ЦНИИПРОМЗДАНИЙ
РУКОВОДСТВО
ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СБОРНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОЛОНН ОДВОЭТАХНЫХ ЗДАНИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ
ПРЕДПРИЯТИЙ
Москва - 1971

УДК 624.075.23

ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящее Руководство содержит общие положения по
проектированию железобетонных колонн» данные по нагрузкам и
воздействиям на каркас одноэтажного здания, указания по
статическому расчету каркаса» по расчету и конструированию
колонн*
Руководство составлено на основании СНиП И-А,10-62
•Строительные конструкции и основания* Основные положения
проектирования", СНиП П-А. 11-62 "Нагрузки и воздействия»
Нормы проектирования", СН 355-66 "Указания по определению
нагрузок от подвесных кранов", СНиП П-В. 1-62* "Бетонные и
железобетонные конструкции. Нормы проектирования"*
В соответствии с Руководством статический расчет
каркаса на все воздействия, за исключением вынужденных
перемещений (температурных и т.п.), производится в общем случае,
как упругой, линейно-деформируемой системы, без учета
влияния трещин на жесткость колонн* При этом влияние
продольного изгиба колонн и неупругих деформаций бетона при дли -
тельном действии нагрузки учитывается коэффициентами ft и
№ъл ♦ При расчете каркаса на вынужденные перемещения
жесткость колонн принимается как при длительном действии
нагрузок с учетом наличия трещин.
Каркасы зданий без перепадов высот в пределах
температурного блока рекомендуется рассчитывать более точным
способом по деформированной схеме, как упругую,
нелинейно-деформируемую систему с учетом влияния продольного изгиба, а
также трещин и неупругих деформаций бетона на кривизну и»
соответственно* жесткость колонн*
3

Расчет каркасов по деформированной схеме позволяет
более рационально, с меньшим расходом материалов проектиро-
х/
вать колонны и предполагает использование ЭВМ. При колоннах
прямоугольного сечения этот расчет может выполняться с
помощью ручных вычислительных средств.
Руководство одобрено Главпромстройпроектом Госстроя
СССР для применения при проектировании.
При разработке Туководетва" учтены замечания и
предложения проектных (ПИ-1. ГСП, ЛенПСП и др.) и
научно-исследовательских институтов (НИЙДБ, ЦНИйСК я др.).
Руководство разработано в отделе типовых конструкт*
X 3 ЦНИИПроизданий (инженеры Б.Ф.Васильев, А.Я.Розенблюм,
Л. В .Ше лапу тина, Е.В.Герман, И.А.Петров, кан!_» -т техн.на i
м.к.иинани )» при консультации НИИЖБ (диктора техн. наук
А.А.Гвоздев, А.П.Васильев, кандидаты техн.наук К.З.Таль,
Е.А.Чистяков, Н.Н.Коровий) и ЦНИйСК (кандидаты теки* наук
В.Г.Писчиков и АЛ.Бать) с учетом исследований ННИСК
(кандидаты техн.наук Л.А.Коршунов и А.И.Марченко).
Отзывы и предложения следует направлять по адресу
Иосква, И-Зм*, у л.Коминтерна, д.7, корп. 2, ЩГИИПромзданий.
Редакторы - инженеры Б«Ф»Васильев и А.Я.Розенблюм
(ЦНИИПромзданжй) и A.M. Свиридова (Главпромстройпроект
Госстроя СССР).
Х/Институтами Гипротис (инженеры Т.Н.Росикова и Д.А.Козо-
даева) и ЦНИИПромзданий (инженер А.Я.Розенблюм)
составлена программа РДС-2 расчета железобетонных одноэтажных
зданий по деформированной схеме на ЭВМ Минск-2:/22.
4

I. ОБШИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1.1. Настоящее Руководство распространяется на про -
вотирование сборных железобетонных колонн одноэтажных
производственных зданий без мостовых кранов и с мостовыми
кранами легкого, среднего и тяжелого режима работы.
Примечания:1. Режим работы мостовых кранов
определяется в соответствии с "Правилами устройства и
безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов".
2. Проектирование железобетонных колонн зданий,
предназначенных для строительства в сейсмических районах, в
зонах распространения вечномерзлых и просадочных грунтов и на
подрабатываемых территориях, а также колонн,
предназначенных для работы в условиях систематического воздействия тем-
першур свыше плюс 50°С и ниже минус 70 С, должно вестись с
учетом требований соответствующих глав СНиП или других
нормативных документов. При разработке колонн для зданий с
агрессивными средами должны учитываться требования
"Указании по проектированию антикоррозионной защиты строительных
конструкций" СН 262-67.
1.2. Колонны являются элементом каркаса здания. Кар -
кас одноэтажного производственного здания представляет
собой пространственную систему, состоящую из заделанных в
фундаменты колонн, объединенных в пределах температурного
блока стропильными и подстропильными конструкциями,
плитами, связями и т.д. Эта пространственная система условно
расчленяется на поперечные и продольные плоские рамы,
взаимосвязанные диском покрытия, состоящим из плит или гори -
зонтальных стальных связей* Поперечные рамы образуются из
колонн и стропильных конструкций, продольные рамы - из
колонн, плит покрытий или прогонов, подстропильных
конструкций, связей (решетчатых и в виде распорок) и
подкрановых балок. Вертикальные стальные связи по продольным рядам
колонн предусматриваются при значительных горизонтальных
силах, действующих в плоскости продольной рамы (торможение
5

мостовых электрических кранов» большая ветровая нагрузка), а
также при гибких колоннах с целью уменьшения их расчетной
длины.
Эти связи следует располагать в средней части
температурного блока для снижения усилий в элементах каркаса от
температурных и т.п. воздействий*
Вертикальные стальные связи и распорки по опорам
стропильных конструкций предусматриваются в случаях» когда
опоры конструкций покрытия (плит» ферм» балок) или их
сопряжения не обеспечивают передачу усилий с диска покрытия на
нижележащие конструкции продольной рамы* Эти связи следует
располагать по торцам температурного блока; если они не
обеспечивают передачу усилий, устанавливается дополнитель -
ная связь в середине блока.
Выбор конструктивной и соответствующей расчетной
схемы каркаса производится в зависимости от объемно-планяро -
вочного решения здания, обусловленного технологическими и
эксплуатационными требованиями»
Конструктивные схемы поперечных и продольных рам с
рекомендациями по их применению приведены на рис Л.1-1.4»
1*3. Привязки колонн к разбивочным осям здания
регламентируются "Основными положениями по унификации объемно-
планировочных и конструктивных решений промышленных зданий"
СН 223-62*
Расстояния между осями подкрановых путей и разбивоч-
ными осями здания регламентируются ГОСТом 534-59 "Краны
мостовые* Пролеты" и принимаются равньыи:
* См.стр. 12-14
6

750 мм - в зданиях, оборудованных мостовыми кранами
общего назначения грузоподъемностью до 50 т включительно;
1000 мм - в зданиях» оборудованных мостовыми кранами
грузоподъемностью более 50 т, а также при наличии проходов
в надкраноэой части колонн.
В зданиях, оборудованных мостовыми электрическими
кранами грузоподъемностью до 15 т включительно и
мостовыми ручнши кранами любой грузоподъемности, это расстояние
допускается принимать равным 500 мм.
1*4. Колонны подразделяются:
а) в зависимости от назначения - на основные,
воспринимающие все вертикальные и горизонтальные нагрузки (от
покрытия, стен, кранов, ветра и др.У, и фахверковые, вое -
принимающие, как правило, нагрузки от веса стен и ветра;
б) в зависимости от положения в здании - на колонны
крайнего ряда, среднего ряда и торцовые;
в) в зависимости от наличия и вида подъемно^гранс -
портного оборудования - на крановые (при опирании под -
крановых балок непосредственно на колонны) и бескрановые
(при отсутствии подъемно-транспортного оборудования или
когда это оборудование подвешивается к несущим
конструкциям покрытия);
г) в зависимости от размеров сечения по длине - на
колонны постоянного сечения (призматические) и ступен -
чатые; последние принимаются в случае опирания на них
подкрановых балок, а также для экономии материала*
При необходимости колонны снабжаются консолями для
7

опирания несущих конструкций покрытия, подкрановых балок
и т.д. (рис. I.5)t*
1.5. Размеры колонн по высоте (выше отметки чистого
пола) определяются технологическими требованиями к
проектируемому зданию с учетом размещения в необходимых случаях
кранового оборудования, а также в соответствии с требова -
вияы, унификации Ч
1.6. Габарит приближения кранового оборудования к
строительным конструкциям принимается в соответствии со
стандартами на крановое оборудование.
При необходимости установки нестандартного кранового
оборудования габарит его приближения определяется по
соответствующим заводским данньы.
Зазор между габаритом приближения кранового оборудо -
вания и низом несущих конструкций покрытия (ферм, балок)»
учитывающий прогиб конструкций и размещение связей по
нижним поясам стальных ферм, следует принимать дополнительно
к зазорам по стандартам на крановое оборудование не менее:
50 мм - при железобетонных конструкциях покрытия;
200 мм - при стальных конструкциях покрытия в случае
отсутствия подстропильных ферм;
250 мм - при стальных конструкциях покрытия в случае
наличия подстропильных ферм.
1.7. Размеры колонн по высоте ниже отметки чистого
пола определяются расстоянием от чистого пола до верха
' См. Основные положения по унификации объемно-планн -
Ковочных и конструктивных решений промышленных зданий"
Н 223-62»
**См.стр. \S
8

фундамента и условиями заделки колонн в фундамент. При
отсутствии специальных технологических требований расстояние
от чистого пола до верха фундамента принимается равна*
0,15 м, из условия окончания работ нулевого цикла до мон -
тажа колонн*
1*8. Поперечное сечение колонн может быть сплошным
(прямоугольным, двутавровым и т.п.) или сквозным (двухвет-
вевш)« Форма сечения должна выбираться на основе
экономических и конструктивных требований с учетом условий изго -
товлеиия и эксплуатации колонн (огнестойкости, коррозионной
стойкости и т.д.).
Основные колонны высотой более 12 м9 а также колонны,
в которых высота сечения по расчетнш или конструктивном
требованиям принимается более одного метра, рекомендуется
проектировать двухветвевши.
Для колонн сплошного сечения рекомендуется
прямоугольная форма сечения* Другие формы сплошного сечения
(двутавровые» пустотные и т.д.) могут быть приняты при специаль -
ном обосновании (наличие соответствующих форм,
специализированные способы изготовления и т.п.).
I.9. Размеры поперечных сечений колонн назначаются в
соответствии с расчетной требованиями и учетом технике -
экономического анализа размеров сечений* При этом должны
бить учтены требования по унификации сечений (см. п. I.IO),
а также конструктивные требования; в частности, должно быть
обеспечено необходимое опирание несущих конструкций
покрытия, подкрановых балок и т.п. с учетом допусков на
изготовление и монтаж.
9

1*10* Размеры сечений колонн следует принимать не ме -
нее 300x300 мм; для ветвей двухветвевых колонн (в плоскости
большего размера полного сечения) допускается уменьшение
одного размера сечения ветви до 200 мм* Размеры сечений ос*
р
новных колонн рекомендуется принимать не менее ^о » гДе
Со - расчетная длина колонн. Ширину колонн, несущих
нагрузку от мостовых электрических кранов, рекомендуется
принимать не менее 400 мм.
Размер сечения оголовка колонн в плоскости несущей
конструкции покрытия рекомендуется принимать не менее 300
мм - при опирании одной конструкции и 300 мм - при опярании
двух конструкций* Размеры сечений следует назначать крат -
ными 100 мм, за исключением ветвей двухветвевых колонн,
меньший размер сечений которых может быть принят кратяш
30 мм*
Размеры сечения нетиповых колонн, принимаемые для
одного объекта или для ряда объектов на одной площадке,
должны быть унифицированы* При этом сечения колонн следует
принимать одинаковыми, если расчетные усилия в них смогут быть
восприняты за счет изменения процента армирования от 0,3 до
Ъ% и изменения марки бетона на одну, а при соответствующем
обосновании - на две ступени* При назначении опалубочных
размеров колонн рекомендуется максимальное использование
форм типовых колонн*
1*11* При назначении высоты сечения надкрановых
участков колонн в случаях, оговоренных технологическим заданием,
следует учитывать необходимость устройства вдоль
подкрановых путей проходов, которые могут выполняться в теле колон-
10

ны или сбоку* В случае устройства проходов в теле колонны
размеры проемов должны быть не менее 400x1800 мм.
Примечание. При наличии в пролете более двух
кранов среднего или тяжелого режима работы и их круглосу -
точной непрерывной эксплуатации устройство проходов
обязательно» независимо от технологических требований.
1*12. Для колонн преимущественно применяются бетоны
проектной марки по прочности на сжатие 200 * 400.
Для колонн, подвергающихся воздействию расчетных
температур (принимаемых равными средней температуре наиболее
холодной пятидневки района строительства по СНиП П-А.6-62)
минус 40°С и ниже, проектная марка бетона по морозостой -
кости должна быть не ниже 100 - для зданий I класса и 50 -
для зданий П-1У класса.
Примечание. Отпускная прочность бетона в
колоннах назначается в зависимости от времени года, условий
монтажа и срока загружения, но не менее 70% от проектной
марки бетона. При этом величина отпускной прочности бетона
колонн должна быть согласована с заводом-изготовителем, а
в необходимых случаях - и с монтажной (строительной)
организацией*
1*13* В качестве продольной арматуры колонн следует
применять горячекатаную арматурную сталь периодического
профиля класса А-Ш (допускается сталь класса А-П).
В качестве поперечной арматуры следует применять
горячекатаную арматурную сталь класса A-I и обыкновенную
холоднотянутую арматурную проволоку класса B-I; при
соответствующем обосновании допускается применение арматуры
из стали класса A-JD.
Для колонн неотапливаемых зданий в районах с низкими
температурами при назначении марки стали должны
учитываться требования "Инструкции по проектированию железобетонных
II

г^Т7^^37^»^17<ч17^
Рис.I.I. Конструктивная схема поперечной раны
4 t
-Г
В) г
m.i . fi i И- >у
Щ т t
®
х
©
V
\Я>
Рис.1.2. Конструктивные схеиы продольных рай зданий со
стропильными конструкциями» имеющими небольшую
высоту на опоре (железобетонные фермы и балки
с высотой на опоре до 0,9 м)
а - при отсутствии мостовых кранов и высотах колонн до
10 м; б - при отсутствии мостовых кранов и высотах более
10 м; в - при наличии мостовых электрических кранов;
I - диск покрытия; 2 - стропильные конструкции; 3 - ко -
лонны; 4 - торец здания или температурный шов; 5 - верти-
кальная связь по колоннам; б - распорки; 7 - подкрановые
балки
12

Рис.1*3. Конструктивные схемы продольных рам зданий со
стропильнши конструкциями, имеющими большую
высоту на опоре (железобетонные фермы и балки
с высотой на опоре более О.уу и стальные фермы)
а - при отсутствии мостовых кранов и высотах колонн до
10 м; б * при отсутствии мостовых кранов и высотах колонн
более 10 м; в - при наличии мостовых электрических кранов
I * диск покрытия; 2 - стропильные конструкции; 3 *
колонны; 4 - торец здания или температурный шов; 5 -
вертикальная связь по колоннам; б - распорки; 7 - подкрановые балки;
8 - вертикальная связь по опорам стропильных конструкций
13

")
ESI
')
VWW4
JZSUZSi
1AUA1
,'*
SDZ3
^©
ЕИЕИЕЗЙОЕ]/^
V'
zw^kz^p
Рис.1.4. Конструктивные схемы продольных рам средних
рядов зданий с подстропильным конструкциями
а - при отсутствии мостовых кранов и высотах колонн
до 10 м: б * при отсутствии мостовых кранов и высотах
колонн более 10 ы; в - при наличии мостовых электрн -
ческих кранов
I - подстропильные конструкции; 2 - колонны; 3- торец
здания или температурный шов; 4 - вертикальная связь
по колоннам; 5 - подкрановые балки
I*

I)
«) п 9
О
*)
7
<о
Л)
Q
□
УЯ
РисЛ,5« Типы колонн
а - призматическая колонна сплошного сечения; б - то же с консолями для опирания
стропильных конструкций; в - ступенчатая колонна сплошного сечения с одной консолью для
опирания подкрановых балок; г - то же с консолями для опирания подкрановых балок; д -
ступенчатая двухветвевая колонна; е - то же с проемом для прохода; ж - ступенчатая
двухветвевая колонна с консолями для опирания подкрановых балок

/•/
a) ±t
^ f*
г-г
2\
1
W
6
«M«
У
6
з-з
\
ТГ
л
U-^L
i^
S-5
rti
-.
J
О О
^
%^
иг
\
-IZ-
1Г
/
6
Рнс.1»6. Примеры расположения рисок разбявочных осей
а - в колоннах крайнего ряда при нулевой привязке; б - в
колоннах крайнего ряда при ненулевой привязке; в - в
колоннах среднего ряда при отсутствии подстропильных конст<
рукций; г - в колоннах среднего ряда при наличии
подстропильных конструкций; I - риски на закладной детали при
железобетонных подстропильных конструкциях
16
i

конструкций" (изд. 1968 г.)*
1*14. На колоннах должны быть предусмотрены риски,
определяющие местоположение колонн относительно поперечных и
продольных разбивочных осей здания, а также положение осей
подкрановых балок*
На бетоне риска устраивается в виде канавки глубиной
5 мы. На закладной детали риска наносится керном и обво -
дится краской. Длина рисок - 100мм.
Риски располагаются в уровне верха колонн, в уровне
верха стакана фундамента и на подкрановой консоли (рисЛ«б).
Примечание. В двухветвевых колоннах риски
продольных разбивочных осей могут располагаться на первой
распорке, считая от верха фундамента.
2.НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
2*1« Нагрузки и воздействия, учитываемые при расчете
колонн, подразделяются согласно СНиП П-А.П-62 на
постоянные, временные длительные и кратковременные*
К постоянным и временны* длительным нагрузкам отно -
сятся:
а) вес постоянных частей здания (покрытия,
подвесного потолка, навесных стен, подкрановых балок и т.п.);
б) нагрузка от стационарного оборудования с
заполнением (подвесных транспортеров, конвейеров и т.п.);
в) вес слоя воды на водонаполненных плоских покрытиях;
г) вес производственной пыли, скапливающейся на пок -
рытии здания (для отдельных цехов металлургической,
угольной, химической, строительных материалов и других отраслей
промышленности).
17

К кратковременно! нагрузкам и воздействиям относятся:
д) нагрузка от подвижного подъемно-транспортного шбо-
рудования (мостовых и подвесных кранов);
е) снеговая нагрузка;
ж) ветровая нагрузка;
з) температурное климатическое воздействие;
и) нагрузки, действующие при изготовлении,
транспортировании и монтаже колонн*
Примечание* Вертикальная нагрузка от веса
покрытия, снега и т.д. вызывает удлинение нижних граней
несущих конструкций покрытия, учитываемое при расчете в
виде вынужденвого перемещения, аналогичного перемещению от
температурного воздействия.
Постоянные и временные длительные
нагрузки
2.2. Нормативная нагрузка от веса строительных
конструкций принимается по данным, приведении! в рабочих
чертежах конструкций.
Нормативная нагрузка от веса покрытия (кровли, сгяж-
ки, теплоизоляционного слоя и т.д.) определяется по про -
ектным размерам в соответствии с даннши об объемном весе
материалов, составляющих покрытие.
2.3* Нормативная нагрузка от веса стационарного
оборудования с заполнением определяется в соответствии с задан-
вши условиями эксплуатации оборудования на основании
ГОСТов, каталогов или паспортных данных
завода-изготовителя; при этом вес заполнения оборудования принимается в
соответствии с предельным объемом заполнения, возможным при
эксплуатации оборудования.
В случаях, когда на колонны передаются горизонтальные
силы от натяжных станций ленточных транспортеров и
конверте

еров» величина нагрузки принимается согласно технологичес -
кому заданию.
2.4. Нагрузки от веса слоя воды на водонаполненных
плоских покрытиях и нагрузка от пыли принимаются по
проектным данным, в которых должны быть приведены и коэффициенты
перегрузки.
2.5. Расчетная нагрузка определяется как произведение
нормативной нагрузки на коэффициент перегрузки» равный:
1,2 - для нагрузки от веса теплоизоляционных плиток,
засыпки, выравнивающих слоев и т.п. ;
для нагрузки от веса оборудования;
для нагрузки от заполнения оборудования, за
исключением заполнения жидкостями;
1,1 - для нагрузки от веса строительных конструкций;
для нагрузки от заполнения оборудования
жидкостями.
В случаях, когда увеличение постоянных нагрузок
вызывает улучшение работы колонн, коэффициент перегрузки для
этих нагрузок не учитывается.
2#6. Вертикальная нагрузка» передающаяся на колонну
через железобетонную несущую конструкцию покрытия, счита -
ется приложенной на расстоянии трети длины опоры от внут -
ренней ее грани. При опирании через стальную подкладку
нагрузка считается приложенной на расстоянии трети длины
подкладки от внутренней ее грани (рис.2Л,а).
Вертикальная нагрузка, передающаяся на колонну через
стальную несущую конструкцию покрытия, считается
приложенной в месте опирания онорного ребра несущей конструкции
(рис.2.1,6).
* См.стр. 38
19

Нагрузка от веса навесных стен считается приложенной
в местах расположения столиков на расстоянии, равном
половине толщины стены от наружной грани колонны Срис.2.1,в)о
Нагрузка от мостовых кранов
2.7'• Нормативная вертикальная нагрузка от мостовых
кранов принимается по ГОСТу на мостовые краны, а для не-
стандартизярованных кранов - по паспортам
заводов-изготовителей.
Вертикальная нагрузка от мостовых кранов считается
приложенной:
в плоскости поперечной рамы - по оси подкрановой
балки, в плоскости продольной рамы - по оси колонны.
2,8. Нормативная горизонтальная продольная нагрузка,
вызываемая торможением моста электрического крана,
определяется по формуле
С mM£>L п- (2.1)
■г- И
где / - тормозная горизонтальная сила, направлен-
3)1
ная вдоль подкранового пути;
тах - наибольшее нормативное давление
тормозного колеса крана на подкрановой рельс,
принимаемое по соответствующим стандартам
(п.2.7)<
П - число тормозных (ведущих) колес
рассматриваемой стороны крана, как правило, равно
четверти общего числа колес моста крана.
Усилие продольного торможения приложено к головке
кранового рельса и передается на продольную раму в уровне
низа подкрановых балок.
20

