантиями! гнба в холодном состоянии, согласно п, 19д, и удаи вязкости при нормальной температуре, согласно п.  а также предельного содержания химических элемен! согласно пп, 15 и 16 ГОСТ 380—ЫГ	1
	111	Сталь ВСт.З для сварных конструкций по нодгя пе В ГОСТ 380—60 с дополнительными гарантиями! гиба в холодном состоянии, согласно п. 19д и удаш вязкости при температуре —20° С, согласно п. 19и, а 1 же предельного содержания химических элементов,] гласно пп. 15 и 16 ГОСТ 380—60	1
Низколегированная	IV	Сталь 10 Г2С1 (МК) по ЧМТУ/ЦНИИЧМ 546-4 дополнительными гарантиями загиба в холодном 1 стоянии, согласно табл. 3 ГОСТ 5058—57* для 10Г2СД (МК), и предельного содержания кремния более 1,2%	
		Сталь марки 14Г2 по ЧМТУ/ЦНИИЧМ 54—58 Л волнительной гарантией загиба в холодном состоя согласно табл. 3 ГОСТ 5058—57*	
		Сталь марки 15ГС по ЧМТУ/ЦНИИЧМ 296—60 <4 полнительной гарантией загиба в холодном сосгов согласно табл. 3 ГОСТ 5058—57*	
	V	Сталь [5ХСНД (прнроднолегированная) по ГВ 5058—57* с дополнительной гарантией ударной вЯ сти при температуре —40° С и после механического^ рения, согласно п. 11 ГОСТ 5058—57*	Я
	VI	Сталь 10ХСНД (природнолегированная) по ГВ 5058—57* с дополнительной гарантией ударной вязкИ при отрицательной температуре —40“С и после М нического старения, согласно п. И ГОСТ 5058—57J
66
иметь в виду, что при толщинах больше 25 мм низ-
.П1 родаиная сталь для сварных конструкций термически об-КО1Зе-Г[)11;1щтс5!, отчего стоимость ее возрастает.
''В целях унификации применяемого для стальных коцструк-
„ ыетг|лла и сокращения количества марок стали институт “1[1‘сгал1,конструкция предлагает при заказе металла ограни-(1Р „£, х.иинмальным Числом классов стали. Каждый класс оп-пеляет мар[<у стали и соответствующие дополнительные тре-бовання. предъявляемые к ней. Предлагается 7 классов стали (табл. 20).
Выбор класса стали для конструкции этажерки в зависимости от расчетной температуры наружного воздуха по наиболее ' j холодной пятидневке производится цо табл. 21.
Таблица 21
Выбор класса стали
I]аим<*н<)ванис конструкций этажерки
Классу стали >ъля конструкций, эксплуатируемых при расчетной температура и °C
ниже — 30г но пышс —40
ниже —40
..Чсст[цн1ы, площадки, расположенные на аппаратах, нс несущие нагрузок <>т технологического оборудования, сдабонапряжеппые конструкции (не более 0,4 расчетного сопротивления), нс испытывающие динамических нагрузок	1	I	п
Все конструкции этажерок, цеого-воренцые в п. I, не подвергающиеся воздействию подвижных а вцбра-вновпых нагрузок	1		III
Ко Петр укинн этажерок, подвергаю-внеся воздействию подвижных и внб-рацнО]Пц>|Х нагрузок
техн ИЗКо'теГ[[Р«ваниая сталь применяется пр в соответствующем ванной0"ЭКОНОМиЧеском °босновании. Применение низколегиро-углеполСТаЛ” опРавдано только в том случае, если замена мало-без увелСТ°и сгали низколегированной дает экономию металла ния вь ИЧения стоимости конструкции. Для первого приближено гт«1Г°ДН0Сть применения стали повышенной прочности мож-СтоиДеЛ1” Ь следУ‘°Щим образом.
леродисть°СТЬ ИЗг“ТОШ!е1[Ия и монтажа конструкций из малоуг-1Х сталеи в средне^ составляет соответственно 32 и
67
-,r a из низколегированных сталей 38,2 п 19,8 руб!т. Кри-18 дпост11 применения низколегированной стали
Д и.।	Оцл 1^нл ~Н ’ 8)	।
(р~" Дуг Gyr (CJT + 30) " ’ п Pyr--стоимость конструкций соответственно из низколегированной стали и малоуглеродистой стали;
и СХ( — стоимость стали низколегированной и малоуглеродистой по прейскуранту оптовых цен на сталь обыкновенного качества № 01—02, утвержденному 31 мая 1963 г, № 2733ц (табл. 22);
п (7.,.—вес конструкций из низколегированной и углеродистой стали.
Применение низколегированной стали целесообразно, если ®<1. При необходимости более тщательного определения экономической целесообразности применения сталей повышенной прочности имеется более точная методика анализа этого вопроса '.
Металл Для конструкций этажерки можно заказывать в мерных и кратных длинах. Однако следует иметь в виду, что стоимость его при этом значительно возрастает (см. табл. 19).
как правило, противопожарными требованиями.
§ 4. Железобетонные этажерки
Решение высокой этажерки в железобетоне на всю высоту диктуется,
В остальных случаях железобетонный каркас этажерки может быть оправдан только при заметном снижении расхода металла и снижении стоимости строительства. В практике проектирования и строительства этажерок железобетон используется только для нижней части этажерки, называемой постаментом; верхние участки этажерки выполняются в железобетоне только в тех зонах, в которых повышена вероятность возникновения пожара, играничецне использования железобетона и каркасе этажерки вызвано следующими соображениями:
I) железобетонные конструкции значительно увеличивают весовые нагрузки’
2) строительство железобетонной этажерки, являющейся вы-тяжЫМ С02рУжснием> значительно сложнее и дороже, чем мон-легкой металлической этажерки;
лезобетЗССТОЯНИе междУ температурно-усадочными швами в же-__ °нной сборной и монолитной этажерке соответственно I g
сти в строит^ С 3' Рациональность применения стали повышенной прочно-•н^ соор ужения" *№ б °”дбз^К’,ЧиХ' *Др°мь1Ш-'1Снное строительство и инжепер-
69
68

40 и 30 „и, в то время как для металлической этажерки дл! температурного блока практически не ограничена;
4) металлические этажерки более технологичны, так к позволяют просто решать узлы опирания труб и другого обо доцания.
Различают три вида железобетонных конструкции этажер 1) монолитные с гибкой арматурой;
2) монолитные с жесткой арматурой;
3) сборные.
Монолитные железобетонные конструкции с гибкой арма рой, используемые в постаменте этажерки, несут весьма бо, шие вертикальные и горизонтальные нагрузки. Решаются о обычно в виде рам как в поперечном, так и в продольном правлениях.
Расчет этих рам на горизонтальные нагрузки от ветра и сейсмические воздействия производится с учетом совмести работы постамента и вышерасположенных конструкций этаж, ки и аппаратов, т.с_ определение периодов и форм собственн колебаний, необходимых для подсчета этих наррузок, произ дится для всей этажерки, как целого сооружения. Марки бето принимаются 200, 300 (бетоц перекрытии должен быть с коэ фициентом плотности не менее 0,8).
Армирование конструкций выполняется сварными каркаса и сварными сетками.
Участки этажерки, расположенные в зонах возможного в никновенпя пожара, выполняются в виде железобетонных ю Струкцпй с жесткой арматурой, В качестве жесткой арматур! колоннах используют сварные двутавровые сечения, в балках прокатные швеллеры и двутавры. Жесткую арматуру констр руют как металлический каркас этажерки, способный вост нять нагрузки црн возведении этажерки. Целесообразно рею; железобетонные этажерки с жесткой арматурой в связевой с: ме, как и металлические. Принципы конструирования жестк арматуры остаются такими же, как и при конструировании 1 таллических этажерок. Несущую способность колонн на эксп, атационные нагрузки дополняют бетоном и гибкой арматур расположенной в углах прямоугольного сечения железобет» ной колонны- Эффект включения в работу колонн бетона пов шается при назначении марок бетона 300 и более, Включе! бетона в работу балок це дает заметного уменьшения расхс материалов, но значительно усложняет производство работ. Г этому рациональнее балки перекрытий выполнять или в bi совместно работающих с железобетонной плитой балок, изо. рованных штукатуркой по сетке, «ли просто металлическим! такой же изоляцией.
Элементы связей назначают металлическими из угодков, т же изолированных штукатуркой по сетке. Процент армироваг сечения колонны жесткой арматурой не должен превышать
ТО
прп большем проценте армирования совместная работа металла /бетона а сечении нарушается.
1 При конструировании узлов крепления балок и связей к колоннам особое внимание следует уделять плотности заполнения опаДУбкн Жетоном. В этом отношении сплошные поперечные ребра в колоннах нежелательны. На рис. 39 показаны варианты рамных узлов крепления балок
к
жесткой арматуре железобе-
1-1
Рис. 39, Рамные узлы крепления элементов жесткой арматуры
тонных колонн. Отверстия в планках и ребрах колонн позволяют бетону плотно заполнить все пространство в опалубке.
После снятия опалубки железобетонные конструкции должны быть тщательно осмотрены; все пустоты необходимо заполнить расширяющимся бетоном.
Выполнение этажерки в железобетоне с жесткой арматурой решает сразу несколько проблем:
I) конструкции этажерки получаются огнестойкими;
2) в результате включения бетона в работу колонн расход металла на них снижается;
б) не нужна громоздкая опалубка, так как она выполняется в ниде сборных щитов, подвешенных к жесткой арматуре,-
4) монтаж жесткой арматуры так же прост, как и металлической этажерки.
Все это свидетельствует о целесообразности использования жесткой арматуры в конструкциях железобетонных этажерок.
7I

Рис. 40. Стыки колонн
а —с металлическими закладными деталями; б —с передачей давления через бетонную сферическую поверхность- в, г —с передачей давления через бетон и саарную арматуру; / — желобчатая подкладка для много-к '	сбойной свайки
s
Рис. 41. Рамные узлы сопряжения ригелей с колонной
Применение сборных железобетонных конструкций в вы, ьнх этажерках весьма ограничено из-за больших нагрузок этажерку, множества нестандартных элементов и трудное монтажа тяжелых сборных элементов для такого высотного со ружения, каким является этажерка.
Однако большие преимущества сборных конструкций i сравнению с монолитными требуют рассмотрения возможное: выполнения этажерок в сборном железобетоне. При небольш!
нагрузках от аппаратов оборудования и сравнител но невысоких этажерках во можно решение их в сбо ном железобетоне.
Рис. 42. Узел сопряжения настила с балками
промышленных зданий, широко
Сборным^ элементам конструкций этажерки мог быть железобетонные плит
перекрытий, ригели, ю лонны,
В качестве примеров pi шения узлов сопряжени сборных элементов этаже{ ки могут служить соответез вующие узлы многоэтапны применяющиеся в настояще
время,
Стыки колонн. По способу передачи усилий различаютс: два типа стыков; с передачей давления через бетон и через спе анальные закладные стальные детали (рис. 40),
Сопряжение ригеля с колонной. В рамном узле это сопряже
ние осуществляется при помощи закладных металлических де талей. Типы рамных сопряжений показаны на рис. 41,
Сопряжение настилок с ригелями. Для увеличения несуще! способности настилов сборные плиты рационально замоноличи вать на опорах, создавая нера.зрезность их. На рис. 42 показа! пример устройства неразрезности настила на опорах.
§ 5. Фундаменты
Неравномерные осадки опор колонн вызывают значительны, перенапряжения в элементах каркаса этажерки. В этом смысле этажерки, особенно со связевым каркасом, весьма чувствительны к неравномерным осадкам оснований, При опирании колонн на самостоятельные фундаменты неравномерные осадки оснований неизбежны во всех случаях, так как нагрузка от ветра на них будет неодинакова, и основания под фундаменты, рассчитанные на восприятие больших ветровых нагрузок, почти все время эксплуатации этажерки будут иметь гораздо меньшую нагрузку на единиц}7 площадки по сравнению с основаниями пол
76
фундаменты, воспринимающими в основном постоянную и эксплуатационные нагрузки. Кроме того, размеры подошв фунда-мщгтов колонн, влияющие на величину осадки оснований, в об-пкм случае не одинаковы^ Поэтому оп и ранде колонн этажерки I(;i самостоятельные одиночные фундаменты может быть в не,-, [ФИОтигельных случаях при -больших величинах модуля дефо]щ >дп!ии грунта; должны быть определены осадки фундаментов, а ;;(тр|Л1<’ этажерки проверен на взаимное смещение опор колонн- Фундаменты под этажерки, как правило. выполня-_ кд в Йде. монолитной железобетонной ребристой плиты (рис. 43).
Высоту ребер плиты определяют величинами изгибающих моментов и поперечных сил в них; она может достигать 3—4,5 м. При такой высоте ребер можно считать, что фундаментная плита практически не прогибается и представляет собой бесконечно жесткий штамп, опирающийся на основание и нагруженный со стороны колонн этажерки и помещений первого этажа. Участки плиты между ребрами рассчитывают, как плиты, защемленные но трем или четырем кантам (см, табл. II и 12).
Отметку верха фундамента назначают с учетом заглубления баз колонн с тем, чтобы верх анкерных болтов был ниже нуле-| пой отметки па 50 мж, а также с учетом расположения в нижнем) этаже каналов, лотков, коммуникаций.	!
Для удобства монтажа металлических конструкций этажерки обычно под подошвами баз колонн предусматривают подливку толщиной 60 мм.
Марка бетона фундамента — 150 или 200. При агрессивности грунтовых вод принимаются специальные меры по защите фундамента.
При проектировании фундамента под этажерку следует располагать следующими данными, относящимися к месту строительства этажерки:
1)	выкопировкой из генерального плана, с указанием положений этажерки соответствующими координатами, а также положений скважин и шурфов (в зоне строительства этажерки должно быть не менее двух скважин);
2)	черными и планировочной отметками, а также отметкой пола первого этажа;
3)	физическими и механическими характеристиками отдельных слоев грунта;
4)	гидрогеологическими условиями строительной площадки;
5)	химическими анализами грунтовой воды;
6)	заключением об инженерно-геологических условиях площадки.
Основание под подошвой фундамента этажерки должно быть однородным в отношении сжимаемости, поэтому отношение мо-
77
Рис. 43. Пример решения фундамента пол этажерку
78
4V.neii деформаций в пределах цодошвы фундамента не должно Превышать:
-- 1,8 4- 2,5 при ЕМ111,	150200 кПсм\
£м1ГН
1,3 -4-1,6 при £Hlfl, — 75 4-150 мГ/слг
С ми н
или £.ииГ| должно быть больше 200 кГ!смг.
ГЛАВА If
РАСЧЕТ ЭТАЖЕРОК
Расчет этажерок весьма трудоемок.	I
Многообразие видов нагрузок, схем каркасов этажерок, I также большой набор различных элементов конструкций этаже рок вызывают необходимость систематизации самих нагрузо! действующих на этажерки, их сочетаний и способов расчета коя струкций этажерки.	I
Использование вычислительных машин при расчете этаж! рок не исключает необходимости значительную часть работ! производить вручную. Больше того, в настоящее время техник! машинного расчета применительно к этажеркам не дала ожида емого эффекта. Это объясняется большим объемом подготови тельной работы (сбором нагрузок, составлением расчетиы] схем, предварительным расчетом для выявления жесткостны! характеристик элементов статически неопределимых систем каи касов этажерок, наконец, составлением соответствующих прч грамм). Это, конечно, не значит, что следует отказываться от мв ханизации расчетов этажерок. Нужно искать пути уменьшени! объема подготовительных работ, создания универсальных про грамм для всего многообразия схем каркасов этажерок. Исполи зование приближенных, но достаточно точных способов расчет! конструкций этажерок, а также итерационных методов расчет^ рам, оформление расчетов в табличной форме, сводящих ва расчеты к заполнению соответствующих матриц, позволяют рез ко сократить объем расчетных работ, выполняемых вручную
В этой главе рассматриваются все основные элементы расч? та этажерок. Рекомендуются наиболее простые, применительно i этажеркам, способы расчета. Так, из множества способов рас чета, используемых при расчете рам, выбраны наименее трудо емкие для каркасов этажерок способы; при расчете рам с несме щаемыми в горизонтальном направлении ригелями — мето, Харди Кросса; при расчете на горизонтальные нагрузки — мето; эквивалентной лолурамы. Предлагается весьма простой cnocol 80
,асчета вертикальных связевых ферм, представляющих собой Многократно статически неопределимые системы.
' расчет этажерки со связевым каркасом ведется в следующей последовательности:
J) составляется лист нагрузок;
2)	рассчитываются все балки перекрытий;
3)	собираются нагрузки на колонны и определяются нормальные усилия в сечениях колонн от вертикальных нагрузок;
4)	производится предварительный расчет связей;
5)	подбираются предварительные сечения колонн по нормальным усилиям в колоннах от вертикальных и горизонтальных нагрузок. При этом сечения колонн назначаются с некоторым запасом несущей способности для восприятия изгибающих ромеитов (условное расчетное сопротивление принимается в размере 75% от расчетного сопротивления материала колонн);
G) определяются периоды собственных колебаний этажерки;
7)	производится расчет вертикальных связей на горизонтальные и на вертикальные нагрузки;
8)	определяются изгибающие моменты в колоннах и балках-распорках от вертикальных нагрузок, а также от горизонтальных смещении вертикальных связей;
9)	по нормальным усилиям и изгибающим моментам подбираются окончательные сечения колонн и балок-распорок;
10)	производится расчет баз колонн и рамных узлов балок-распорок.
При расчете этажерки с рамным каркасом предварительный подбор сечений колонн также производится по нормальным усилиям в сечениях колонн.
За условное расчетное сопротивление в этом случае принимается величина, вдвое меньшая расчетного сопротивления материала колонн.
§ 1. Нагрузки
Основными нагрузками, действующими на этажерку, являются: постоянная нагрузка, весовые и температурные нагрузки ОТ трубопроводов, вес заполнения аппаратов, временные распределенные нагрузки, нагрузки от монорельсов и кран-балок, а также динамические нагрузки от центрифуг и других механизмов, вызывающих инерционные силы. Кроме того, этажерки испытывают воздействие ветрогАЫХ нагрузок, нагрузок в процессе монтажа и испытания аппаратов, а также монтажа конструкций самих этажерок.
В районах, подверженных сейсмическим воздействиям в 7 баллов и выше, этажерки рассчитываются и на эти воздействия.
t-ш	81
Постоянная нагрузка. В состав ос входят: весовые нагр ки от строительных конструкций этажерки, ограждающих ш струкций встроенных помещении, вес пустых аппаратов с изо. иней.
Следует различать две величины расчетной постоянной грузки; максимальную с соответствующими коэффициента перегрузки и минимальную с коэффициентами недогрузки. Ь эффициенты недогрузки в зависимости от степени точности п( счета нагрузки назначаются в пределах 0,5—0,9. Минимально величина постоянной нагрузки необходима для определения ус лпй в анкерных болтах, для которых она является разгружа: щей, а также для расчета основании под фундаменты.
Временные нагрузки. Вее временные нагрузки, действую:
на этажерку, подразделяются на долговременные, кратков; менные и случайные. К долговременным относятся вес запол!
ния аппаратов, нагрузки от трубопроводов, вес вспомогательн го оборудования и динамические нагрузки от механизмов.
Кратковременными нагрузками являются: временная распр деленная нагрузка, нагрузка от монорельсов и кран-балок, мс
тажные нагрузки, нагрузки при испытании, ветровая нагрузг К случайным относятся нагрузки от сейсмических воздействг Нагрузка от заполнения аппаратов имеет д
значения. Одно — в период эксплуатации и другое — во вре1 испытания. Как правило, во время испытания аппарат заполг ется полностью. В связи с этим количество одновременно цеп
тываемых аппаратов рекомендуется ограничивать одним-дву» Нагрузка от трубопроводов задается в виде а
редоточенных вертикальных и горизонтальных сил, учитыва щих вес самих труб и усилия от температурного их расширен! Чтобы уменьшить последние, трубы оборудуют компенсатора! подвешивают к конструкциям на пружинах. В некоторых слу1 ях, при отсутствии данных о разводке труб, местах креплений точном их весе, нагрузка от труб назначается в виде равномер! распределенной нагрузки на перекрытия.
Динамические нагрузки от механизмов огг деляют в соответствии с инструкцией по проектированию и р, чету несущих конструкций зданий под машины с динамически нагрузками; определяют как вертикальные динамические 1 грузки, действующие непосредственно на опорные конструкт под машины, так и горизонтальные* действующие на вертика, ные несущие конструкции каркаса этажерки. Динамические 1 грузки вызывают крайне нежелательные колебания констр; цнй этажерки, поэтому всякий раз следует рассматривать в можность переноса механизмов вниз на свои фундаменты. К1 струкции этажерки при опирании на них механизмов долж быть достаточно жесткими, чтобы максимальная амплитуда ; лебаний их не превосходила предельной нормативной величи (табл. 23).
82
Таблица 23
Характеристика воздействия колебаний на людей в зависимости от скорости и ускорения гармонических перемещений с амплитудой не более 1 ,«л
;1езлгнствия квло сипни ги л зелен	Пргдельние уски-pCQifC К	6(1 U if I f и йьк/чгк*	[ [ р е ,г<? л ь i ы я скорое. г;» lic^i-C«Игггн о лм'/егк:	ФирМупТи Oifpe.lC-jivrrrrsi |Г;н’д<!'1риь]х амплггту.[ Ku^i'crijiWi’i
, Сельцо оту-рамы (метают)	для частот от 1 до 10 KOA/cei: 400	для частот от ;0 до 100 кол/сек 6,4	2лп0
Вредны при длительном воздействии Приметан  частота колебании и мм/сек н у скор;	1000 lie. «о — допускам в xcu/cex; t'o ц »' ?ния в .илт/сек2 для	16 а я амплитуда ьоли — допускаемые ам гармонических коле	U<i""	2 4л!П(} Заний в ли; л0— тпитуды скорости баиий.
Временяая распределенная нагрузка учитывает вес людей на перекрытиях, вес материала и оборудования npii ремонте аппаратов. В большинстве случаев она назначается равной 400 и 200 кГ/ж2. Ввиду того, что загрузка больших пло-ищдсн перекрытия этой нагрузкой исключается, при расчете главных балок перекрытий временная распределенная нагрузка для них принимается с коэффициентом 0,85. Еще более невероятна полная загрузка всех перекрытий этажерки. К тому же щлрузка от оборудования ц материалов при ремонте аппаратов составляет часть веса самих аппаратов и только переносится с аппаратов непосредственно на перекрытие, отчего суммарная нагрузка на колонны практически не изменяется. Поэтому для ко,тони эта нагрузка принимается еще меньшей. Вероятно, для большинства этажерок временную распределенную нагрузку для колонн можно было бы не учитывать. Однако в связи с отсутствием каких-либо исследований действительных нагрузок на этажерках коэффициент уменьшения временной распределенной нагрузки для колонн принимается по табл. 24.
Таблица 24
Коэффициенты снижения нагрузок при расчете колонн, фундаментов и оснований
Чrtc.'io перекрытии, расположенных		До 2	1 ! 3-4	5-6	7 ц более
libihie рассчитываемого с ;,ГРУМгЕШ или основания Коэффициент снп?де)Ц(Я меццых распределенных	ечсиг1я кон-				
	суммы вре-кагрузок .	1	| 0,85 i	0,7	0,6
83
Нагрузки от монорельсов и кран-балок берутся в соответс вин с ГОСТами на кошки, тали, тельферы и кран-балкц. След ет иметь в виду, что в случае использования электрического пр] вода эти нагрузки при расчете балок перекрытий принимают с динамическим коэффициентом, равным 1,1.
Монтажные нагрузки подразделяются на нагрузи при монтаже конструкций самой этажерки и нагрузки при мои таже аппаратов.
Обе этн трутня нагрузок действуют в разное время и долж ны быть соответственно учтены при проектировании этажерки
Если предусматривается монтаж этажерки ползучим краном
то в листе нагрузок указывают все места стоянок этого крана 1 максимальные нагрузки от него. Кроме этого, должны быть укд заны нагрузки при перемещении ползучего крана.
При монтаже этажерок крупными секциями в листе нагрузен указывают все места строповок и максимальные силы в места: строповок. Кроме того, даются всевозможные положения мон тируемых блоков при монтаже их (горизонтальное, наклонно! и т. п.), с тем чтобы прп расчете можно было произвести провер ку конструкций этажерки на всех стадиях их монтажа. Нагруз кц прп монтаже аппаратов также указывают в листе нагрузок
Указывают не только места подвески такелажного обо рудо ваиня и нагрузки от него, по и пути перемещения аппаратов п< перекрытию, а также всевозможные положения аппарата npi монтаже сто и все отвечающие им нагрузки.
Как правило, конструкции этажерок должны воспринимав монтажные нагрузки без дополнительного их усиления на мон таже.
Нагрузка при испытании аппарата включает себя вес аппарата с заполнителем при испытании. Эта нагрузк; задается организацией, проектирующей аппарат, и часто значи тельно превосходит эксплуатационную нагрузку от аппарата Поэтому величина се должна быть указана в листе нагрузок длг всех аппаратов, расположенных па этажерке.
Все эти нагрузки должны быть отражены в листе нагрузок входящем в состав рабочих чертежей строительных конструкинг этажерки.
Ветровую нагрузку па этажерку определяют как для высотного сооружения с учетом динамического воздействия порывов ветра.
При расчете каркаса этажерки узловые нормативные нагрузки от ветра, действующие в уровне А-го перекрытия, находят по формуле