2.9» Нормативная горизонтальная поперечная нагрузка,
вызываемая торможением тележки мостового электрического
крана» определяется по формуле
т* ЫК. (О-а) (2.2)
/ п *
поп П0
и
где Тгюп - тормозная горизонтальная сила, направленная
поперек подкранового пути, от каждого
стоящего на балке колеса;
Кп - коэффициент, принимаемый равным I при жест*
ком подвесе и 0,5 - при гибком подвесе;
V - грузоподъемность крана;
& - вес тележки;
П0 - число колес на одной стороне крана*
Горизонтальная поперечная нагрузка считается
приложенной в уровне верха подкрановой балки. При этом принимается,
что поперечная нагрузка передается только на один (любой)
из подкрановых рельсов, распределяется поровну между
колесами крана, опирающимися на данный рельс, и может быть
направлена как внутрь рассматриваемого пролета, так и наружу*
2.10. Горизонтальную нагрузку от торможения мостовых
ручных кранов при расчете колонн допускается не учитывать*
2*11. Расчетная вертикальная и горизонтальная крано -
вая нагрузка определяется как произведение нормативной
нагрузки на коэффициент перегрузки, равный 1,2.
2.12. Нагрузка от мостовых кранов определяется с
учетом возможного совмещения в одном створе наиболее
неблагоприятных по воздействию кранов, работающих на разных путях,
при этом:
а) при расположении кранов на одном ярусе вертикаль -
21

ная нагрузка принимается, как правило» не более,чем от двух
наиболее неблагоприятных расположенных кранов в каждом
пролете, но не более четырех кранов на раму;
б) при расположении кранов на нескольких ярусах» а
также в отдельных случаях» обусловленных требованиями техноло -
гического процесса (например» настое использование
совместно работающих кранов для перемещения особо тяжелых грузов)»
количество учитываемых кранов и условия их одновременного
загружения принимаются в соответствии с возможными условиями
эксплуатации, согласно технологическому заданию.
На ряс.2.2 приведены схемы неблагоприятного располоке -
ния мостовых кранов (при одном ярусе кранов)» определяющие
максимальную нагрузку на рассчитываемые колонны. При нераз -
резных подкрановых балках должны быть также учтены схемы,
вызывающие максимальное усилие растяжения в рассчитываемых
колоннах» а для колонн среднего ряда и схемы» вызывающие
максимальный момент от крановой нагрузки» когда краны
расположены таким образом, что вертикальные реакции от крановой
нагрузки с обеих сторон колонны будут наибольшими по
величине и обратными по направлению.
2.13. Горизонтальная нагрузка, вызываемая торможением
крановых тележек или мостов, учитывается от фактического
числа кранов (но не более,чем от двух), расположенных в од -
ном пролете или в одном створе.
2.14. При расчете креплений подкрановых балок к колон -
нам крановую нагрузку следует умножать на коэффициент
динамичности 1,1* Ч
Нагрузка от подвесных кранов
2.15. Нормативная вертикальная нагрузка от подвесных
22 * См.стр. 38
i

кранов принимается но ГОСТу на подвесные краны» а для не -
стандартизированных кранов - по паспортнш данный заводов-
изготовителей.
Вертикальная нагрузка от подвесных кранов передается
на колонны через несущие конструкции покрытия; место
приложения этой нагрузки принимается по п.2#б.
2.16* Горизонтальную нагрузку от торможения подвес -
ных кранов при расчете колонн допускается не учитывать.
2*17* Расчетная нагрузка от подвесных кранов
определяется как произведение нормативной нагрузки на
коэффициент перегрузки» равный 1,2.
2.18. Нагрузка от подвесных кранов определяется с
учетом возможного совмещения в одном створе наиболее не -
благоприятных по воздействие кранов» работающих на разных
путях. Для колонн средних рядов нагрузка принимается не
более,чем от четырех кранов» а для колонн крайних рядов -
не более, чем от двух кранов при одном или двух крановых
путях в пролете и не более,чем от четырех кранов при трех
крановых путях в пролете.
Примечания:1. Под крановым путем
понимаются все балки» несущие один подвесной кран (две балки при
о дно пролетном кране» три - при двухпро летном и т.д.).
2. На каждом крановом пути принимается не более двух
кранов.
Величины расчетной вертикальной нагрузки от подвесных
кранов по ГОСТу 7890-67 для наиболее распространенных
случаев приведены в табл. 2Л.
Снеговая нагрузка
2.19. Нормативную снеговую нагрузку на I ы площади
горизонтальной проекции покрытия Р следует определять по
формуле
23

го
Таблица 2Л
Вертикальные расчетные нагрузки на колонны от подвесных
кран-балок
Пролет Шаг
здания, колонн»
м и
Тип
кран-балки
Расчетная нагрузка на
колонну» т
Эквивалентная равномерно
распределенная расчетная нагрузка*
кг/м2
Грузоподъемность крана, т
1,0 2,0
3.2
5,0 1,0
2,0 3,2
5,0
12
18
24
6 Однопролетная 3,6 5,8 8,Ь
Однопролетная - 6,8 10,2
6 Двухпролетная * - 6,А 9,8
Две однопролетных 4,4 6,6 10,4
Однопролетная - 8,5 12,7
12 Двухпролетная - 8,4 13,0
Две однопролетных 6,3 8,9 13,9
6 Двухпролетная - 7,0 10,7
Две однопролетных 4,6 7,1 10,9
12 Двухпролетная - 9,0 14,0
Две однопролетных 6,6 9,5 14,5
Трехпролетная - 8,0 12,1
Две однопролетных 5,1 7,7 11,3
12,7
14,3
13,9
17,5
17,7
15,0
18,8
16,5
100
80
60
60
50
60
160
130
120
120
80
80
80
100
100
60
70
90
90
250
190
180
190
120
120
130
150
150
100
100
140
130
360
270
260
-
160
170
-
210
-
130
-
180
«р

Таблица 2.1 (продолжение)
Трехпролетная
Две однопролетных
Трехпролетная
Две однопролетных
Трехпролетная
Две однопролетных
-
7,2
-
5,6
-
7.8
10,*»
10,1
8.7
8.5
11,3
П.I
16,1
15.3
12,5
12,5
16,7
16,6
21,1
-
17,5
-
22,3
-
-
40
-
50
-
*Ю
60
60
80
80
50
50
90
90
120
120
80
80
120
-
160
-
НО
-
Примечания:!. Нормативные нагрузки от подвесных кран-балок допускается
определять, умножая табличные значения нагрузок на коэффициент 0,87.
2* Коэффициент сочетаний при определении нагрузок принят равным I.
3. Табличные значения эквивалентных равномерно распределенных нагрузок не допускается
использовать при расчете стропильных конструкций*

РН= Р0 С, (2.8)
где Р - вес снегового покрова на I м горизонталь
ной поверхности земли» принимаемый по
табл. 2.2;
С - коэффициент перехода от веса снегового
покрова на горизонтальной поверхности зем
ли к нормативной нагрузке на покрытие.
Таблица 2.2
Вес снегового покрова ( Р0 )
Район строительства
(по СНиП П-А. И-62)
Вес снегового покрова
земли, кг/ы ( р )
I
50
п ш
70 100
1У
150
У
200
П
250
2.20. Для зданий без перепадов высот смежных пролетов, а
также с перепадами высот в метрах, меньше -^SL-, коэффициент С
принимается равным 1,0.
А
При высоте перепада 200 и более коэффициент С прини -
мается по рис*2.3?
Местное увеличение снеговой нагрузки у фонарей при
расчете колонн не учитывается*
2*21* Для покрытий цехов с избыточными тепловыделения -
ми при неутепленных кровлях величина снеговой нагрузки сни -
жается на 20#*
2.22. Для горных местностей, а также для пунктов,
имеющих высоту над уровнем моря более 2000 м, вес снегового по -
крова определяется согласно указаниям СНиП П-А, 11-62.
ш См^стр. 39
26

2.23. Расчетная снеговая нагрузка Р определяется
как произведение нормативной нагрузки рн на коэффициент
перегрузки, равный 1.4.
Ветровая нагрузка
2.24* Ветровая нагрузка принимается действующей в
плоскости поперечной или продольной рамы*
Схема передачи ветровой нагрузки на каркас принимает
ся в зависимости от конструктивного решения стен.
2.25» Расчетная распределенная ветровая
нагрузка,действующая в пределах высоты колонны, определяется по форму*
ле
О - 12 р КС С, (2.4)
1,2 - коэффициент перегрузки;
О - нормативный скоростной напор, принимаемый
по табл.2.3;
К - поправочный коэффициент на возрастание
скоростного напора по высоте, принимаемый
по табл. 2.4;
С - аэродинамический коэффициент, принимаемый
по п. 2.26 ;
С - длина участка стены, с которого передается
ветровая нагрузка на колонну*
Таблица 2.3
Нормативный скоростной напор ветра
где
Район строительства . п m
(по СНиП П-А* II-62) i U ш
Нормативный
скоростной напор ветра;кг/м 27 35 45
1У
55
У
70
У1
85
УП
100
27

Таблица 2.Ц
Поправочные коэффициенты К на возрастание
скоростного напора ветра для высот более 10 м
(за исключением горных местностей)
Высота над поверхностью тп
земли, м АО XVJ
20
40
100
Поправочный коэффициент К 1,0
1.35 1,8
2,2
Примечание. Для промежуточных высот величина К
определяется линейной интерполяцией, 6 пределах отдельных зон
зданий и сооружений при высоте каждой зоны не более 10 м
величину поправочных коэффициентов допускается принимать
постоянной и определять ее для средней точки зоны*
2.26. Аэродинамические коэффициенты принимаются в за -
стоимости от схемы здания (рис.2.4)*' Действие ветровой на -
грузки на поверхности, для которых не указан
аэродинамический коэффициент, не учитывается. Стрелкой показано направ -
ленне ветра* Аэродинамический коэффициент С для схем рис.2.4,
а,£,д,к,л,н,п принимается по табл.2.5 и 2,6. Для схеы.рис ♦
2.4 е,ж,м ветровая нагрузка на наветренные стенки промежу -
точных фонарей не учитывается при расстоянии между фонарями
в свету, не превышающем пяти высот фонарей. Если это уело -
вне не выполняется, ветровая нагрузка на наветренные стенки
фонарей должна учитываться с С = чО,4.
Таблица 2.5
Аэродинамические коэффициенты для схеы
рис.2.4 а,д9н,п
Угол наклона 0 <<к£- Т5°
кровли ~
Аэродинамический
коэффициент С -0,4
оС«ЭО°
0-
оС ^60°
+0,8
»
28 ■ См.стр.40,41

Таблица 2*6
Аэродинамические коэффициенты для схем
рис. 2.4 &,к,л
Стрела подъема -*-
Аэродинам ичесхий
коэффициент С
^ 0,075
-о.н
0,3
-0,3
0,4
«0,4
0,5
чО,7
Для схемы ркс«2«4, г, в случае, ее л ц размер здания,
перпендикулярный направлению ветра, превышает 50 и,
допускается не учитывать боковое отрицательное давление ветра.
Схеин рис.2.**,ппринимаются для зданий, поагояино от -
крытых с какой-либо одной стороны: полностью (при
отсутствии стены на этой стороне) или частично (при наличии пос -
то ян но открытых проемов площадью не менее 30$ от площади
стены)*
При определении эксплуатационных ветровых нагрувок на
фахверковые колонны, а также реакций опор фахверковых крЛонн,
аэродинамический коэффициент следует принимать равным +1,0
/при определении положительного давления/ и -0» 8 /при
определении отрицательного давления/«На расчет каркаса в целом
данное указание не распространяется.
2.27. Расчетная ветровая нагрузка» действующая на иад-
холоииую часть здания в плоскости поперечной рамы,
принимается в виде сосредоточенной силы, приложенной в уровне
верха колонн, и определяется по формуле
\i-i2^T FLKtCL , (2.5)
где
/у - площадь вертикальной проекции поверхнос-
I
ти надколонных частей здания (стен,
29

покрытия, фонарей, вентшахт и т.п.)*
Примечание, При определении силы W для
фонарных зданий допускается не учитывать ветровую яагрус
ку на парапет.
2.28. Ветровая нагрузка на продольную раму передав!
ся в виде нагрузки, распределенной по высоте торцовых кс
лонн, и в виде сосредоточенных сил, приложенных в зависi
мости от конструктивного решения фахверка торцовых стен
конструктивной схемы каркаса здания в уровне верха оснох
них колонн» либо в уровне верха опорной части стропиль»
конструкций» либо в месте крепления ветровой фермы (над
ршер, для схемы рис. 1.2 а» сосредоточенная сила при
действии ветровой нагрузки приложена в уровне верха onoj
ной части стропильной конструкции, а для схемы рис. 1.3,
- в уровне верха колонн)•
2.29. Для зданий, проектируемых для строительства
среди сплошной застройки, скоростной напор ветра, опре
деляемый по табл.2.3 и 2,4, разрешается снижать на 20
для участков, расположенных в пределах средней высоты об
рукающнх зданий.
2.30. Для зданий и сооружений высотой до 5 м скорое
ной напор ветра, определяемый по табл.2.3, разрешается
снижать на 25#. Снижение скоростного напора, предусматря
ваемое п.2,29, в этом случае не учитывается.
2.31. Для горных местностей ветрокые нагрузки опре
деляются согласно указаниям СНиП П-А.П-62.
Прочие нагрузки и воздействия
2.32. Температурный перепад для определения величин
деформаций конструктивных элементов от температурных кли
30

матических воздействий определяется по формуле
где
tg - температура воздуха, принимаемая для
отапливаемых зданий равной расчетной температуре
воздуха помещений по технологическому
заданию для теплотехнических расчетов наружных
ограждений, а для неотапливаемых зданий -
средней температуре воздуха наиболее хо -
лодной пятидневки либо средней температуре
воздуха в 13 час. самого жаркого месяца
района строительства (см.СНнП П-А.6-62);
6, - температура воздуха в момент закрепления на
колонне горизонтальных конструкций, прини -
маемая равной средней температуре воздуха за
три самых холодных или жарких месяца района
строительства (см. СНиП П-А. 6-62),
В расчете учитывается наиболее неблагоприятное
значение изменения температуры tf> •
2.33. При расчете колонн на воздействие
усилий,возникающих в стадиях изготовления и
транспортирования,собственный вес колонн следует вводить в расчет с
коэффициентом динамичности 1,5; при этом коэффициент перегрузки
к собственному весу колонн не вводится. Коэффициент ди -
намичности при расчете колонн на воздействие
усилий,возникающих при подъеме в стадии монтажа, допускается при -
нимать равнш 1,25.
2.34. При проверке несущей способности колонн в про-
31

цессе возведения здания, значения коэффициентов перегрузки
для всех возможных нагрузок, кроме веса конструкций, из -
делнй и материалов, снижаются на 20£.
Сочетания нагрузок
2*35. При учете совместного действия нагрузок
различаются основные сочетания, составляемые из
постоянных,временных длительных и одной из кратковременных нагрузок, я
дополнительные сочетания, составляемые из постоянных,
временных длительных и всех кратковремешнх нагрузок, при
этом:
а) вертикальные и горизонтальные нагрузки от одного
или двух мостовых кранов (на одном или разных путях)
следует рассматривать при учете сочетаний как одну кратко -
временную нагрузку;
б) совместное действие снеговой нагрузки с одним или
двумя мостовши кранами тяжелого режима рАботы, следует
учитывать в основном сочетании;
в) совместное действие снеговой нагрузки с двумя
кранами легкого и среднего режимов работы, а также одно -
временное действие трех или четырех мостовых кранов
(независимо от их режима и учета других кратковременных
нагрузок) следует рассматривать в дополнительном сочетании.
При расчете постоянные нагрузки учитываются всегда,
а временные длительные и кратковременные - только в
случае их неблагоприятного воздействия*
Пркмеррый перечень сочетания нагрузок и воздействий,
учитываемых при расчете колонн в стадии
эксплуатации,приведен в табЛФ 2.7-2.9.
32

Примечания: I. Постоянная и временная
длительная, а также снеговая нагрузки рассматриваются с учетом
удлинения от этих нагрузок нижних граней несущих конструкций
покрытия (см.п.2Л- и 3.6). Если удлинение нижних граней
железобетонных предварительно напряженных несущих конструкций
покрытия уменьшает момент в сечениях колонн от совместного
действия всех нагрузок и воздействий, то это удлинение не
учитывается*
2. Сочетания нагрузок и воздействий для зданий с мосто-
вьми кранами приведены в табл.2.9 для случая расположения
кранов в каждом пролете в одном ярусе.
3. Если на основании опыта проектирования или
выборочных расчетов оказывается» что отдельные из перечисленных в
таблицах сочетаний нагрузок заведомо не могут явиться рас -
четными при подборе сечений колонн и конструировании узлов
сопряжении, то эти сочетания нагрузок при определении уси -
лий не рассматриваются.
Таблица 2.7
Примерный перечень сочетаний нагрузок и
воздействий для расчета колонн бес крановых
зданий
*
п п
I
^
2
3
4.
Наименование
нагрузок и воздействии
Постоянные
Ветровая
Постоянные
Температурное
воздействие
Постоянные
Ветровая
Температурное
воздействие
Постоянные
Временные
длительные
Снеговая
Ветровая
Температурное
воздействие
Вид сочетания
и
характеристика продольной
силы (см.п.
3.25)
Основное
( Лтш '
Основное
Дополнительное
^ Jimin '
Дополнительное
с Л.)

Коэффициент

перегрузки
1.0
1,2
1.0
1.0
1.0
1.2
1.0
1,1-1.2
I.I-I.2
I.*
1.2
1.0

Коэффициент

сочетания
1.0
1.0
1.0
1.0
1.0
0.9
0.9
1.0
1.0
0.9
0.9
0.9
33

Таблица 2.8
Примерный перечень сочетаний нагрузок и воздействий
для расчета колонн зданий с подвесным транспортом
п п
I
2
3
4
Наименование
нагрузок
воздействий
Постоянные
Ветровая
Постоянные
Температурное "1"
воздействие
Постоянные
Ветровая
Температурное
воздействие
Постоянные
Временные
длительные
Снеговая
Ветровая
Температурное
воздействие
Вертикальная
нагрузка от двух под
весных кранов в
пролете *'
Вид
сочетания и

рактеристика
продольной силы
(см.п.3.25)
Основное
( Jfmto '
Основное
^ ЛтШ '
Дополнитель
ное
( JL )

Коэффициент

перегрузки
1.0
1.2
1.0
1.0
1.0
~1.2
1.0
I.I-I.2
1,1-1,2
Дополнитель-
ное
v J*max '
"l.4
1.2
1.0
1.2

Коэффициент

сочетания
1.0
1.0
1.0 '
1.0
1.0
0.9
0.9
1.0
1.0
0,9
0.9
0,9
0.9
х/
При наличии в пролете трех путей подвесных кранов
вертикальную нагрузку на крайние колонны следует
принимать от четырех подвесных кранов в пролете
(см. п.2.18).
34

Таблица 2.9
Примерный перечень сочетаний нагрузок и воздействий
для расчета колонн зданий с мостовши кранами
*
п п
Режим
работы
кранов
Наименование
нагрузок и
воздействий
Вид
сочетаний и
характеристика
продольной
силы (см.
п.3.25)

Коэффициент

перегрузки

Коэффициент

сочетания
Легкий
средний
и
тяжелый
Легкий,
средний
и
тяжелый
Постоянные
Ветровая
Постоянные
Основное
Основное
Температурное г U \
воздействие v J*mu> }
возде
Постоянные
Ветровая
Температурное
воздействие

Дополнительное
1.0
1.2
1.0
1.0
1.0
1.2
1.0
I.I-I.2
Постоянные
Временные
длительные 1,1-1,2
Снеговая 1,4
Ветровая Дополнитель-
ная 1,2
Температурное ( У \ т о
ВОЗДеЙСТВИе V Jlmax ' x'u
Вертикальная
и
горизонтальная нагрузка
от двух
кранов на колонну 1,2
Постоянные
Ветровая
Температурное
воздействие
Вертикальная
и
горизонтальная на-
Дополнитель-
ное (только
для надкра-
новой части
колонн)
T7F
1,2
1,0
1,0
1.0
1,0
1,0
1.0
0,9
0,9
1.0
1.0
0,9
0,9
0,9
0,9
0.9
0.9
35

(продолжение таблицы 2*9)
грузка от двух
кранов на
колонну 1,2 0,9
6 Постоянные 1,1-1,2 1,0
Временные
длительные 1,1-1,2 1,0
Снеговая I,* 0,8
Ветровая 1,2 0,8
Температурное Дополнитель-
воздеиствие ное (только 1,0 0,8
для колонн
среднего
ряда)
( JL: >
Легкий Вертикальная
и нагрузка от
средний четырех
кранов на
колонну,
горизонтальная - от
двух кранов 1,2 0,8
7 + Постоянные 1,0 1,0
Ветровая 1,2 0,8
Температурное Дополнитель-
воэдеиствие ное (только 1,0 0,8
при неразрез-
Вертикальная ных подкрано-
отрывющая в ых балках ; 1,2 0,8
нагрузка от для колонн
четырех кра- среднего
нов на ряд ряда
8 Постоянные 1,0 1,0
Ветровая ^ 1,2 0,9
Легкий и Температурное
средний воздействие 1,0 0,9
Вертикальная Дополнитель- - n Q
отрывающая ное (только *•* и»у
нагрузка от при неразрез-
двух кранов ных подкрано-
на ряд вых балках ;
для колонн
крайнего ряда
J*mw
36

(продолжение таблицы 2»9)
9 Постоянные 1,1-1,2 1,0
10
Тяжелый
II
Яременные
длительные 1,1-1,2 1,0
Снеговая Основное 1,4 1,0
Вертикальная ( Jf^x )
и
горизонтальная нагрузка
от двух кра-
нов на колонну
Постоянные
Временные
длительные
Снеговая Лополнитель-
Ветровая «• ("»«>
Температурное среднего
воздействие ряда)
Вертикальная ' Jlmax
нагрузка от
четырех кранов
на колонну,
горизонтальная -
от двух кранов
Постоянные
Ветровая
Температурное
воздействие
1,2
1,1-1,2
1,1-1,2
- 1,4
1.2
1,0
1
1.2
1.0
1.2
1.0
1.0
1.0
1.0
0,9
0.9
0.9
0.9
1.0
0.9
0,9
Вертикальная Дополнительное
отрывающая (только при
нагрузка от неразрезных
четырех кранов подкрановых
для среднего балках)
ряда и от двух ( d \
кранов для v J4*** J
крайнего ряда 1,0 0,9

a)
ч
<
•■©
EF>
Рис.2.1. Схемы приложения вертикальных нагрузок Р от
стропильных конструкци! и стен
а - при железобетонных стропильных фермах или балках; б -
при металлических стропильных фермах; в - при навесных
стеновых панелях; I - колонна; 2 - ферма или балка; 3 -
стальная подкладка; 4 - навесная стена; 5 - опорная консоль;
с - ширина подкладки; о - толщина панели
Рис.2.2. Схемы неблагоприятного расположения мостовых
кранов
I - рассчитываемая колонна; 2 - мост крана; 3 - тележка с
грузом; ц - подкрановые балки; В и К - параметры крана
38

crffcnnm
77ТТ7ТГТТ7Г77ТГГГ7777ТТТГ77
rrrrrm
+777
Рис.2.З. Схема снеговой нагрузкм в месте перепада
высот
и ■ 2Н, но не менее 5 м, не более 10 м и не более £ ,
С =
200Н
*
, но не более 4,0

/-/ -**

1
xifz
Jl) »/w|«!«
1
"1
-0,6
^УУУУ г^УУУУУ/ АГУГ SSSf f S /SSSSff'SS'
Продольный разрез jdwi/л
-o£
wzz.
'0,6 ~ r
Н1НПН
План
Поперечный разрез
мннн
+0.8
и
rrrrri
Лла/f -о,$
Поперечный разрез
Рис.2.а. Аэродинамические коэффициенты для определения ветровой нагрузки на колонны

ПРИМЕР
определения нагрузок на колонны от
мостовых кранов
Дано* Двухпролетное здание с шагом колонн по крайним
рядам 6 м, по среднему ряду - 12 м, с пролетами 30 м,
оборудовано мостовыми кранами среднего режима работы грузо -
подьемностью 30/5 т« Подкрановые балки - разрезные.
Требуется, Определить крановые нагрузки на колонны.
По ГОСТу 3332-54 "Краны мостовые электрические общего
назначения грузоподъемностью от 5 до 50 т среднего и
тяжелого режимов работы*1 находятся основные параметры и
размеры крана:
ширина крана 3 = б300 мм9 база К «= 5100 мм, макси -
мальное давление колеса на подкрановый рельс £t>max =34,5 т;
вес крана QM = 62 т, вес тележки Q = 12 т.
При отсутствии данных по <=&тох » величина его мо-
жет определяться по формуле
где
Q - грузоподъемность крана;
Uji - вес моста крана без тележки;
G* - вес тележки;
j£ - пролет крана;
Q - минимальное расстояние от крюка крана до оси
подкрановой балки;
/?,,- число колес на одной стороне крана.
Значение минимального давления колеса на подкрановый
рельс IDmih определяется по формуле —
42

SbL'^°n ^ -<£" -&&&■- Ъ.5 =17.5 т.
Для определения суммарной крановой нагрузки на
колонну по правилам строительной механики строятся линии
влияния реакции опор подкрановых балок от невыгоднейшего
расположения двух кранов в одном пролете; по линиям влияния на -
ходятся ординаты, соответствующие местоположению грузов
(рис#2.5)« Сумма ординат линий влияния для колонны крайнего
ряда равна 1,95, для колонн среднего ряда - 2,95 (от кранов,
расположенных с одной стороны колонны)»
Вертикальная нормативная нагрузка от двух кранов равна
- на колонну крайнего ряда Р^^ i95Sj^ 1,95 д¥г5^6?,5т ]
- на колонну среднего ряда Ряю-2,95 Jlb^ 2,9504,5° 102т;
Р* • 2#Ж>1ь- 2,95 1?,5 *д1,6т.
Коэффициент перегрузки от крановых воздействий равен
1,2. Вертикальная расчетная нагрузка от двух кранов равна
- на колонну крайнего ряда РёфЯ^Рмл 9Кш679ё91ш2ш 81,0 т /
Р«„о,<„-КшН2'12 = И0т;
- на колонну среднего ряда Р^т^Рто*"' Ю2т 192 *122,4Т;
Горизонтальное усилие продольного торможения одного
крана, передающееся на продольную раму, определяется по
формуле (2.1).
В данном примере (при одном тормозном колесе с
рассматриваемой стороны крана)
T^OfflLn - 0.1x34,5x1 = 3,45 т.
43

3*$Ш
m **ftw
Че
6
—Г
*t±
litL
О
шо
6
Щ *ш$т шщ Ktsm ш
1«—«' ■ —I"—i' —i—i1—I'
&* то
3- $368
м>
о-т
St±
б
turn
/гиге
о
о
5700
Рис.2#5. Схемы расположення кранов и линии влияния
а - для крайнего ряда колонн; б - для среднего ряда
колонн

Расчетная нагрузка от продольного торможения одного кра-
тр
на с учетом коэффициента перегрузки 1,2 равна /w ~
1,2x3,45=4,15 т.
Горизонтальное усилие поперечного торможения от одного
колеса крана определяется по формуле (2,2),
В данном примере (при гибком подвесе и количестве колес
на одной стороне крана /£ = 2)
Г* = &М* (Q+&) ш 0.1x0,5(30+12) _ j 05
Горизонтальная нагрузка на колонну от поперечного
торможения двух спаренных кранов, расположенных невыгоднейшим
образом в одном пролете, определяется в соответствии с
построенными выше линиями влияния, при этом вся нагрузка
передается на один подкрановый путь» Расчетная нагрузка от попереч -
ного торможения с учетом коэффициента перегрузки 1,2 равна
р
- на колонну крайнего ряда]",** * 1,95x1,05x1,2 = 2,46 т;
/>
- на колонну среднего ряда]"^ = 2,95x1,05x1,2 = 3,72 т.
Усилие поперечного торможения передается на колонны
через тормозные устройства (балки или фермы) либо через верх -
ние пояса подкрановых балок.
3. РАСЧЕТ
Общие положения
3.1 • При статическом расчете каркас расчленяется на
поперечные и продольные рамы (рис. 3.1^. Расчет рам
производится с учетом, в необходимых случаях,
пространственной работы каркаса.
Статический расчет рам на все воздействия, за
исключением температурных перемещений и удлинений нижних граней
* См.стр# 85
45

несущих конструкций покрытия от действия на них
вертикальной нагрузки, производится в общем случае как упругой,
линейно-деформируемой системы без учета влияния трещин на
жесткость колонн* При этом влияние продольного изгиба ко -
лонны и неупругих деформаций бетона учитывается при
подборе сечений с помощью коэффициентов II и /77а* • При
расчете рам на температурные климатические перемещения и
удлинения нижних граней несущих конструкций покрытия жесткость
колонн принимается как при длительном действии нагрузок с
учетом наличия трещин. r" :F"
Статический расчет рам зданий без перепадов высот в
пределах температурного блока рекомендуется производить
более точным способом по деформированной схеме как упругой*
нелинейно-деформируемой системы с учетом непосредственного
влияния продольного изгиба колонн, а также трещин и
неупругих деформаций бетона на кривизну и, соответственно, жест -
кость колонн.
Методика расчета рам по деформированной схеме
приведена в приложении.
3.2. Пространственная работа каркаса (в пределах
температурного блока) обусловлена жесткостью диска покрытия,
зависящей от конструктивной схемы покрытия.
При покрытии из крупноразмерных железобетонных плит,
приваренных к несущим конструкциям, диск покрытия, как
правило, считается бесконечно жестким*'.
х Возможность работы покрытия из крупноразмерных плит в
качестве бесконечно жесткого диска определяется по методике,
приведенной в серии 1-237 "Указания по применению
крупноразмерных плит в покрытиях промышленных зданий", ЦНййПром-
зданни ~ НИШШ.
it*.
46

При бесконечно жестком диске покрытия для зданий без
перепадов высот в пределах температурного блока:
а) ветровая нагрузка между поперечными рамами распре-
деляется пропорционально их жесткостям, а между
продольными рамами - пропорционально грузовьм площадям;
^ б) смещение каркаса от крановой нагрузки и нагрузки от
подвесного транспорта допускается не учитывать, за
исключением однопролетных зданий с мостовыми кранами
грузоподъемностью более 30 т и двухпролетных зданий с мостовыми
кранами грузоподъемностью более 50 т; гЛ
в) смещение каркаса при действии нагрузок от веса
покрытия и снега допускается не учитывать, если величины
пролетов отличаются не более, чем на 6 м^ л^: *
г) усилия в колоннах поперечных рам у торца здания и у
температурного шва допускается не определять и сечения этих
колонн не проверять, если они приняты такими же, как и
соответствующие колонны примыкающей рядовой поперечной рамы, и
вертикальная нагрузка на эти колонны не превышает 75%
вертикальной нагрузки на соответствующие колонны рядовой рамы
(данное допущение не распространяется на случаи, когда
расстояние между поперечнши швами превышает на шаг или на два
шага предельное расстояние, указанное в табл.3.1, а также при
действии на торцовые колонны значительных местных нагрузок,
например, от натяжных станций и т.п.)»
3.3. Высота колонн в случае заглубления подошвы фун -
1р
дамента не более, чем на 3 м принимается: , *.«..
а) при расчете поперечной рамы - равной расстоянию
от верха стакана фундамента до низа стропильных
конструкций (независимо от наличия подстропильных конструкций);
*7 "

б) при расчете продольной рамы - равной расстоянию от
верха стакана фундамента до низа стропильных конструкций
(при наличии связей в уровне верха колонн) или до низа
продольного ребра плиты покрытия (при отсутствии связей в
уровне верха колонн) или до низа подстропильных
конструкций (см* рис.1#2-1#4). ш v . >,
В случае заглубления подошвы фундамента более» чем на
3 и и соединения колонны с фундаментом в уровне пола (т.е.
заглубление происходит за счет стаканной части фундамента),
высота колонн при наличии бетонной подготовки под полы или
железобетонного перекрытия над подвалом отсчитывается от
уровня верха стакана фундамента или перекрытия над
подвалом ; допускается также отсчитывать высоту колонны от
уровня верха стакана фундамента при относительно жестком
стакане, когда выдерживается условие , v .
гич>8 _о 4_,qflg,.-
*7Г
где //^- расстояние от уровня верха стакана
фундамента до верха колонны;
-»* // - высота стакана фундамента ;
» j fj - момент инерции примыкающего к фундаменту
сечения колонны;
' JL- момент инерции прямоугольного сечения,
соответствующего внешним размерам сечения
стакана фундамента. ta -1'
В остальных случаях высота колонн принимается в
зависимости от конкретных условий. * : ^ 1' -
Примечание. В случаях, когда опорные части
железобетонных подстропильных и стропильных конструкций
являются продолжением колонн, жесткость их принимается
равной жесткости примыкающих участков колонн.
48

3.4, Температурные перемещения и удлинение нижних
граней несущих конструкций покрытия допускается не
учитывать при температуре наиболее холодной пятидневки
района строительства выше минус 40^ (см. СНиП П-А.6-62) и
расстояниях между температурными швами, не превышающих
величин, приведенных в табл. ЗЛ* Для схем рам по рис Л Л
учитывается удлинение нижних граней стропильных
конструкций, для схем рам по рис.1.4 - удлинение нижних граней
подстропильных конструкций. '* *
Навесные стеновые панели перемычки, устанавливаемые
на приваренные к колоннам опорные консоли и не имеющие
возможности перемещаться в плоскости стены независимо от
колонн , рассматриваются при расчете продольных рам на
температурные перемещения и удлинение нижних граней кон-
Таблица 3.1
Наибольшие расстояния между температурными швами,
допускаемые без расчета при температуре
наиболее холодной пятидневки выше минус 40°С
Высота колонн
г*
До 6 м
6 м и более
Расстояния между температурными швами,
м
для отапливаемых
зданий
60
в 72
для неотапливаемых
зданий
42
Примечание. При наличии вертикальных связей
по колоннам или иных жестких вставок указанные в таблице
расстояния относятся к случаям (в продольном направлении)»
когда ось связевой панели совпадает с осью блока или
смещена от оси блока не более, чем на половину шага колонн*
При большем смещении связевой панели температурные
перемещения и удлинения нижних граней несущих конструкций
покрытий не учитываются в случае, если удвоенное расстояние
от ее оси до более удаленного края блока не превышает
расстояния, указанного в табл. 3.1.
' i

струкций как ригели продольной рамы, шарнирно
соединенные с колоннами*
Допускается не учитывать влияние стеновых панелей
перемычек:
а) при условии обеспечения независимых перемещений
панелей в плоскости стены относительно колонн;
б) при расположении панелей перемычек не ниже 600мм
от уровня низа стропильных конструкций, а для зданий с
подкрановьми балками и при расположении панелей перемы ~
чек не ниже верха подкрановой консоли;
в) при расстояниях между температурными швами в
стенах, не превышающих величин* приведенных в табл.3.1*
3.5., Величина свободных температурных перемещений
горизонтальных конструктивных элементов определяется по
формуле
At*QSdtp^,: (3#1)
где 0,8 - коэффициент, учитывающий податливость
сопряжений, а также благоприятные при данном виде
воздействия условия работы конструкций за
счет пластических деформаций;
<&>- коэффициент линейного расширения, равный
для железобетона cL - IxIO"5 —±.
град.
для стали JL « If2xl0"5 -=£
град. •
tp - температурный перепад, определяемый согласно
п.2.32;
U - расстояние от точки каркаса, несмещающейся
50

при температурных воздействиях, до
рассматриваемой колонны; принимается со знаком "плюс"
при расположении колонны справа от несмещаю-
щейся точки.
Положение несмещающейся точки (центра жесткости) для
хем рам рис. I.I-I.4 принимается:
а) в плоскости продольной рамы при отсутствии
вертикальных связей по колоннам - по оси рамы;
0) в плоскости продольной рамы при наличии вертикаль-
ых связей по колоннам - по оси связевой панели;
в) в плоскости поперечной рамы при симметричных (по
оменту инерции бетонного сечения) колоннах относительно
си рамы - по оси рамы;
г) в плоскости поперечной рамы при несимметричных ко-
оннах относительно оси рамы - на расстоянии ус от оси
райней колонны.
Расстояние IL определяется по формуле
#ф % г<— <а-г>
це $ - расстояние от оси крайней колонны, относ и-
тельно которой определяется расстояние иа
до L -ой колонны;
XL - реакция верхней опоры £-ой колонны при ее
единичном смещении;
ft - число колонн в раме.
3.6. Величина свободного удлинения нижних граней несу-
ix конструкций покрытия от вертикальной нагрузки на эти
шструкции определяется по формуле
51

Дг~£*У'Л* , (з-з)
где tg - относительное удлинение нижней грани несущей
конструкции, принимаемое при опирании ее в
уровне нижней грани равным - ЗЛО"** - при
фердах из низколегированной стали;
-3,5ЛО - при фермах из углеродистой стали;
-1,0»10 - при железобетонных предварительно
напряженных фермах и балках;
U - то же, что и в ф-ле (ЗЛ);
Лу - коэффициент, учитывающий влияние вида нагрузки
и принимаемый равным
- при расчете колонн с учетом снеговой нагрузки
- при расчете колонн без учета снеговой нагрузи
где О^ф - нормативная нагрузка от веса покрытия,
включая собственный вес конструкции;
Qvm " нормативная снеговая нагрузка;
а - равномерно распределенная нагрузка,
эквивалентная по наибольшему балочному моменту в
конструкции покрытия от подвесного транспорта;
для зданий с мостовши кранами равна 0 ; для
подстропильных конструкций допускается
принимать по табл.2Д, как для шага колонн 6 м с
52
I

учетом примечания I к таблице;
0,6 - коэффициент, учитывающий яеодновременность
наложения связей в раме;
0,9 - коэффициент сочетания кратковременных
нагрузок •
При составлении сочетаний нагрузок воздействие
удлинения нижних граней конструкций покрытия рассматривается
как длительно действующее.
3.7. При расчете рам на температурные перемещения и
удлинение нижних граней несущих конструкций покрытия,
если число пролетов или шагов более шести» рекомендуется
учитывать упругую податливость ригелей рамы*'.
Податливость ригеля может определяться:
а) для стропильных и подстропильных ферм - как по -
датливость нижнего пояса от центрально приложенной
единичной силы;
б) для стропильных и подстропильных балок - как
податливость нижней грани балки от единичной силы»
приложенной в уровне нижней грани;
а) для плит - как податливость нижней грани
продольных ребер двух полуплит (при расчете рам по средним рядам)
или продольного ребра одной полуплиты (при расчете рам по
крайним рядам) от единичной силы, приложенной в уровне
нижней грани продольных ребер;
ч/ Здесь под податливостью понимается свойство волокон
/ ригеля деформироваться (сжиматься или растягиваться) от
действия внешней силы в направлении этой силы.
Податливость ригеля характеризуется величиной деформации места
приложения силы от действия единичной силы по ее
направлению» Относительная податливость - это податливость
ригеля» отнесенная к его длине.
53

г) для распорок - как податливость распорки от
центрально приложенной единичной силы;
д) для разрезных подкрановых балок - как податли -
вость нижней грани балки от единичной силы, приложенной в
уровне нижней грани;
е) для неразрезных подкрановых балок - как податли -
вость подкрановой балки от центрально приложенной
единичной силы. з .4 .. ,А ■ л:
Для схем рам по рис Л. 2, б и 1.3 линейная жесткость
(величина, обратная податливости) верхнего ригеля (рис.ЗЛ)
принимается равной сумме линейных жесткостей плит и распо -
рок
*
»
si- aV
Жесткость железобетонных конструкций при определении
их податливости принимается соответствующей длительному
действию нагрузки, за исключением случая, когда конструкция
ригеля предварительно напряжена и на нее действует растя -
гивающая сила* В этом случае податливость определяется при
жесткости» соответствующей кратковременному действию на -
грузки*
При расчете поперечной рамы, а при отсутствии
подкрановых балок также и продольной рамы, допускается влияние по-
датливости ригеля рамы учитывать путем умножения величины
свободного перемещения ригеля в месте сопряжения с
рассматриваемой колонной на коэффициент Ки , определяемый по
формуле
где I) - относительная податливость ригеля;
/
- расстояние от несыещасщейся точки рамы до
5*
1

f
рассматриваемой колонны;
CL - шаг колонн (при расчете продольной рамы)
или усредненный пролет здания (при расчете
поперечной рамы);
£9'- реакция верхней опоры колонны при ее единичном
смещении при жесткости» соответствующей
длительному действию нагрузки, определяемой согласно
указаниям п.ЗЛ4 ;
а- расстояние от несмещающейся точки рамы до
крайней колонны со стороны рассматриваемой;
&1 - гиперболическая функция ( соз/пи$
гиперболический)3^.
Для продольных рам зданий со стальными разрезными
подкрановыми балками при болтовом креплении этих балок к
колоннам рекомендуется» кроме учета податливости ригелей,
учитывать податливость сопряжения подврановых балок с
колонной, принимая ее для крайнего ряда колонн равной
Q Q
1,0.10 м/т, для среднего ряда колонн - 0,5.10е0 м/т.
Учет податливости этого сопряжения может
производиться при величине сдвигающей силы в узле для крайнего ряда
колонн более 5 т» для среднего ряда колонн - более 10 т.
3.8. Фахверковые колонны по прочности рассчитываются
как шарнирио опертые на фундаменты, а по трещиностойкости-
как защемленные, при этом считается, tfro на фундамент
передаются только продольные и поперечные силы.
х/Может определяться» например, по табл.1.22.3 чСправочнн-
зданий и сооружений. Рас четно -теоретический том". 11.,
I960»
55

3.9. При установлении правила знаков за положительное
принимается:
а) для внешних нагрузок
- направление действия горизонтальных сил слева
направо;
- направление действия момента по часовой стрелке;
б) смещение колонны вправо;
в) направление горизонтальной реакции опор колонны
слева направо;
г) для внутренних усилий
- момент, растягивающий волокна слева от оси колонны;
- поперечная сила, стремящаяся повернуть
соответствующие части колонны вокруг их концов по часовой стрелке.
Статический расчет рам по не деформированной
схеме
3.10. Статический расчет рам рекомендуется производить
методом деформаций» за исключением расчета продольных рам
зданий с подкрановыми балками при учете упругой податливости
ригелей и узлов (см.п*3.7), когда статический расчет
рекомендуется производить методом сил*
Реакция опоры колонны определяется как сумма реакции
данной опоры от местных, непосредственно действующих на
колонну нагрузок (рассматривая опоры как несмещаемые) и реак-
ции данной опоры от смещения рамы*
3*11. Реакция верхней упругой опоры „К-ой колонны при
действии ветровой нагрузки в плоскости поперечной рамы
определяется по формуле
i t
56

r^e Rk>Ri " Реакция верхней неподвижной опоры соответ-
ственно ЯК -ой и Л -ой колонны от
местной, непосредственно действующей на данную
колонну ветровой нагрузки (табл.3.6);
it
?*>%- реакция верхней опоры соответственно „ К -ой
и /i -ой колонны при ее единичной смещении
(табл.3.2) при жесткости, соответствующей
отсутствию трещин;
f/?*~W ~ суммарная реакция дополнительной связи в
уровне верха каркаса от ветровой нагрузки
(рис.3.2);
W - сосредоточенная сила от ветровой нагрузки
на надколонную часть здания для всего
связанного диском покрытия каркаса.
Суммирование производится по всем основный колоннам
связанного каркаса.
Значения реакций Я и Z , а также правило знаков
для них принимаются по табл.3.2-3.6.
3 плоскости продольной рамы при отсутствии вертикальных
связей на всю высоту колонн и одинаковых колоннах в ряду
реакция верхней упругой опоры К -ой рядовой колонны
определяется по формуле
R*-&R\-W)-k> (з.з.а)
где М - количество колонн в ряду, суммирование произво -
дится по торцовым колоннам ряда, a W определяется для
одной рамы с учетом передачи на диск покрытия ветровой на -
грузки с фахверковых торцовых колонн, рассматривая их шар-
аарнирно опертыми •
ж С**стр.85 с 5?