84
гт,с --статическая нагрузка от ветра на поверхности, перпендикулярные направлению ветрового потока;
q0/l - -нормативный скоростной напор на уровне k-ro перекрытия, принимаемый но табл, 25 и 26, с учетом высоты перекрытия над поверхностью земли;
Таблица 2;>
Нормативные скоростные напоры ветра для высоты над поверхностью земли до 10 м
Районы СССР		Нор^атшшый cKOp<ict»»oA напор ветра a KZ?.irJ
	1	27
	11	35
	111	45
	IV	55
	V	70
	VI	85
	VII	100
Таблица 2<>
Поправочные коэффициенты на возрастание скоростных напоров ветра для высот более 10 м (за исключением горных местностей)
Высота нал ЦООСрХНОСГрК) SCAi.Tit Н м	До 10	то	.0	100	J30 1) аыпН’
Поправочный коэффициент 	  .	1	1,35	1,8	2,2	3
Примечал ч я: I. Для горных .vec тностей поправочные коэффициенты принимают в соответствии с данными гидрометеорологической службы, но не менее значений, приведенных в таблице.
2. Для промежуточных высот величину поправочных коэффициентов нпределцют cHuicfiuoil интерполяцией. В пределах отдельных топ зданий п сооружений при высоте каждой зоны не более 10 ,я величину поправочных коэффициентов допускается принимать постоянной и определять ее для средней точки зоны.
F( —грузовая площадь обдуваемого элемента (элементов перекрытия, колонн, связей, ограждений оборудования и т. л.) в плоскости, нормальной к ветровому потоку;
с — аэродинамический коэффициент, принимаемый равным 1,4 для всех элементов конструкций этажерки и оборудования, включая цнли л ирические аппараты, находящиеся па промежуточных перекрытиях этажерки;
85
Таблица 5
Коэффициент уменьшения ветрового напора для ряда параллельных бало1 ребер перекрытий и других элементов
См? Mil	I h	[0 ц более	8	6	<4
На прай-пение Зе"ра U— с —J	। nepexpbtmge		1	0,8	0,6	0,4
Примечание. В таблице даны коэффициенты = для второй и по* следующих балок, для цервой балки е =1.
ф,—коэффициент, равный единице или меньше ее, уш тывающпй уменьшение ветроного напора для эл< ментов, находящихся за другими элементами в и; правлении ветрового потока (см. табл. 27).
Таблица 1
Коэффициент пульсации т
Высота а для коброй гщрсдедястся коэффициент пульсации скоро* строго напора	До 20	40	60	F0	|00- 200	200  300	;зоо-400
Для сооружений	0,35	0,32	0,28	0,25	0,2]	0, 18	0,14
Вы iui 400
0,1
^т]/Д— динамическая добавка к статической ветровой hi грузке, упитывающая порывистость ветра1;
Mk —масса, сосредоточенная в уровне /г-го перекрыта
М, ;
д
Qk —суммарная весовая нагрузка в уровне А-го пер* крытая;
g— ускорение силы тяжести, равное 9,81 м/сек2-
т|/г—коэффициент, зависящий от первой формы свобо; пых колебаний сооружений и от места расположи пня массы Мь. Значения тр. определяют по форму.;
V/ __________
1 Улет порывистости ветра принимается в соответствии с. указания! по определению ветровой нагрузки на технологическое оборудование колонИ го типа (проект), разработанными Ц11ИИСК. Наряд № 3101.
8G
в которой xk и X; —отклонение каркаса этажерки от положения равновесия при свободных колебаниях в уровне рассматриваемого А-го перекрытия и в уровнях всех перекрытий (рис. 44);
Wj — коэффициент пульсации в точке /, определяемый по табл, 28;
п — количество этажей;
Рис. 44. Схема деформации сооружения при горизонтальных колебаниях
Рис. 45, Коэффициенты динамичности
/ — для металлических сооружений: 7 —для железобетонных сооружений
£ — коэффициент динамичности, соответствующий первой форме свободных колебаний сооружения. Коэффициент зависящий от периода свободных колебаний сооружения Т и от логарифмического декремента затухания, определяется по графику, показанному на рис. 45.
Период собственных колебаний этажерки определяется по приближенным формулам, приведенным в § 6.
Ветровую нагрузку, распределенную по высоте верхнего аппарата, для k-ro участка определяют по формуле
<7* - <?п (cadk <plt + c./J 4- Мk 1],Л,
где d — диаметр аппарата;
с|( —аэродинамический коэффициент Для цилиндрических оболочек, равный 0,6 для отдельно стоящего аппарата, удаленного от соседних аппаратов или сооружений на расстоянии не менее 3d в направлении, перпендикулярном направлению ветрового потока, и определяемый по табл. 29 для ряда аппаратов, расположенных друг относительно друга в направленни, перпендикулярном направлению ветра на расстоянии l = ad.
Увеличение аэродинамического коэффициента для аппаратов, расположенных близко друг к другу, обязательно учитывается. В настоящее время нет экспериментальных данных для таких аппаратов. Величины аэродинамических коэффициентов,
87
Таблица
Аэродинамический коэффициент для цилиндрических аппаратов, расположенных в ряд в направлении, перпендикулярном направлению ветра
Нялрлилспие ветра	1 at=	 d	3 ei более	2	1,2
rh Дм rh				
tJ ф kJ —L +'i h—	Cn	0,6	0,7	' ,2
указанные в табл. 29, найдены по аналогии с таблицей этих кр эффициентов для двух цилиндриков малых диаметров;
ф(1—коэффициент, равный единице или меньше нее, учитывающий уменьшение ветрового напора для цилицдриче еких аппаратов, находящихся за другими аппаратами .1 направлении ветрового потока (табл. 30).	!
Таблица Э|
Коэффициент снижения аэродинамического коэффициента для аппаратов, ’ расположенных в ряд в направлении ветра
		-►	1 d	6 it белес	4	2	1,3	'
							
—Iz 	^фф'  Z 4 i г				[	0,92	0,67	0,5
Примечание В последующих аппаратов.		та Л	бл1Щс ла fiji перногс	1Ы |<оэфф аппарата	иш||?нтм Y	Ц ДЛЯ В1	орого и
k — коэффициент увеличения аэродинамического коэффици ента в результате шероховатостей наружной поверхности аппа рата (штуцера, ребра и т, п.), принимаемый по табл. 31 в зави снмости от величины выступающих частей аппарата;
F.,— площадь проекций элементов площадок, лестниц, ограждений и т. п„ за исключением элементов, находящихся в области аэродинамической тени (рис. 46), ца плос-
кость, перпендикулярную направлению ветра; сл — аэродинамический коэффициент для этих
равный 1,4.
э
цементов
При определении ветровой нагрузки на этажерку следует найти для каждой несущей плоскости каркаса наиболее невыгодное направление ветрового потока. Для поперечных плоскостей
88
Таблица 31
Коэффициенты увеличения аэродинамического коэффициента при шероховатости поверхности цилиндрических аппаратов
	Значение нсиффи ><и=	иеигп у||с.1иченпя аэродинамического И. ФФ>>1111 fn >п к при	
Наимеиоэаьие		В*.	Й.1 1
। Цилиндр пшроховатый ; й—2% d...........	.
, Цилиндр шероховатый d....................
1,6	1 >6	1,5
2	2	1,8
2П5	2,4	2,2
Bocbiiцугодьцик . .
IJ р и м е ч а и и е. 6 — величина выступающих частей.
это направление поперек сооружения, для продольных плоскостей вытянутых в плане этажерок — под некоторым углом к продольной оси этажерки, при котором отдельные элементы этажерки и оборудование не заслоняют друг друга.
Площадки. < ограждения
Направлена Ветра"
Аппарат
Область /'азребина -мачесмои. тема.
Рис. 46. Схема для определения ветровой цагрузки на кольцевые площадки аппаратов
Высокие отдельно стоящие цилиндрические аппараты и опорные конструкции для них должны быть дополнительно проверены на резонанс.
Па резонанс не проверяют аппараты с периодом собственных колебаний, меньшим 0,25 сед, групповые аппараты, спязац-
89
ные между собой в горизонтальном направлении, и аппараты» примыкающие к этажерке и имеющие с ней одинаковую высотуИ Если аппараты выше этажерки, то при проверке на резонанД аэродинамические силы следует принимать действующими только до отметки верха этажерки, Проверка на резонанс там же не нужна, если критическая скорость ветра ИК], ----	, пря
которой имеет место резонансное явление менее	болея
25 м!сек.	1
Здесь 90 — нормативный скоростной напор для высоты над по-1 верхностыо земли 10 ж; Т — период собственных колебаний! в сек\ d-—диаметр аппарата в м.	1
Аэродинамические силы Е(х), действующие на аппарат, оп! редел я юте я ио формуле	I
F (х\ - х М	
' " 50,25 x(h) ’	I
где Fx — распределенная нагрузка (по высоте) на аппа-1 рат па участке, расположенном па расстоянии J от низа аппарата;	I
х(Л) и х(х) — отклонения от положения равновесия при сво! бодном колебании соответственно верхней точ! ки аппарата н промежуточной точки на рас! стоянии х от низа аппарата;	1
коэффициент формы колебаний первого тони (рис, 64);	I
d—диаметр аппарата,	I
Для аппаратов переменного сечения расчетный диаметр 4 принимается по табл. 32.	*	|
Прогиб н момент от действия аэродинамических сил Fj определяется по формулам:	]
Кд--^-Гет; АД ~-^ЛДт, где Уст и А/Ст —прогиб и изгибающий момент в рассматри-j наемом сечении аппарата под действием на-* грузки Fx;	I
б —логарифмический коэффициент затухания,' принимаемый для стальных аппаратов па же-1 лезобетоцных фундаментах и железобетон-] пых постаментах высотой до 7 м б =0,1, для стальных аппаратов на железобетонных постаментах высотой более 7 м 6 = 0,2.
Расчетный изгибающий момент в рассматриваемом сечении определяется по формуле ____________
А/ - /АД 4-
90
Таблица 32
Расчетные диаметры и высота для аппаратов переменного сечения
Схема аппарата					CoGTHOiucmifl между hr н ha, di и df	Расчетный диаметр d	Расчетная высота h
т 1 _ Л		—	1		Ai»*a	di	Й1|-Йг
			- -	1	hzS>hi	d%	ftp г ^2
		4			hi^h2	dx	
			г			d%	ft;
Т7 7 / / / /							
rtl	 I I ф				*1	fii4-Лз>Л;	di	
—*	ЯГ-				hj/i-^3— di<d$	di	Лт%Лг-|-йз
	а	4.		Л,			
						de	Ла-|-Лз,
							