3.12. Реакция Я верхней несмещаемой опоры колонн
зданий без перепадов высот в пределах температурного блока
при действии крановой нагрузки и нагрузок от веса покрытия,
снега, стен и т.п., определяется в случае неучета смещения
каркаса по табл% 3.3-3.6.
3.13. При расчете каркасов однопролетных зданий с по -
крытием из крупноразмерных плит на действие крановой
нагрузки с учетом смещения следует учитывать поворот диска
покрытия из-за несовпадения местоположения равнодействующей го -
ризонтальной реакции верха каркаса с центром жесткости
каркаса (рис.3.3).
Реакция верхней упругой опоры ..К -ой колонны от
крановой нагрузки в этом случае определяется по формуле
/ т Ox R• 7*
где R Я " реакция верхней неподвижной опоры соответст-
венно К -ой и „ L -ой колонны от местной
it
непосредственно действующей на данную
колонну крановой нагрузки;
С - коэффициент, учитывающий влияние поворота
диска покрытия.
Коэффициент С определяется по тормуле ,
т
111
где Vc - расстояние от равнодействующей реакции до
поперечной оси каркаса определяется из выражения
58
1

m Q
I l
*
146 ^ " расстояние от п ь * -ой колонны до попе
речной оси каркаса;
Нк " расстояние от рассматриваемой колонны до
поперечной оси каркаса;
Тц> - угловая жесткость каркаса в уровне верха
колонны, определяется по формуле
tf = I Zflf, (3.8)
где Zj - реакция верха поперечной рамы или продоль-
9
ной рамы при единичном ее смещении в своей
плоскости (с учетом для продольных рам
работы вертикальных связей) ;
ч^ - расстояние от поперечной или продольной
рамы до соответственно поперечной или
продольной оси каркаса;
И - число поперечных и продольных рам в каркасе
в пределах температурного блока.
Поперечной и продольной осью каркаса считаются оси,
йроходящие через шнтр жесткости каркаса (п. 3.5).
При наличии связей на всю высоту колонн коэффициент
С - I.
3.14. При расчете раы на температурные перемещения и
удлинение нижних граней несущих конструкций покрытия жесткость
59

колонн принимается как при длительном действии нагрузки с
учетом влияния трещин. При этом допускается принимать ее
при J\l> 0,55 ih.IL - равной В = Eti^/f , а
при Jj$ 0,55 tk Яи - равной В = QfiEstfs #
Здесь Об -момент инерции бетонного сечения колонны,
$ и п0 - ширина и рабочая высота сечения в плоскости, для
которой производится расчет»
Реакция верхней опоры колонны от температурных
перемещений и удлинения нижних граней несущих конструкций покрытия
определяется в плоскости поперечной рамы, а при отсутствии
подкрановых балок и в плоскости продольной рамы по формулам
ftt=AtZdAfy; (з.9)
гДе Z " реакция верхней опоры колонны при ее единичном
смещении, при вышеприведенной жесткости;
К и - коэффициент, учитывающий податливость ригеля
и принимаемый согласно указаниям п.п. 3.7 и 3.8,
При учете податливости болтовых сопряжений стальных
разрезных подкрановых балок с колоннами расчет продольной рамы
может производиться упрощенным способом, с учетом влияния
этой податливости только на рассматриваемую колонну* В этом
случае расчет рамы рекомендуется производить в следующей по -
следовательяости. Сначала рама рассчитывается без учета
податливости сопряжения нижнего ригеля с колонной. После чего
определяется смещение рассчитываемой колонны в уровне верхне-
го ригеля 61 , нижнего ригеля §£ и горизонтальные ре-
60

акции опор ЯА и пв (рис.3.4,а). Если реакция Яв не
превышает 5 т для крайнего ряда или 10 т для среднего ряда, то на
этом статический расчет заканчивается* 6 противном случае
колонна рассчитывается на заданные смещения оА и §Б с
учетом податливости опоры Б (рис.3.4,б). Если реакция Цв пре -
вышает соответственно 5 или 10 т, то на этом статический рас -
чет заканчивается* В противном случае колонна окончательно
рассчитывается на действие заданного смещения О* и горизоьталь-
ной силы Q , приложенной в уровне нижнего ригеля и равной
соответственно 5 или Ю т (рис.3.4,в).
3.15. Реакцию верхней опоры колонн зданий с облегченным
покрытием (стальной профилированный настил по стальным прогонам
и фермам) при действии крановой нагрузки допускается определять
из расчета плоской поперечной рамы с упругой шарнирной опорой в
уровне ее верха, принимая горизонтальную реакцию этой опоры
равной реакции неподвижной опоры, умноженной на коэффициент
К,учитывающий податливость диска покрытия и принимаемый по табл*3.7.
Данное допущение относится к зданиям без перепадов высот
(в пределах температурного блока) при условии, что колонны
поперечных рам у торца здания и у температурного шва приняты такими
же , как и соответствующие колонны примыкающей рядовой
поперечной рамы»
3.16* Неблагоприятное влияние продольного изгиба колонн и
длительности действия нагрузки на величины усилий в сечениях
колонн учитывается с помощью коэффициентов /7 и Ш^ согласно
СНиП П-В.1-62 и "Инструкции по проектированию железобетонных
конструкций" С изд. 1968 г.)» при этом расчетные длины г0 колонн
допускается принимать по табл.3*8*
При расчете сечений колонн с симметричной арматурой по пер-
* См.стр. 87 61

вому случаю внецентренного сжатия коэффициент П1ЬА не
учитывается*
При расчете сечений с учетом усилий от температурных
воздействий и удлинения нижних граней конструкций покрытий
допускается влияние продольного изгиба на величину этих
усилий не учитывать* В этом случае эксцентриситет приложения
продольной силы относительно центра тяжести бетонного сечения ра-
вен о (M-KMi~M*)t?+KM+ +М*
а с учетом длительности действия нагрузки
ton л —
где Мл-иоиевт и продольная сила в сечении,
определенные с учетрм коэффициентов сочетаний (см.табл.
2.7-2.9);
Л///Л/£- моменты от температурных воздействий и
удлинения нижних граней конструкций покрытия;
Д^ - момент от вертикальной длительно действующей
нагрузки;
Jln - приведенная продольная сила;
К - коэффициент сочетания нагрузок;
W$dA - коэффициент» учитывающий длительность
действия вертикальной нагрузки (см. СНиП
П-В.1-б£).
62
\

Таблица 3.2
Коэффициенты К для определения реакции г при горизонтальном
единичном смещении верхней опоры колонны
Ъ
^
/Дм/
П-4-; k-Ч—; Ь
1
КВн
//-
значения коэффициента IT
0,05 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
о, ад
0,50
2,94
2,82
2,60
2,31
1,98
1.35
0,89
2,97 2,99 2,99 3,00
2
2
2
2
91
80
63
41
1,90
I.4I
2
2
2
2
%
91
82
71
2,39
2,00
98
95
89
82
61
32
t
2,
99
96
93
88
73
53
3,00
2,99
2,98
2,95
2,92
2,82
2,67
3,00
2,99
2,98
2,97
2,95
2,88
2,77
3,00
3,00
2,99
2,98
2,96
2,92
2,85
3,00
3,00
2,99
2,99
2,98
2,95
2,91
3,00
3,00
3,00
3,00
2,99
2,98
2,96
3,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,00

4*
ОСЬ .
ВШНВ1
ЧАСТИ
колонны
таблица 3.3
Коэффициенты К • для определения реакции Я от действия
ыоиента М$ шМО*
*4
Й
1
Ч/№\
т
. Ось .
1>таг
кмонны
п--
d '' **%"■ я'-^Чечш); e-o,5(h-h()
К - коэффициент, соответствующий значению о - *рН&
Знак "плюс" принимается:
перед членом п КЗ * ~ пр* размещении оси нижней части колонны
справа от оси верхней части
перед членом nKGLn - при расположении силы Jv слева от оси
верхней части колонны
Значения коэффициента К
п
0,05 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80
0,90 1,00
О
0,2/£
0,10
0.15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
I,
2
I
2
2
75
01
29
53
69
74
,56
1.74
1,99
2,25
2,47
2,62
2,65
2,47
1,62
1,74
1,90
2,06
2,18
2,32
2,29
1,61
1,74
1,88
2,04
2,14
2,26
2,22
1.55
1,61
1,69
l!77
1,84
1,96
2,00
1.55
1,61
1,67
1,75
1,82
1,92
1,95
1,53
1.57
1,61
1,66
1,71
1,78
1,84
1,53
1,56
1,60
1,65
1.69
1,77
1,80
1.52
1.54
1,57
1.60
1,64
1,70
1,74
1,51
1.53
1,55
1,57
1,59
1,64
1,67
I.5I
1.52
1,53
1.55
1,56
1,59
1,62
1,51
1,51
1.52
1,53
1,54
1.57
1,58
1,50
1,51
I.5I
1,52
1,52
1,54
1,55
1,50
1,50
I.5I
1,51
I-5I
1,52
1,52
1,50
1,50
1,50
1,50
1,50
1,50
1,50
1.52
1,54
1.57
1.59
1,62
1,68
1,71
I
I
I
I
I
I
I
51
52
54
56
58
62
64
I
I
I
I
I
I
I
51
52
53
54
55
58
59
I
I
I
I
I
I
I
51
51
52
53
53
55
56
I
I
I
I
I
50
51
51
51
52
1,52
1.53
I
I
I
I
I
I
I
50
50
50
50
51
51
50
I
I
I
I
I
I
I
50
50
50
50
50
49
49

(продолжение таблицы 3.3)
й
VI
о.чНе
о, б Не
0.8 Hi
1,0 Hi
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,10
0,15
0j20
0,25
0,30
0,40
0.50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0.50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,05
1,70
I'91
2.13
2,30
2,40
2.43
2.20
1.65
1,78
1,92
2,01
2,04
1,96
1.76
1,56
1,61
1,63
1.61
1,55
1.35
I.I3
1,47
1,38
1.25
1,08
0.90
0,57
0.33
0,10
1,60
1.70
1,81
1,92
1,97
2,08
2,06
1,57
1,63
I 70
1,77
1,79
1,77
1.66
1,53
1,54
1,55
1.53
1,48
1,35
I.I7
1,47
1,42
1,34
1,23
1,10
0,80
0,53
значения коэффициента
0,20 0,30 0,40
1,54 ]
1,59 ]
1,64 ]
1,69 ]
1^74 ]
1.81 ]
1.80 ]
1,53 ]
1.55 ]
1,58 ]
1,61 ]
1,62 ]
1,62 1
1.55
1,51 ]
1,51 1
1,50 ]
1,48 ]
1.45 ]
1.35 ]
1.20 ]
1,48 ]
1,45 ]
1,40 ]
1,32 ]
1,23 ]
1,00 ]
0,75 С
[,52 1
[,55 ]
[,58 ]
[.61 ]
-.64 ]
[.68 ]
[.68 1
[,5I ]
:,53 :
:,54 :
[.55 ]
[.59 ]
[.54 ]
L,49 ]
[,50 ]
[,50 ]
[,48 :
C.47 :
[,44 ]
[.35 :
[,22 ]
[,48 ]
[,46 ]
:,4i ]
:,36 :
:,28 ]
),87 (
[.51
[,53
[.55
[.57
С 58
[.61
[,6I
[.51
:.5i
:,52
:,52
[,52
[.50
[,45
[.50
[,49
[,48
[,46
[,43
",35
[,23
[,48
[,46
[,42
[,37
:,3i
[.15
),9
0,50
1.5
1.5
1.5
1,54
1,55
1,56
1.5
1,50
1,50
15
1,50
I
1.47
1.4
1,49
1.4
1,47
1,45
1,42
1,3
1.24
1,48
1,46
1.43
1,39
1,33
1,18
1,00
К
0,60
1.51
1.51
1.52
1,52
1.53
1,53
1.52
1,50
1,50
I 50
1,49
1,48
1,45
1.41
1.49
1,48
1,47
1,45
1,42
1,35
1.25
1,48
1,46
1,43
1,39
1,34
1,21
1,04
0,70
1,50
1.51
I.51
1.51
1,51
I.51
1,50
1,50
1,50
I?49
1,48
1,47
1,44
1.39
1,49
1.48
1,47
1.45
1,42
1,35
1,25
1.48
1,46
1.44
1,40
1,35
1,23
1,07
0,80
1,50
1,50
1,50
1,50
1,50
I.'49
1,47
1.50
1.49
1.49
1,48
1,46
ll43
1.38
1,49
1,48
1,46
1,44
1,42
1,35
1,26
1,49
1,47
1,44
1,40
1,36
1,24
1,09
0,90
I 50
I,'50
1,50
1,49
1,49
I>7
1,46
1.50
1,49
1,48
1,47
1,46
1.42
1,37
1,49
1,48
1,46
1,44
1,42
1,35
1.26
1,49
1,47
1,44
1,40
1,36
1,25
IД1
1,00
1,50
1,50
1,49
1,49
1.48
1.46
1.44
1.50
1.49
1,48
1,47
1.45
1.41
1,37
1.49
1,48
1,46
1,44
1,41
1,31
1.26
1,49
1,47
1,44
1,41
1,37
1,26
I.I3

ON
ON
№b
НИЖНЕЙ
ЧАСТИ
колонны
Таблица 3,4.
Коэффициенты К для определения реакции а
от действия момента Мн' Л/" Он
п-
1
Не.
Л
/ек-
л/о„
//
йи принимается со знаком "плюс" при расположении силы N
слева от оси нижней части колонны
а
Значения коэффициента К
S
0,05 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00
0,2 И,
0,10
0.15
0,20
0,25
0,30
0,40
0.50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,48
0,44
0,38
и, 32
0,26
0,15
0.08
0,87
0,80
0,70
0,58
°»5§
0,29
0,16
0,49
0,45
0,41
0,37
0,31
0,22
0.13
0,88
0,82
0,75
0.67
0,58
0,40
0,25
0,49
0,46
0,43
0,39
°»25
°.ч
0*Д9
0,88
0,84
0 78
0,72
0,65
0.50
0,36
0,49
0,46
0,43
0,40
0,37
0,29
0.22
0,88
0,84
0,79
0 74
0,68
0.55
0,42
0.49
0,46
0,44
0,41
0,38
0.31
0.24
0,88
0,84
0,80
0.75
0,69
0,58
0,46
0,49
0,47
0,44
0,41
0.38
0,32
0.25
0,89
0,84
0,80
0,75
0,70
0,60
0,48
0,49
0,47
0.44
0,41
0.38
0,33
0.26
0.89
0.85
0.80
0,76
0,71
0,61
0,50
0,49
0.47
0,44
0,41
0,39
0.33
0.27
0,89
0,85
0,80
0,76
0,71
0,62
0,51
0,49
0,47
0,44
0.42
0,39
0,33
0.28
0,89
0,85
0,81
0,76
0,72
0,62
9,52
0,49
0,47
0,44
0,42
0,39
0,34
0.28
0,89
0.85
0,81
0,76
0.72
0,63
0.53
0,49
0,47
0,44
0,42
0,39
0,34
0.29
0,89
0,85
0,81
0,77
0,72
0,63
0,54
0.4Н,

(продолжение таблицы 3.4)
а
0,6 Цк
w ' * П
0,8 Н„
1,0 //„
' П
К
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0.40
0,50
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0,50
0,05
1.16
1,07
0,94
0.81
0,66
0,40
0,23
1,36
1.27
1,13
0,97
0,80
0,49
0.25
1,47
1,38
1.25
1.08
0,90
0,57
0,33
0,10
1,17
1,11
1,01
0,92
0,80
0,56
0,36
1,37
1,31
1,22
I.II
0,97
0,69
0.40
1,47
1,42
1,34
1.23
1,10
0,80
0,53
Значения коэффициента К
0,20
1,18
1,13
1,05
0,99
0,90
0.71
0,51
1,37
1,33
1,27
1,19
1,09
0,87
0,56
1,48
1.45
1,32
1.23
1.23
1.00
0,75
0,30
1,18
1,13
1,07
х'й
0,99
0,77
0,59
1,38
1,34
1,28
1.23
1,14
0,95
0,65
1,48
1,46
1,41
1,36
1,28
1,10
0,87
0,40
1,18
1,13
1,07
1.02
0,96
0,83
0,64
1,38
1.34
1,29
1,23
1,16
1,00
0,71
1,48
1,46
1.42
1,37
1,31
1Д5
0,95
0,50
1,18
1,14
1,08
1,03
0,97
0,83
0,68
1.38
1,34
1,30
1.24
1,18
1,03
0,75
1,48
1,46
1,43
1,39
1,33
1,18
1,00
0,60
I.I8
I.I4
1,08
1,04
0,98
0,85
0,71
1,38
1,34
1,30
1,25
1,19
1,05
0,78
1,48
1,46
1.43
1,39
1,34
I.2I
1,04
0,70
1,18
I.I4
1,08
1,04
0,98
0,86
0,73
1,38
1,34
1,30
1,25
1,20
1,07
0,80
1,48
1,46
1,44
1,40
1.35
1,23
1,07
0,80
1,18
I.I4
1,08
1.04
0,99
0,87
0,74
1,38
1.35
1,30
1,26
1,20
1,08
0,82
1,49
1,47
1,44
1,40
1,36
1,24
1.09
0,90
1,18
1,14
1,08
1,04
0,99
0,88
0,76
1,38
1,35
1,30
1,26
1,21
1,09
0,83
1,49
1,47
1,44
1,40
1,36
1.25
1,11
1,00
1,18
I.I4
1,08
1,05
1.00
0,89
0.77
1,38
1.35
1,31
1,26
1,21
1,09
0,84
1,49
1,47
1,44
1,41
1,37
1,26
I.I3

if
ш*^—it- v -»
f <
у
X
г
Таблица 3
Коэффициенты К для определения реакции
Цв от действия горизонтальной силы ре
n'-jh' л'~т-' Rt-KP'
За положительное принимается направление действия
силы ре слева направо
.5
значения коэффициента к
а
0,6/^
0,8/4
1,0 Ht
К " 0,05
0,Ю 0,90
0,15 0,83
0,20 0,74
0,25 0.65
0.30 0,56
0,40 0,41
0.50 0.32
0,10 0,87
0,15 0,78
0,20 0,67
0,25 0,56
0,30 0,45
0.40 0,28
0.50 0.17
0,10 0,84
0,15 0,73
0,20 0,61
0,25 0,49
0,30 0,37
0,40 0,20
0,50 0,09
0,10
0,90
0,85
0,78
0,71
0,63
0,48
0,38
0,87
0.80
0,72
0,63
0,53
0,36
0.24
0,84
0,76
0,66
0,56
0,45
0,27
0,15
0,20
0,91
0.86
0,80
0,74
0,68
0,56
0.45
0,88
0,81
0,74
0,67
0,59
0,44
0.31
0,85
0,77
0,68
0.60
0,51
0.34
0.21
0,30
0.91
0,86
0,81
0,76
0,70
0,59
0.48
0,88
0,82
0,75
0,68
0.61
0,48
0.35
0,85
0,77
0,69
0,61
0,53
0,38
0,24
0,40
0,91
0,86
0,81
0,76
0,71
0,61
0,51
0,88
0,82
0,75
0,69
0,62
0,50
0.37
0,85
0,77
0,70
0.62
0,54
0,39
0,26
0,50
0.91
0,86
0,82
0,77
0,72
0,62
0.53
0,88
0,82
0,76
0,69
0,63
0,51
0.39
0,85
0.77
0,70
0,62
0,55
0,41
0,28
0,60
0,91
0,86
0.82
0,77
0,72
0,63
0.54
0,88
0,82
0,76
0 70
0 64
0,52
0.40
0,85
0,78
0 70
0,»63
0,55
0,41
0,29
0,70
0,91
0,86
0,82
0,77
0.73
0,64
0.55
0,88
0,82
0,76
0 70
0,'б4
0,52
0.41
0,85
0,78
0,70
0,63
0,56
0,42
0,30
0,80
0,91
0 87
0,82
0,78
0,73
0,64
0,55
0,88
0,82
0,76
0,70
0,64
0,53
0.42
0,85
0,78
0.70
0)63
0,56
0,43
0,30
0,90
0,91
0,87
0,82
0.78
0,73
0,64
0.56
0,88
0,82
0,76
0,70
0,65
0,53
0.43
0,85
0,78
0.70
0,63
0,56
0,43
0,31
1,00
0,91
0,87
0,82
0,78
0,73
0,65
0.56
0,88
0,82
0,76
0,70
0,65
0,54
0.43
0,85
0,78
0,70
0,63
0,56
0,43
0,31

Таблица 3.6
Коэффициенты К для определения реакции а от действия горизонтальной
iff' * "'
Ч =
^*
,*,
равномерно распределенной нагрузки по всей высоте колонны
За положительное принимается направление действия
нагрузки а, слева направо
Ъе . к И, .
п-
Jh
t-j?-; Ь'-ЩН
значение коэффициента ВТ
п
0.05 0,10 0,20 0,30 0,40 0,5Ь 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,40
0.50
0,37
0,35
0,33
0,31
0,28
0,25
0.24
0,37
0,37
0,36
0,34
0,32
0,29
0.28
0,37
0.37
0.37
0,36
0,35
0,33
0,31
0,37
0,37
0,37
0,37
0,36
0,35
0,33
0.37
0.37
0.37
0,37
0,37
0,36
0,35
0.38
0,37
0,37
0,37
0,37
0.36
0.35
0,38
0,37
0,37
0,37
0,37
0,37
0,36
0,38
0,38
0,37
0,37
0,37
0.37
0,37
0,38
0,38
0,37
0,37
0,37
0.37
0,37
0.38
0,38
0,38
0.38
0.37
0,37
0,37
0,38
0,38
0,38
0,38
0,38
0,38
0,38
Примечания к табл. 3.2-3.6
1. Направление действия реакций Ц и Z определяется их знаком, полученнш по
приведенным в табл. формулам. Еа схемах условно показано направление реакции, соответствующее
положительному ее значение.
2. Для промежуточных значений j{t П ж О коэф. К определяется по линейной интерполяции.
3. моменты инерции 1 яУ< допускается определять по бетонному сечению.

Таблица 3.7.
Коэффициент К учета податливости диска
покрытия
Шаг колонн, м
Ю крайним по средним рамы
рядам рядам
Число Характеристика Коэффициент К
пролетов рамы
12
12
12
1*8
2, 3
4*8
Основная '
Основная
Промежуточная
Основная
Промежуточная
0,5
0,65
0,35
0,75
0,20
^^iw-*- wfcn и I ■
^ Основной считается плоская рама, включающая все колонны
поперечника* Промежуточной - включающая только колонны
крайних рядов»
70

Расчетные длины ь0 колонн
L
Таблица 3.8
Характеристика колонн
и зданий
Расчетная длина колонны при расчете
в плоскости
поперечной
рамы
продольной рамы
при наличии связей при
отсутствии
до уровня до верха связей
подкран. колонны
балок
Здания с
ыостовши
кранами
При расчете с
учетом
крановой нагрузки
колонн при
подкрановых
балках
1.5 0,
неразреэных
надкрановая разрезных
( верхняя)часть
SSSSLSlbc неразрезных
балках
1,2//,
0,в//*
2,0 Hi
i95 Hi i,о///
При расчете
без учета
крановой
нагрузки
подкрановая однопролет-
(нижняя) ных
часть колонн
зданий двух- и

многопролетных
1.5//
0,8 Пн
1,2//
надкрановая гюзвезяых
(верхняя)часть Рвзрездих
колонн при
подкрановых неразрезных
балках
2.5 Ht
2.0 Ш
1.5 Ш 1,0 Hi
1.2 Ни
0,8$,
2.0$
1.5 #/
.г И
2,0 Hi
1.5 Л>

^a
^ (продолжение таблицы 3.8)
Ступенча- Нижняя одно-
тые часть пролет- ;/
колонны колонн ных 1»5//
зданий - 1,0// 1,2 #
1.2//
двух- и
много-
пролетных
Здания
без
кранов
г однопролетных п
ческие здании 1,5)7
колонны ■—---------—-—---—--——-—---—-—--—
двух- и многопролет- и
ных зданий 1,2//
ГиГ StoK" ЧаСТЬ <L,5 Hi - 2,0 I/ 2.0 И$
.о# г.гН
И - полная высота колонны (см.п*3.3)
Нн - высота подкрановой (нижней) части колонны - от верха стакана фундамента до низа
подкрановой балки (с учете»! п. 3.3)
Hg - высота надкрановой (верхней) части колонны - от низа подкрановой балки до верха
колонны (с учетом п.3.3)
х/11рм соотношении погонных жесткостей частей колонны Он Не 0,6 допускается расчетную
длину в9 верхнего участка принимать равной Zfi Ht ; здесь Jt и Он моменты
инерции бетонного сечения соответственно верхнего и нижнего участков колонны.