					ds—di	da	
Здесь А/,, —изгибающий момент от расчетной ветровой нагрузки, вычисленной по формуле
-7/г “ «?о (cndk фц 4- с:,рл) 4- Мк Г]^,
для скоростного напора
Сочетания нагрузок. Каркас и фундаменты этажерки рассчитывают на всевозможные сочетания нагрузок, возникающие как при эксплуатации, так и при возведении этажерки, а также при монтаже и испытании аппаратов,
I.	Основные сочетания нагрузок при эксплуатации этажерки:
а) постоянная максимальная нагрузка, вес заполнения аппаратов при эксплуатации, вес оборудования, нагрузки'от трубопроводов, 90% временной распределенной нагрузки, весовые и инерционные нагрузки от механизмов, 90% ветровой нагрузки, б) постоянная минимальная нагрузка, ветровая нагрузка, И р ii меч у [1 не. При отсутствии временной распределенной нагрузки вст-[ionpi[ [[^грузка припивается полностью.
2.	Сочетания нагрузок па время монтажа:
91
а)	постоянная нагрузка, нагрузка при подъеме конструм ций самой этажерки крупными блоками, 25% ветровой нй грузки;	я
б)	постоянная нагрузка, нагрузки при монтаже аппаратов I оборудования, 50% временной распределенной нагрузки, ве! трубопроводов, оборудования и установленных аппаратов бя заполнения,'25% ветровой нагрузки,	1
Примечания: 1. Монтлясные проемы, оси,чблaioiиме каркас этажеркД заполняются сразу же после подъема соответствующего аппарата. Ч 2. Каркас этажерки, ослабленный монтажными проемами, не заполняемым ми длительное время (но нс более месяцу), должен бытн доиолпитслым пропсрс'п на следующее сочетание нагрузок: постоянная нагрузка без соответ) ствующпх аппаратов, вес труб ч оборудования, 70% ветровой нагрузки.
3.	Сочетание нагрузок для металлического каркаса (жесткой арматуры) железобетонной этажерки с жесткой арматурой й период строительства; постоянная нагрузка, вес опалубки й утеплителя (при бетонировании в зимнее время), 70% Ветровой нагрузки.	I
4.	Сочетание нагрузок на время испытания аппаратов: по! стоянпая нагрузка, вес труб и оборудования, 50% временной распределенной нагрузки, нагрузки при испытании одного аппа! рата, 25% ветровой нагрузки,	I
5.	Сочетание нагрузок при расчете на сейсмические нагрузки! постоянная нагрузка, заполнение аппаратов при эксплуатации! нагрузка от труб, вес оборудования и механизмов, временная распределенная нагрузка, сейсмические нагрузки, вычисленным по величинам вышеприведенных нагрузок, 30% ветровой на! грузки,	1
Коэффициенты перегрузки для нагрузок при расчете на сей-! смическце воздействия принимаются; для постоянной нагрузи ни-- 1; для заполнения аппаратов, веса труб и Другого обору-1 дования— 1; для временной распределенной нагрузки на пере-1 крытия — 0,8,
В листе нагрузок указывают предельные прогибы элементов! этажерки.	|
Предельный относительный прогиб настила перекрытий! обычно назначается равным ; относительный прогиб второ-: степенных балок-----, главных балок-------— , относительный
250	400
прогиб монорельсовых балок - — путей крап-бадок — -— .1 400	500 I
Предельный относительный горизонтальный прогиб всей эта- I жерки в целом назначают в каждом отдельном случае в завп- | симостп от требований, предъявляемых к технологическому ре- ’ жиму установки.
92
§ 2. Расчет рам на вертикальные нагрузки с не смещаемыми в горизонтальном направлении ригелями методом Харди Кросса
При связевой схеме вертикальные связевые плоскости каркаса этажерки вследствие жестких закреплении балок-распорок к колоннам представляют собой многоярусные рамы с не сметаемыми в горизонтальном направлении ригелями. Горизонтальная
иесмещаемость этих ригелей обусловлена наличием связей- Незначительные горизонтальные и вертикальные деформации этих связей от вертикальных нагрузок практически не вызывают из-гибных напряжений в элементах рамы.
Для упрощения расчета раму разбивают на ряд самостоятельно работающих полурам (средние колонны рамы с ригелями, примыкающими с обеих сторон, условно будем называть ло-турамой). Принимается, что при полураскосных связях средние сечения ригелей в узлах связей ле поворачиваются и не смещаются, при раскосной и крестовой системах связей не поворачиваются, по имеют свободу вертикальных перемещений. Жесткость раскосов связей принимается равной нулю. Пример разбивки вертикальной рамы каркаса на полурамы дан на рис. 47.
Расчет полурамы на вертикальные нагрузки производится методом Харди Кросса. Рассматривается основная система, полученная из полурамы наложением лишних связей, препятствую
93
щих повороту сечении на все узлы сопряжения ригелей с колон ной, т. е. принимается, что все ригели абсолютно жестко затем лены. Определяются все опорные моменты в этих защемления; н моменты в лишних связях, равные сумме опорных моментов сходящихся в узел стержней, с обратным знаком. Опорные мо менты в заделках удобнее определять по табличной форме иpi расчете балок-распорок, являющихся ригелями рам (табл. 41)
Рис. 48. Схема расиста no.iyp;iMi,r методом Харди Кроссл
При этом можно пользоваться графиками подсчета опорных мс ментов в защемленных балках при различной схеме загружена балок (см. рис. 66 и 67).
Следующая задач.т заключается в том, чтобы снять лишни связи. Влияние лишних связей устраняется, если к полураме в всех узлах приложить внешние моменты, равные моментам лишних связях, с обратным знаком. Окончательное решение ПС лучается сложением усилий в полураме при наличии лишнй связей, т. е. в основной системе, с усилиями в полураме от эти моментов-
Разберем метод Харди Кросса на примере (рис 48). Занум< руем все узлы. Стержень будем обозначать номерами узло|
94
между которыми он расположен. Условимся считать момент, вращающий узел по часовой стрелке, положительным. На 1'[1с. 48, а изображена полурама с нагрузками, там же приведены погонные жесткости стержней. На рис. 48, б дана основная система с лишними связями и указаны усилия в стержнях основной системы и в лишних связях.
Разгонка внешних моментов, равных моментам в лишних связях с противоположным знаком, производится следующим образом: предполагается, что все узлы кроме одного (1) имеют лишние связи на поворот (рис. 48, а), т. е. неподвижны. Внешний момент Л4 в свободном от связи узле распределяется между сходящимися стержнями 1—2 и 1—4 пропорционально жесткостям их на поворот узловых сечений.
М,	; М. , =-----
4ii~ s+ 4<1—4	гт 4гг -з
При этом на противоположных концах стержней, закрепленных от поворота (с лишними связями), возникают моменты того же знака вдвое меньшей величины. В лишних связях (узел 2), разумеется, возникнут такие же моменты, но противоположного знака Д' М2, они алгебраически сложатся с моментами в этих лишних связях в основной системе. Теперь накладывается вторичная лишняя связь на свободный узел 1, освобождается от связи следующий узел 2 и прикладывается к нему с противоположным знаком суммарный момент в лишней связи узла 2. Определяются внутренние моменты в стержнях, примыкающих к узлу 2, т. е. «разгоняется суммарный момент в лишней связи узла 2 по стержням пропорционально их жесткостям.
_ __(Мд — Дга) 411—2 ,
1	4г*£_2-| 4(2_з4-1д—
__ _ (Л?2 — \г Л'П,) Ы—з
4/р- д +- 41'д з 1'д _г, ___(Ма — Л’ЛТд) 412—3 4ij_з |-412—а -р /г—-
При этом на противоположных концах стержней 2—1 н 2—3 будут вдвое меньшие изгибающие моменты того же знака, а на противоположном конце стержня 2—5— момент той же величины противоположного знака.
Как и в первом случае, определяются моменты в лишних связях смежных узлов (в нашем примере узла /); так обходятся вес узлы, с последовательным снятием лишней связи с узла ц накладыванием вторичной связи на ранее освобожденный узел (в нашем примере это уже проделано, так как в полураме всего Два узла с лишними связями). Во вторичных лишних связях опить возникли неуравновешенные моменты. Возвращаемся к первому узлу. В нем после «разгонки» моментов в смежном уз-
95
ле вновь возник неуравновешенный момент, т. е, момент во вто-1 ричной лишней связи,	I
Начинается второй цикл разгонки, суммируются все моменты, пришедшие во вторичную лишнюю связь узла 1 после «разгонки» моментов в соседних узлах, В нашем примере пришел только один] момент Л'Mi от узла 2 (если бы над узлом 1 располагались еще] ярусы полурамы, то пришел бы еще один момент от вышераспо-1 ложенного узла), Опять снимается связь с узла 1 и прнкладыва-] ется к узлу момент во вторичной лишней связи с противополож-1 ним знаком, т. е. —Д'ЛД.	.1
Второй цикл разгонки производится аналогичным образом.] После него опять в узлах, в третичных связях возникнут неурав-1 повешенные моменты, но эти моменты будут намного меньше пер-1 воначальных п с каждым никлом разгонки они будут убывать.] Практически уже после третьего Цикла разгонки неуравновешен-1 ные моменты в четвертичных связях будут настолько малы, что! дальнейшую разгонку можно не делать.	I
Окончательные усилия в стержнях полурамы будут равны! сумме внутренних усилий в основной системе и всех промежуточ-1 ных разгонок (всех циклов), т. е. окончательная эпюра моментов! будет равна сумме эпюр, показанных на рис, 41, б, в, г д. I
Указанный способ расчета полу рам будет иметь законченный! вид, если его представить в табличной форме (табл, 33). I
В первой строке таблицы обозначены все узлы полурамы. Веи второй строке — все стержни, примыкающие к узлу. При обозна! чении стержня первым ставится номер этого узла (2—/; 2—<31 и т. и. для узла 2). В третьей строке для каждого стержня, при! мыкающего к узду, вносится коэффициент распределения узло-1 вого момента, т. е. величина изгибающего момента в узловом се! чении стержня от внешнего узлового момента, равного единице! при Щ1ЛЦЧГШ лишних связей в смежных узлах.	I
В четвертой строке для каждого узла вносится внешний узло-| вой момент, если он есть (от консоли). В пятой строке записывай Ются все внутренние моменты в узловых сечениях стержней в ос! Вовной системе. Шестая строка — «разгонка» моментов в лишний связях. Разгонка эта ведется последовательно слева направо. За! иисываются внутренние моменты в узловых сечениях стержней! получаемые умножением суммы внешнего момента и внутренних! моментов в основной системе с противоположным знаком на со! ответствую щи е коэффициенты распределения.	I
После каждой разгонки при помоши коэффициентов перено! са определяются моменты па противоположных концах стержней! Эти моменты для узлов, расположенных справа, записываются] в пятой строке. При сложении моментов в узле учитываются и! эти моменты. Для узлов слева эти моменты вносятся в соответ-1! ствующне графы седьмой строки. Седьмая строка — второй! цикл разгонки. Сумма моментов в каждом узле седьмой строки с противоположным знаком умножается на соответствующим
96
«Разгонка» опорных моментов
	h		tc				0,1				0,2 [ 4,6 1
	П-5	[ О.1'1 1	сг>				о				
	I 4—3 I 4-4)	0.14 [ 0,72	1 — 1,1 — 63 9	46,1				8'0	6*0 Г 1— i.		1'0 го-		6,9 —16
п‘	т СО		Г  s:	Сч" 1			1		0,1 - 0,2		— 0,2
	4.	М2		9'0— ТО —			—0.6				(s' 1 —
	Ст	0т44		15— . 8'0			о сч 1		0,3 - -0,2		сч 1
fl		9Г0 |	j,6				— о 1		т-Г	СП 1		о
	I э-п	!\08	ю го 7				о'		ф’		т
	i-г 1	0г46	ф				о		СЧ	со фЬ о’ 1		3,3
	сч	0Л5	Сч”				L'0— 8'0		М«	со О	о* 1		2 3'1 ‘ 1
	Д	| 31‘о	СЧ	Ф 1				О 1		о 1		1
I Ци кл		—					—				
					OSZ = ?^ 092 = 1 Л, 002=1 ч. 092=1						
д к					A L = 00,6 ^я__		VO а‘ы? »? У,		Ya 2‘es^i V		Ч	к £ " 4 ч*	' Н **»	
S 6			Ф	Ф	ф	о	Ф Ф	СЧ	00	— 1								
- J483
97
коэффициент распределения н вносится в восьмую строку, одн временно, так же как и седьмая строка, заполняется девята Количество циклов определяется степенью точности подсчета м> ментов (обычно 3 цикла). Окончательные усилия в стержш получаются сложением всех моментов каждой графы, за псклв чепнем узлового внешнего момента (четвертая строка).
Таким образом, при трех циклах разгонки таблица будет с стоять из одиннадцати строк. В последнюю строку вносятся око: нательные усилия.
Аналогичным образом рассчитывают на вертикальную натру ку и рамные каркасы. Разбивка их на полурамы не всегда во: можша, в таких случаях они рассчитываются целиком, тем ж способом, только количество узлов в таблице будет больше!
Предполагается, что все ригели рамы в горизонтальном на правлении посметасмые. Поэтому в уровне каждого ригеля рг мы предварительно устанавливаются горизонтальные лишни связи. После расиста рамы на вертикальные нагрузки из услови несмещаемостп ригелей по эпюре моментов определяются пощ речные силы в колоннах и усилия в лишних горизонтальных cbj зях, равные для Каждого этажа сумме поперечных ецл в koJiOI нах выше и ниже соответствующего этажа. Как правило, эт усилия от вертикальных нагрузок незначительны п ими можи пренебречь. При больших усилиях в лишних связях рама допот нительно рассчитывается на горизонтальные силы, равные уш лиям в лишних связях с противоположными знаками.
Пример расчета рамы методом Харди Кросса дан в табл. 3^
В этом примере моменты в основной системе в узловых сеч' ниях ригелей взяты из таблицы расчета балок-распорок (ст табл. 43).
§ 3. Расчет рам на горизонтальные нагрузи методом эквивалентной полурамы
При расчете рам каркаса этажерки на горизонтальные Hi грузки наиболее удобен так называемый метод эквивалентно полурамы, впервые предложенный инженерами В. Э. Лоцшцны: I! Н. И. Шапошниковым. Этот приближенный метод дает реши ние, отличающееся от точного не более чем на 5%. Основны предпосылки метода;
I) все параллельные рамы каркаса благодаря наличию жест ких перекрытий имеют одинаковые в каждом ярусе перемещения
2) нулевые (фокусные) точки эпюры моментов задаются 1 первом приближении в серединах всех ригелей рам.
Расчет ведется по следующей схеме.
I.	Все параллельные рамгя разбивают на полурамы (рис. 49) Это возможно, так как принято положение о нулевых точках
98
.ерсдпне ригелей. Принимается, что ригели в этих точках в вер-'..[К аль ном направлении нс смещаются.
Средние участки с ригелями по обе стороны колонны рассмат-„[Пиют как полурамы с ригелями, имеющими погонные жестко-равные сумме соответствующих погонных жесткостей риге-L Т]-| одного уровня слева и справа от колонны. Очевидно, что по-:.rI;nbje жесткости ригелей полурам следует принимать равными , ^поенной погонной жесткости ирпмыкаюншх к колонне риге-'..и, гак над при одинаковых моментах инерции Длина их в два . ч.за меньше.
Рис. 49. Ра.чИнвкл рами на составляющие понур,чмы
 погонная жесткость колыши /-го этажа hi-й оси; С'Г„огоппая жесткость Ригеля j*ro этажа оьго продета
2.	Все полурамы складывают в одну эквивалентную подурачу, имеющую колонну с погонными жесткостями, равными сум-м погонных жесткостей всех колонн. Каждый ригель этой эквивалентной полурамы имеет погонную жесткость, равную сумме согонных жесткостей всех ригелей составляющих полурац соответствующего уровня (рис. 50).
3.	Эквивалентную полу рам у рассчитывают на суммарную горизонтальную нагрузку. Этот расчет удобнее вести методом раз-идпщ моментов.
4.	Определяют прогибы эквивалентной полурамы в каждом >'|1<)нне по взаимным смещениям ригелей,
5.	По заданным горизонтальным смешениям рамы, равным '’ютветствующим смещениям эквивалентной полурамы, определяют усилия в раме. Этот расчет производят методом Харди Кросса.
Следует заметить, что суммирование погонных жесткостей 1;игслей одного уровня подупам для нахождения погонных жес'г-[''°стей ригелей эквивалентной полу рамы не приводит к большой Погрешности, если эти жесткости мало разнятся. В случае, если 'Кесткости одних ригелей вдвое и более превосходят жесткости 4|j\thx ригелей, простое пх суммирование при определении по-'"	99
гонных жесткостей ригелей эквивалентной полурамы может вести к большим погрешностям. Это видно из примера с рам, которой одни ригели малой жесткости, а хотя бы один бескон жесткий. Тогда суммарная жесткость их будет равна бесконс сти, а погонная жесткость соответствующего ригеля эквива; поп полурамы при этом будет равна бесконечности, что явно ходится с действительностью.
Рис. 51. Схема для определения приведенной погонной жесткости ригеля эквивалентной полурамы
1
Рис, 50. Эквивалентная полурама
В этом случае следует в эквивалентной иолураме приннм приведенные погонные жесткости ригелей &пр
1Ч>
S т 1>i
Si — Sm ’
где i — погонная жесткость колонны полурамы ниже распо. мерного яруса:
т 
k — погонная жесткость ригеля полурамы.	I
Приведенная погонная жесткость А’гр найдена из сравненя суммарной жесткости на смещение соответствующего яруса с| ставляюших полурам с жесткостью на смешение этого же яруа эквивалентной полурамы. При этом во всех полурамах услова принималось шарнирное крепление колонны яруса к нижнеч этажу (рис. 51).
Расчет эквивалентной полурамы на горизонтальные нагруЗ кн методом разгонки моментов аналогичен расчету носмешаемы! рам на вертикальную нагрузку методом Кросса. Разиина заклю чается только в формулах подсчета коэф фи диен то в распределе ния и в коэффициенте переноса для стоек, равном Для полурам! (—1) вместо +0,5 для рамы с иесмещаемымп ригелями.
Ю0
За основную систему принимают полураму с лишними связя-ял па поворот во всех ее узлах, кроме шарнирных. Определяют <с1!,тня в основной системе от горизонтальных сил. Находят уси-- ([н в лишних связях сложением соответствующих опорных мосситов стоек.
Далее моменты в лишних связях с обратным знаком «разго-[!Я)от» по стержням полурамы последовательно по одному в пред-иттожении, что во всех узлах, кроме рассматриваемого, сохранны лишние связи.
Рис. 52. Схема определения коэффициентов распределения
Обозначения узлов и стержней и правило знаков такое же, ’ио и в методе Харди Кросса, т. е. узды нумеруют, стержни обозначают двумя номерами узлов, между которыми они расположены, знак момента принимают положительным, если он поворачивает узел по часовой стрелке.
Коэффициенты распределения определяют по схеме Jфпс. 52, а).
При единичном повороте в узловом сечении стоек полурамы будет возникать момент M = f, а не 4г, как это имеет место для Несмещаемой полурамы (рис. 52,6), в ригеле возникает момент М-ЗЛ, такой же, что п в несмещаемой полураме. Моменты на противоположных концах стоек равны —I, следовательно, коэффициент переноса для колонн равен --1, а не 0,5, как в несменяемой полураме. Коэффициент распределения для колонны бу-
I	3/г
лит равен -- —  - . для ригеля -----.
2/ \-3k	21-; 3k
В первую строку таблицы разгонки моментов вносят номе-•л узлов, во вторую — обозначения стержней, сходящихся в каждый узел, в третью- -коэффициенты распределения, в четвер-ц'.то — изгибающие моменты н стержнях из основной системы, в
1Щ
200
WO
200 i=0,86 2=0,86
S i-t wo.	2,5 i = IW.86	2,5 i = IW,86	2,5
i- t wo	2,5 i = iW,86	2,5 i= 1=0,86	2,5
k i = I w	3,75 Z-2W,86	3,7$ Z-twao	3,7$
I z- I ¥00	3,75 ‘i-1-0,8$	3,7$ L= t--0.86	3,75
	5,0 L=	5,0	5,0
1	J			
200 ! 2^6,88
Z-hf Л ttftfl >'. 'PC-
WOJ!	7.5 X
L =	
WO 3	¥^,6$ „
i =	77,25 X
¥00 ¥	i-5,88
t=	77,25 X
wo /	iW,88 .
1=	75,0 X
Ji	L
WOt
¥00 WO*
*7208 OOP
2000 WO, 2800
/2000
2800
3600
.3600
2708/ 32
050бА
5282A Sb
3960A 396i
7^035
2798/ J /ОЗ#?
¥5952 £
2788
282/
¥501
2036
27?
83.
73^168
833
Wrf\738

OPS
633
723
^277 =F
J //*
2238 2036
¥8
737 a
330^
2066
3060
6	72	78
S78
^OOTS . ~ 708 ,
1 ! I I I t-^^T1^4r4
§7M&
^50#
^8з\
2273	2068
08
*> 67
& 7ffi
« 727
Pnc. 53, Пример |Х[ггч<?п[ р,пми методом .Улпивзденrru*ii поаурамы
а — схема рам in; <> -- эквивалентная нолураиа; о — эпюрп Л1 в ос по о ной систем1 ;ыя ?>к!1 ri]1;1Ж';ггнгИ: irfnj>[J-rмы; г —’jrijopf] М и ’гквнва^сцtiiоц цояу^амо; <? — Проги бы в эквивалентной цсмурам^ с — эоюра Л1 в основной системе от смещения яс — VKOn’iaTC^hiuiM .ялир-й М (после ]]йзгруэкп Mt'xmrTtiTs, fro Кроссу): я — TCiMija’
j Uro] IА M
102
пятую строку — изгибающие моменты от первой разгонки моментов в лишних связях. Момент в лишней связи равен сумме из-
[ ибаюгцих моментов в узловых сечениях, сходящихся в узел стержней из основной системы с обратным знаком. В шестую -. троку вносят концевые изгибающие моменты в стержнях (прп наличии вторичных лишних связей), пришедшие в узел после цервой разгонки. Затем следует второй никл разгонки.
В табл. 34 дан пример расчета на горизонтальную нагрузку
В табл. 34 дан пример расчета иолурамы (рис. 53,6).
Чтобы определить линии прогибов эквивалентной полурамы, находят горизонтальные относительные смешения ригелей каждого яруса. Взаимное смещение ригелей яруса определяют интегрированием произведения двух эпюр: эпюры моментов на уча-
Ма
Рис. 54. Схема для определения взаимного смещения ригелей яруса эквивалентной полурамы
стке яруса в полураме и эпюры моментов от горизонтальной силы в уровне верхнего ригеля яруса в соответствующей статически определимой системе, нолучас-
мой введением шарниров в колонне полурамы на уровне нижнего ригеля рамы и выше верхнего ригеля (рис. 54). Подсчет ординат прогибов эквивалентной полурамы дан в табл. 35.
Определив относительные смещения ригелей для каждого
яруса, простым суммированием их находим горизонтальные перемещения эквивалентной полурамы в уровне каждого ригеля. Принимается, что перемещения рам совпадают с перемещениями эквивалентной полурамы. Остается по найденным значениям смещений ригелей определить усилия в рамах. Расчет рамы на заданные перемещения производят следующим образом.
1. За основную систему принимают раму с лишними связями от поворота во всех узлах (см. рис. 53, е).
По взаимным смещениям ригелей яруса определяют усилия во всех колоннах яруса (табл. 36).
д 6/
М0 = М„ =
где Л4С и Affl —соответственно верхний и пижций опорные моменты в защемленной колонне от смещения;
i — погонная жесткость колонны;
h — высота яруса.
2. Определяют моменты в лишних связях суммированием с обратным знаком опорных моментов, сходящихся в узел колонны.
И13
Таблица 31
Разгонка опорных моментов в эквивалентной
Схема			1		2			3			1			5			5
			1-0	1—2	2—1	2^0	2—3	3-2	3—0	3—4	4—3	4-0	1—5	5—4	5--0	5—6	6—5
			0,73	0,27	0,21	0,58	0,21	0,19	0,52	0,29	От25	0,48	0,36	0,24	0.44	0,32	1
t 31 = 20.64 О		1	-292	400 — 108	108 400 —359	—991	1200 —359	359 1200 —676	-185!	2000 -1032	1032 2000 — 1516	-2799	2800 -1516	1516 2800 — 1900	-3483	3600 —2533	2533 3600
г ч к* л з* к? в УЛ, ej тЛ	Л 31 = 20,64^0	и	—262	359 —97	97 — 162	—448	676 — 162	162 —319	—873	1516 —487	489 -62!	-1145	1900 —621	621 — 140	—273	— 199	199
	Л 31= го,вч_о																
		111	-118	162 —14	44 — 76	—221	319 —76	76 -132	-363	621 —202	202 —91	-168	149 —91	91 —22	— 40	— 29	29
	31 = 20,64^0																
		IV	- 55	76 - -21	2! —32	-89	132 —32	32 -23	-64	91 -36	36 —15	—28	22 -15	15 — 4	— 7	—5	5
	"1 31 = 20,64 О																
		V	— 23	32 —9	9 —7	-19	23 —7	7 •4	-11	15 -6	6 —3	— 5	4 —3	3 — 1	— 1	— 1	1
																	
		V!	—5	7 —2	2 — 1	— 3	4 — 1	— 1	—2	3 -1	1 — 1	— 1	J	!			
		1	—755	755	44	-1711	1767	682	-316-1	2482	1517	-4146	2629	2971	—3804	833	6367^
Определение прогибов в эквивалентной полураме
№ точек	Ярус	Схема эпюры		Подсчет относительных смещений ригелей ярусов	А	Ординаты прогиба
				1	ft	АГ ft А = — . — рмА - Мв) + —Е-О	I	оя		
6	5-6			1	4	3804-4 — - —(2-833—63671 +	 6	15	7	3.6,88	528	0
						528
						
	4—5			1	4	4146.4 —  —	(2 2629—2971) +	 6	11,25	’	3.6,88	939	
						1467
4		л				
		Мр	 i			
	3—4			1	4	3164-4 — . 		(2.2482—1517)		 6	11,25	3-6,88	817	
						2284
,7 2						
	2—3	мв р* Г		1	4	176L4 —  — (2-1717—682) Н- 	 6 7,5	3-6,88	586	
						2870
	1—2			1	4	„	755-4 — .	 (2.755—44)			 67.5	36.88	276	
1						3146
Таблица
Определение изгибающих моментов в основной системе от относительных смещений ригелей ярусов
I In/lUlCГ МЦМСНГОН
- Ф
Я liyei.f
от смощениП
Л! -- — Д
ll

1, 7, W
1—2
7—8 13-14
276
6.2,5 ------276
1035
2, 8, 14
586
4. 10, 16' 4-5
; ю-н t 16-17
2—3
8 -9
9—10
5-16
5—6
17 -18
817
939
528
6-2,5
----- - 586
4
6'3,75
---- 817
4
2198
4596
6,3,70 939	! 5281
4
6  5
- --528
4
3960
3. Моменты в лишних связях разгоняют по элементам
предположении,
что ригели
рзмы не смещаются
горизонта
лъно;
направлении (в уровне каждого ригеля накладываются лишн!
горизонтальные связи).
Изгибающие моменты в основной системе складывают с м>
ментами от разгонки. Этот расчет производят методом Хар. Кросса. Неуравновешенными силами в лишних горизоитальн!
связях, возникающими после разгонки, ввиду их малости пр небрегают. В качестве примера может служить расчет рам1 показанной на рис. 53, а.
в
4
§ 4. Расчет вертикальных связей
На горизонтальные нагрузки связевую этажерку рассчит: вают как вертикальную консольную пространственную ферм состоящую из ряда плоских вертикальных связевых ферм с ша пирными узлами, Защемления балок в колонны при определ нии нормальных усилий в элементах ферм от горнзонталкнь нагрузок можно нс учитывать, так как горизонтальная жес
106
кость связевой панели во много раз больше, чем жесткость рамной панели без учета связей.
Но н при этом допущении связевые фермы каркасов этажерок, как правило, представляют собой многократно статически неопределимi.ie системы, Это имеет место при расположении связей в двух и более смежных пролетах. Число неизвестных в
Рис. 3!>. Усни и я в св язевой ср- рзнс от I'OpusoHTa.’ibnoH нагрузки а — Пр[I ||ГЛргЕ>|РНt,}\ y.VUIX; б — П|ъ|| жеегких узлах
этих системах достигает нескольких десятков. Расчет таких связевых ферм точным методом без использования счетных машин зачастую невыполним.
На рис. 55 даны точные значения усилий в связевой ферме металлической этажерки при шарнирной схеме и с рамными узлами крепления балок-распорок. Сравнение усилий показывает, что пренебрежение рамностью узлов практически пе снижает точности расчета.
Ниже приведен приближенный способ расчета на горизонтальные нагрузки вертикальных связевых ферм, не имеющих перепада высот, т, с. ферм, высоты которых во всех пролетах одинаковы.
С достаточной степенью точности расчет таких ферм может быть произведен в предположении, что напряжения в колоннах, представляющих пояса формы, распределяются по закону плоских сечений, как нормальные напряжения в спдошностенчатой упругой балке (рцс. 56).
107
Чтобы определить усилия в колоннах, находят положение; центра тяжести сечения фермы, состоящего из сечений поясов-колонн. Находят момент инерции сечения фермы и величины для каждого пояса. Усилие в колонне от соответствую-
Рис, 56. Напряжения в колоннах от изгибающего момента в свнзс-•пой ферме при условии сохранения плоских сечений фермы
Рис. 57. Схема распределения поперечной силы между пролетами связевой фермы
г,- -расстояние ее до центра тяжести сечения фермы.
Зная усилия в колоннах от горизонтальных сил, можно без труда распределить поперечную силу между пролетами связевой фермы. Ниже в качестве примера приводится определение коэффициентов распределения поперечной силы между пролетами для трехпролетной связевой фермы (рис. 57).
V . lAKia,	ЛцЩ -a F 1г1
;V1   “	’ 41-2“	~7	-~7	а1_?.
* ф	л	V ф
,,	-V4o3-.i	Ftzt
Q2_3	1 ~~ Q( _2	
При полураскосной системе связей распределение поперечной силы по пролетам этим способом достаточно обосновано для всех ярусов фермы, кроме нижнего. В нижнем ярусе поперечная сила це дает усилий в колоннах, и, следовательно, распределение поперечной силы между пролетами не зависит от соотношения площадей колонн. В этом случае нижний ярус фермы рассчитывают на поперечную силу в уровне верха, как статически неопределимую конструкцию.
108
Расчет этот достаточно прост, если считать распорку в уровне первого этажа абсолютно жесткой. Ниже приводится пример расчета нижнего яруса двухпролетной связевой фермы (рис. 58).
Л	. Q	Л	.
tcos^ttj F.F^ '	«1-2
Рцс. 58. Схема расчета нижнего Рис. 59. Усилия в связеиой фер-яруса связевой фермы на горпзон-	от горизонтальной нагрузки
тзльпую нагрузку	при приближенном способе
расчета
Усилия в средних колоннах рекомендуется определять методом вырезания узлов по найденным в раскосах усилиям.
Чтобы определить усилия в колоннах и коэффициенты распределения поперечной силы между пролетами, достаточно звать соотношение площадей связевых колонн.
В табл. 37 дана форма расчета связевой фермы на горизонтальные нагрузки. Сравнение (рис. 55 и 59) показывает, что приближенный способ расчета связевых ферм, не имеющих перепада высот, дает величины усилий в стержнях, мало отличающиеся от усилий в них при точном расчете.
Щ)
Расчет вертикальных связевых ферм
1 Схема	Подсчет коэффициент'«и распределения усилий	я 1- О г:	Р и г	Q в т	Л п с.It:	
Определение коэффициентов распределения поперечной силы
= 0,63
йт.._2~ I —0,63 - 0.37
Положение центра тяжести фермы
500.6-Ь 100 14
с	------- 7.17
12(10
/ж - 0 6 7,172- 1  1,17г 
; 0.8-ОЗ'2 — 09,57
24.0	10,0		
		К)	400
20,0		10	400
16,0		10	400
12,0		!0	400
8,0		10	400
4.0		10	400
0,0			
Фермы, имеющие перепады высот, рассчитывают па горизонтальные нагрузки по участкам (от перепада до перепада): рассчитывают верхний участок фермы до первого перепада по приближенному методу; в месте перепада к нижерасположенно-му участку фермы прикладывают горизонтальные и вертикальные силы от верхнего участка в виде поперечной силы, приложенной в соответствующих узлах, и нормальных усилий в вышерасположенных колоннах (расчет этого пижерасположенно-го участка производят таким же образом па горизонтальные узловые нагрузки и поперечную силу от верхнего участка); за-110
Таблица 37
на горизонтальные нагрузки
				‘V;’a ено |>к-1		Л			в колониях			... В
								А Л1	Б	-i Л1	
.X- ]|	Е. — В	А. -Г	Е....Г	А—Б	li—н	J ,v	Д’		Л-		Л'
				1,9	10						
500	565	-J-3,1	±4.5			2,5	2,5	-2.5	-2,5	—	—
500	565	±3,1	±±5		3,2	2,5	2,5	-УЗ,2	-;о.7	-3.2	— 3,2
					3,2						
500	565	±3,1	±4,5		3,2	2,5	7,5	-1.8	-1,1	-3.2	- 6,<1
500	565	±3,1	±4.5		3,2	2,5	7,5	±3,2	±2,1	-3,2	Щ),6
500	565	±3,1	±1.5		3.2	2,5	12,5	-1,8	-5 0.3	-3,2	-12.8
500	565	±3,1	±4,5			2,5	12.5	±3.2	-1-3.5	-3.2	-16
тем рассматривают следующий участок связевой фермы с горизонтальными и вертикальными силами от вышерасположенного участка (расчет этого участка производят так же, только на горизонтальные нагрузки) и так далее до нижнего участка. После чтого рассчитывают фермы на вертикальные силы в местах перепада высот. Окончательные усилия в элементах фермы получают сложением усилий от горизонтальных нагрузок с соответствующими усилиями от всех вертикальных сил в уровнях всех перепадов высот.
Расчет связевой фермы но вертикальные силы в уровнях пе-
репада высот точным методом весьма трудоемок, а в ряде сл; чаен невыполним без использования счетных машин.
Задача значительно упрощается, если рассматривать верти кальпую связевую ферму как составной стержень, состоящи из ряда вертикальных- колонн, нагруженных соответствующим вертикальными нагрузками* 1. Связь между колоннами осущест иляется при помощи решеток вертикальных связей. В перво Приближении принимается, что связевая ферма не смещается горизонтальном направлении, для чего в уровне каждого ярус вводятся лишние горизонтальные связи.
Для решения задачи найдем жесткостные характеристики вер тикальпых связей (коэффициент жесткости связи на сдвиг — в)
Т^т	(j
Б б,
где Тс —сдвигающее усилие, приходящееся на один ярус cbj зсй рассматриваемого пролета;
ш— число ярусов связей, приходящихся на единицу выс< ты пролета;
6,. — деформация взаимного сдвига смежных колонн, со, диненцых связью.
Коэффициент жесткости связи при поперечных деформаций
Scm
Г|	,
ДУС
где S,. — растягивающее усилие, приходящееся па один яр^ связей рассматриваемого пролета;
— величина поперечного расхождения соседних колон соединенных связью.
Размерность обоих коэффициентов жесткости связей 8 г] — в кГ/см2.
Поперечное расхождение колонн в связевой ферме от верТ1 кальных нагрузок незначительно, а поэтому для упрощения ра чета поперечные связи принимают бесконечно жесткими. Таки образом, в решении задачи будет участвовать только одна х; рактерцстика связи---коэффициент жесткости на сдвиг е.
Определим коэффициент жесткости связи на сдвиг 8 различных типов решетки. Перемещение по направлению сдв! гающей силы Тс — 1 определяем способом Мора (рис, 60), Д) полураскосной решетки h , Г Nj ds
b I
cos « cos2 a
1 £Др
J EFi о
' 2& /	1
-ф b tg a fg2 а ,	,	,	.,
	EFC J Е ' cos3 a Fр	Fc )
1 Р ж ,] и и ц ы (| Л, Р, Теории составных стержней строительных |<он<
рукиий. Стройнздзт, 1948.
И2
для раскосной решетки
‘- + ^-4
£ \ cos’ a Fp Pel
.Здесь Fj, и Fc—площадь сечения раскосов и распорок; а — угол между колонной и раскосом; b — высота яруса.
Имея т — —получаем значение е
Рис. 60. Усилия в элементах связей от сдвигающей силы
Ге =1
Рис. 6|. Основная система
для полураскосной решетки
.'1ля раскосной решетки
1____
cos3 а £р
I .Jg3^
cos3 а £р £с /
(2)
(2')
Рассмотрим составной стержень, состоящий из п+1 колонн. Связи этого стержня будем обозначать цифрами I, 2, 3... Отдельной колонне присвоим номер следующей за этой колонной связи: от I до п+ I, Начало координат Примем в верхней точке составного стержня. Сдвигающие усилия в связях, отнесенные к единице длины, обозначим через т (кГ/сму Эти усилия являются функцией координаты х по длине стержця.
Относительный сдвиг двух смежных колонн в соответствующей точке с координатой у обозначим через 6 .
Вследствие пропорциональности сдвигающей силы и податливости связей можно написать
т - = 6г
-л - 1485
из
или
У = ~.	(3
8 Выразим приращение сдвига на длине dx через удлинения смежных колонн

Е
gfe-i
Е
или
6' =--?*-!{ Е
систему принимаем систему колонн стержня между собой связями и имеющих в уровш
(4)
Е
За основную
не скрепленных
каждого яруса горизонтальные лишние связи (рис. 61).
Определим величину b'k для fe-ro пролета, возникшую oi внешней нагрузки и от сдвигающих усилий, которые заменяю! действие отброшенных связей (см. рис. 61),
Тk-y + ^k,k^\ + Ам+i	
— приращение сдвига на единицу длины в /г-м про лете от суммарного единичного сдвигающего уси; лият действующего в г-м пролете выше сечения х-х\
— суммарное сдвигающее усилие в г-м пролете, дед ствующее выше сечения х-х\

7 k~i
Здесь Ан
Tt
при Х — 1
Г- — f т, dx, а
(5,
I
о
где I — высота пролета;
Qt— поперечная сила в пролете i;
А*,о—приращение сдвига на единицу длины в fe-м пролете от действия внешней нагрузки на составной стержень, не скрепленный связями. Согласно формуле (4)
Л	л;
А’° ’
А —	1
-- FkE ;
Л __L_ д_________!_
“ ЕйЕ ‘ t Е
(4'
^k,k+i
14
Согласно принципу взаимности перемещений
А/?,; = Ai.i-
Имея формулы (3) л (5), получаем
- Л,лЛ_ ।। Л' i" Ам н 4 -V"
Ti-TIIT
—~	1 V ^2 “г ;
£|
Z^-Д.Л+Д^Г, -1-АйТз + Дл;	(6)
8^
Решив эту систему дифференциальных уравнений, получим величины и законы изменения суммарных сдвигающих сил Т\ ио высоте пролета для каждой связи.
Определяем сдвигающие силы, отнесенные к единице длины: т_. - Т\ ,	(7)
Функция ( т; ) выражает закон распределения поперечной силы в пролете i по высоте. Доля поперечной силы, приходящаяся на ярус /. будет равна
Д<?0	(8)
где (t;)j —значение величины распределенной сдвигающей силы в уровне середины (по высоте) яруса пролета i.
Усилия в раскосах
Усилия в распорках
'Чу -AQotga.	(Ю)
Усилия в колоннах определяют способом вырезания узлов.
Усилие в Лишней горизонтальной связи определяют, как алгебраическую сумму горизонтальных проекций усилии раскосов верхнего и нижнего ярусов. Окончательные усилия в элементах связевой фермы получают сложением найденных усилий с усилиями от горизонтальных сил в лишних связях, приложенных к связевой ферме с обратным знаком.
Вся сложность задачи заключается в решении системы дифференциальных уравнений второго порядка (6).
3*
115
Для решения системы п дифференциальных уравнений вт< рого порядка требуется 2п граничных условий.
Для каждой связи можно составить два граничных условие при х ОТО
и при х — I Т' --- 0.	(Ц
Первое условие выражает равенство нулю суммарной сдвй тающей силы Т сверху в верхней точке пролета. Второе услови выражает равенство нулю распределенной по длине сдвигаЮще силы т внизу в уровне заделки связевой фермы. Это услови вытекает из равенства в этом уровне сдвига б нулю, я так Kai т — бе, то и т =0. Решение уравнений (6) рассмотрим на npi мере трехпоясной связевой фермы; для такой фермы оно имее вид
Т[ Et Дн Т -г- е(А(2 Т,2 - е(Д1(1 ;
т\ е;дэ, 7\ ф- е2Д;2 Т2  J- ейА20.	(6
Решение соответствующей системы однородных уравнений (при Д10 Д20 = 0) будет иметь вид	!
Л “ Рн Л + Р12 ^2,
РиЛ+Р^Л.	(lj
где Т(- — функции вида
Т; - - А; sh У.; х 4  В; cl i Z,- х,	''
определенные каждая с точностью до двух произвольных посте янных Д и В;, находящихся из граничных условий;	'
X- — корни следующего алгебраического уравнения четверто степени:
I siAii ’ еАй
' Вс'Дл]	ВгДзо  X
(е.Д,,-!-^) -^Ч^Дт-ДЬ) - °-
Решение этого уравнения дает
Ч '	+Мм-!- I (Ц: >4Ч:-Ьл|,
М = ~ | 6 А 1 "I"	( Е A I	EjAw) + 4Д12 е] е2 ]  (Р
Коэффициенты (Jjj, определяются цз следующей систем обыкновенных линейных однородных уравнений
(е|Дн — Ри Н-EiAjsPai ;; 0; 1
ОЛ +	0.1
116
При определении в уравнение подставляется значение X Xt, соответственно для 0i2— X ; Х;, при X =. X, из уравнения (15) получаем
Р21	xi~Mh	S2 ДИ
		
011	61 Л (2	
Для того чтобы решение уравнений (15) было определенным^ поставим условие нормпрованностц коэффициентов р1/;

V	I т р	1 7 —	=•- 1, т. е. 	 ,	1- " Si	S|	6-2 r'-З	(16)
Введем обозначение	
fc' ф'1	• : [g ф. Тогда	(17)
Psi Pit	1g Ч'
Подставив это выражение в формулу (16), цолучим
Pit । Рн t ,й	, 4-	tg Ф   1,
e,	e.
откуда
0П	1	2
	=	 = COSJ <P „ I—tg*<p	4
.	—a
Pt, L" 1 СО5ф,
p2[ г e^sinqp.	(18)
Аналогично при к )2 получим
Pi-»	Tj - A, j .	р.,., |/ 8(	X;  г1д][	/)(Л
О	4	г	п		 “ -----	U**’
Р1	Г|	р|2) 6-2	) 6 |6“ Л12
Из формулы (14) видно, что
-	Н '\1 “	( ^"1 ’	'	(20)
Сопоставив (формулы	(17) и (19), найдем	
Р-2? 1'		
Отсюда получим	ба	02, / г.	
	Pis ’ — У/Г^[ ЫП<р; 1 Г-2„ -= у в2 costp 1	(21)
117
Матрица коэффициентов имеет вид
Pit. Pu1 l|>/ei costp, — v'e, sin ф । Pet, Pasj ||/e.2 sirup, v'e-j. cos«p
Основными свойствами матрицы (22) являются условия opTOi тональности
Л
V  о (k^=i)
и условие нормированное™ (16).
Пользуясь свойствами коэффициентов можно доказан что общее решение уравнений (6') имеет такой же_ вид, чт
Уравнения (12), с той только разницей, что значения 7’; должн’ быть равны
7\ = Аг sh Xj х Ву ch Xt x 4- -j— j Dv sh Xj (x — £) d£; о
T2 = Д sh X2 x -ф Я, ch XE x ( D2 sh X2 (x — g) d^,
где | —вспомогательная переменная, по которой производите и итерирование
Z?i -•= А10 Pi j F Am Pat; 1
Am Р1а Ф Aso . )
Вычислим последние члены уравнений (23), обозначив их cl ответственно С( и Сй:
Г sh X, (х - £)	= (ch Xt x — I);
1 J
X
— f sh — dl -~ — (chX.x — 1).
‘ Ac 1	'	J-J
I)
(2
После подстановки выражения (25) в формулу (23) по;
Ту =	shXtX -F BjChXt х + ~~ (chХхх — |) 
Т.	shX^x В.,chX2x (chXax — I),
118
Подставив выражения pift из формул (18) и (21) в формулу (12), получим
Т\ = Pti Т\ + р12 Т2	]/ gj cos <р Тг У si п ф Tz;	%
Т-2 = р81 Л + ₽22Л ~ У &г sin<р Ti + j 'е2 cos<pT2.
Соответственно
Ti ₽ц Т{ -J- р,2 7\ = у Е] cos ф7\ — /ех sin фЬ ;
т2 = P^iTi + ра2 74 =~ 1-ле2 sin<p7’[ Н- У е2 С08фТ2, где
Ti = At Xt ch Xt x By X; sh Xt x -j~ sh X1 x;
T-2 -= Л2Ха ch Xa x 4- BaXa shX2 x4- sh X2x .
(28)
(29)
Определим произвольные постоянные Л,, А2; By и Вг из граничных условий. Первое граничное условие Ту — Т2 — 0 при х = 0 Даст
Л	У Ну cos<pBt — У\ sin <fB2 = 0;
Т2 — у-'б, sin<рВ, -4- Не.2 cosфВ2 — О.
Откуда
Bt - в2 о.
Второе граничное условие TJ —Г2=0 при х — 1, принимая во внимание формулу (30), даст;
Тj	у ti] cos <р(Xj kt chX, / 4- shXt —
— y/e] sintp M2X:;chX2Z4’~?“ShXs /'j -- 0 ;
\	^-2	/
O X	(31)
^2 =- i ^2 sin <p Ду Xy ch Xy Ish Xy / J Д'
4- У\ cos ф Да к ch X21 4- sh X21j = 0.
Уравнения (31) определяют постоянные A{ и Л2.
j4t Xt cl[XTI cos <p — Л2 X3ch Xa / sintp _••
= — sh Xt Z cos (;) 4- sh X21 sin <p ; Л[	/,2
>4t Xj ch XT / sinip - j- A2 X2ch X.. / cos <p
=- — shXj l sin tp — shX21 cos <p .	(32)
Л;
ii9
Отсюда
, d2
— ~— sh	/ cos q>	—— sh ?.2 f sin ф, —A2 ch A2 I sin ф
At	A2
Di
— ~— sh	I sin <p — -7— sh X2 I cos ф, A2 ch A21 cos ф.
A-i	’ As
I At ch Ai I cos ф, —АасьА2/51пф I
I At ch At / sin ф, AschA2/cos<p	|
Di	Ds
At ch At I cos Ф. — -— sh AT / cos ф	-7— sh Аз I sin ф
At	A 2
Dt	D2
Ai ch Ai 1 sin ф, — —— sh At I sin ф — ——- sh A2 I cos ф Ai	Ag
I Ai ch A] I cos ф, — Аз ch A21 sin ф |
I At ch A, I sin ф, A2 ch A21 cos ф ’
Подставив B]=Ba = 0 в уравнения (26), получим:
Zj = Л1 sh At л: + (ch At х — А|
Т2 А2 sh Аа х 4- (ch А2 х — 1). А,
И окончательно, подставив формулу (34) в выражение получим:
^2 — 031
Zj 0it А2 sh At х 4——— (ch A2 x  1) 4 Af
4- 0i2 A sh A2x-f- (ch A- x — 1) ;
L	?-2	‘ J
XtshAtX 4- (ch Atx — 1) 4-A?
Ч- 022
А2 sh А2 х + (ch А., х — А,
Подставив B]= B2 = 0 и формулу (29) в уравнения лучим окончательные значения т, и тг
Ti ~ 011 (^i 711 ch At х 4- ~ sh At х j 4-
4- 012^зЛс11 Xax4- ~ sh A2x J;
T2 — 02i Ai ch At x 4- sh AtX^ 4-\	A i	J
4- 023/а2Л„сЬ АгхЧ- sh A2x ) .
(34|
(27),
(35’
(28), no
(36‘