Особенности расчета рам с двухветвевыми
колоннами
3«17« Двухветвевая колонна рассчитывается как рамный
стержень со следующими основными допущениями:
а) продольная (вертикальная) сила в двухветвевом
сечении колонны распределяется между ветвями по закону рычага;
б) изгибающие моменты в ветвях определяются из условия,
что нулевые точки моментов расположены посередине высоты
панели ;
в) верхняя распорка колонны принимается бесконечно
жесткой;
г) при наличии растяжения в одной ветви, учитывая ее
пониженную жесткость» моменты в сжатой ветви и распорках
определяются из условия передачи всей поперечной силы в
сечении колонны на сжатую ветвь; вместе с тем, моменты в растя-
I
нутои ветви определяются с учетом возможности передачи
поперечной силы в сечении колонны на эту ветвь*
Расчетная схема двухветвевой колонны приведена на рис.3.5
3*18. Реакция верхней шарнирно неподвижной опоры двухветве
вой колонны определяется по формулам:
а) при действии в месте изменения сечения продольной
вертикальной силы Л^ (рис.3.6,а)
fib-4f- ••
„ (8.IO)
б) при действия в уровне верха подкрановой балки
горизонтальной силы Т (рис.3.6,б)
On _.
(3.II)
п° On
См.стр. 88
73

в) при действии в уровне верха колонны продольной
вертикальной силы л{ (рис.3.б,в)
/?£ О/а* Ом . го гр\
г) при действии равномерно распределенной
горизонтальной нагрузки О (рис.3.6, г)
D0- °'? (3.13)
д) при единичном смещении верха колонны
Здесь Оп , C^fi, $im 6mnOf„ - горизонтальные см ещения
свободно стоящей двухвет
вевой колонны» определяв
мые по п.3.19.
3.19. Горизонтальное смещение верха свободно стоящей
двухветвевой колонны (с верхней частью сплошного сечения)
определяется из выражений:
а) при действии в уровне верха колонны горизонтальной
единичной силы (рис.3*7,а)
ч. "фгт) f an? 2п,'ин JP <8-»>
wO-t^)]'
б) при действии в месте изменения сечения продольной
вертикальной силы Jj2 , приложенной с эксцентриситетом^
(рис.3.7,б)
Л - V 0.75 2И+И. Up ,.„.
74 "

Величина €0 принимается со знаком "плюс" при
расположении силы J^J2 справа от оси нижней части колонны*
По ф-ле (3.15) следует определять также и смещение
верха колонны при действии продольной силы, приложенной в
уровне верха колонны по оси ее верхнего участка иш
#причем эксцентриситет 60 принимается равным рассстоянию
между осями верхнего и нижнего участков;
в) при действии в уровне верха подкрановой балки
горизонтальной силы Г (рис.3.7,в)
Цт дЕ6ди L W ЩИИ JP 8et* I Hi* 2НИ +Щ
(3.16)
г) при действия в уровне верха колонны момента M=Nl'0!g
(рис.3.7,г)
**ZTL/U ^«МлТ (ЗЛ7)
Значение Ов принимается со знаком "плюс" при
расположении силы Д справа от оси верхней части колонны.
д) при действии равномерно распределенной горизонталь-
ш* на™,» ? (РЮ.3.7.д)
£ .й1!^М?ЖЬ.к1фк£Ж.А.,±. .JLZ
^ЩцГЪН,' 8 л /бе/Lw 6Н, 6 4 Не J
JL1
(3.18)
В формулах 3.I4-3.I8:
jg- момент инерции сечения верхнего участка;
j(, - момент инерции сечения ветви;
С/о * момент инерции сечения распорки;

/7, - число панелей двухветвевой части колонны;
h - размер сечения ветви в плоскости поперечной рамы*
Остальные обозначения приведены на pic,3.7.
При устройстве в теле колонны прохода (в уровне верха
подкрановых балок) смещение колонны следует определять с
учетом дополнительного изгиба ветвей в месте проема»
3*20» Усилия в вервях и распорках двухветвевых колонн
определяется как в рамном консольном стержне, нагруженном
местной, непосредственно действующей на данную колонну
нагрузкой и реакцией верхней шарнирной опоры согласно
указаниям п.3.17.
Продольные силы в ветвях определяются по формуле
Л<4-*Щ- (3.19)
8 ф-ле (3*19) при положительном значении момента ж
энакЪлюс" относится к ветви, сжатой от действия момента М,
знак "минус" - к растянутой ветви. При определении J\fe
момент от температурных воздействий и удлинения нижних
граней конструкций покрытия допускается не умножать на коэф -
фициент Ч .
Моменты в ветвях при отсутствии растяжения в них
определяются по формуле
( * (3.20)
При наличии растяжения в одной ветви момент в этой
ветви определяется по формуле
• IZ (3.2I)
а момент в сжатой ветви по формуле
QP* (3.22)
76

Моменты в распорках при отсутствии растяжения в ветвях
определяются по формуле
'" Jf jf (3.23)
При наличии растяжения в одной ветви положительный
момент в распорке, примыкающей к данной ветви, определяется
по формуле
f"tfT^ 12 ' (3.24)
а отрицательный - по формуле т
/7? Он С to Qt6te
"V г + 2 (3.25)
Поперечные силы в распорках определяется по формуле
A. Q» ЧН + Q<?(( . (3.26)
В формулах 8.19 I- 3.26
1 i
}ttM,Q~ продольная сила, изгибающий момент и поперечная
сила, вычисленные как для сплошной (не двухвет-
вевой) колонны в сечении, расположенной
посередине рассматриваемой иаиели;
£ - коэффициент продольного изгиба;
€$ - длина панели;
Q*,Qi - поперечная сила посередине соответственно
нижней и верхней панели относительно рассматриваемой
распорки;
Ъен,Ш- длина соответственно нижней и верхней панели
относительно рассматриваемой распорки*
Моменты, определенные по формулам 3.20 f 3*25 действуют
77

по осям элементов; проверка прочности сечений ветвей и
распорок производится по моментам, действующим по граням
элементов*
К усилиям, определенным в ветвях и распорках, как
элементах рамного стержня, должны добавляться усилия от
действия местных нагрузок (нагрузка от опорных консолей, не
сущих стеновые панели,и т.п.). При устройстве в теле колонн
проема в уровне подкрановых балок усилия в ветвях колонны
месте проема определяются по формулам 3.19 * 3.22.
3.21. Коэффициент продольного изгиба при внецеитренном
сжатии h определяется для верхнего сплошного участка по
СНиП П-В.1-62* а для двухветвевого участка по формуле
Ь 1—т-
4- Лп An
' 4800 HuF
(3.27)
где Jln - приведенная продольная (вертикальная) сила на
колонну (с учетом длительности действия наг-
РУЗки);
Л - приведенная гибкость двухветвевой части
колонн, равная
э
где Ли!^~ гибкость стержня колонны, принимаемая равной
отношению расчетной длины двухветвевой нижней
части колонны (табл.3.8) к половине
расстояния между осями ветвей;
Ag~~rf*- гибкость ветви, принимаемая равной отношению
средней длины панели к радиусу инерции сечения
ветви в плоскости поперечной рамы ( Z =• ^Ь, ) ;
р - площадь сечения обеих ветвей;
78

k - размер сечения ветви в плоскости поперечной рамы.
Гибкость ветви Л^ не должна превышать гибкости
колонны Ак •
3.22* Длительность действия нагрузки учитывается в
соответствии с главой СНиП П-В.1-62*в зависимости от
приведенной гибкости колонны у{я •
В случае неблагоприятного действия длительно
действующей нагрузки продольные силы в ветвях определяются по фор-
Л- 2 ±^ё~'
(3.29)
где М-[М*Ш-^—ihMfMJn*KMt*Mx,
здесь условные обозначения те же, что и в п.3.16.
3.23. В плоскости продольной рамы двухветвевые
колонны рассчитываются как прямоугольные ступенчатые колонны с
шириной сечения двухветвевой части, равной удвоенному
размеру ветви в плоскости поперечной рамы. При определении
усилий от температурных воздействий и удлинения нижних
граней подстропильных конструкций при наличии растяжения в
одной ветви колонны, вызванного работой колонны в плоскости
поперечной рамы, допускается работу этой растянутой ветви в
продольном направлении не учитывать. Эти усилия передаются
на сжатую ветвь, которая проверяется на совместное действие
усилий в плоскости поперечной и продольной рамы.
Расчет колонн
3*24» Расчет колонн должен производиться по первому
предельному состоянию (по несущей способности) и по третье-
79

«У предельному состоянию (по раскрытию трещин).
Расчет колонн по несущей способности состоит из
расчета на прочность (с учетом продольного изгиба, с проверкой
устойчивости формы конструкции и с учетом длительности
действия нагрузок), а в необходимых случаях и на выносливость»
Расчет колонн на прочность в стадии эксплуатации и в
стадии хранения производится на воздействие расчетных
нагрузок, а в стадиях изготовления, транспортирования и монтажа-
на воздействие нормативных нагрузок от собственного веса
колонны с учетом коэффициента динамичности (п.2.33\
Расчет колонн на выносливость производится на
воздействие нормативных крановых нагрузок, при этом в сочетаниях
нагрузок учитывается нагрузка от одного крана; при легком
режиме работы кранов колонны на выносливость не
рассчитываются*
Расчет колонн по раскрытию трещин производится на
воздействие нормативных нагрузок с учетом в стадиях
изготовления, транспортирования и монтажа коэффициента динамичности;
в стадии эксплуатации должна быть учтена длительность
действия нагрузок*
3*25* Усилия в сечениях колонн определяются как для
консоли загруженной местной, непосредственно действующей на
колонну нагрузкой, и реакциями опор, найденными из
статического расчета рамы*
Должны быть проверены наиболее неблагоприятные (п.2.35)
сочетания нагрузок, вызывающие как наибольшее сжатие в
сечениях колонны, так и наибольшее растяжение.
Для сплошных сечений должны быть проверены сочетания
нагрузок, при которых в рассматриваемом сечении колонны
80

действуют: а) минимальная продольная сила J/mw и
соответствующий наибольший момент; б) максимальная продольная сила
$ и соответствующий наибольший момент; в) максимальный
момент Мшх и соответствующая продольная сила. Сочетания
нагрузок, при которых действует Jf mjt или Мтох , определяют
при заданном сечении колонны марку бетона и сечение сжатой
арматуры, сочетания, вызывающие Mmi/f или Мт<** -
сечение растянутой арматуры.
Для двухветвевых сечений должны быть проверены
сочетания нагрузок, при которых в рассматриваемом сечении колонны
действуют: а) минимальная продольная сила J/mip и
соответствующие ей наибольший момент и поперечная сила; б)
максимальная продольная сила Л^оаг и соответствующие ей
наибольший момент и поперечная сила; в) максимальный момент
Л^даИ соответствующие ей продольная и поперечная силы;
г) максимальная поперечная сила Qmo* и соответствующие ей
продольная сила и момент*
/ -t? к/
Кроме того, если Лтах^ е, * J****» t должно быть
проверено граничное состояние, когда продольное усилие в
одной ветви отсутствует, т.е. Л* ~~{Г (здесь приведенный
момент Мп , определенный по п.3.22, допускается
принимать соответствующим ,ylw )# При этом момент в сжатой
ветви определяется по формуле (3.22), принимая// и
^соответствующими J/*m » а вторая ветвь не проверяется.
При расчете распорок проверяется сочетание нагрузок,
вызывающее в сечении колонны максимальную поперечную силу и
растяжение (если оно может быть) одной ветви.
Сочетания нагрузок, вызывающие Jimx или Mm** или
(рт*х • определяют, при заданном сечении колонны, необхо-
81

димую марку бетона и сечение сжатой арматуры;
сочетания,вызывающие J/mi„ или Мм* или Qmox>- сечение растянутой
арматуры. _ .i г
3.26. В колоннах сплошного сечения прочность сечений
проверяется в месте максимального ыомента в пределах
каждого участка с постоянна* сечением и постоянны* армированием,
Как правило, эти сечения располагаются в месте заделки ко •
лонны в фундамент, в месте обрыва арматуры, а для
ступенчатой колонны - и в месте изменения сечения колонны выше
ступени*
При действии нагрузки от мостовых кранов проверяются
также сечения, расположенные выше и ниже места приложения
вертикальной крановой нагрузки.
Во всех колоннах проверяются
- прочность сечений на центральное сжатие в плоскости
наибольшей гибкости;
- участки колонн в местах опирания конструкций
покрытия;
- консоли для опирания подкрановых балок и конструкции
покрытия (п.п.4.22-4.28) ;
- надежность заделки колонны в фундаменте (п.п.4.Г7-
4.21).
Сечения колонн сплошного сечения проверяются на вне-
центренное сжатие. Сечения ветвей двухветвевых колонн прове
ряются на внецентренное растяжение в внецентренное сжатие,
случае приложения местных нагрузок непосредственно к
растянутой ветви проверяется прочность этой ветви на действие по
перечной силы. Прочность сечений распорок двухветвевых
колонн проверяется на действие изгибающего момента и поперечв
силы.
82

При действии изгибающих моментов одновременно в
плоскости поперечной и продольной рамы расчет колонн сплошного
сечения й ветвей двухветвевых колонн производится на
совместное действие этих моментов и продольной силы.
3.27. Ширина раскрытия трещин не должна превышать
0,3 мм. Дополнительные требования по предельной ширине
раскрытия трещин в колоннах, применяемых в условиях
агрессивной среды, регламентируется СН 262-67.
При расчете колонн в стадиях изготовления,
транспортирования и монтажа допускаемая ширина раскрытия трещин
может быть увеличена на 305?.
3.28. Проверка прочности сечений колонн производится
в соответствии с гдавой СНиП П-В.1-62* и с "Инструкцией по
проектированию железобетонных конструкций" (изд.1968 г.).
Ири "больших" эксцентриситетах приложения продольной
силы (случай I внецентренного сжатия) допускается
определять прочность сечения при действии моментов в направлении
обеих осей симметрии, исходя из формулы
'* +
f--l, (з.зо)
I
где МА и My - составляющие моменты от внешней
нагрузки в плоскости поперечной ( X ) и
продольной ( У ) рамы, определенные с
учетом влияния продольного изгиба колонны
и длительности действия нагрузки;
Митр и Муп* " предельные расчетные моменты, которые
согласно СНиП П-В.1-62 могут быть
восприняты сечением при внецентренном
сжатии заданной продольной силой
83

эксцентрично приложенной соответственно в
плоскости оси )L и У
ГЬиме* о «е^еления силий в призматических
колоннах от температурных воздействий и
синения нижних поясов подстропильных неш
Дано. Отапливаемое здание с подвесными кран-балками
(рис.3.8), пролеты по 24 м. Шаг колонн 12 м с
подстропильными стальными фермами из стали марки Ст.З.
Длина температурного блока 216 м. Отметка низа стро -
пильных конструкций 7,2 м. Место строительства г.Свердловск.
Расчетная температура воздуха помещений плюс 16°С. Влак -
ностный режим помещений нормальный. Равномерно
распределенная нагрузка от веса покрытия (с учетом собственного веса
конструкций покрытия) 320 кг/м (нормативная) и 360 кг/м
(расчетная). Эквивалентная равномерно распределенная нагруз-
ка от кран-балок 87 кг/м (нормативная) и юо кг/м
(расчетная). Нижний пояс подстропильных ферм из 2 L 90x8.
Высота колонн 6,65 м. Сечение колонн Ot5xOt6 м. Марка
бетона 200. Расстояние от грани колонны до центра тяжести
арматуры (больший размер в плоскости поперечной рамы)
CL = d = 0,05 м-
Требуется. Определить изгибающие моменты в плоскости
продольной рамы в заделке второй от торца колонны,
расположенной по среднему ряду» при наибольшей и наименьшей
продольной силе в колонне.
Температура замыкания для г.Свердловска равна (см.п.
2.32)
1 я -15,6 -13,6 -13,6 = _I4f3oCe
* 3_
Qll * См.стр. 92

н
■* яг
щ
л
Л* *^ >9^ w SfF JJ? /г? ^7
\
^& ЯР ЯР wP
Рис.^.Ь Расчетные схемы рам
а - продольно! - пря отсутствии подкрановых балок н
поперечно! ; б - продольно! - при наличии подкрановых балок
k
v* '* хл
чЧ
Ci
•£■*•
'V
Л-.
W
Т
7/,
г
Л ■ и
4»
-^7"
/*-/
"tf-W
/77
Рис.3.2. Основная система поперечной раны

о) If
К-1
«♦f
И
L+i
tn-t
1
K+2
L*Z
Рис.3.3. Расчетная схема каркаса при учете смещения от
крановой нагрузки
а - план каркаса; б - расчетная схема; в - основная
система; ц.ж. - центр жесткости каркаса
86

a
ь
Ц=5ИЛИ ЮТ
Рис.3.4. Схема расчета колонны с учетом
податливости уела сопряжения стальной разрезной
подкрановой балки с колонной
а - схема перемещения колонны и реакции опор, полученные из
расчета рамы; б - расчетная схема колонны с учетом
податливости узла сопряжения подкрановой балки с колонной; в -
расчетная схема колонны при #' < #
Тогда температурный климатический перепад равен '
-• .-I tP= V t5 = I6°C + I4,3°C = 30,3°C,
а свободное температурное перемещение подстропильных ферм
в месте расположения рассматриваемой колонны равно
Д£ = 0,8 -о£ tp У = 0,8.1,2.10"5.30,3.96 = 2.8.I0"2 м.
Коэффициент, учитывающий влияние нагрузки на величину
удлинения нижнего пояса подстропильной фермы, равен (см.п.3.6)
- при учете снеговой нагрузки
0,6.0,3240,9.0,1
д _ 0,6 9покр + 0»9 Цснег
О.бЦпонр + 0,9(}снег + 0,9рт> 0,6.0,32+0,9.0,140.9.0,087
= 0,78;
- без учета снеговой нагрузки
0,6 . 0,32
/fc = . . . ' = 0,53.
0,6.0,3240,9.0,1+0,9.0,087
87

Здесь снеговая нагрузка соответствует третьему геог{%фи -
ческому району. Свободное удлинение нижних поясов
подстропильных ферм в месте расположения рассматриваемой колонны
равно
- при учете снеговой нагрузки
&#*£*- У'**- 3,5Д(Г\96.0,78 * 2.62.10"*;
- без учета снеговой нагрузки
Ах« 3„5ЛО~\96.0,53 * I.78.I0"2,
н
1
1
1
1
—^Ц—1 *~
1
1
1
~\
}
■
,
—р
—
■
с
' о) 6) 8) г)
Рис*3*5. Расчетная схема двухветвевой колонны
а - схема нагрузок; б - эпюра моментов в колонне
сплошного сечения; в - эпюра поперечных сил в колонне
сплошного сечения; г - эпюра продольных сил в колонне
сплошного сечения; д - эпюра моментов в двухветвевой колонне
при отсутствии растяжения в ветви; е - эпюра моментов в
двухветвевой колонне при наличии растяжения в одной ветви
88

"ЯсУ...
-h-~
Ь*Л
2S22Z
//}ЛУ 7z77
777722
7777 /7Т
ъ£Ш
^г
7Я7 /7777
г-И*
УУ/МЛ
/Н77 7777
Рис.3.6. Расчетная схема двухветвевой колонны шарнирно
опертой в уровне верха
а - при действии в ыесте изменения сечения продольной силы
/V> ; б - при действии в пределах верхнего участка гори -
зонтальной силы Т; в - при действии в уровне верха колонны
продольной силы /К ; г - при действии равномерно
распределенной горизонтальной нагрузки ^
НД схемах условно показано положительное направление
реакций
*
/
J& 7 /Т*7
8) \%wt
/
Q
ШЩТ -г
/ /
И—/
АУ7 77Т
7*4-
-+-&&
*/г
+-
Ш££
77f? Я7?
1Ь
7
/
* fiWeu ^A
*
Рис.3»7. Расчетная схема свободно стоящей двухветвевой
колонны
а - при действии в уровне верха колонны единичной
горизонтальной силы; б - при действии в месте изменения сечения
продольной силы Л£ ; в - при действии в пределах
верхнего участка горизонтальной силы Т; г - при действии в уров -
не верха колонны продольной силы Mia- при действии
равномерно распределенной горизонтальной нагрузки о,
89

Для определения жесткости колонн необходимо знать
величину расчетной продольной силы в колонне. Наибольшая
продольная сила равна
ri^Pd (tyUoxp * 0,9 tyww + 0t9 ^ n w) * tfCbD '
ш 2i*.I2(0,364O,9.0,I.1,4+0,9.0,1) + 5,5 =172 т.
Индекс "Ри обозначает, что приняты расчетные значения
нагрузок.
,, Наименьшая продольная сила равна (коэффициенты
перегрузки не учитываются)
Л/ = В • d * ^поКР+ Л/с6.= 24.12.0,32+5,0 = 97 т.
Здесь £ - пролет здания, d - шаг колонн.
Тогда при наибольшей продольной силе
лУ IIP
-7К V * п = = 0,б4>0,55
(Л-а) bRu (0,5-0,05).0.6.1000
и, следовательно» жесткость колонн в плоскости продольной
рамы равна
Ъ ._ fr ?ff . 2,65.Юб.О,6.0,53 ш 8(3л03 ^2
С 2.12
При наименьшей продольной силе
,1 Н„\кь Ц — = 0,359^-0.55 и
(П~а)ЬЯи (0.5-0.05).0,6.1000
жесткость колонн равна
В = °>8 ff • 46 я 0.8.2.б5.Юб.0.б.0.53 ш 6§бЛ03 w2
с 2 . 12
Для учета податливости ригеля рамы необходимо знать
величину относительной податливости ft нижнего пояса *"
подстропильной фермы, состоящего из 2 L 90x8; ,;
90

7=-FT~e : = 0,213.10-" -L.
L гд.ю^г.о.иг.ю-2 т
Реакция верхней опоры колонны при ее единичном
смещении в плоскости продольной рамы равна
- при наибольшей продольной силе
^=sfi = 3*8t34° = 84 т/м ;
# б,653
- при наименьшей продольной силе
*
г&= 3.6.6.I03 =б7т/м. ••'
- • 6.653
Тогда коэффициент, учитывающий податливость ригеля рамы,
равен
- при наибольшей продольной силе
» ch[A(u+o.5d)]-ch[A(y -o,5d)]
у ч.дл -у •$ -ch [/)(y0 + o.5d)]
_ chCl.2S-IO'a(96*6)]- Ch[l.29-I0'e(96-6)J
8b-96-0,ei5IO~*Cfi[l,22l(rs(№*6)]~ ' '
где
- при наименьшей продольной силе
jf ш J 67.0,213.10^ щ LQ9.I0-* ^ J '
// « С/?Г1.09.10-2С9б4б)1 -С/г [l.09.IQ-2C96-6)1 ш 0>63ж
67.96.0.2I3.I0-4 Ch [l,09.I0-2(I08+6)l
Изгибающий момент в заделке колонны от
температурного воздействия М t и удлинения нижних поясов подстропиль-
91

ных ферм М % равен
- при учете снеговой нагрузки
MfR{H*bt-lBh-Ky-H = 2,вЛО^.в'иО,58.6,65 = 9,1 тм ;
М*« г.бглО^.в^.О.Эб.б^ .= 8.5 тм;
- без учета снеговой нагрузки
Aft- 2,8Л0~2.67.0,63.6,65 = 7,9 тм ;
Ak"1»78-10"**67*0^63-6»65 = 5,0 тм.
1Ьиме» «асчета каркаса з ания со ст пенчатымн
колоннами прямоугольного сечения
Дано. Шестипродетное производственное здание с проле-
тами по ЭО м (рис.3.9). Отметка низа стропильных ферм 10,8м.
Отметка верха стакана фундамента минус 0.15 м. Расстояние
1Л
<с—■*
мгм
' ®ri
(—»
U4
у-#
еГ
t *
*9?
ft? 7T? Я?
1
Ь~
Pic.3.8. Схема рамы
ъг ттг
Ш1
а - конструктивная; б - расчетная; I - ось рамы Сиентр
жесткости;; 2 - рассчитываемая колонна
92
л Си.стр. Ц4

между поперечными температурными швами 60 м. Шаг колонн -
12 м. Стропильные фермы стальные с поясами из нязколеги -
рованной стали» краны среднего режима работы
грузоподъемностью 20 т по ГОСТу 3332-54. Подкрановые балки - разрез-
ные. Стеновые панели - навесные весом 280 кг/м . Покрытие
из железобетонных крупнопанельных плит. Вес покрытия 320
кг/м .
По весу снегового покрова здание располагается в 7
географическом районе, по величине ветровой нагрузки ~в
1У географическом районе. Здание - отапливаемое*
Температуря о -в л ажио ст вый режим внутренних помещений - нормальный.
Температурный перепад to (для определения температурных
перемещений) составляет плюс 40°С.
Высота колонн Н - 10.95 м;
Высота верхнего участка Е^ « 4,2 м;
Высота нижнего участка Ни = 6,75 м.
н *
Размеры сечения колонн:
верхнего участка их Л* * 0,5x0,6 м;
нижнего участка b&h =0,5x0,8 м.
Колонны по осям А и Ж из бетона марки 200,
Лц= 1000 т/м , Eg = 0,265.10 т/м ; колонны по осям
Б,В,Г,Л и Е из бетона марки 300, Ru = 1600 т/м2, Е& =
= 0,315.Ю7 т/м2.
Расстояние от центра тяжести арматуры до ближайшей
грани а ~ а' ж 0,04 м. Нагрузки на колонны приведены в
табл.3.9, схемы приложения нагрузок - на рис.3.10.
Расчетная ветровая нагрузка на надколонную часть
здания (в пределах температурного блока) W * ± 97 т.
Требуется:
93

*..., *^ Таблица 3.9
Нагрузки и воздействия на колонны и реакции
верхней опоры колонн
I !■ I '|| ■
Колон- Норма- Коэффи- Расчет- Реакция
ны по Вид нагрузки тивная циент ная верхней
оси нагруз-пере- нагруз- опоры
ка грузки ка колонны,
•ь: *
X/
Реакции получены из статического расчета рамы
(см* ниже)*
тх/
От веса (т)
- покрытия (Л//;) 58.0 I.I-I.2 66,5 -0,81
£рай- ■" стены (^сг) l2*1 I»1 I3»8 +1'06
ний - подкрановых балок
ряд, и колонны (л/Г5) 12,7 1,1 14,0
- снега (а/си) 96.0 I,* 50.4 -0.61
*• ■
К*; овая
- вертикальная (Л/*р) 75*2 1,2 90,3 -5,85
- горизонтальная (77км>) ±2,1 1.2 ±2,5 ±1,48
Ветровая (т/м*п)
- напор (а„) ' 0.52 1,2 0,63 +0,06
-отсос (^*в) -0,40 1,2 -0,48 -0,65
От веса Ст)
ч* *. '
- покрытия (Wn) Иб.О 1,1-1,2 133.0
- подкрановых балок
и колонны (Wce) 15,4 I.I 17,0
-снега (Им) 72,0 1,4 101.0
Крановая Ст) ■■ * л,р "
- вертикальная (//*,) 75.2 1,2 90.3 ±7,3
(краны с одного
пролета) „» -
- горизонтальная (Тш)±2,1 1,2 ±2,5 +1,48
Ветровая (т) -' v - - ±2,95
94

Определить усилия в ыесте заделки колонн в фундамент
(сечение I-I) и в ыесте примыкания верхнего участка к
нижнему (сечение П-П) от нагрузок, действующих в плоскости
поперечной рамы.
I. Статический расчет каркаса
Определяются геометрические характеристики сечений
колонн.
Момент инерции нижнего участка колонны
%^ 0,5х0,83 , аэяо-* и\
Момент инерции верхнего участка колонны
3r^=°,5XOf63 =90x10-* ы\
Отношение моментов инерции Л=-?А = я— « 0.422.
?* 213x10-*
Отношение длины верхнего участка к высоте колонны
л =Ж = Ил1 0.384.
JK п то оч
10,95
Определяются горизонтальные реакции к верхней
неподвижной опоры колонн от местных непосредственно действующих на
колонну нагрузок (си♦формулы табл.3.3-3.6). В колоннах по оси
А реакция от веса покрытия равна (см.табл.3.3)
*Ч7(-*'е±**а*)= <&>Ъ_ (+i.I8.0,I-If67.0tI5) ж -0,81 т
м 10,95
от веса стен -
ТЗ 3
-Л -j£«£g-(1.18.0.1+1,67.0,45) -1»06 **
от снеговой нагрузки -
-*'- ™'оС (U8.0.I-1.67.0,15) = -0.61 т.
95

Реакция от вертикальной крановой нагрузки (см.та1л.3.*0
для колонн по оси А - R° - К *LMm s -i,I8. 90»3*0'6 »
( Н 10,95
= -5,85 т; i* r
для колонн по оси Б - R" ~ *1,18.90'3-0'73 = *7,3 т
10,95
(при кранах в одной пролете). ^
От горизонтальной (поперечной) крановой нагрузки (см. табл.
3.5) ! . . . ■ :
для колонн по оси А и Б Rc « - КР& « -0,59(±2.5) «
= *1»48 т.
Реакция от ветровой равномерно распределенной нагрузки
(см.табл.3.6) в колонне по оси А -
- R=~KqH~ -0,358.0.63.10,95 - -2.47 т (напор);
-Я°* 0,358.0.48.10,95 * +1,88 т (отсос). '. л
Для торцовых колонн Я** -2,47.0,5 * -1,24 т (напор),
# ° = 1,88.0,5 « +0,94 т (отсос).
Реакцией от собственного веса колонны и подкрановых
балок пренебрегаем ввиду ее незначительности* Реакция
верхней опоры колонны (пе оси А) при ее единичном смещении
равна (см.табл«3.2)
X ш KESjt* = 2.77.0,265.107.213Л0"* т 120 т/м .
Н . ~ Ю.953
колонны по оси Б
% = 2.77.0,3I5.I07»2I3.I0"* т 1Ц0 т/м#
I0.953
Реакция верхней упругой опоры колонны по оси А при
действии суммарной ветровой нагрузки определяется по формуле
(3.5)
96

К Rk°-{£r°-*)&;.=
ж -г,47-с-*.2,47-2,1,24 - 4.1,88-г.о, 94-97,o)x
120
=+0,06 т (ветер слева направо)
120.12 + 140.30
R = I,884*U2,47 +2.1,24+4.1,88+2.1,88+97,0)х
120
= -0,65 т (ветер справа налево).
120.12+140.30
6 колонне по оси Б
R = 4^.2,47±2.I,24±4.I,88±2.0,94-97,0)x
140
120.12 + 140x30
+ 2.95 т.
Вычисленные значения реакции верхней опоры колонн от
нагрузок сведены в табл.3.9.
Свободные температурные перемещения стропильных ферм д^
определяются по формуле (3.1). * , . *
Для точки, соответствующей колоннам по оси А#
At= 0,8 dtpU = -О,8Л.2ЛО~5.40.3.Э0 . 3,44.10"* м.
Для точки, соответствующей колоннам по оси Б, " '
At= -0,8.1,2ЛО~5.40.2.30 = -2,31 ЛО"2 ы.
Свободное удлинение нижних поясов стропильных ферм л у. ч
определяется по формуле (3.3) "';*-'
Коэффициент К$ # учитывающий стадию нагружения, при
расчете с учетом снеговой нагрузки равен
к _, О-б Ъпоно ^>9»CW€
* 0,6. ^пахи*0>9*}сн*2 -Ю,9^лтр =
97

0.6.0,32 + 0,9.0,2
-1,0,
0,6.0.32-iO,9.0,2-tO
без учета снеговой нагрузки
0,6.0,32 ;-
/л. «0.52.
* 0,6.0,3240,9.0,2
Для точки, соответствующей колоннам по оси А, при
расчете с учетом снеговой нагрузки
Дх» -5.10~\з.30.1 - -4.5.I0"2 м,
без учета снеговой нагрузки
АЛ« -5.10~\ 3.30.0,52 - -2.3iJ.I0"2 м.
Для точки, соответствующей колоннам по оси В, при
расчете с учетом снеговой нагрузки
'• *' '''
а*« -5.ю~\2,зол « -з.о.кг2 м, >
•ч * • t,
без учета снеговой нагрузки -
д*= -5.1оЛг.Э0.0.52 - -1.56.10"* м.
Реакция верхней опоры колонны от температурных воздей-
ствий Rt и удлинения нижних поясов стропильных ферм Я^
определяется по формулам (3.9) и (3.9а)
Здесь при определении %дА (см.табл.3.2) следует принимать
жесткость колонны В-0,* £<г^или В«0,5 Е$Уб в зависимости
от величины —Д— • Так как на данной стадии расчета эта
величина неизвестна» то определяем реакцию для обоих случаев.
Расчет приведен в табл.3.10* Коэффициент Ну принимается
равным I, так как число пролетов не превышает шести, следова-
98

Таблица 3*10
Определение реакции верхней опоры колони от вынужденных
переыещенн!

Колонны
по
оси
Смещение верха колонн, м Д*
с уче- без учета
том снеговой
снего- нагрузки
А* вой

нагрузки
Веди-
чина
а/
Жесткость
нижнего
участка
В, тм2
£*$>
Реакция верха колонист
JU.-A*"**'1
т/м ^t-At^ с уче- без уче-
том та сне-
снега га
-? JP -* £0,55 22,6 ЛО3 *7,6 -1,64 -2,15 -1,11
-3,4*Л0^ -4.5.10"^ -2,34Л0^
>0,55 28,2.Ю3 59,5 -2,05 -2,68 -1,39
-г.Я.ИГ2 -З.ОЛО"2 -1.56ЛО"*
^0,55 26.9Л0<
>0,55 Э8.6Л0
3
Эб.7 -1,31 -1,70 -1,89
70,9 -1,6% -2ДЗ -I.II

тельно, и податливость ригеля незначительно сказывается на
величине реакции (см. п.3.7).
П. Определение усилий в сечениях колонн
Усилия в сечении I-I и П-П колонн подсчитываетея как
для консоли, загруженной местными нагрузками ,и реакцией
верхней опоры.
Усилия от постоянной нагрузки (вес покрытия,
стен,колонн и подкрановых балок) в колоннах по оси А, в сечении
I-I
М = 66,5 (0,15-0,1)+13,ЗС:0,45-0,1) - 0,81.10,95+1,06.
.10,95 = -1,3 тм;
А/ = 66,5+13*3+14,0 = 93,8 Tf
в сечении П-П
М = 66,5.0,15+13,3(-0,45)-0,81.4,2+1,06.4,2 = 5,1 тм ;
л/= 66,5+13,3 = 79,8 т;
в колоннах по оси Б, в сечении I-I М=0;
Л/ = 133,0 + 17,0 = 150,0 т;
в сечении П-П
М = 0; л/ = 133,0 т.
Усилия от постоянной нагрузки без учета коэффициента
перегрузки С для сочетаний нагрузок, соответствующих
действию в сечении колонны минимальной продольной силы л/mm )
в колоннах по оси А, в сечении I-I
М = 58,0(0,15-0,10)+I2,I(-0,45-0,1) - ^§L . Ю.95 +
I.I5
+ 1^06 # I0>95 = _1(0 тм;
1Д
/sy= 58,0+12,1+12,7 = 82,8 т;
100

в сечении П-П
М « 58,0.0,15+12,1(-0,45) - °-*^- . 4.2 + L«L # ^2 »
1,15 1,1 t-
Л/ - 58,0+12,1 . 70,1»;
в колоннах по оси Б, в сечении I-I
М « О; л/ = 116,0+15,4 « 131,4 т;
в сечении П-П
#- 0; A/-II6.0 т. • *
Усилия от снеговой нагрузки в колоннах по оси А, в
сечении I-I М = 50,4 (0,15-0,Ю)-0,бЫО,95 - -4,2 ты,
V-50,4 т;
в сечении П-П
М ш 50,4.0,15-0,61.4,2 = 5,0 тм; Л/- 50,4 т;
в колоннах по оси Б, в сечении I-I и П-П
М* 0; л/ «101,0 т.
Усилия от вертикальной крановой нагрузки в колоннах по
оси А, в сечении I-I
М « 90,3.0,6-5,85.10.95 « -9,8 ы; д/ « 90,3 Т)
в сечении П-П *
А/* -5,85.4,2 - -24,6 тм; л/- 0;
в колоннах по оси Б при кранах в одном пролете, в сечении
I-I
М « *90,3.0,75+7,3.10,95» ♦ 12,2 тму/ - 90,3 т;
в сечении П-П
М ш +7,3.4,2 . +30,7 тм; а/ » 0;
в колоннах по оси Б при кранах в двух пролетах, в сечении i-i
101

М= О ;У= 2.90,3 = I80f6 т ;
в сечении П-П :,
Усилия от горизонтальной крановой нагрузки (торможения
тележек кранов) в колоннах на оси А и Б в сечении I-I
М= -2,5.(10,95-2,8) +1,48.10,95=* 4,2тм;У = 0;
в сечении П-П
Д/= +1,48.4,2 = %,2 тм; jj = 0.
Усилия от ветровой нагрузки в колоннах по оси А при
ветре слева направо (напор) в сечении I-I
yi/ = Of52.IOr95 + 0fO6.I0,95 = 31,9 тм ;
в сеченни П-П
2
flf = 0,52.4,2 + 0,06.4,2 s 4,9 тм; f. .,
при ветре справа налево (отсос) в сечении I-I
у =5,0У4Л0,95 0,65.10,95 = -31,1 тм ;
2
в сечении П-П
2
М = - 0r^»V -0,55.4,2 = -6,3 тм;
2
в колоннах по оси Б в сечении I-I
А/ = ±2,95.10,95 « ±32,3 тм ;
в сечении П-П -«*.-'.>
^ = ±2,95.4,2 = ±12,4 тм.
Определение усилий от температурных воздействий и
удлинения нижних поясов стропильных ферм приведено в табл.
3.II.
' Усилия в колоннах от всех нагрузок и воздействий
сведены в табл.3.12.
102

Определение усилий от вынужденных перемещений
Таблица 3.II

Колонны по
оси

Величина
л
ihtRu
Реакция верха колонн, т
Л*
с учетом без учета
D снеговой снеговой
nt нагрузки нагрузки
> 0,55
Сече
ние

Расстояние от
сечения
до верха
колонны,
х и
Момент M-RX, гл
от
«,
от
Л
с учетом без учета
снеговой снеговой
нагрузки нагрузки
А
-
Б
£0,55
>0,55
£0,55
-1,6*
-2,05
-1,31
-2.15
-2,68
-1,70
-I.II
-1,39
-0,89
I-I
П-П
I-I
П-П
I-I
1Т-П
10.95
4.2
10.95
4.2
10.95
4.2
-18.0
-6.9
-22.5
-8.6
-14.4
-5,5
-23.6
-9,0
-29.4
-11,3
-18,7
-7,2
-12,2
-4.7
-15,2
- 5,8
-9,8
-"3,8
-1,64
-2,13 -1,11
I-I
П-П
10.95
4.2
-18.0 -23.4 -12.2
-6,9 -9,0
-4.7

Определение усилий в
Ко- Се-> Вид
лон- че- усн-
ны яие лия
по
оси
Усилия
веса
покрытия, стен»

колонн»подкрановых
балок

(постоянная наг-/
рузка) кг
веса

снега

кранов в
одном
проле-
(верт.
натр.)

кранов в
двух

пролетах
(верт.
нагр»)

торможения

тележек

кранов
I-I
J» A
А . ..
П-П
il^W
Г -
П-П
Мы -i.3/-i,o/
Д; 93.8/82,8/
М(т) 5,1 А, V
/Ifr) 79,8/70.1/
М(гм) 0
-4.2
50,4
5.0
50,4
0
J/(t) 150,0/131,4/ 101,0
Мм °
0
-£,8
90,3
-24,6
0
512,2
90.3
Й0.7
-
-
-
-
0
180,6
0
±4,2
0
55,2
0
±4,2
0
35,2
j/(r) 133.0Л16.0/ 101,0 О
х/
В скобках приведены значения усилий без учета коэффици
Постоянные нагрузки (вес покрытия» стен» колонн и
подкрановых балок) и воздействия от удлинения нищих поя -
сов ферм относятся к длительно действующим» остальные - к
кратковрем енным.
В дальнейшем продольная сила и момент от длительно
действующих нагрузок и воздействий обозначаются J/^ и
104

Таблица ЗЛ2
сечениях колонн
от воздействия
ветровой нагрузки температур- удлинения поясов ферм
ного при
слева справа __ л/ . п « -^И-^n яч
(наг (о?г tf_, JL-* Ш«й% АЛ,70'55
П°Р) сос> ЯЙЬГ& tfU**
Л« >п я с Уче~ без с Уче" без Уче~
-,и, >>>> /и,; T0|| учета том учета
снего- снего- снего-
снеговой вой вой вой
нагруз- нагруз- нагруз-
нагрузки ки ки ки
31,9
О
9
О
32,3
0
12,4
0
-31,1
0
-6,3
0
-32,3
0
-12,4
0
-18,0 -22,5
0
-6,9
0
-14,4
0
-5.5
0
0
-8,6
0
-18,0
0
-6.9
0
-23,6
0
-9.0
0
-18.7
0
-7.2
0
-12,2
0
-4,7
0
-9,8
0
-3,8
0
-29,4
0
-II. 3
0
-23,4
0
-9,0
0
-15,2
0
-5,8
0
-12,2
0
-4,7
0
еята перегрузки.
Mfjj* > продольная сила от кратковременных - №ц .
Расчетная длина колонн to принимается по табл. 3.8.
Без учета крановых нагрузок
- для подкрановой (нижней) части колонны
£« I.2H = 1,2.10,95 =. 13Д5 м; гибкость -£ « Ш£ = 16,5;
я 0,8
"V 0,88 (см.табл.21 СНиП П-В. 1-62);
105

- для надкрановой (верхней части колонны (0 = 2,ОН* =
« 2,0.4,2 » 8,4 м; £ш$Л ж 14.0; *,^« 0,93.
к 0,6
При учете крановых нагрузок
- для подкрановой части колонны
£0= 1,5Н„ «1,5.6.75 -10,15 м; &» I&I5 = 12,7;
Л 0,8
/т?^« 0,95;
- для надкрановой части колонны
1фш 2.СН, ш 2,0.4,2 - 8.4 м; /l. -§*iL = 14,0;
h 0.6
т^т 0,93.
1. Он» i-^ен е силий в сепеии-t *• он; п»,
различных сочетаниях нагрузок
Колонны крайнего ряда по оси А. '
Сечение I-I
а) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
+ ветровая + температурная + удлинение поясов ферм"»
вызывающее в сечении минимальную продольную силу и соответству!
щий максимальный момент.
Здесь продольная сила принимается без учета
длительности действия нагрузки, т.е. без замены V$a + я*
на hln , так как эта замена приводит к увеличению продал!
ной силы в колонне. Усилия принимаются по табл.3.12 без
коэффициента перегрузки.
Выявляем случаи внецентренного сжатия (см.п.4.86
"Инструкции по проектированию железобетонных констружцийп, из?
1968 г.) ^ „
hJk, 1000.0,5.(0,8-0,04) , "**
106

«0,55, следовательно» рассматривается первой случай вне -
центренного сжатия*
Тогда, U = -1,0-I2,2+£9I ,I-IS,0).0,9 = -57,4,
здесь 0,9 - коэффициент сочетания кратковременных нагрузок,
а направление ветра выбрано таким образом, чтобы суммарный
момент М достиг наибольшего абсолютного значения.
Далее по СНиП П-В. 1-62* или "Hhctpvkuhh по
проектированию железобетонных конструкций" эщ>е»ел*етоя коэффициент
продольного изгиба £ » принимая t0 = 13,15 м, после
чего находятся эксцентриситет приложения продольной силы
(см. п. 3.16)
„ (-57.4+0.9 Л8.0+12.2) ft -0.9Л8.0-12.2 •
82,8
Ч
I
82,8
и производится подбор арматуры. ~"
б) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
снеговая + крановая + ветровая + температурная + удлинение
поясов ферм", вызывающее в сечении максимальную
продольную силу и соответствующий максимальный момент.
Л/р «93,8 г;Л »< 50,4+90,3)0,9 =126,6 т.
Вычисляем по формуле (114) СНиП П-В,1-62 значение
коэффициента /йРдда
С о. ал It Д
/77 М* +2 /?й ш 0.9542.93.8,0.8 0 952
h
н
93,8.0.8
107