120
Рассмотрим в качестве примера трехпоясную ферму, показанную на рис. 62.
Все площади колонн раскосов и распорок связей сокращаем на 100. Так как материал колонн и связей один, модуль упругости примем равным единице.
Определяем коэффициент жесткости связи на сдвиг с.

\ cosa tiFp
0,0052.
Определим величины Afc0 и согласно формуле (4')
Рис. 62, Схема свя-зевой фермы
 -41’7;
Alt=- —— + —— = 0,352 + 0,417 - 0,769 ;
11	2,84	2,4	’	’	’
Д12=Д21--------J- -0,417;
2,4
Ди .... —!— т — - 0,417 + 0,5 = 0,917 .
2.4	2
Найдем корни уравнения (13)
?Щ-- :	[«Mil l-	/ (е| Л11 — Е2Л22)2 I" 4Д?2С| е2 I ’
= °-^52 [от769 -и 0,917 + /'0,769 - 0,917)а + 4-0т417а ] -= 0,0026 (1,686 + 0,847) - 0,00658;	- 0,0812 ;
Ц ~Y~ [ «I -I- «_>	’ V ( «I ЛН - «2Л >2)2 + «I «2 |
= 0,0026(1,686 —0,847)= 0,00218;	0,0467 .
Определим коэффициенты
1еф-	0,0052.0.417__,_1193
Л1 —’ «2 Л22	0.006,68 -0,0052 0,917
Ф =- — 50° 6', sin ф — — 0,766 , costp - - 0,642 .
ptl //cosq=- //0052 0,642 - 0,04631;
р£1 = /^ simp .... — /0,0052 -0,766 = - 0,05523;
121
Pts Mt sin<p - । 0,0052 -0,766= 0,05523;
Paa - г'ёГ cos<p V' 670052 0,642 - 0,04631 .	1
Найдем величины D} и D2 из формулы (24),	-i
Z\ =--pu Al0 + рпДг0 — 0,04631-41,7 + 0,05523 -41,7 - 4,234; J
£>a = - Al0 +рйгД2о =- 0,05523-41,7 -• 0,04631-41,7 == 0,372. •<
Определим постоянные интегрирования At и A2.
Значение гиперболических функций при аргументе л.-Z:
sh XJ -- shO,0812-57 --= sh- 4,625 -- 51,023;
ch Xi I ch 4,625 --- 51,024;
shM	shO,0467-57 - sh -2,66 7,127;
chXJ = = ch 2,66 = 7,197.
Определим коэффициенты уравнений (32)
ch I cos <₽ -0,0812-51,024-0,642	2,66;
\ сЦ/ sin<p =- —0,0812-51,024-0,766 - — 3,17;
—XachM sirup - 0,0467-7.196-0,766 = 0,258;
^chXJcostp - 0,0467-7,196-0,642--- 0,216.
---— sh Xj I cos tp + —sliX., I sin <p ----- — —:-2— 51,023 - 0,642 — X,	л2	0 0812
—	7,127-0,766 =- — 1710 — 43,5-—1753,5;
---sh I sintp — ~~ sh + /cosm =
A,	A2
: -^-- 51,023-0,766 —
As ‘	1	0,0812
— —™ 7,127-0,642 •- 2039 — 37 - 2002.
0.0T67 ’ i—1753.5 0,258 | 2002	0.216
A^-
I 2,66 (J,258 i
I--,3,17 0.216 |
—378 — 512
0.5741 -I- 0.8165
2,66 —1753,5
-3,17	2002
2.66 0,258 [
-3,17 0.216 I
— 1753,5-0,216 — 2002-0,258 2.660,216 H- 3,17-0,258
—894
1,906
643;
5,326— 5561 J.3906
23a
1,3906
169,
A
122
Определим суммарные поперечные силы в пролетах, т. е. ве-ЛИЧИНЫ Г; И при Х = /
VshM ;	/ — 1) —643-51,023 Н
X*
+	(51 024— 1) = —32805 + 32161 - —6441
0,00658	’	!
fs = Л2 sh М + (ch М — 1) --—169- 7,127 +
+ °’37—(7,197—1) - — 1205 + 1057	— 148 ;
0,00218	1
Т1 = — 0,04631-644 — 0,05523148 = —26,8 — 8,8 --- 38;
Л -= +0,05523-6 44 — 0,04631-148 - 35,5 — 6,8 --28,7,
Определим Т[ и т2 первого сверху яруса цз формулы (36) при х==0
т, - ри \ И, +р,Д2А - 0,046310,0812 643-
-0,05523 0,0467-169 -—2,85;
т2 -= pai \ Mi: 0,0.5523-0,0812-643 —
-0,04631-0,0467-169 =- 2,52.
Найдем усилия в крайних раскосах первого сверху яруса.
Л+--= ttb=-—2,85-4-	- 14,2;
cos а	0,8
Лрг- - та Ь~5— =-2.52-4- - — --— 12,8. р	ста	0,8
Подсчет усилий в раскосах остальных ярусов не производим. Укажем только, что эти усилия быстро уменьшаются сверху вниз. Определим реакцию в липшей верхней горизонтальной связи,
ЯГОр =-- 26 tg а (тг + т2) 2-4-0,75 (— 2,85 2,52)-- —2.
Суммированием горизонтальных проекций усилий в раскосах связей верхнего и нижнего яруса определяется реакция в лишней связи с обратным знаком в каждом уровне. После этого производят расчет связевой фермы на горизонтальные силы, равные реакциям в лишних связях с обратным знаком. Расчет этот ведется по приближенной методике, изложенной выше.
Окопчателыгыс усилия в элементах связевой фермы получаются сложением усилий при наличии лишних горизонтальных связей с усилиями от реакций в лишних связях с обратным знаком.
Этим решением трехпояспого составного стержня можно без труда рассчитать связевую ферму с любым количеством пролетов и перепадов высот на вертикальные силы, приложенные в уровне перепадов высот, решая таким образом вторую часть задачи расчета связевой фермы на горизонтальные нагрузки.
123

На самом деле, как показывает пример расчета связевой фер мы, величина распределенной сдвигающей силы имеет макси мальную величину в верхнем ярусе пролета, т. е. в уровне при ложения вертикальной нагрузки, и быстро уменьшается в яру сах, расположенных ниже. В 4—5 ярусах сверху она црактцческ| приближается к нулю, Поэтому связевую ферму с перепадам; высот рассчитывают по участкам от перепада до перепада. Пр; этом каждый участок связевой фермы рассматривают как кон сольный составной стержень, жестко защемленный в нижнем се пенни и нагруженный сверху соответствующими вертикальным; силами со стороны колонн вышележащего участка.
Легко установить, что влияние вертикальной внешней силь приложенной к колонне связевой фермы, практически распростри ияется только на два смежных пролета. Поэтому при расчете свя зевой фермы на вертикальные нагрузки, приложенные в места: перепадов высот, связевую ферму можно условно разбить на ря, трехпоясных ферм.
Плоские связевые фермы в уровне каждого перекрытия свй заны между собой жесткими горизонтальными дисками, а поэто му независимая их работа на горизонтальные нагрузки невоз можна. Учет пространственной работы этажерки может дат значительное увеличение усилий в элементах некоторых связе вых ферм. Особенно это имеет место при разных высотах чар ал дельных связевых ферм. Вследствие этого учет пространствен ной работы каркаса этажерки при расчете иа горизонтальны1 нагрузки обязателен. Если высоты всех ферм одинаковы, то про странственная работа каркаса учитывается следующим прибли женным способом?
1)	определяется суммарная горизонтальная нагрузка уровне каждого А-го перекрытия, действующая на все плоски' связевые фермы;
2)	для каждой плоской связевой фермы определяется ведич^ на (коэффициент жесткости), характеризующая жесткост фермы на горизонтальное смещение, здесь Д,—прогиб ферм* в верхней точке от единичной горизонтальной силы, приложение! в этой точке;
3)	суммарная узловая нагрузка в каждом уровне рас иределяется между фермами пропорционально коэффициента* жесткости ферм по формуле
1 Pk^-
p\-~
где —узловая нагрузка, ферму;
Приходящаяси на i-ю связевую
124
Рис. 63. Схемы связевых ферм
л—количество параллельных связевых ферм;
4)	ио найденным узловым нагрузкам связевые фермы рассчитывают, как плоские.
Этот способ расчета применяют исходя из того, что все перекрытия этажерки при воздействии горизонтальных нагрузок работают, как абсолютно жесткие диски, и в результате наличия связей в плоскостях, перпендикулярных плоскостям рассматриваемых ферм, перемещаются, не поворачиваясь, отчего фермы в уровне каждого перекрытия имеют одинаковые перемещения.
Если этажерка имеет перепад высот и, следовательно, параллельные связевые фермы не одинаковы по высоте, расчет таких ферм можно производить по следующей схеме:
1) в уровне перепада высот этажерки в плоскости каждой вертикальной фермы
устанавливают лишнюю горизонтальную связь (рис. 63);
2) каждую вертикальную ферму рассчитывают, как плоскую ферму, имеющую горизонтальную опору в уровне перепада. При этом суммарные узловые нагрузки выше перепада распределяются между высокими плоскими фермами пропорционально их коэффициентам жесткости на смещение (где Д) —прогиб
Л;
верхней точки i-й фермы, имеющей горизонтальную опору в уровне перепада высот от единичной горизонтальной силы в уровне верха фермы)
/~1
где «'--число высоких ферм.
Суммарные узловые нагрузки ниже перепада целиком распределяют только между высокими фермами пропорционально — , если эти фермы вдвое и более выше низких ферм и пропорцио-123
пальце жесткостям всех ферм на участках ниже перепада, если] высоты ферм отличаются друг от друга менее чем вдвое; 1 3) определяют сумму всех сил в лишних горизонтальных сая-.1 зях в уровне перепада,
Эту сумму с обратным знаком распределяют между всеми '| фермами пропорционально коэффициентам жесткости —(Д"-—--] Ч 1 j прогиб i-й фермы в уровне перепада от единичной горизонталь-1 ной силы, приложенной в этом же уровне);	I
4) усилия в каждой ферме с лишней связью в уровне перепа-1 да складывают с соответствующими усилиями в ферме от доли! суммарной силы в лишних связях с обратным знаком.	Я
При распределении узловых нагрузок по фермам, определе-J нии А;, Д) и Др а также при определении усилий в Лишних! горизонтальных связях в уровне перепада фермы условно можно! считать, как балки с моментами инерции сечений, равными мо-1 ментам инерции поясов ферм,	1
Схема расчета пространственного связевого каркаса этажерД ки с перепадом в направлении, перпендикулярном плоскостям! рассчитываемых ферм, допустима, если протяженность-участка! этажерки с меньшей высотой ферм не больше участка этажерки! с высокими фермами, а отношение длины этажерки в плане к! ширине не превышает 3.	
В противном случае следует при распределении горизонталь-! Пых сил между фермами учитывать поворот жестких горизон-! тальных дисков перекрытий вследствие податливости вертпкальЛ ных связей, перпендикулярных к рассматриваемым. В этом слу-Я чае горизонтальные смещения параллельных ферм будут нЛ одинаковыми.	I
Как уже отмечалось, узлы сопряжения балок-распорок с ко-Я лоннами в связевой ферме рамные. Вертикальные фермы, еле-! довательно, представляют собой комбинированные рамно-связеЛ вые системы. Поэтому при горизонтальных смешениях фермЛ в рамных узлах фермы возникнут изгибающие моменты. Прп он-! ределении нормальных усилии в элементах- фермы и горцзон-1 тальных перемещений связевой фермы эти моменты без замет-| ного ущерба точности расчета не учитываются. Однако они мо-! гут существенно увеличить опорные моменты балок-распорок и,1 следовательно, должны учитываться при расчете опорных узлов! крепления балок-распорок. Эти моменты могут быть получены! по линии прогибов связевой фермы с условными шарнирными! узлами- Горизонтальные перемещения фермы определяют по! усилиям, найденным вышеприведенными приближенными спо-1 соба ми. При этом достаточно определить прогиб фермы в двух-1 трех уровнях; прогибы в остальных местах могут быть получены! графически по кривой, соединяющей найденные ординаты нро-1 гиба.	1
1-26	I
I
Зная линию прогибов связевой фермы, определяет взаимные смещения ярусов п на эти взаимные смещения ярусов рассчитывают соответствующую раму. Расчет рам на заданные смещения приведен в § 3 «Расчет рам на горизонтальные нагрузки методом эквивалентной полурамы».
На связевые фермы кроме горизонтальных действуют вертикальные нагрузки, приложенные к балкам-расцоркам.
Пример определения нормальных усилий в элементах свяэе-вой фермы от реакций балок-распорок приведен в табл. 38.
Таблица 38
Подсчет изгибающих моментов в элементах связевой фермы пт вертикальных нагрузок на балки-раснорки производят методом разгонки моментов (методом Харди Кросса).
§ 5. Расчет на сейсмические воздействия
Расчет конструкций на сейсмические воздействия производят, предполагая статическое их действие на этажерку. Величины сейсмических сил определяют в зависимости от сейсмичности пункта строительства, весовых нагрузок, действующих на этажерку,
127
и динамических характеристик этажерки (периода и формы деМ формации при свободных колебаниях).	В
При расчете каркаса этажерки рассматривают только гориЯ зонтальное действие сейсмических сил.	Ш
Чтобы определить динамические характеристики, предполагая ют, что этажерка колеблется как единая система, поэтому масс™ и горизонтальная жесткость конструкций в динамической расчей?. ной схеме должны учитываться для всего каркаса этажерки.
Принимается, что массы в этой расчетной схеме сосредоточен, вы в уровнях перекрытий в соответствии с распределением весоад вых нагрузок по высоте этажерки.	Я
Динамические характеристики и, следовательно, сейсмцческиЛ силы определяют для двух направлений: поперек этажерки п вдоль нее.	Я
Расчет производят раздельно на оба случая. Каждой форм® i свободных колебаний этажерки в рассматриваемой плоскостИ отвечают свои сейсмические силы. Эти силы в соответствии <лИ СНиПом определяют по формуле
$ik = Qlc Pi
где S:ie— сейсмическая горизонтальная сила, действующая этажерку в уровне А-го перекрытия, соответствующа^И /-му тону свободных колебаний;	И
Qk — вся нагрузка на этажерку в уровне А-го перекрыти^И
Кс — коэффициент расчетной сейсмичности, приНимаемь^И по табл, 39.
₽/ — коэффициент динамичности, зависящий от nepHoji^B собственных колебаний.
о 0,9	
" 77	I
(Ii—период собственных колебаний i-го тона) р. приним ется не менее 0,6 и не более 3;
— коэффициент, зависящий от формы деформации с оружения при его свободных колебаниях и от мес: расположения А-го перекрытия,
^ik S QjXij
		