Так как эксцентриситет €одА приложения длительно
действующей продольной силы Jtp незначителен и,
следовательно, /77 */77 то здесь и далее принимается 1Т1ла*ГНпл
' ' j/ = 7^+У=^+ 126.6 «225.4т.
Выявляем случай внецентренного сжатия
^"ш 225*k «0,59/» > 0,55;
1000.0,5.(0,8-0,04) •■'■■- •
следовательно, рассматривается второй случай
внецентренного сжатия. Тогда МдА - -1.3; Л/= -29,44-4,2-9,8-4,2-
-31,1-22,5).0,9 . -95,8 тм.
Далее, принимая £- 10.15 м, вычисляется коэф*нци-
ент продольного изгиба £, , после чего находится
эксцентриситет приложения продольной силы (см.п.3.16)
tfn . ._ .
« /-95.3-I.3C ТГ?5~- I)+0.9.22.5+29.4]<7 - 0.9.22,5-39.4 =
225,4
-45.7ff - 49.6
225,4
и производится подбор арматуры»
Сечение П-П
в) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
крановая + ветровая + температурная + удлинение поясов фермГ
вызывающее в сечении минимальную продольную силу и
соответствующий максимальный момент
Ж=70Дт;
ioe

J » »* = 0,25 •£ 0,5е», следователь-
1000.0,5(0,6-0.04)
но, рассматривается первый случай внецентренного сжатия.
Тогда М = 4,4-4,7+(-24,6-6,2-6,3-6,9).0,9 . -39,9 тм.
Далее, принимая В0 = 6,4, вычисляется коэффициент
h , после чего находится е0
а ш (-39.9+0.9.6.9+4.7) ft -0,9.6.9-4.7
70,1
ж -20.0 К -10.9
70,1
и производится подбор арматуры*
г) Рассматривается сочетание нагрузок-"постоянная +
снеговая + крановая + ветровая + температурная + удлинение
поясов ферм", вызывающее в сечении максимальную продольную
силу и максимальный момент
л/*. 79,8 т ; дУ*р= 50,4.0,9 = 45,4 т ;
A/fl=Zit8 + 45.4 =131,2 т;
0,93
о£ = Ъ2Ы ш о,47 < 0.55, еле-
1000.0,5(0,6-0,04)
довательно, рассматривается первый случай внецентренного
сжатия, а так как при первом случае внецентренного сжатия с
увеличением продольной силы условия работы сечения улучша -
юте я то учитывая наличие сочетания нагрузок " о н (с
минимальной продольной силой), данное сочетание нагрузок явно не
будет расчетные и дальнейший расчет не проводится.
Ко »ниы с« м^его ■•!- по оси Б.
Сечение I-I
109

д) Рассматривается сочетание нагрузок - и постоянная +
ветровая + температурная + удлинение поясов ферм", вызыва -
ющее в сечении минимальную продольную силу и соответствую -
щий максимальный момент
л/ « 131,4 т
£ s ШЛ = о,21б ^ 0,55,
1600.0,5(0,8-0,00
следовательно, рассматривается первый случай внецентренного
сжатия*
Тогда U = ( -32,3-14,Н).0,9-9,8 = -51,8 тм.
Далее, принимая £0 = 13,15 м, вычисляется
коэффициент ^ , после чего находится &0
р _ (-51.8ч0.9.14,4+9,8) fr -0.9.14.4-9.8
131,4
_ -29,0 Ч - 22,8
131,4
■ производится подбор арматуры.
е) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
снеговая * крановая (в двух пролетах) + ветровая +
температурная + удлинение поясов ферм" , вызывающее в сечении
максимальную продольную силу и соответствующий максимальный
момент*
V», = 150,0 т; Ык = (101,0+180,6).0,8 = 225,3 т^ -
"'• Л/Й в ШхР. + 225,3 = 383,0 т;
-, 0,95 . л
" '* " ч" JL 2§М =0,63 ^ 0.55
1600.0,5(0,8-0,04)
следовательно, рассматривается второй случай внецентренного
сжатия.
НО

Тогдв Мдл = О; М = (-4,2-32,3-18,0)0,8-23,4 « --67,0 тм
р (-67,0+0.8.18.0423.4) 1 -0,8.18,0-23,4 =
0 383,0
-29.2 Ч - 37.8
383,0
и производится подбор арматуры.
ж) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
+ снеговая + крановая (в одном пролете) + ветровая +
температурная + удлинение поясов ферм", вызывающее в сечении
максимальный момент и соответствующую максимальную про -
дольную силу v .
Л/„= 150,0 т ; А/„ - (101,0+90,3).0,9 . 172,2 т ;
U = I50jO + 172,2 « 330,0 т ;
" 0,95
J. = 22°а2 «0,55 > 0,55, рассмат-
1600.0,5(0,8-0,04)
ривается второй случай внецентренного сжатия.
Тогда М = (-12,2-4,2-32,3-18,0)0.9-23,4 = -83,4 тм;
р = (-83.4+0.9.18.0+23.4) % -0.9.18.0-23.4 ш
° 390»°
-43.8 Ч -39.6
330,0
и производится подбор арматуры.
з) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
крановая (в одном пролете) + ветровая + температурная +
удлинение поясов ферм", вызывающее в сечении максимальный
момент и соответствующую минимальную продольную силу
V = 131,4 т + 90,3 . 0,9 = 212,6 т;
III

■ Л ш 2И±6 «0,349 4 0,55 т,
1600.0,5(0,8-0,04)
следовательно, рассматриваете я первый случая внецентреннаго
сжатия.
Тогда U = (-12,2-4,2-32,3-14.0.0,9-9,8 « -66,6 тм ;
р (-66.6+0.9.1*.4+9.8) £ -0.9.14.4-^9.8
е°= 212,6'
U
_ -»3.8 3 -22.8
212.6 * -'-- *.
и производится подбор аркатуры •
Сечение П-П
и) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
крановая (в одном пролете) + ветровая + температурная + уд-
линение поясов ферм11, вызывающее в сечении минимальную
продольную силу и соответствующий максимальный момент
hi = иб,о т; j ш П^О—.—,0,259< о. 55,
1600.0,5(0,6-0.04) у
следовательно, рассматривается первый случай внецентрениого
сжатия.
Тогда М = (-30,7-6,2-12,4-5,5).0,9-3,8 - -53,1 тм ;
(-53.140,9.5,5+3.8) £ -0,9.5,5-3,8 _
116,0 :i "
116,0
и производится подбор арматуры.
к) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
снеговая + крановая (в одном пролете) + ветровая +
температурная + удлинение поясов ферм", вызывающее в сече им мак -
снмадьяую продольную силу и соответствующий максимальный
момент -'Тг ■.■ .-•» - - 'w>- .
/^«133, От; А/,« 101,0.0,9 « 90,9 т;ь.
112

Л/Л== 1§3*2 + 90,9 = 234,0 т;
0,98
23<*,0
J » = 0,52-*^ 0,55, рассматривает-
1600.0,5(0.6-0,04)
ся первый случай внецентренного сжатия.
Тогда М = (-30,7-6.2-12,4-5,5).0.9-7,2—56,5 тм ;
в - (-36,540,9.5.5+7,2) П, -0,9.5,5-7,2 ж
0 * 133,0+90,9
123,9
и производится подбор арматуры.
Окончательное назначение арматуры в рассматриваемых
сечениях производится после расчета колонн в плоскости
продольной рамы и проверки на центральное сжатие, с
учетом расчета в других стадиях работы (транспортирование,
монтаж и т.п.), а также всех конструктивных требований.
1Ьиме« «асчета ка»каса мания с i: хвет-
вевыми колоннами
Дано: Трехпролетное производственное здание (рис.
3.II, 3.12^. Отметка низа стропильных ферм 12,6 м.
Отметка верха стакана фундамента 0,15 м. Пролеты по 18 м.
Расстояние между поперечными температурными швами 60 и. Шаг
колонн по крайним рядам 6 м, по средним рядам 12 м (с
подстропильными фермами). Краны легкого режима работы, гру
зоподъемностью 10 т. Подкрановые балки разрезные. Стены
панельные, навесные. Покрытие из железобетонных
крупнопанельных плит. По весу снегового покрова и по величине
Си.стр. 136, 137 ИЗ

Рис.3.9. План и расчетная схема каркаса
4±
Т/т
Ч т
JL-Jj^ ^ \&*
f*
•г-"»
0,75
Z
S77&
II
'« 1*—
Геометрическая
ось колонны
Рис.ЗЛО. Ооьсмы нагрузок на колонны
а - по оси А*б - по осям Б,В,Г,Д,Е

ветровой нагрузки здание располагается в У географическом
р
районе. Вес покрытия - 280 кг/м (фермы, плиты, утеплитель,
кровля и т.д.),
> Опалубочные размеры колонн приведены яа рис.3.13. Map-
ка бетона 300, #и = 160 кг/см . Рабочая арматура из стали
А-Ш, #ft- 3400 кг/см . Армирование симметричное. Расстояние
от грани ветви до центра тяжести арматуры а = а' = 4 см.
Нагрузки на колонны приведены в таблице 3.13, схемы прило -
жения нагрузок - на рис. 3.14. Расчетная ветровая нагрузка
на надколонную часть зданий W = 144 т (в пределах темпе -
ратурного блшка). ^ ;
Требуется:
Определить усилия ж ветвях и распорке нижней панели
колонн по крайнш и средним рядам от нагрузок, действующих
в плоскости поперечной рамы.
I. Статический *-счет каркаса ^-ня
Расчетная схема рамы и схемы колонн приведены на рис.
3.15 и 3.16.
Определяются смещения верха свободно стоящей колонны
S* ft ft ft ft ft.a • Смещение ft. от единичной готэи-
зонтальной силы в уровне верха колонны определяется по
формуле (ЗЛ4)
Здесь и далее для кэлонны крайнего ряда:
момент инерции ветви Уц = З.ЗЗЛО1* см^
момент инерции верхнего участка о£ = 22,86.10^ см ;
момент инерции рядовой распорки ifft = 26,65.10 см'*;
* См.стр. 137 t 138 II5

■


лонны
по
оси
•
А
Нагрузки
Вид нагрузки
От веса (т)
- покрытия (Л/л)
- стен (А/ет)
- снега (Л/с*)
- колонны и подкран.
балок ( Им )
Крановая (т)
на колонны
Норма- Коэффи-
тивная циент
нагруэ-пере-
ка грузки
15,1 1,1-1.2
4,9 1,1
10,8 1,4
12,0 1,1
Таблица 3.13

Расчетная
нагрузка
17,0
5,4
15,1
13,2,
Реакция
. верхней
опоры
колонны,
m X/
+0.W
+0,41
+0,39
-
- вертикальная ( л/№) 25,8 1,2 31,0 -0,49
- горизонтальная (Гж*) 50,7 1,2 +0,84 $0,44
Ветровая (т/м.п.)
-напор ($„) 0,34 1,2 0,41 0,56хх^
- отсос ( ^0) -0,255 1,2 - 0,31 -Ю.98хх/
От веса (т)
- покрытия (о учетом
веса
подстропильной фермы) (/У„ ) 71,8 1,1-1,2 80,3
- снега (dcw) 43,2 1,4 60.4
• колонны и
подкрановых балок (NCB) 24,5 1,1 26,8
Б Крановая (т)
- вертикальная (Л^) 39,0 1,2 46,8 +2,20
С краны с одного
пролета)
- горизонтальная (7^) +1,1 1,2 +1,3 +0,69
Ветровая (т) +6,55хх/
^Реакции получены из статического расчета рамы (см.ниже)»
хх/Реакции верхней опоры колонны определены от совместного
действия ветровой распределенной ( ^ ) и сосредоточенной
к hi ) нагрузки на каркас здания. Увеличение интенсивности
ветровой нагрузки по высоте учтено при определении величины
N •
116

число панелей двухветвевой части nt ■ 4.
Для колонн среднего ряда соответственно
\ - II^SxIo"; % = 90x10" ; Ур = 26,65x10* ; /?, = 4.
Для колонн крайнего ряда
^.s^xio6
* £/хЗхЗ,ЗЗхЮ'
/_*i_)3 . 3t33jo
\°'ьэ/ 22.R6-T
4 I
г- * —^г +
22,86» КГ 8х*Г
(4-Q0.M „ 3.33x10* ^ 0.22 , ЧЛ2 . ^Ц1_ . *
2x*Tx8.65 26.65x10* ЗхО,*Г 8,65* 8,65
+ 0,32)]
356 см
1=6 кг
Для колонны среднего ряда
$ 8.253хЮб Г (О N3(11,25x10*, I +
"*£$x3xll, 25x10* L 8,25 ' 90x10* 8x4й
+ (»-р.8,55 л 11,25x10» + 0,32 ( 4,52 + 4.5 +
2x^x8,25 26,65x10* 8x0,55* 8,25* Ъ7&
+ 0.32)1 mJ2L JBL-.
-1 £ff кг
Смещение О/л/а от продольной склы Не - Мш • приложен -
ной в месте изменення сечения, определяется по формуле
Для колонн крайнего ряда
Д В.653 х I(fi 0.75 . 2х*,1+8,65 . У«**„
'"** Е^ЗхЗ.ЗЗхЮ4 \ ,12x0,4*' 8,65 х 10
0,2*
0.22» Ык^о I
fc<T кг
117

Для колонн среднего ряда
л 8,253хЮб 0.75 2x4.5x8.25. a/w^o
'* £ff хЗхП,25x10 * 12x0.55^ 8,25* х Ю2
I +
о.з2
0.0767 Удае0 I
ES КГ
*
Смещение от продольной силы V/ , приложенной в
уровне верха колонны, определяется также по формуле (ЗЛ5),
принимая для колонн по оси А эксцентриситет 90 = -31 см
л _ 0.224 Мес _ 0.224 //. (-31) ,9чд/( т
с<г с* £> кг
Смещение <//г от горизонтальной силы торможения тележки -
крана Т, приложенной к надкрановой части колонны на высоте '
Q от уровня верхней распорки, определяется по формуле (3.16)
Для колонн крайнего ряда
* - TX8.65W Г I + <%•*) О,» . 3,ЗЗхЮ\ +
"" £<ГЗхЗ.ЗЗх1СГ L 8x4* 2x4^x8,65. 26,65x10*
0,22
/JUl_ + 0 32 +—I + Щ- )|
2 \2x8.65 2x8,65 8,65* /J
вхО.42 \2х8,65
I88T см
Ef кг
Для колонн среднего ряда
I , (4-1)0,55 11,25x10*
8x4^ 2x4^x8,25 26,65x10*
/Г = Т8.253хЮб
"■ £^3xII,25xI04
118

+ о.з
8x0,55
ш ^5Т см
~ Bf кг
2 2x8,25 2x8,25 8.25 J
Смещение Ф* от момента М в верхнем сечении колонны
определяется по формуле (3.17)
Для колонн крайнего ряда
Л* ЛГ* .8.6УХЮ4 Г 3 4.I2 З.ЗЗхЮ4 ^ 0.22 v
" £$3х3,33х10ч L 2 8,65* 22,86x10* 8.0,ИГ
8,65 J *£ кг
Смещенке О/о от горизонтальной равномерно
распределенной нагрузки Л по всей высоте колонн определяется по
формуле (3.18)
во,* Н* \нГ в* е/УрГ
Для колонн крайнего ряда .•""
к ш g- 8.653 х I06 Г 0Ц71£ 3xiul а 3^33 + »,1х0,2*
tf'f Е<рХЗхЗ,ЗЗхЮч L 8 22,86 16x0,*/
X fo.47i*2 + I 0.474 + ^ +I -2.1ll •*• Ц*1+к»325 ♦
L 6 6 И J 8 х 16
119

+ 3x0,4 x (0 klk + I + I ) 3,33 ) m I«9000p
2x16 8 2 26,65 J E$
см2
КГ
Реакция верхней неподвижной опоры колонны от верти -
кальной крановой нагрузки определяется по формуле (3.10)
рс --&& -
Для колонн крайнего ряда по оси А
пе _ 0,224 Vwfr £<г = 0,224x31000x25 = ^90 кг =
М~ 356 Е$ 356
= -0,49 Tf
здесь бо - эксцентриситет приложения нагрузки *НР
относительно оси нижнего участка колонны*
Для колонн среднего ряда (при расположения кранов в
одном из примыкающих к колонне пролетов)
f О,0767х46800х(775) ш ^^ кг = ± 2.2 т.
иг 123
Реакция от силы торможения тележки крана
определяется по формуле (3.II) с.
О//
Для колонн крайнего ряда по оси А при 7^= ^840 кг,
р«= . 188 TEf =_188(±8/Ю) .лад кг -».M4*
г 356 Е6 356
Для колонн среднего ряда при Тш = ±[300 кг
*• - -§5T_£L- = 65Х(±1300) = %90 кг . д, б9 т.
г Eg 123 123
120

Реакция от нагрузки в уровне верха колонны
определяется по формуле (3.12)
к**~ 35Г '*
Для колонн крайнего ряда по оси А при действии рас -
четной нагрузки от веса покрытия А//? = 17000 кг
Д°= - 0^595 МЛЕf 6,95 H*Bt _ _ 0,595х17000х(-4)
*п >*> Eg 356 Eg " 356
,6,95x17000 д WKr,0 44t>
356
При действии снеговой нагрузки 1\10й = I5I00 кг
Uf ■ °'595§1Ь65100^-^ + 6»9%Р100 - 390 кг - 0.39 т.
При действии веса стен, Vf7 « 5400 кг, приложенного
в уровне верха колонны, ,,
РЧ- 0>595х5400х(;-34) + 6,95x5400 щ адо кг ш Q ад т#
*«" 356 356
Реакция от ветровой равномерно распределенной
нагрузки определяется по формуле (3.13)
При действии ветрового напора на рядовые колонны по
оси А
R> т . 1*9000 f£f . 1*9000x0,1 . -1680 кг , _I>68 T>
*" 356 F^r 356
при действия ветрового отсоса на рядовые колонны по оси Г
f т . 1*9000x3,1 ш „1260 кг т _! 26 т#
nt° 356
Для торцовых колонн R^ « -0,5.1,68 ■ -0,84 т;
121

Яр = -0.5.1,26 = -0,63 т.
Реакция верхней опоры колонны ъ при единичном ее
смещении определяется из выражения
Для колонн крайнего ряда
н -—I—""
356 fj-
Для колонн среднего ряда
/у I
* " 123 £*
Реакция верхней упругой опоры "К"-ой колонны при
действии ветровой нагрузки на здание определяется по формуле (3.8)
Для колонн крайнего ряда по оси А при действии
ветрового напора (ветер слева)
Ru. -1,684-1.68.10-1,26.10-99,0)
356fir(-~r- ♦ 12 ,. )
0 356 Eg 123 Eg'
= 0,56 т;
при действии ветрового отсоса (ветер справа)
#„= 1,2641,68.10+1.26.10499,0).
V356 £j 123 В{)
- -0,98 т.
Для колонн среднего ряда
R = 04+1,68.10+1,26.10+99,0) .
.„.„-*<£*■**
122

,■ Все вычисленные значения реакции верхней опоры колонн
сведены в табл.3.13.
П. Оп*еделение силий в элементах колонн от какого
ви^а наг»зки и п»и «азличных сочетаниях наг»-
зок
Усилия в элементах колонн определяются в следующем
порядке:
I* Находятся значения М,А/,Ц в середине нижней
панели колонны (сечение I-I), как для колонны сплошного сече -
*
ния (см.рис.3,16).
2. Определяются коэффициенты ГП^А и приведенные
значения моментов Мп и продольных сил //я (см.п.3.22) в
сечении I-I.
3. По значениям "л определяется коэффициент \ •
4. Определяются величины продольных сил в ветвях*
5. В зависимости от наличия или отсутствия растяжения
в ветви вычисляются величины моментов в ветвях и распорках.
6. По величине усилий подбирается рабочая арматура.
Усилия в сечении I-I колонн определяются как для
консоли, загруженной местными нагрузками и реакцией верхней
ОПОрЫ. •."'.*■.
Усилия от постоянной нагрузки (вес покрытия,
стен,колонн и подкрановых балок) в колоннах по оси А г
М « -Г7,0.0,35-5,4.0,65+(0,41чО,44).И,825 =0,5 тм ;
hi = 17,0+5,4+13,2 = 35,6т;
Q = 0,44 + 0,41 = 0,85 т.
По оси Б
И = О; V = 80,3+26,8 = 107,1 т; Q * 0 .
Усилия от постоянной нагрузки без учета коэффициента
123

перегрузки (для сочетаний нагрузок, соответствующих действию
в сечении колонны минимальной продольной силы fJmm) в
колоннах по оси А
М = - 15,1.0,35-4.9.0.65 + (0.88+0,38).И,825 = 0,7 тм ;
У = 15,1+4,9+12,0 = Л,7 т;
Q -0,38+0,38 . 0,76 т.
По оси Б
А/=0; А/ =71,8 + 24,5 = 96,3 т; ^в0. .
Усилия от снеговой нагрузки в колоннах по оси А
4/ —15,1 . 0,35 + 0,39.11,825 = -0,7 тм ;
У = 15,1 т; Q = 0,39 т.
По оси Б . , ■,
М ш 0; У = 60,4 т; # = 0.
Усилия от вертикальной крановой нагрузки в колоннах по
оси А
М= 31,0.0,25-0,49.11,825 » 2,0 ты;
л/ = 31,0 т; Q * -0,49 т.
8 колоннах по оси Б при кранах в одном пролете
А/ - ±46.8.0,75 S.2.II,75 - ±9,3 тм;
У = 46,8 т; Q = 52,2 т. .
При кранах в двух пролетах
А/= О; У =93.6 т; Q - О.
Усилия от горизонтальной крановой нагрузки (торможения
тележек кранов) в коловвах по оси А
М = ±0,84.8,752 53,44.11,825 « ±2,1 тм;
V « О; Q ш ±0,84 + 0,44 - *0.4 т. v
По оси Б
А/ = ±1,3.8,65 + 0,69.11,75 « ±3,1 тм;
V • О; Q - ±1,3 +0,69 . ±0,61 т.
124