Здесь Xik и Хц — отклонения системы от положения равнове сия при свободных колебаниях в рассматриваемом уровне k и в< всех уровнях / (; = 1, 2, ,т) (см, рис. 44),	I
Полная сейсмическая нагрузка на А-е перекрытие может быт: представлена как сумма сил Sik, соответствующих всем фор
128
Значение коэффициента сейсмичности
Таблица 39
Расчетная сейсмичность в баллах	7	8	9
Значение коэффициента сейсмичности Л’с		0,025	0,050	0,100
мам свободных колебаний этажерки в рассматриваемой плоскости (1 = 1, 2,,. и).
Учитывая переменность каждой нагрузки по времени п сдвиги фаз, СНиП задают суммарное усилие от сейсмических сид как среднеквадратичную величину из усилий, вызываемых действием сейсмических сил, соответствующих отдельным формам свободных колебаний. Усилия, не являющиеся в данном сечении максимальными, принимают с коэффициентом 0,7.
Таким образом, расчетные усилия в конструкциях при учете всех форм колебаний определяют по формуле
г 1
где jVp — расчетное значение усилий в рассматриваемом сечении от действия сейсмической нагрузки;
Ломакс— наибольшее значение данного вида усилия в рассматриваемом сечении, определяемое из сопоставления эпюр усилий, вызываемых сейсмическими силами, отвечающими отдельным формам колебаний сооружения;
Ni~ значения усилий в том же сечении по остальным эпюрам.
С достаточной степенью точности можно учитывать только первые три низшие формы свободных колебаний этажерки.
Расчет каркаса этажерки на сейсмические воздействия сводится к:
1)	определению суммарных весовых нагрузок в уровне каждого перекрытия;
2)	составлению расчетной схемы этажерки в поперечном направлении в продольном направлении; объединению всех соответствующих параллельных несущих вертикальных плоскостей каркаса этажерки в одну эквивалентную несущую конструкцию;
3)	определению динамических характеристик этой несущей конструкции с соответствующими суммарными весовыми нагрузками в уровне каждого перекрытия; сюда входят-.
^—1485
129
а)	определение форм собственных колебаний первых треЯ низких тонов;	Ч
б)	определение периодов собственных колебании этих тонов;!
4) подсчету сейсмических нагрузок отдельно для каждого то-1 на колебаний;
о) определению усилий в элементах эквивалентной плоскости от действия нагрузок, отвечающих ?-му тону колебаний. И так; для каждого тона;	|
б) суммированию усилий от каждой группы нагрузок в соот-! ветствии с формулой	Д
У’1/хД«+(Ы£Л»;	‘
' 1 1
7) распределению найденного усилия в сечении эквивалент® ной плоскости между соответствующими элементами каркасД пропорционально жесткостям соответствующих несущих плоскоИ стей.	
Отсюда следует, что расчет этажерки на сейсмические нагрузЯ ки в общем случае весьма трудоемок. Особенно сложно опредеИ лить динамические характеристики этажерки. Однако для больЯ шинства этажерок этот расчет может быть существенно уврощенН
Допустимо производить расчет этажерок, имеющих периоД основного тона меньше 0,5 сек, с учетом только основного (низЯ шего) тона колебаний,	
В этом случае усилия, подсчитанные только от сейсмические сил основного тона, немногим будут отличаться от усилий, подЯ считанных с учетом всех форм колебаний. Этажерки с приблиЯ зительно постоянной жесткостью каркаса по высоте и с распреН деленной по высоте весовой нагрузкой можно рассчитыватЯ только с учетом основного тона колебаний. При этом опорные момент в основании этажерки, подсчитанный по сейсмические силам основного тона, должен быть увеличен на 25% (AfOCH = = 1,25 Af',CH ). Момент же на высоте 0,75 Н от основания приниЯ мают не меньшим 25% от МГ1С)].	
Определять высшие формы колебаний и соответствующие имя сейсмические силы и усилия необходимо прп расчете таких эта-1 жерок, жесткость каркаса или масса которых сильно изменяется'! по высоте и, в частности, увеличивается внизу. В последнем слу-я чае влияние высших форм на расчетные усилия может быть осо-1 бенно значительным,	|
Выступающие части этажерки (кронштейны, консоли) в от-1 личие от конструкций каркаса рассчитывают на действие сейсми-1 ческих сил, направленных вертикально. Произведение коэффи- J циентов рг| для них принимается равным 5.	I
130
§ 6.	Приближенное определение периодов и форм свободных колебаний этажерок
Динамические характеристики этажерки подсчитывают для двух направлений раздельно. Прп этом рассматривают соответствующую эквивалентную несущую вертикальную плоскость, объединяющую все параллельные несущие плоскости каркаса в рассматриваемом направлении с соответствующими суммарными весовыми нагрузками по этажам. Основная форма колебаний такой плоскости приближенно подобна лицин прогибов ее от весовых нагрузок, направленных горизонтально:
где Xt/, —приближенная ордината формы колебаний основного тона в уровне й-го перекрытия, равная соответствующему прогибу несущей плоскости от весовых нагрузок, приложенных горизонтально;
Q; - суммарная весовая нагрузка на /-е перекрытие;
6^-—горизонтальное перемещение &-го перекрытия под действием единичной горизонтальной силы, приложенной к эквивалентной плоскости в уровне /-го перекрытия;
п— количество перекрытий.
Период колебаний основного топа 7\ приближенно вычисляется но формуле
Для связевой эквивалентной плоскости с приблизительно постоянной по высоте жесткостью н равномерно распределенной но высоте весовой нагрузкой ординаты 1,2ц 3-й форм свободных колебаний показаны на рис. 64. Период свободных колебаний в сек для такой плоскости может быть найден по приближенной формуле
где	6ПП— прогиб связевой эквивалентной плоскости в уровне
верхнего перекрытия от горизонтальной единичной силы, приложенной в этом же уровне, в см;
131
а,—коэффициент частоты: для первой формы а1=1,( для второй формы а.2=4,69, для третьей формы аа = 7,86,
Линии прогибов рамной эквивалентной плоскости от весов] нагрузок, приложенных к ней горизонтально, могут быть на(^ ны по одному из способов, изложенных выше.
По ординатам этой линии прогибов, приближенно являющц ся ординатами формы колебаний основного тона, определя' ся и период колебаний основного тона.
0,863 0,725 0,588 0,082
0,3 W 0,23О 0,136 0,050 0,017 О
Рис. 64. Формы свободных колебаний сооружения, Как изгибающейся консоли первого, второго и третьего тонов
Если на верхнем перекрытии этажерки располагаются вы( кие цилиндрические аппараты, то период собственных колебан определяют для целого сооружения, состоящего в нижней час из каркаса этажерки и жестко связанной с ним верхней части аппаратов. Жесткости этих частей сооружений соответствен: равны жесткости каркаса этажерки н жесткости пилиндрическ: оболочек аппаратов.
Ниже приводятся приближенные формулы определения пер одов собственных колебаний и форм колебаний основного ТО1 для колонных аппаратов, предлагаемые указаниями по опред лению ветровой нагрузки на технологическое оборудование ю ленного типа (проект), разработанными ЦНИИСКом,
Период основного тона горизонтальных колебаний аппарат постоянного по высоте сечения, установленного на железобетон ном основании или на перекрытии этажерки, определяется Ш приближенной формуле
у	| / т — ' ’ 1д / т
1 v V Тчо* F X ’	I
где h — высота аппарата в л;
132
rn — погонная масса аппарата, включая его изоляцию, в т • сек2/м2;
£а —модуль упругости стали аппарата в г/л<2;
1а — момент инерции сечения аппарата в л?;
X — коэффициент частоты; для аппарата, жестко заделанного в фундамент, Х = 1,875, для аппарата, упруго заделанного, — по графику на рис, 65 в зависимости от относительного коэффициента жесткости
ire. G5, ]~рафик коэффициента частоты
Здесь k ? crjf коэффициент жесткости при упругом повороте подошвы фундамента относительно горизонтальной оси в ТМ', с? — коэффициент упругого неравномерного сжатия грунта в т/м3 (для среднего грунта = 4000	5000 т/м3);
/ф— момент инерции подошвы фундамента в .и4.
Для аппаратов, установленных на постамента
2=._L+_L_
k	с I
S' ?	Г ||1
где —момент в тм, необходимый для поворота верха постамента на угол, равный единице.
Этот момент определяется жесткостью колонн постамента на сжатие и соответствующей жесткостью верхних опорных ригелей постамента.	л
Форма свободных коле- 28 баний аппарата постоянно-  го сечения, установленного на фундаменте, постаменте /д или на перекрытии, оцреде- ' ляется по табл. 40 в зави- (1,8 симости от коэффициента частоты X.
Период основного тона 0 свободных колебаний для ряда вертикальных аппаратов постоянного сечения, связанных по высоте горизонтальными площадками и установленных на одном фундаменте, может быть принят по периоду свободных колебаний наиболее высокого аппарата в направлении, перпендикулярном оси ряда. Ширина фундамента аппарата принимается равной расстоянию между аппаратами. Форма свободных колебаний (-го аппарата определяется по коэффициенту частоты
133
Таблица
Ординаты первой формы свободных колебаний
	0	0,1	0,2	0,3	0,4	0.5	0,6	0,7	0.8	0,9
1	0	0,093	0,188	0,285	0 385	0 486	0,588	0.69!	0,794	0.897
1.1	0	0,089	0,182	0,279	0,378	0,479	0,582	0,686	0 79	0,895
1.2	0	0,085	0,175	0,266	0,369	0,411	0,575	0,68	0.787	0,893
1,3	В	0,079	0,166	0.259	0,358	0.46	0,566	0.67,3	0,782	0.89]
1 ,4	0	0 073	0.15о	0.246	0.344	0.447	0.554	0.665	0,776	0,888
1,5	0	0,063	0,115	0.229	0,326	0,43	0.54	0,653	0,768	0,884
1.6	0	0,051	0.121	0.209	0.306	0,411	0,523	0.64	0.759	0.879
1,7	0	0,012	0.105	0.186	О,28Ь	0,388	0,513	0,624	0,748	0,874
1,8	0	0,028	0,082	0, ]58	0.251	0.362	0.48]	0,606	0,736	0,858
Жесткая заделка 1.875	0	0,017	0,066	0,137	0,239	0 34	0,461	0,587	0.725	0,862
I
2л ...
где а -	( /1 -- период свободных колебании для всего ряда
Л	i
Период свободных колебаний группы аппаратов, установлв пых на общем фундаменте и связанных по высоте п двух напра пениях горизонтальными площадками, определяют по форму
где
Т 3,63
Q, —вес f-ro аппарата; h — его высота;
п — число аппаратов.
Для аппаратов, имеющих переменное сечение по высоте, качестве первой формы свободных колебаний сооружения мож4 быть принята упругая линия консольного стержня от сдиничнс снль[, приложенной к его верху. Период свободных колебанН такого аппарата определяют по формуле	Ж
_ / il Qai/;,	>|
Т  2 л I/	J
F gUn ’	J
где Q— вес й-го участка аппарата;	5]
Ук и У /— соответственно ординаты лшщи прогибов от едИ ничной силы, приложенной в верхней точке дл1 центра fe-ro .участка и верхушки аппарата. 1
134
В случае упругой заделки аппарата в грунт
, АХ
Ук ~ Ук +	
Здесь y'k — ордината, вычисленная в предположении жесткой делки аппарата в грунт;
X — текущая координата по вертикали.
Периоды и формы колебания второго и более высоких тонов вычисляют методом спектральных функций и другими способами, изложенными в специальных курсах,
§ 7. Расчет отдельных элементов конструкций этажерки
1. Расчет металлических балок, форма расчета шарнирно опертых балок перекрытий приведена в табл. 4]. Кроме проверки напряжений подсчитывают относительные прогибы балок. Относительный прогиб балки может быть приближенно найден по формуле
_L
I ft. 10» ’
где он~ максимальное напряжение в балке от нормативной нагрузки в т/слт2;
I — пролет балки в м;
h — высота балки в см,
При подсчете прогиба может быть учтен настил из рифленой стали, для чего в состав сечения балки вводится лист шириной, равной 30 толщинам настила. В табл. 42 даны коэффициенты увеличения жесткости двутавровых и швеллерных балок вследствие включения в работу настила.
Разрезные балки, развязанные из плоскости от потери устойчивости, рассчитывают с учетом развития пластических деформаций. В этом случае момент сопротивления прокатных двутавровых и швеллерных балок увеличивается на 12%.
В неразрезных балках со смежными пролетами, отличающимися не более чем на 20%, развязанных из плоскости от потери устойчивости, расчетный изгибающий момент определяют из условия выравнивания опорных и пролетных моментов
ЛГ1)асч “ —ио не менее 0.5 Л12, 1	и
,+ г
где и М2 — наибольшие изгибающие моменты соответственно в крайнем и промежуточном пролетах, вычисленные как в свободно опертой однопролетной балке;
135
16,0
16,0
Схема
ГI '1 I I I I Г1 I ГТ I 11Щ Р, [Рг
Расчет раз|
Нагрузки
?=Г).6.1,5=0,8
/’1=0,6
Р.^2,6
Опорам реакций
^лр	Я
3,2	з,
0,3	0,
0.8	1,
4,3	(,
и — расстояние от сечения, отвечающего моменту!
Ali, до крайней опоры;	I
I--крайний пролет.	1
Момент сопротивления при этом принимают без увеличиваю-! щего коэффициента. Касательные напряжения в месте наиболь-1 шего момента не должны превышать 0,3 /?, В балках, восприми-1 мающих динамические нагрузки, развитие пластических дефор-1 маций не допускается.	1
Балки, входящие в систему вертикальных связей в качестве^ распорок, статически неопределимы. При крестовой решетке свя-1 зей эти балки однопролетные, упруго защемленные в колонны,! при полураскосной решетке — двухпролетные.
При расчете балки-распорки за основную систему принимается балка, жестко защемленная по концам, т. е. с лишними ( связями от поворота у колони. Рассчитывают такую балку при помощи графиков опорных моментов (рис. 66 и 67).	
136
Таблица 41
ja.noK
I960 1 [40
[200
поясные шяы ft^6.
ребра жесткости через
2 я
Учет упругих поворотов концов балки производится разгонкой опорных конпевых моментов, т. е. моментов в лишних связях с обратным знаком по балкам и колоннам рамы, не смещаемой в горизонтальном направлении по методу Харди Кросса,
При разгонке опорных моментов принимается, что средние сечения балок между колоннами не поворачиваются. При расчете это дает возможность рассматривать раму как ряд независимо работающих систем.
В табл, 43 (см. вклейку между стр. 144—145) приведен расчет балок-распорок. Поперечные силы у опор могут быть вычислены как в шарнирно опёртых балках с учетом коэффициента на неразрезность для средних опор, равного 1,2. В таблице определяются опорные моменты по концам балок при жестком закреплении их.
В графу «после разгонки» вносят величины моментов в упругих заделках после «разгонки» опорных моментов. Расчетные
J37
Таблица 42
Коэффициенты увеличения жесткости балок в результате включения в работу рифленого настила
№ нр(1 фи.'| я	T’f		l!?=f	
10	1.41	1,4	1.98	1,75
12	1,4	1,39	1,89	1 66
14	1,4	1.38	1,81	1,57
16	1,39	1.35	1.75	1,5
18	1.37	1.33	1,69	1,45
20	1-, 36	1.32	1,65	1.44
22	1,35	1.31	1.58	1,4
24	1,34	1,3	1,55	1,38
27	1.32	1 29	1,51	1.31
30	1.32	1.28	1,48	1,28 J
36	1,27	1,25	1 44	1,24
40	1.26	1,23	1.4	1.22
45	1,25	1,21		
60	1,24	1,2		
					.	21
величины опорных моментов получают сложением опорных мег ментов от вертикальных нагрузок с опорными моментами от го*( ризонтальпых смещений ярусов этажерки от действия горизон^ тальных нагрузок.	л
«Разгонку» опорных моментов (см. табл. 33) Производят для случая максимальной загрузки всех балок по высоте рамы. У™ рощая расчет, это дает величины моментов в балкахпколоннам близкие к максимальным. Так как некоторые нагрузки на рами уменьшают значения отдельных опорных моментов, в таблиц! расчета балок-расцорок опорные моменты переносят [13 таблици «разгонкр» моментов с некоторым увеличением; коэффициент увеличения опорных моментов принимается не более 1,1.	1
В особых случаях следует проверить худшие комбинации^ Балки-расцорки закрепляют к колоннам из расчета на одноврег] мен ное действие окончательных опорных моментов, нормальны® сил и опорных реакций. В отдельных случаях в запас Прочности подбор сечений балок-распорок производят по пролетному 6afl лонному моменту без учета разгружающего действия опорных* моментов (табл. 43),	i
Если балка-расцорка в горизонтальной плоскости не развяЛ зана, то ее проверяют па устойчивость как сжато-изогнутыи стержень, при этом свободную длину бадки, опертой в середина на вертикальные полураскосные связи, принимают с уменьшают щнм коэффициентом, равным 0.75 + 0,25 ' — (iVj и А'г — соответ-]
Д' т	1
138
Рис. (>(>. График для определения опорнь,х моментов в йялке
с за 1 г;е я леи 11 Ь| м 11 |<О1щахп|
ственио наименьшее и наибольшее сжимающие усилия на участках балки-распорки).
Расчет балок, объединенных с железобетонной плитой. Нагрузку. действующую на объединенную балку, подразделяют на две части; постоянную нагрузку при бетонировании, воспринимаемую стальной балкой, и разницу между полной нагрузкой при эксплуатации и постоянной нагрузкой при бетонировании. Вторая часть нагрузки воспринимается объединенной балкой. Напряжения в стальной балке от первой части нагрузки определяют по формулам:
133
Рис. 67. График для определения опорного момента в балке, защемленной е одной стороны, и шарнирно опертой — с другой
Рис. 68. Работа стальной балки, объединенной с железобетонной плитой
I — железобетонная плита; 2 — упоры; 3 — стильная балка
140
где Af]—изгибающий момент в стальной балке от первой части нагрузки;
7СТ — момент инерции стальной балки;
Ув и У„—расстояния от центра тяжести сечения стальной балки до ее крайних волокон (рис. 68).
При расчете объединенной балки бетон верхней полки приводят к стали. Ширина b железобетонной плиты, включаемая в расчет, не должна превосходить:
а)	7з пролета балки;
б)	расстояния между осями соседних балок;
в)	&т+ 12d (bi — ширина верхнего пояса стальной балки, d — толщина плиты).
Приведенная площадь железобетонной плиты, включаемая в расчет:
с ' т ’
Ест
где т= Q - (коэффициент 0,5 учитывает усадку бетона). Расстояние от центра тяжести сечения объединенной балки до оси 0—0 равно
F ст 1 <i
Определяют момент инерции объединенной балки по формуле
=	-I —(a
и	т т
где /6 —момент инерции расчетного участка железобетонной плиты относительно оси, проходящей через ее центр тяжести.
Напряжения в крайних волокнах стальной балки от второй части нагрузки определяются по формулам:
а0г=- ^(Ул-2); ана- -^(Л, + г), 'Пр	'Лр
где М2 — изгибающий момент от второй части нагрузки.
Суммарные напряжения в стальной балке будут равны:
° а ~ ал1 Н~	: = Ч- ^нг 
Наибольшие напряжения в бетоне не должны превышать расчетного сопротивления бетона
141
Расчет жестких упоров производят на сдвигающие силы по формуле
^пр
где Sr - - статический момент плиты относительно нейтральной оси х~-х комплексной балки;
е — расстояние между упорами.
Увеличение усилия Т в объединенной балке на коэффици-ент 1,1 принято условно. Этот коэффициент учитывает дополнительные напряжения в балке от разницы температур в стальной балке и плите вследствие неодинаковой их теплопроводности.
Расчет колонн. Предлагается следующий порядок расчета-коло ц и:
1)	от каждого вида вертикальных нагрузок подсчитывают узловые нагрузки на колонну в уровне каждого перекрытия и определяют нормальные усилия от них в колонне для каждого яруса;
2)	составляют таблицу комбинаций нормальных усилий в се-.'Ь пениях колонн и определяют наибольшие усилия во всех сечени+Д ях колонн для всех расчетных сочетаний нагрузок, при этом нормальные усилия в колонне от горизонтальных нагрузок берут из, расчета вертикальных связевых ферм или рам;
3)	подбирают сечения колонн на соответствующие расчетные-нормальные усилия и изгибающие моменты, взятые из таблицы • «разгонки» моментов.	,,
Сбор вертикальных нагрузок и комбинации нагрузок показа-'у вы в табл. 44.	Я,
Подбор сечений стальных колонн и жесткой арматуры желе*# зобетонных колонн производят по форме, приведенной в табл. 45<i 
Таблица 44j
Сбор вертикальных нагрузок на колонну	]
1-12

Подбор сечений металлической колонны
я S Z OJ а к X	|	из плоскости At у	t>		2020	
		я tt Ц		Е16‘О	
				т—I	
				<—1	
		е*		СМ	
	J в плоскости At*.	о		С	
		я			
				Dt9I3	
				о,ад	
				0Д04	
	Uhodu^			1920	
				1П о	0.917
			-ч^”	й	
			С*1	2	".
			-*		8 m
»•				i	s. 8
•—Г*				§ см Ю	
				142 500	
ь.				in U> ю Г >п см О сч | хп	
аипэьээ				SEX Х00£ Е&Х Х<ст SSX хооо	
я СП				1	1	
Расчетное усилие		?rl a		ч	
		ww 0			
		Л fl JV		<s	
эитт -эиоэ aoHtaho^d				ТГ	
эсоАэеьд*				0'51 ОЕ '0'1  JV It) 1 и>	
i к -£ 0		ЯЭГ)			
		risd		L£	
143
Рис, 69. График для определения свободной длины упруго защемлентюго стержня с неподвижными опорами
Сечения жесткой арматуры подбирают на нагрузки при строительстве этажерки.
При проверке колонн на устойчивость свободная длина их принимается равной расстоянию между узлами связевой фермы. Свободная длина колонн при жестком прикреплении балок-распорок к колоннам может быть уменьшена в результате упругого защемления колонн в балки. Расчетная схема для определения свободной длины колонны в этом случае приведена па рис. 69.
По этой схеме моменты инерции промежуточных примыкающих балок уменьшаются вдвое, так как балка участвует в работе одновременно в двух ярусах рамы.
Если балки защемлены в колонну с двух сторон, то погонные жесткости соответствующих балок суммируют. Определяют отношения погонных жесткостей колонны и ригелей в полураме, причем погонную жесткость колонны принимают равной единице. Коэффициент свободной длины 0 находят по приведенному графику (см. рис. 69), взятому из работы Е. Э. Локшина «Устойчивость упругих стержневых систем». ап0 и ап — характеристики жесткости нижнего и верхнего ригелей полурамы, а,и,-	; ап=-^- , где 11 — отношение по-
гонных жесткостей соответственно нижнего и верхнего ригелей полурамы к погонной жесткости колонны.
N
Расчет металлических колонн на прочность прн —-—->0,1 ЕцТ R
может производиться по формуле
з /
^нт ’
где N, Afv и Му— абсолютные значения продольной силы и изгибающих моментов;
1Е*ИТ и №£нт—пластические моменты сопротивления ослабленного сечения.
Пример оформления расчета железобетонных колонн с жесткой арматурой приводится в табл. 46.
Расчет раскосов связей. Подбор сечений раскосов связей производят по табл. 47. При крестовой системе сжато-растянутых связей следует учитывать увеличение нормальных усилий в раскосах связей и в балках-распорках в результате сжатия колонн вертикальными нагрузками, В этом случае дополнительное усилие в раскосах связей А У будет равно
AW = ЩРсой2 afai;K,
Ю—1485
145
Таблица
Расчет балек-расторок
балки
Опорное реакции и т
Сеченне
| Нагрузки
*1(	йср	«п	^[1р|>;| с Ги v т || N я т	эскиз	состав
0,6
3
। iTinimmimmig |
V
Pl
<7=1,2х 0.6
ХО,3=0,4
Д1 .4-2—
0,4.2'“
Нлпря*
г
' I
Опорные моменты
юэцзэж td Reni array	Вертикальные нагрузки		горизонтальное смещение ригелей
	ясеоткаи заделка	после ,разгонки*	
Сц	Af.n I Atnp	Чз Кр	-Mjl	1 МпР
2,0
!,0
КО
2,0
3,0
t 2
р7/ Li1 _	
	|
L	Г " 7 —4^— 3,0
TV
р
	М	А	Е
	।	1
Р,«10,2	3,4
4
13,6
3,4
Л'--±4,4
.Vs 36	61,9
13 380
743
970 '80
14.8-1.2-“17,8
4
Р^-0,5	। 0,4	0,2	0,4
Р-,-22,6	6,8	31,6	6,8
	1 ——		—-—— ——				
	7,2	31,8.1,2:.--	7,2
---38
-7.2-2,1— I
—0.5-1,6^14,3 |
V
<7“О,96х ХО:7--О/
Л-148,1
111
М 36
2
74,2
III
112	76,2-1,2-- 112
9|, 5
23,1
1040
1920
61,9	13 380
23,1
743
160
3080
Л4-Н2.0,-5— 0.7-0.753
—300-10
30
110 000
0,75
2
84 т.н
V- + 1+3
>1 - ~	-
1200.10
—300. [О
120
30
180
144 000
110 000
364 00(1
5970
80
I960
8)0
I 10
Л1„ I М -
—nJ-ilP
	0,3 2,2 2,5	0,3 2,2 2,5	2,4	2,4		7^2	4,4	4,4
	0,2 4.3 "7Т 4,5	0,2 4,3			ii.s	± 1,8	6,1	5,8
		4,5	4,3	4				
Поясные швы Л=б. ребра жесткости через 2,25 м	0,5 62,5	0,5 62,5	20	16	±1	±1	2i	17
	63	63						
Подбор сечений раскосов связей
Г»		1730	1 2100	е to 2	1900
Е .			—		1—4
			CM	см	
ч		ч^и	о	о	IQ
&	&	«.	4‘J*		CO
		о	A,	г—.	
			о	со	
		<£> О	co		
		CM см			as сч
	^5	О I О	о о	со со	01 CQ
		iQ О	ю о	|П со	<O 00
	о	CO ю	со ю	СО ю	'T IQ
	У	00) t -	so | ю	SO ( IQ	чЗ< r
ч		С'- СП	1 "М*	с м-	CO -Ml
1а,		-1 -			
	®	CM I co	cq 1	со 1 *м*	’Ф 1 to
	"s	CM	со	<0	ч^и
Ь, и		—a	1^_		стГ
	ID	CM	бм	см	
		<0			o>
		X	X	X	X
		о	о	о	L _ I
	X	СП	г >	со	lr*
	X			а Ч	
	<U				
	4J				
	J				
				mbJ	
		-*)		'"’“1	"1
		ь,			
			^г	с?»	CO
					n
			00	со	о
	1		см		co
а;		1	1	1	i
					
	~r	1	1	1	1			
S					
	HHQWGM	I		]	1
	ЭНХСЖО	1		1	1
U					
л	BWb'idjR»	t			t
£	Е^НЯГИХШИЧ		1	<	i	1
					
О, •			оО	to	til
	EN£.<{Ij|lH	——	гО	GO	*i“i
BPH'U'&XH.i.dac		7	су		LQ 1
		to	<о	co	a-4
	daxdH	CQ		iC"	
		-tl	ч	4	+1
	CS x		о	о	о	о
		Г—			
		co	>1	X)	-г	
	2				1
	СЭ			J-у»	
	3		/ /		
	ij			f	/	
	X			ч 4	
	J			—^J—	
146
где
К	2
ffj и ст2- - напряжения в левой и правой колоннах от нормалг ных сил;
а — угол между раскосом и колонной;
Fpa(.lt — площадь раскоса.
Это усилие получается из рассмотрения деформаций связе вой панели от вертикальных нагрузок, дающих сжимающие на пряжения в обеих колоннах в предположении малой жесткост: раскосов по сравнению с колоннами и распорками. Кососиммет ричпые вертикальные нагрузки не дают усилий в раскосах и рас порках крестовых сечений. Сечения крестовых связей при растя нутых раскосах подбираются без учета дополнительных усилю от сжатия колонн. Крепления же их рассчитываются на больше( из двух усилий; суммарного расчетного растяжения от соответ ствующих нагрузок в предположении работы только растянуты? раскосов или сжатия, равного критической Эйлеровой силе.
Учитывая высокую статическую неопределимость работы каркаса этажерки, возможное, увеличение усилий в раскосах связей в результате работы статически неопределимых связей на вертикальные весовые нагрузки, а также дополнительные моменты в опорных сечениях от ограниченных поворотов жестких узлов каркаса рекомендуется расчет узлов крепления раскосов и распорок связей вести с учетом коэффициента условий работы т = 0,85.
Такой же коэффициент (т=0,85) рекомендуется вводить в расчет узлов крепления балок-распорок.
§ 8. Расчет оснований и фундаментов
Основания рассчитывают по методу предельных состояний. Этот метод исходит из двух предельных состояний.' предельному состоянию но несущей способности (нарушение прочности и устойчивости основания) и предельному состоянию по деформатив-ности.
В свою очередь первое предельное состояние подразделяется па дна вида:
1) несущая способность основания считается исчерпанной в момент возникновения в основании ограниченных областей предельного равновесия с поверхностями скольжения, когда при незначительном увеличении нагрузки в этих областях появляется механическая текучесть;
2) несущая способность основания принимается но предельному состоянию, когда область предельного равновесия простирается на всю зону под подошвой фундамента. Последний вид
10а- -1485	М7
предельного состояния по несущей способности принимается только в том случае, если основаниями являются скальные грунты. Для оснований под фундаменты высоких этажерок скальный грунт исключается, так как всегда является нерасчетным,
В нормах проектирования оснований зданий и сооружений (СНиП П-Б.1-62) проверка оснований по несущей способности первого вида внесена в раздел «Расчет по деформациям», как непременное условие применимости формул подсчета деформаций.
Второе предельное состояние наступает тогда, когда деформации основания достигают предельных величин в условиях нормальной эксплуатации сооружения.
Расчет оснований по второму предель- ' ному состоянию (по деформативности), gV также проверку несущей способности первое го вида производят по нормативным нагрузж цам на основные сочетания нагрузок. Ж
Можно определять суммарную норма® тнвную нагрузку на основание по усилияйф от расчетных нагрузок делением последний на осредненпый коэффициент перегрузкиЛ равный 1,2.	Д
Проверяют основания по несущей способности первого вид^]| по формуле	S
IP*
'77777777777777777,
2^2
Рис. 70. Схема определения расчетной величины ширины фундамента при подсчете нормативного давления
Рмаке <	1
гле дмакс — максимальное давление на основание под подош® вой фундамента у края подошвы от нормативных® нагрузок;	Ж
Рн — нормативное давление на основание, полученное йж условия развития в основании зон предельногсД равновесия на глубину, равную четверти ширины® фундамента	I
Рн = (Ab+B/i)vu + De".	Т
Здесь h — глубина заложения фундамента от природного уровня грунта или от планировки срезкой до по- ,/ дошвы фундамента в м\
Ь — удвоенное расстояние от точки приложения равнодействующей внешних сил до ближайшего края фундамента (рис. 70) в.и;
у0— объемный вес грунта выше отметки заложения  фундамента в т/ж3;
с" — нормативное удельное сцепление грунта для глин или нормативный параметр линейности для песков, , залегающих непосредственно под подошвой фун- 1 дамента, в т/л3;	j
J 48
А, В и D — безразмерные коэффициенты, зависящие от нормативного угла внутреннего трения фн (табл. 48).
Коэффициенты А, В и D для определения нормативного давления на основание Я"
Нсрмнтнвное значение		Коэффициенты	
угла внутреннего трения грунта c₽i[ а град	А	1 в 1	
Таблица 48
0	0	1	3,14
9	0,03	1.12	3,32
4	0,06	1,25	3,51
6	0,1	1,39	3,71
8	0,14	1.55	3,93
10	0, 18	1,7,3	4.17
12	0.23	1,94	4,42
14	0,29	2, 17	4.69
16	0,36	2.43	5
18	0.43	2,72	5,31
20	0,51	3,06	5,66
22	0 61	3,44	6 04
24	0.72	3,87	6,45
26	0,84	4,37	6,9
28	0,98	4,93	7,4
30	1,15	5,59	7,95
32	1.34	6,35	8,55
34	1,55	7,21	9 21
36	1.81	8,25	9,98
38	2,11	9,44	10.8
40	2.46	10 84 .	11,73
42	2,87	12 5	12,77
44	3.37	14,48	13,96
45	3,66	15,64	14,61
Нормативные давления при условии полного насыщения водой мелких песков принимают с учетом коэффициента условий работы т—0,8 и для пылеватых песков — т— 0,6.
При расчете по второму предельному состоянию (по деформациям) определяют полную стабилизированную расчетную осадку основания S от равнодействующей всех нормативных вертикальных нагрузок 2 Рн, приложенной по оси центра тяжести подошвы фундамента, и сравнивают с предельной осадкой основания Spj, , принимаемой для оснований под сплошные фундаменты этажерок, равной 30 см, если она не обусловливается специальными технологическими требованиями
Кроме этого, подсчитывают крен продольной оси фундамента
ь I	г- 1 I , 3	’
(4;
10а*
|49
крен поперечной оси фундамента tg 02 = 1 ~ Иср~ &
О ср
где
Р" е°
Е

Р" — суммарное вертикальное усилие от нормативной нагрузки, приложенное к фундаменту с эксцентрицитетом, в кГ;
I — большая сторона фундамента в см;
Ь — меньшая сторона фундамента в см;
й] — расстояние точки приложения усилия от середины фундамента но продольной осп в см;
—- расстояние точки приложения усилия от середины фундамента по поперечной осн в см:
и рс?— модуль деформации в кГ1см2 и коэффициент Пуаск сона грунта, принимаемые средними в предела» сжимаемой толщи. Значение п указано в табл. 491 и k2 — безразмерные коэффициенты, определяемые
графику на рис. 71.	V
Рис. 71. Графики д.'|Я определения коэффициентов k, ц А’г в зависимости от соотношения сторон |тодошвь1 фундамента
Предельный крен сплошного фундамента этажерки - 0,004, если он нс обусловлен дополнительными технологическими требованиями.
При опирании фундамента па однородную толщу основания наиболее удобен подсчет осадки фундамента методом эквивалентного слоя
о ,	а л Li	(I к) 0,8 .	, ,
6 ”. а0 //., Рос	—— Aw const bpoc -= ——--- Aw const bpoc,
I -J- 8	/;
где й0 — приведенный коэффициент сжимаемости;
Е — модуль деформаций в кГ/см2;
а — коэффициент сжимаемости см2[кГ\
100
Таблица 49
Значение коэффициента Пуассона Ji
Наименование грунт,ш	Значения и.
К руннообломочите .....			 Пески ц супеси		 Суг.|пики . , , 		 Глины	0.27 0,3 0 35 0 42
Aw const — коэффициент эквивалентного слоя, зависящий от коэффициента Пуассона и соотношения сторон прямоугольной подошвы фундамента (табл. 50); е — коэффициент пористости основания;
b—ширина фундамента;
Рос ' Р “ Y° ’
р~ давление под подошвой фундамента от равнодействующей всех вертикальных нормативных нагрузок, приложенной по оси центра тяжести подошвы фундамента, в кГ/см2;
уп - объемный вес грунта в лга/с.и3;
h — глубина заложения фундамента от отметки поверхности природного рельефа в см.
Таблица 50
Значение коэффициента эквивалентного слоя const (по Н. А, Цктовичу)
Сиитно-шенцс СТ'фОП	сип* 1 ирм ?-				ОГ,	
	0,1	О/.’		п.з		0.4
1	0.89	0.94	0,99	1 08	1,21	1,58
1,5	1,09	1,15	1,21	1,32	1.52	1,91
2	1,23	1,3	1.37	1,49	1.72	2,2
3	1,-16	] .54	1.62	1.76	2.01	2,59
4	1,63	1.72 		1,81	1.97 		2,26	2,9
Коэффициент сжимаемости основания связан с модулем деформации зависимостью
Е '	] — ц ' Е
где р—безразмерный коэффициент, принимаемый приближенно равным 0,8 для всех видов грунтов.
Таким образом, для проверки основания по предельным состояниям следует иметь следующие физические и механические характеристики грунта:
al коэффициент внутреннего трения
б)	нормативное удельное сцепление грунта для глин или нор. мативный параметр линейности для песков, залегающих непосредственно под подошвой фундамента.с";
в)	коэффициент Пуассона р,;
г)	модуль деформации Е или коэффициент сжимаемости а;
д)	коэффициент пористости с.
Расчет сплошного фундамента ведется в следующем порядке:
1)	задается глубина залегания подошвы фундамента;
2)	определяется суммарная величина всех нормативных вертикальных нагрузок ЕР", включая вес фундамента, а также моменты в продольном и поперечном направлениях в уровне подошвы фундамента от всех нормативных вертикальных и горизонтальных нагрузок относительно центра тяжести подошв^ фундамента;	'j
3)	определяются размеры подошвы фундамента I и b из ус* ловия недопущения отрывающих напряжений по краям фундал мента, В первом приближении принимается, что эти напряжения! равны нулю. Прц этом основание принимается упругим в винклё^д ровском смысле. Тогда	J
__ Мпр 6   Й4поп-6 __	й
lb Pb	ЬЧ ~ ’	,1
откуда и находится b в функции от I:
вМпап I	’ -
Nf - 6Млр	'	4
Длина	I	подошвы	фундамента определяется	протяженность™
этажерки	и, как	правило,	назначается	конструктивно;	J
4)	определяются величины напряжений под подошвой фундаЖ мента р и производится проверка основания по несущей способ;* ности первого вида. При больших давлениях размеры подошвы ж фундамента корректируются;	и
5)	определяется методом эквивалентного слоя осадка фун-Д дамента S от действия равнодействующей ХР', нриложениойх! по оси, проходящей через центр тяжести подошвы фундамента, и’^ производится проверка по деформациям	у
S S. ;	'
1' I 1
6)	проверяется крен фундамента;	.'
7)	по эпюрам давлений под подошвой фундамента и по иа-t рузкам на фундамент, вызывающим эти давления, определяются усилия во всех расчетных сечениях ребер и плит фундамента; -
8)	по величинам этих усилий производится расчет ребер и 1 плит фундамента.
Задача о нахождении давлений под подошвой абсолютно А жесткого фундамента имеет два решения. Одно исходит из рас- f смотрения основания, как упругой среды в винклеровском смыс-152	I
ле, когда имеет место линейная зависимость давления от прогиба на всем протяжении фундамента, и коэффициент пропорциональности принимается постоянным но всей поверхности основания.
Другое решение исходит из действительной работы основания, как упругого полупространства, загруженного на ограниченном участке жестким штампом.
а %	0 а
гтп11 in min । пип rj 1Д1Ш.1П1 ш 1ш:п
Рис. 72. Эпюры дзяленнй г,од балкой на упругом основании
Различие решений видно на рис. 72. В первом случае (рис. 72, а) при равномерно распределенной нагрузке со стороны фундамента эпюра давлений на основание прямоугольная, во втором случае (рис. 72,6) для той
же задачи давления по краям фундамента имеют большую величину, чем в середине.
Если при расчете оснований как по несущей способности, так и по деформациям различный
подход к решению задачи не име-
ет существенного значения bbhav 1,нс- 73- бхема балки на упру-__	v	‘	гом основании локального действия максималь
ных давлений на основание, то
при расчете элементов железобетонного фундамента под этажерку возникновение зон повышенного давления у края фундамента существенно увеличивает изгибающие моменты и поперечные силы в расчетных сечениях. Второе решение в ряде случаев на 20— 30% дает большие усилия в ребрах и плитах фундамента по сравнению с первым.
В связи с этим расчет основания и средних участков фундаментной плиты следует вести по простейшей схеме, как абсолютно жесткого штампа на упругом в винклеровском смысле основании, Тогда напряжения на основание распределяются по закону плоскости, а краевые давления подсчитываются по формуле
^РН г Мкр16 I Мпон'б
Ркр ~ 6/ ЪР &2 /
где 2дн-~ полная вертикальная нормативная нагрузка, включая вес фундамента;
153
Определение давлений и усилий для балки на упругом основании (ко И. А, Симвулиди)
ЛПЦ/ЮННН к усилия	5		0.1	H.2	0.3	r\4	cd5		0.7	0d8	0.!)	1
	0	5,-i22	3,812	2,56	1,669	1.05	0,614	0, 27	| -0,071	- 0, 198	— 1,102	1 978
	0d 1	4 d e / 2	3d 32’J	2,235	1 ,495	0,972	0,614	0,348		0,103	— 0,193	—0,613	—1,228 —0 473
	0 d z?	4.017	2,828	1,918	1,321	0,891	0,614	0,426	0.277	0,114	- -0,118	
	Ud о	3,2/2	2,333	I ,643	1, 147	0,816	0,614	0.504	0,451	0,419	0,371	0 272
	0, -1	2,517	1 ,844	1.336	0,97,3	,	0,738	0,614	0,582	0,625	0,726	0,866	1,027 1,772 2,517 3,272 4,017 4,772 5,522
р	0d 5	1 ,772	1 ,,io,5	1,031	0,799	0,66	0,614	0,66	0,799	I 031		
	0,6	1,027	0.865	0,726	0,625	0,582	0,614	0.738	0,973	1,336	1,844	
	0.7	0,272	0,371	0,419	0,451	0,504	0,614	0,816	1,147	1 .643	2,'333	
	0,8	—r	--0,118	0,1 14	0, 227	0,426	0,614	0,891	1,321	1,94,8	2 898	
	0dS>	-1,228	—0,613	— 0,193	0,103	0,348	0,614	0,972	1,495	2.255	3,323	
	i	—1,078	— 1,102	— 0,498	--0,071	0,27	0,614	1,05	1 ,669	2,56	3,812	
	0	- 1	—0, 538	—0.222	-0,013	0,121	0,203	0,21-7	0,257	0.23	0,1,52	0
	о, I		0,1									
		0	--((?	—0, 323	--0,138	0, 116	0,062	0,11	0, 132	0,129	0,09	0
	0,2	0 1	(), 339	0,577	-0.262	-0,152	-0,078	-0,026	0,008	0,029	0,029	
Q				—0,423								0
	0,3	° 1	0,278	0,476	_0,6И_ - 0,386	—0,29	—0,219	-0,164	-0,116	-0,072	—0, 032	0
												
	0,4		0,2 If.			0,573		I				
		0		0, 374	0,489	—0,427	-0,36	—0,301	—0, 241	-0,174	-0,094	0
	0,5	о	0, 155	0,274	0,365	0,437	0,5	—0,437	—0,365 1	—0,274 ।	—0,155	
							—0,5					0 1
Продолжение табл. 51
Давления и усилия		0	I\1	0,2	0d3	fid4	0.5	0,6	0d7	0.8	0,9	1
	0,6	0	0,094	0,174	0,241	0,301	0,36	0, 427  —0, 573	—0, 489	—0,374	-0,216	0
	0,7	0	0,032	0,072	0,116	0, 164	0,219	0, 29	0,386	—0,476	—0,278	0
									—0,614			
									0,152		0,423		
Q	0,8	(1	-0,029	— 0,029	-0,008	0,026	0,078		0,262		—0,339	0
										—0,577		
	0,9	0	-0,09	-0,129	-0, 132	- 0,11	—0,062	0,016	0,138	0,323	0.6	0
											- 0,4	
												
	1	0	-0, 152	—0,23	-0,257	— 0,247	—0,203	-0, 121	0,013	0,222	0, 538	1
1	0	0	' - 0, 076	-0,112	-0,12.3	—0.117	-0,1	-0,077	— 0,052	—0,027	—0,008	0
1	0,1	0	0,022	— 0,024	' —0,046	—0,053	-0,05	— 0,012	-0,03	—0,017	—0,005	0
	0,2	0	0,018	0,065	;	0,031	0.011	-0,001	—0,006	—0,007	—0,005	—0,001	0
	0,3	0	0,014	0,053	0,106	0,074	0,049	0,03	' 0,017	0,006	0,002	0
	0,4	0	0,012	0.042	0,085	0,138	0,099	'	0,066	0,039	0,018	0,008	0
м	0,5	0	0,008	0,03	0.061	0,102	0,149	0,102	0,061	, 0,03	0,008	0
	0,6	0	0, 008	0,018	0,039	0,066	0,099	0,138	0,085	0,0-12	0,012	0
	0,7	0	0,002	0,006	0,017	0,03	0,019	0,074	0,106	0,053	0,014	0
	0,8	0	-0,001	-0,005	—0,007	—0.006	-0,001	0,011	0,031	0,065	0,018	i ()
	0,9	0	-0,003	-0,0017	—0,03	-0,042	-0,05	-0,053	—0,046	—0,024	— 0,022	0
		1 °	[ -0,008	-0,027	-0,052	—0,077	—0,1	—0,117	—0, 123	-0,112	- 0,076	
			1	1 P	Q--QP;							
			p^-~p	bL •		M=MPL.						
Л4пр и Л4ПОП— моменты от всех нагрузок со своими знаками относительно центра тяжести подошвы фундамента соответственно вдоль и поперек фундамента.
Расчет же консольных и крайних участков ребристой фундаментной плиты рекомендуется производить по второй схеме.
В табл. 51 даны значения давления р, поперечной силы Q и изгибающего момента М для бесконечно жесткой балки на упругой полуплоскости с сосредоточенной вертикальной силой в произвольной точке (рис. 73). По этой таблице можно рассчитать ребра с любым расположением нагрузок. Таблица взята из работы И. А. Симвулиди «Расчет инженерных конструкций на упругом основании** (Росвузиздат, 1963).
глава щ
РЕКОНСТРУКЦИЯ ЭТАЖЕРОК
Быстрое развитие химической и нефтяной промышленности, сопровождающееся постоянным усовершенствованием технологических процессов, неизбежно приводит к моральному износу ряда производств. Изменение технологического режима, как правило, вызывает необходимость реконструкции установок: увеличиваются размеры этажерки, растут нагрузки, видоизменяется схема конструкций. Усиление существующих строительных конструкций установок и, в частности, этажерок приобретает особенно важное значение и заслуживает специального освещения. Здесь изложены только основные принципы усиления металлических и железобетонных конструкций этажерок и приведены примеры усиления.
Всякое усиление конструкций — весьма трудоемкая и дорогая операция, поэтому прежде всего следует использовать все возможные резервы несущей способности конструкций этажерки, а их довольно много.
1, Учет пространственной работы каркаса этажерки. Зачастую существующие этажерки рассчитывались, как ряд плоских независимо действующих систем. В этом случае учет пространственности с непременным обеспечением совместной работы всех вертикальных несущих плоскостей дает значительное увеличение несущей способности этажерки при работе на горизонтальные нагрузки.
Совместная работа всех несущих вертикальных плоскостей этажерки обеспечивается сплошностью, монолитностью перекрытий, достаточной их горизонтальной жесткостью. В ряде случаев это достигается постановкой дополнительных горизонтальных связей в пределах перекрытия. Примером такого рода может служить усиление металлической этажерки, приведенной на рис. 74. Увеличение высоты этажерки вызывало значительное увеличение усилий в анкерных болтах металлических колонн. Для обеспечения необходимого запаса прочности достаточно поставить допол-
11 — 1485
157
нительные связи в одной из вертикальных плоскостей и в уровне одного из перекрытий. Учет пространственности выявил достаточную прочность анкерных болтов.
2.	Учет упрочнения бетона со-временем. В ряде случаев прочность бетона в зависимости от его возраста возрастает в 1.5 -2 раза (см. рис. 37) и перекрывает увеличение эксплуатационных нагрузок после реконструкции. В этом случае усиления железобетонных конструкций не требуется. Нужно сказать, что часто условия эксплуатации этажерок весьма тяжелые: железобетонные конструкции подвергаются разрушению от действия жидкостей и газов. участвующих в технологическом процессе; находясь на откры--том воздухе, железобетонные конструкции подвергаются атмосферным воздействиям. Поэтому использовать этот резерв прочности можно только при полной гарантии обеспечения необходимой прочности бетона. Эта гарантия может быть получена только-после тщательного обследования' железобетонных конструкций спеы‘. циализированной организацией С' установлением действительной’ прочности бетона (при помоши соответствующих приборов).
3.	Увеличение несущей способности основания. Большой срок эксплуатации усиляемой этажерки дает право считать, что полная осадка основания произошла и дальнейшее увеличение осадки уплотненного основания при увеличении нагрузок невелико. В каждом отдельном случае следует исследовать основания с выявлением повышенных значений расчетных давлений /?н и модуля
деформаций Е. Можно ожидать при этом увеличения несущей способности основания до 40%. Кроме этого, следует иметь в виду, что новые нормы проектирования оснований (СНИП П-Б, 1-62), как правило, дают значительное увеличение несущей способности грунтов по сравнению со старыми нормами.
4.	Уточнение нагрузок. В ряде случаев временная распределенная нагрузка на колонны может не учитываться. Кроме того, ветровая нагрузка на этажерку может быть заметно снижена в результате застройки соседних участков высокими сооружениями.
Нормы расчета сооружений но предельным состояниям также позволяют увеличить эксплуатационные нагрузки по сравнению
Рис. 75. Пример!,! усиления элементов металлических коЕТструкпип а, б — G.'I/IOK; Я — КОЛОНИ; г — распорок
с нагрузками, принятыми старыми нормами расчета по допускаемым напряжениям.
Реконструкция металлических конструкций этажерки не вызывает больших трудностей. Примеры усиления металлических балок, колонн, раскосов приведены на рис. 75, усиления узлов крепления — на рис. 76.
Несколько сложнее усилить железобетонные конструкции этажерки. Широко распространены три способа:
1)	усиление замкнутыми железобетонными обоймами с обеспечением совместной работы старого и нового железобетона;
2)	одностороннее усиление с приваркой усиливающей арматуры к существующей по методу инж. И. М. Литвинова;
3)	усиление способом изменения конструктивной схемы систем по методу инж. Н. М. Онуфриева.
Способ 1 Используется при усилении железобетонных колонн этажерки. Он позволяет значительно увеличить несущую способность колонн.
Поверхность усиливаемой колонны для обеспечения падежного сцепления предварительно обрабатывается; удаляют поврежденные и отставшие участки бетона, углы колонны окалыва
11*
159
ют, производят насечку бетона зубилом с последующей обработ< кой металлическими щетками. После этого устанавливают армаА туру обоймы, состоящую из продольных стержней и хомутов.-! Расстояние между хомутами принимается не более Ю-кратного диаметра продольной арматуры, в местах же сопряжения обоймы с перекрытием или фундаментом расстояние между хомута-
Рис. 76. Усиление узлов крепления
/ — увеличение фасонок, 2 — дополнительный столик; 3 — дополнительные реб-ра; 4 — дополнительные шаы		1
Г ми уменьшается вдвое на длине, равной наименьшему размеру поперечного сечения колонны.
Прежде чем нанести усиливающий слой бетона, поверхность колонны промывают струей воды под напором; поверхность колонны при ©бетонировании должна быть влажной. Обетонирова-ние колонны производят или в опалубке, или способом торкретирования. В первом случае толщина стенки усиливающей обоймы должна быть не менее 5 см, во втором — не менее 3 см. Чтобы уменьшить усадку бетона, вызывающую появление трещин в обойме, следует применять возможно более жесткие бетоны.
При таком производстве работ обеспечивается совместная ра- .1. бота обоймы и усиливаемой колонны и расчет усиленных таким « образом колонн производится, как монолитных на полную повы- J шенную нагрузку. Усиление железобетонных колонн установки, 1 Г60	1
приведенной на рис. 77. увеличило их несущую способность в два паза.
Способ усиления (2) односторонними накладками, предложенный И, М. Литвиновым, наиболее удобен при усилении балок и ригелей этажерки.
Рис. П. Усиление поста-меЕпа под аппарат t — железобетонная обойм А
Усиление по этому способу производят следующим образом;
1)	по нижней грани балки защитный слой бетона скалывают так, чтобы продольная нижняя арматура обнажилась на половину диаметра. Поверхность бетона нижней грани балки обрабатывают так же, как поверхность колонн при усилении обоймами;
2)	к нижней продольной арматуре приваривают непосредст
16(
венно нлн через специальную поперечную арматуру (хомуты, коротыши, утки) продольную арматуру усиления;
3)	торкретированием или в опалубке наращивают дополнительную часть балки. Усиленная таким образом балка может работать как монолитная на полную повышенную нагрузку только ври соблюдении следующих требований:
Рис. 78. Усиление ригеля
Рис. 79. Усиление ригеля затяжками
а)	поперечная арматура усиления (хомуты, коротыши, косые Стержни, уткч) должна быть рассчитана на полную сдвигающую силуг действующую в плоскости сопряжения. Сцепление между старым и новым бетоном не учитывается. Больше того, в результате возможного неравномерного включения в работу новой арматуры возможны некоторые перенапряжения в отдельных элементах арматуры, поэтому величину сдвигающей силы, найденную но расчету, следует увеличить на 25% ХомутЫ усиления назначают диаметром не менее 10 мм-
162
б)	при расчете дополнительной продольной арматуры необходимо учитывать возможность некоторого пережога старой продольной арматуры в Процессе приварки к ней дополнительных стержней усиления. Уменьшение рабочего сечения старой арматуры от пережога может достигать 25%;
в)	концы стержней дополнительной пролетной арматуры, обрываемые у опор, необходимо надежно заанкерить, приварив отогнутые концы к щсуествующей арматуре или установив утки;
г)	при недостатке в усиливаемых элементах поперечной арматуры (хомутов и отгибов) по длине соответствующего участка должны быть установлены дополнительные вертикальные пли наклонные хомуты из полосового или круглого железа, привариваемого к продольной арматуре. Для установки этих хомутов по боковым граням балки делают пазы шириной 5—6 см, обнажающие продольную арматуру балки;
д)	размеры швов крепления поперечной арматуры к продольной следует назначать исходя из условий равнопрочцости швов и привариваемых стержней арматуры. Минимальная длина швов принимается равной при двухстороннем шве4 диаметрам привариваемого стержня, а при одностороннем — 6 диаметрам. Приваривают усиливающие стержни непосредственно к продольной арматуре шпоночными швами через 50— J00 см. При приварке через коротыши они должны быть диаметром 10—30 мм и длиной 8—20 см.
На рис. 78 показан пример усиления ригеля методом пнж. И. М. Литвинова.
163
/”
Способ 3 рассмотрим на примере усиления железобетонной балки перекрытия при помощи предварительно напряженных затяжек. Комбинированная затяжка, показанная на рис, 79,/создает разгружающие концевые изгибающие моменты и подпирающие поперечные силы от шпренгельной части затяжки. Общая схема устройства затяжки и ее детали приведены на рис. 79 и 80.
Усиливать железобетонные плиты этажерки наиболее удобно укладкой нового слоя бетона толщиной не менее 3 см с обеспечением надежного сцепления старого бетона с новым или устройством поверх старой плиты новой железобетонной плиты толщиной не менее 5 см. В последнем случае обе плиты рассчитываются как самостоятельно работающие с распределением нагрузки между ними пропорционально их жесткостям.
ГЛАВА IV
МОНТАЖ ЭТАЖЕРОК
Одновременно с проектированием строительной части этажерки должен разрабатываться проект организации строительных работ и монтажа аппаратов. Только в этом случае конструкция этажерки будет отвечать не только эксплуатационным требованиям, но и требованиям наиболее простого и дешевого производства монтаж но-строительных работ.
Монтаж самой этажерки может вестись тремя способами:
1)	крупными пространственными блоками, собранными в горизонтальном положении;
2)	поэлементно при помощи ползучего крана, опирающегося на конструкции самой этажерки;
3)	поэлементно или сравнительно небольшими блоками при помощи мачт или монтажного крана (башенного, вантового, гусеничного, автомобильного и т. п.).
Наиболее индустриальным является способ 1 (рис. 81). В последнее время он находит все большее применение. В качестве монтажных механизмов в этом случае используют две мачты, оснащенные мощными полиспастами, и подъемник па базе трактора С-80.
В настоящее время стройки располагают решетчатыми мачтами грузоподъемностью до 100 т. высотой до 62 м. Порядок монтажа блока этажерки следующий:
1)	пространственный блок этажерки весом до 200 т собирают внизу у постамента или у фундамента в горизонтальном положении при помощи самоходных кранов;
2)	по обе стороны от блока устанавливают две мачты на таком расстоянии от постамента или фундамента, чтобы в момент установки блока в проектное положение и соответствующего наклона мачт в сторону постамента (фундамента) последний не мешал этому наклону;
3)	строповку блока производят в местах, расположенных дальше расстояния центра тяжести блока от основания. К опор-
165
ной части блока одновременно крепят оттяжку, а к местам строповки— два троса для регулирования положения конструкции во время подъема;
4)	пространственный блок выводят в вертикальное положение. В некоторых случаях эту операцию производят в два приема: блок выводят в наклонное положение с опиранием на постамент, затем производят перестроцовку с перенесением места
Рис. 8J. Монтаж этажерки крупными блоками
строповки блока ближе к основанию, но не ниже центра тяжести блока, после чего производят последующий подъем блока;
5)	мачты наклоняют в сторону постамента (фундамента) и устанавливают пространственный блок в проектное положение на заранее выверенные прокладки, затем затягивают анкерные болты.
При таком способе монтажа схема каркаса Этажерки должна позволять разбить всю этажерку на крупные блоки весом до 200 г. Количество элементов, монтируемых россыпью, должно быть минимальным. Особое внимание следует уделять конструированию узлов строповки блоков. В этих узлах сосредоточены большие местные силы, действующие под углом к плоскостям расположения связей этажерки и, кроме того, меняющие свое на
166
правление в процессе подъема блока. Эти узлы должны быть предусмотрены и специально оговорены в рабочих чертежах этажерки п должны воспринимать усилия при монтаже без дополнительного усиления.
Опорная часть конструкций этажерки в период подъема блоков также испытывает большие усилия от сил, направленных псрнендикулярло направлению колонн, н должна быть проверена
Рис. 82. Монтаж этажерки реакторного блока cavo-
полъемньгы краном
1B7

Рис. 83. Монтаж
аппарата с использованием
конструкций этажерки
на действие этих сил. При монтаже этажерки крупными блоками колонны опираются на прокладки с последующей подливкой баз колонн; подливку баз колонн и обетонировку их производят после окончания монтажа и выверки конструкций каркаса этажерки.
В некоторых случаях для создания пространственной жесткости в блоках этажерки устанавливают дополнительные монтажные связи, которые снимают по окончании монтажа этажерки.
Способ монтажа ползучим краном удобен для этажерок с близкими друг другу размерами в плане в обоих направлениях. Ползучий кран устанавливают в средней зоне этажерки с тем расчетом, чтобы он мог обеспечить монтаж всех элементов. Кран перемещается при помощи обоймы, расположенной на его мачте. В местах стоянок крана балочная клетка перекрытий должна обеспечивать передачу нагрузок от опорной рамы крана на каркас этажерки. Кроме того, конструкции этажерки должны быть рассчитаны на нагрузки при перемещении крана по высоте. Зона перемещения крана должна быть на время монтажа свободна от конструкций. На рис. 82 показана схема монтажа этажерки ползучим краном.
Поэлементный монтаж конструкций Этажерки наиболее трудоемок; он может быть применим для монтажа только небольшой части конструкций этажерки. Анализ трудозатрат при монтаже металлических конструкций блока коксовых камер, произведенный в Проектспецнефтемонтаже, показал, что на сборку, сварку и монтаж укрупненного блока весом 175 т было затрачено 3408 чел.-час., или в переводе на 1 т, — 19,4 чел.-часа, в то время как поэлементный монтаж остальных 125 т металлических конструкций потребовал 11 G02 чел.-часа, или на 1 т, — 92,8 чел.-часа, т. е. почти в 5 раз больше.
Монтаж тяжелых аппаратов производят или мачтами или при помощи конструкций самой этажерки (рис. 83). Если аппараты располагаются внутри этажерки, в соответствующих пролетах этажерки предусматривают монтажные проемы для пропуска этих аппаратов.
Конструкции, расположенные в местах монтажных проемов до монтажа аппаратов, крепятся на болтах и на период монтажа аппаратов снимаются. Конструкции этажерки должны быть рассчитаны с учетом монтажных проемов. Так как при этом ветровая нагрузка принимается уменьшенной на 75%, время подъема аппарата ограничивается (не более 1 смены). Сразу же после пропуска аппарата монтажные проемы заполняют элементами связей.
Строповка аппаратов осуществляется за специальные ложные штуцеры, привариваемые к аппарату выше его центра тяжести, в месте расположения ребер жесткости. На рис. 84 показан ложный штуцер для аппарата весом 125 г.
Установка аппаратов производится на строганые опорные
169
кольца, заранее уложенные в бетонное основание и тщательно выверенные (рис. 85). Небольшие аппараты, расположенные на перекрытиях этажерки, в ряде случаев поднимают ла эти перекрытия при помощи специальных монтажных балок и растаскивают по перекрытию лебедками, Балкн перекрытий, расположен-
Рнс. 84. Схо.ча подъема аппарата и ложный штуцер
Рис. 85. Опорный узел аппарата
пые по линии перемещения аппаратов, должны быть рассчитаны на нагрузки от них.
До начала монтажа металлических конструкций этажерки и аппаратов производится приемка фундаментов (постаментов) иод них с выверкой положений анкерных болтов и отметок верха фундаментов и опорных колец под аппараты. Допускаемые отклонения от проектного положения указаны в табл. 6.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
В этой книге использован обширный материал по вопросам проектирования высоких открытых промышленных этажерок, имеющийся в институте Проектстальконсгрукния. В институте разработаны проекты этажерок для заводов синтетического каучука, синтетического спирта и нефтеперерабатывающих заводов. Кроме того, использован опыт проектирования организации монтажных работ проектной конторы Проектспеццефтемонтаж.
Нужно сказать, что еще далеко не все резервы снижения стоимости строительства используются в рабочих проектах этажерок. Дополнительными источниками снижения стоимости строительства являются:
1,	Установление оптимальных шагов колонн.
До сих пор нет обоснованной методики назначения этих шагов для разных схем связевого и рамного каркасов этажерок,
2.	Более полное использование пространственной работы каркаса этажерок. В ряде случаев представляется целесообразным установить минимальное количество вертикальных связевых ферм, используя принцип концентрации усилий. Опирание колони в плоскостях, лишенных связей, осуществляется на связевые фермы через жесткие горизонтальные диски перекрытий. Такое решение помимо снижения веса улучшает эксплуатационные свойства этажерки и позволяет создавать необходимые проемы для втаскивания оборудования.
3.	Новые решения сквозных металлических настилов, учитывая большой вес металлического настила в конструкциях этажерки (до 22%).
Заслуживают внимания сквозные настилы из полос, поставленных на ребро.
4.	Разработка более совершенных способов монтажа конструкций этажерки. Разработка специальных монтажных механизмов для монтажа как самой этажерки, так и аппаратов. В этом смысле перспективны работы по созданию более мощных мачт грузоподъемностью 12о т и более повышенной высоты из легких сплавов.
5.	Широкое использование и монтажных соединениях высокопрочных болтов.
6.	Уточнение расчетов этажерки;
а)	разработка методики расчета колонн этажерки со связе-вым каркасом с учетом развития пластических деформаций позволила бы несколько снизить вес колонн в результате снижения влияния изгибающих моментов в колонне, которые обусловлены в основном ограниченными деформациями балок-распорок:
б)	разработка достаточно простой и более точной методики расчета связевых вертикальных ферм;
в)	разработка методики расчета ребристых фундаментных плит этажерки, опирающихся на упругое полупространство.
7.	Использование для колонн этажерок широкополочных прокатных двутавровых балок.