Усилия от ветровой №. грузки в колоннах по оси А - на -
пор - М = 0.5.0,41.11,8252 * 0,56.11,825 = 35,2 тм;
V«0; Q = 0,41.11,825-Ю.56 =5,41 т;
■- отсос - М « -0,5.0,31.И,8252-0,98.11,825 = -33,3 ты;
А/ >= О; Q = -О,Я.П.825-0,98 = -4,61 т.
По оси Б
М = ±6.55.11,75 * ±77,0 тм; Q. = ±6,55 т.
Усилия в сечении I-I от разных воздействий сведены в
табл.3.14. Д. . ^
Таблица 3.14
Усилия в сечении I-I
Ко- Вид Усилие от воздействия, тм или.*, т
лон- уси- *
ны лия веса пок- веса кранов кранов торио- ветровой на-
по рытия» снега в од- в двух жения грузки
оси стен, ко- ном проле- теле-
лонн.под- проле- тах жек слева справа
крановых те (верт. кра- (напор)(отсос)
балок (верт. нагр.) нов
(постоян. нагр.)
нагр.)У
А
Б
М
л/
Q
М
hi
й
0,5
(0,7)
35,6
(3i.7)
0,85
(6,76)
0
107,1
(96,3)
0
-0,7
15,1
0,39
0
60,4
0
2,0
31,0
-0,49
±9,8
46,8
;г,го
-
-
-
0
93,6
0
±2.1
0>
±0,40
±3,1
0
±0.61
35,2
0
5,41
77,0
0
6,55
-33,3
0
-4,61
-77,0
0
-6,55
у/
А' В скобках приведены значения усилий без учета
коэффициента перегрузки.
125
I

Постоянные нагрузки (вес покрытия, стен, колонн и под
крановых балок) относятся к длительно действующим,
остальные - к кратковременным* В дальнейшем момент и продольная
сила от длительно действующей вертикальной нагрузки
обозначаются Мдл и Л/дд , продольная сила от
кратковременной нагрузки - tiK ♦
Приведенная гибкость колонны находится по формуле
3.28.
л • т+ *( w>
а по табл.21 СНиП П-ВЛ-62 - соответствующие значения
коэффициента Wf* •
Расчетная длина колонны (0 принимается по табл.3.8
- без учета крановых нагрузок £0 = 1,2Н = 1,2x12,75 м =
= 15,3 м;
- при учете крановых нагрузок
t* ж I»5 "и = 1*5x8,65 = 13,0 м - для крайних колонн;
$0 ■ 1,5x8,25 =12,4 м - для средних колонн*
Средня*? длина ветви между распорками равна ^>"^f
Для колонн крайнего ряда без учета крановых нагрузок
приведенная гибкость равна
-ti&.
-*}
2 2
Ап= l/C-15*2-) +12хф£5) =54,6; /]%,-0.893.
/п .. V 0,4 4x0,2 "
Для колонн крайнего ряда с учетом крановых нагрузок
I 2" 2-1
А,= lAtr} + 12 х &Щ = 50.6; %< = 0.914.
:* у и*4 4x0,2 *
Д*я колонн среднего ряда без учета крановых нагрузок
ЛГ )/(^|)2 * 12 (f^2 = 36.6 ; /^ » 0.975.
126

Лля колонн среднего ряда с учетом крановых нагрузок
^л= I.O.
Определение силий в колоннах крайнего *ял*
****** nvMwuii w^w^nvi v ^ЛДИ w JH/iWH П^ОПиППА П<
J = 7(И^)2 ♦ 12 ( 8'25 )2 = 32,7 < 35;
Л* V 0.55 4x0,3
а) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
ветровая", вызывающее в сечении минимальную продольную
силу-
Здесь продольная сила в сечении принимается без учета
длительности действия нагрузки, т.е. без замены blgi +//*
на Nп , т.к. эта замена приводит к увеличению продольной
силы в колонне*
Усилия принимаются по та^л«ЗЛ4 без учета коэффициента
перегрузки
М = 0,7+35,2 * 35,9 тм; //= 31,7 т; Q = 0.76+5.41 = б .17 т,
Находитоя коэффициент h = I ш
I - VA"
31700x54, б2
I -
4800^
I
4800x160x2x20x50
Дальше рассматривается только растянутая ветвь, так как
для сжатой ветвн данное сочетание нагрузок не является рас -
четным.
Вычисляется продольная сила в растянутой ветви
A/ -d. M-?LL -35,9x1,07 g,32,2 т.
*** "2 2е,~ 2 2x0.4
Определяется момент в растянутой ветви по грани
фундамента по формуле (3.21)
127

sgfa ш 6,17x1,85 ш 0 95
где £gH - расстояние от верха фундамента до оси первой
распорки.
Далее по значениям момента Щ = 0,95 тм и продольной
растягивающей силы *1м = 32,2 по СНиП П-В. 1-62 подбирается
продольная арматура ветви, как внецентренно растянутого
элемента*
б) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная +
ветровая + снеговая + крановая", вызывающее в сечении
максимальную продольную силу
Mb* 0,5 тм; А/= 0,5+(-0,7+2,0+2,1+35,2)хО,9 = 35,2 тм ;
ЛЬ,- 35,6 т; Ц^ш (15,1+31,0)хО,9 = 41,4 т;
Q . 0,85 + (0,39-0,49*0,4+5,41)х0,9 = 6,0 т.
Здесь 0,9 - коэффициент сочетания кратковременных нагрузок*
Вычисляется по формуле (114) СНйП П-В.1-62 значение
коэффициента /я5^
^ + ,М 0,914+2. Si5
Цда То дД - 3516JL0_ =
35,6.1,0
Так как эксцентриситет ^оА приложения длительно
действующей продольной силы Va»A незначителен и, следовательно,
Я1&$А**т$ц , то здесь и далее принимается №э$ь =/w л. •
Приведенный момент #„ = ^Ц- + Мн = —^— +34,7=
= 35,3 тм;
128

Приведенная продольная сила а/я - zr~ * N* ~ -^— +
* * Мэаь * 0,914
+ н!,ц = 80.4 т;
I.I5
I Mr Яд j _ 80400x50.82 •
4800 #и^ 1*800x160x2x20 х 50
Приведенный ыомент
- Г 35,240.5 ( S -1)1 .1,15 = 40,6 тм.
L .. 0,914 J
Вычисляется продольная сила в растянутой или менее
сжатой ветви
д/ Ми * У* Удг 35.6 + 41,4
'»« 2 22/ 2
_5^6 -12,0 т.
2x0,4 - о*4" « '
Вычисляется продольная сила в сжатой ветви
V^-^ + -A— ,-80^L + Л2*б_ , 90,7т.
60 2 2е, 2 2x0,4
Рассматривается сжатая ветвь. Так как одна ветвь
растянута» момент в сжатой ветви по грани фундамента определяется
fro формуле (3.22)
' * . -ММ 6,0x1,85 , 5(55 „.
в 2 2 -
Далее по значениям момента #?$ * 5,55 тм и продольно*
129

Ж ш H0j6_ = I02 т > tfmax = 80,4 т. следовательно .
р§ 0 л так i
сжимающей силы Vw = 90,7 т по СНиП П-В. 1-62 подбирается
продольная арматура ветви, как внецентренно сжатого эле -
мента. При этом влияние продольного изгиба ветви не
учитывается, т.е. не учитывается вторично коэффициент П .
Растянутая ветвь не рассматривается, т.к. данное со -
четание нагрузок для нее не является расчетным.
Проверяется условие
■■» > ■ as —
0,4
дополнительной проверки ветвей не требуется.
На этом расчет ветвей колонны крайнего ряда в сечении
I-I в плоскости поперечной рамы заканчивается. Сочетания,
вызывающие действие в сечении Л//»** и Qwx , не
рассматриваются, так как для получения Млм не следует учитывать
снеговую нагрузку, а для получения Qmax - крановую
нагрузку» что резко снизит величину продольной силы и сделает
эти сочетания нагрузок заведомо нерасчетными.
в) Определение усилий в распорке»
Расчетным сочетанием нагрузок является сочетание, вы-*
зывающее в сечении колонны максимальную поперечную силу, и
в то же время растяжение в одной ветви.
Таким сочетанием является "постоянная + ветровая
нагрузка". Г 'Г .
* Поперечная сила в сечении I-I (середина первой
панели) раэна *''"'.
Q„ =0,85 + 5,41 ш б,26.
Поперечная сила в сечении П-П (середина второй
панели) равна ^«0,85 + 4,48 « 5,33 т.
Так как при данном сочетании нагрузок одна ветвь рас-
130
У

тянута, отрицательный момент в распорке в сечении по
грани ветви вычисляется по формуле
' /7^(^/" .^)Д|& g (6,26x1,85 ,
+ 5,33x2,25) х 2x0,4^0,5x0,2 ш 10>3 И|
2 2x0.4
где £*в - расстояние между осями первой и второй снизу
распорок.
Второй сомножитель в выражении тг определяет
переход от момента по оси ветви к моменту по грани ветви.
Поперечная сила в распорке вычисляется по формуле
(3»26) * ■> ч * i ■
n ОмРм+М* _ 6,26x1.85+5,33x2.25 т
*" be, 4x0,*»
» 11,8 т.
Подбор арматуры в распорке производится обычный
способом, как в изгибаемом элементе; для восприятия
положительных моментов по низу распорки устанавливается
продольная арматура, площадь сечения которой принимается равной
половине площади сечения верхней продольной арматуры.
Оп«е еление силий в к лоннах синего >rl-
г) Рассматривается сочетание нагрузок - "постоянная
+ ветровая", вызывающее в сечении минимальную продольную
силу
М = 77,0 тм; Н = 96,3 т; Q =6,55 т;
h e 1 _ =1,06.
1 96300x36,б2
I-
4800x160x2x30x50
131

Дальше рассматривается только растянутая ветвь, так
как для сжатой данное сочетание нагрузок не является
расчетным. Вычисляется продольная сила в растянутой
ветви
fj >1 -_ М* -*ьЗ 77x1,06 _ _pg nT
?«* 2 2£, 2 2x0,55
Определяется момент в ветви по грани фундамента
ИЫ ,6^55x2,0 .ItIfM."
« 12 12
.Далее по значениям момента /ng= 1,1 тв i продольной
растягивающей силы flat = 26,0 т подбирается арматура
ветви как внецентренно растянутого элемента.
д) Сочетание нагрузок - "постоянная +■ ветровая +
+ снеговая + крановая (с двух пролетов)", вызывающее в
сечении максимальную продольную силу
Ы = (77,0+3,1)х0,8 « 64,8 тм;
Л$и - 107,1 т; Нк = (60,4+93,6)х0,8 = 123,2 т;
Q ш (0,61+6,55)хО,8 « 5,73т.
Длительность действия нагрузок в этом случае не
сказывается, так как Л)»Л = I (см.выше).
Н * Л£ц ♦ Иц - Ю7,1 + 123,2 = 230,3 т;
? S — «LI
! 230300x32.7^
4800x160x30x50x2
Вычисляется продольная сила сжатой ветви (верхние
знаки) и в растянутой или менее сжатой ветви (нижние
132

знаки)
AL« -4 + Ш- '■т^ ♦ 6Ц'6Х1'1 - 180.0 т.
" * ИВ, 2 2x0,55
А/ шт£ У! 230.3 64.8x1.1 сл«,
*Т ТёГ"-^ 2x0.55 "50,ЗТ-
Рассматривается более сжатая ветвь, так как для
менее сжатой ветви данное сочетание нагрузок не является
расчетная
Так как обе ветви сжаты, момент в ветви по грани
фундамента определяется по формуле (3.20)
т
££*_ ш 5,73x2,0 ш 2>87 та.
Далее по значениям момента П>ё « 2,87 тм и
продольной сжимающей силы ti& * 180,0 т подбирается арматура
ветви как вяецентреняо сжатого элемента»
Проверяется условие Vma* > 4г^ > У/л//>
и 64,8x1,1 . m *
-И— - о,55 ж 129*6 *• МшГ 230'3 > 129.6>а£»л-
- 107Д т.
Следовательно, необходимо дополнительно проверить
сечение сжатой ветви при У * 129,6 т.
В атом случае продольная сила в сжатой ветви равна
fJK ш fl ш 129,6 т, а в другой ветви - нулю»
Коэффициент ^ не пересчитываем, так как
изменение его незначительно*
Так как сжата только одна ветвь, момент в атой ветви по
грани фундамента определяется по формуле (3.22)
m-l££L- « V3x2t0 - 5,73 тм,
• 2 2
133

Далее» по значениям момента /я* = 5,73 тм и продольной
силы й/ве « 129,6 т подбирается арматура ветви как виецент-
репного сжатого элемента.
е) Сочетание нагрузок - "постоянная + снеговая +
крановая с одного пролета + ветровая", вызывающее в сечении
максимальную поперечную силу
»». - §
Q , (2,2чО,61+6.55)хО,9 - 8.4 т;
V « 107,1 + (60,4+46,8)х0,9 - 203.6 т;
U ш (-9,3+3,1+77,0)х0,9 - 63,7 тм;
0 * 1 *1,09.
г 203600x32.7*
4800x160x2x30x60 . , .
Вычисляется продольная сила в сжатой ветви
д/ - JL- + М т Ш& + 68,7,1,09 . I65t0 T
* 2 ^el 2 2.о,55
и в растянутой или менее сжатой ветви
fj я j£ MP _ 203.6 _ 63.7.1.09 . 38 б т
*•*" 2 ?е; 2 2.0,55 " '
Рассматривается только более сжатая ветвь, так как
для менее сжатой ветви данное сочетание нагрузок не
является расчетнш.
Так как обе ветви сжаты, момент в ветви по грани
фундамента определяется по формуле (3.20)
*/ *,■
1ЪшЛ1ш 8,4x2^0 4,2тм.
4 4 "
Далее по значениям момента тв = 4,2 тм и продольной
134

сжимающей силы "в* » 165,0 т подбирается арматура ветви
как внецентренно сжатого элемента»
Проверяется условие
здесь пм/х ш 303,6 т, firm» 107,1 (определено выше),
М1ж 63,7.1,09 щ 127 0 т# 203i6 > I2?to > 107,1 т.
в* 0,55
Следовательно, необходимо дополнительно проверить
сечение сжатой ветви при » 127,0 т. Момент в ветви
по грани фундамента определяется по формуле (3.22)
Ъ-Щ*— -2Д2Д. .8.4 «и.
Далее по значениям момента fnB « 8,4 тм и продольной
силы Яде » 127,0 т подбирается арматура ветви.
На этом расчет ветвей колонны среднего ряда в сечении
1*1 в плоскости поперечной рамы заканчивается.
ж) Определение усилий в распорке.
Сочетание нагрузок - "постоянная + крановая с одного
пролета + ветровая", вызывающее в сечении максимальную
поперечную силу
Qa'Oe - (2.2+0,614б,55)х0,9 * 8,4 т;
// ш 107,1+46,8x0,9 * 149,2 т;
М = (-9,343,1+77,0)хО,9 «63,7 тм;
л = L_, =1,08.
С т _ 149200x32,7^
4800x160x2x30x60
Вычисляется продольная сила в растянутой или менее
сжатой ветви
J =Шх2 ,53,7.1,08 =12>0т.
" 2 2.0,55
135

®
вмо
пен
s*w
лмо
®
®
©
Ряс.3.12- План ацднкя
136

Рис.З.П. Поперечный разрез здания
4
I
"*;
i
—'г
I
I
rso
X
г
-Wjr
Ч—'^ II i
О
//
&.6О0
±±
J
A 500
^ £
±0.000
,_.
®
^шк
У
боо
i
7ЯЭ
5—?—г
*«tf'
'«—#^г
,J«-!C
75»
|_|
*
^
А.=
*=
//
/А90О
pv
.±0.000
'*»L
/too
ffbSOO
гЭоо
<b
a
Рис.3.13. Опалубочные чертежи колонн
- колонна крайнего ряда; б - колонна среднего ряда
137

«;
qVtj&V
- -г
ftf'
Я
£tf
«s
AfcAfr
M
rt
4ff
18
II
U
/7777777
R
i
i
Рис. 3.14. Схемы нагрузок на колонии
а - крайнего ряда; б - среднего ряда
Рис*3Л5» Расчетная схема рамы
а) -
*
•Ь
Л
1 "* т/.
л
5
*
9
Рис.3.16. Схемы колонн
а - крайнего ряда; б - среднего ряда

Обе ветви сжаты и момент в распорке следовало бы
определять по формуле (3.23). Однако величина сжатия в одной
ветви невелика и может оказаться, что при некотором
уменьшении крановой нагрузки эта ветвь станет растянутой и
тогда отрицательный момент в распорке, определенный теперь по
формуле (3.25), резко возрастет. С такой возможностью
необходимо считаться, поэтому отрицательный момент в
распорке по грани ветви определяется по формуле (3,25).
' * 2 J? ' ^, 2
, 8.4x1.8 } г 2x0.55-0.5x0.3 « 13,9 «.
2 2x0,55
Вычисляется поперечная сила я распорке
О &*»+&*&* 8.4x2.0+3.4x1.8 Г|5т
r kt, 4x0,55
По полученным значениям /К*, #* подбирается арыатура
распорки.
Окончателмое назначение арматуры в рассматриваемом
сечении производится после расчета колонн в плоскости
продольной рамы и проверки на центральное сжатие с учетом
расчета в других стадиях работы (транспортирование, монтаж
и т.п.), а также всех конструктивных требований.
Н. КОНСТРУИРОВАНИЕ КОЛОНН
Продольное и поперечное армирование
4.1. Площадь сечения продольной арматуры Fa, ,
расположенной по грани, перпендикулярной плоскости изгиба вяе-
центренно сжатых колонн, определяется по расчету и должна
быть не менее указанной в табл. 4.1 (в % от площади рас-
139

Fa
четного сечения бетона J**]$ K 100$). Минимальная
площадь сечения всей продольной арматуры центрально сжатых
колонн должна приниматься вдвое больше величин» указанных
в табл.4.1.
Максимальная площадь сечения всей продольной арматуры
колонны должна составлять» как правило» не более 3% от
площади сечения колонны. Если проектируются колонны с
содержанием арматуры в сечении более 3#. то должны соблю -
даться требования п.4.7.
Таблица 4.1
Минимальные проценты армирования колонн
Гибкость колонн
и
а
Минимальный процент арии
рования при марке бетона
200 300,400 500,600
до 35 (включительно)
0,15
0,15
0,2
от 35 до 83
(включительно)
более 83
0,2
0,25
0,2
0,25
0,2
0,25
4.2. Продольную рабочую арматуру внецентренно ежа -
тых колонн рекомендуется располагать по граням,
перпендикулярным плоскости изгиба колонны. Продольную рабочую
арматуру при косом внецентренном сжатии колонн рекомен -
дуется концентрировать в углах. В колоннах» испытывающих
действие изгибающих моментов» различных по знаку и
близких по величине, рекомендуется применять симметричное
армирование.
Продольная рабочая арматура или часть ее должна
доводиться до торцов колонны (с учетом указаний п.4.9,4.14)
140

4.3. По граням колонн, перпендикулярным плоскости
изгиба, а также у каждой грани центрально сжатых колонн
при ширине этих граней до 400 мм (включительно), следует
ставить не менее двух продольных рабочих стержней; при
большей ширине этих граней у каждой из них рабочие
стержни должны ставиться на расстоянии не более 400 мм (рис.
4*1,а)* По граням колонн , параллельным плоскости
изгиба, при ширине этих граней более 500 мм надлежит ставить
конструктивную продольную арматуру (если эта арматура не
поставлена по расчету) диаметром не менее 12 мм с тем,
чтобы расстояние между продольными стержнями было не
более 500 мм.
При толщине защитного слоя до продольной рабочей
арматуры не менее 30 мм лопускаетс* при ширине граней,
перпендикулярных плоскости изгиба, равной 500 мм и при
ширине граней, параллельных плоскости изгиба, равной
600 мм ставить по два продольных рабочих стержня на грань
(рис.4.1,б).
4.4. Диаметр продольных рабочих стержней колонн
рекомендуется принимать не менее 16 и не более 40 мм.
Диаметр продольных стержней конструктивной арматуры следует
принимать не менее 12 мм.
В одном плоском каркасе следует применять продольные
рабочие стержни не более двух различных диаметров,
отличающихся не менее, чем на два номера, причем стержни
большего диаметра следует ставить в углах колонны.
4.5. Расстояния между продольными стержндаи должны
назначаться с учетом удобства укладки и уплотнения бетон-
ной смеси»
* См.стр. 150 1«

Расстояния в осях между отдельными стержнями должны
приниматься для сварных каркасов (при двухрядном располо
жении стержней с каждой стороны каркаса)~не менее величи
приведенных в табл.4.2, для вязаных каркасов - не ме<
нее двух диаметров стержней и не менее d +30 мм.
Таблица 4.2
Наименьшие допускаемые расстояния между
продольными стержнями сварных каркасов
Диаметр
продольной 16 18 20 22 25 28 32 36 40
арматуры
Наименьшие
допускаемые
расстояния
между
осями
продольных
стержней,
мм 40 40 50 50 50 60 70 80 80
4.6. Поперечная арматура колонн должна обеспечивать
закрепление сжатых стержней от их бокового выпучивания в
любом направлении. Места пересечений поперечной арматуры
с продольной должны быть сварены (при сварных каркасах)
или связаны вязальной проволокой (при вязаных каркасах)
4.7. Поперечные стержни должны ставиться на расстоян-
нии не более 500 мм, а также:
а) при сварных каркасах - на расстоянии не более
20 £ , с шагом кратным 50 мм;
б) при вязаных каркасах, а также при шпильках,
устанавливаемых в сварных каркасах - не более 15^ ;
142

в) в местах стыкования продольной рабочей арматуры
внахлестку без сварки (в месте изменения сечения колонны)
- не более ХО d , где d - наименьший диаметр
продольных сжатых стержней.
Если общее насыщение центрально или внецентреяно
сжатого по второму случаю сечения колонны продольной ар-
< матурой составляет более Э£, то поперечные стержни и
хомуты должны ставиться на расстоянии не более 10 d , а
хомуты - привариваться к продольной арматуре*
При назначении расстояния между поперечными
стержнями ? хомутами допускается не принимать во внимание
сжатые продольные стержни, не учитываемые в расчете» если
их диаметр не более 12 мм и не превышает половины толщины
защитного слоя до продольной рабочей арматуры.
Примечание» Если толщина защитного слоя
составляет не менее 30 мм, то шпильки в сварных каркасах
допустимо устанавливать с тем же шагом» что и
привариваемые поперечные стержни*
4.8. Диаметр хомутов в вязаных каркасах и диаметр
шпилек должен быть не менее 5 мм и не менее 0,2 d - при
выполнении поперечной арматуры из обыкновенной
арматурной проволоки или из стали класса A-4D и 0,25 d - при
.выполнении поперечной арматуры из стали класса A-I»
где d - наибольший диаметр продольных стержней*
Диаметр поперечных стержней сварных каркасов
принимается в зависимости от диаметра продольной арматуры в
соответствия с табл.4.3.
Поперечная арматура должна выполняться при диаметрах
5 мм из обыкновенной арматурной проволоки, при больших
диаметрах - из стали класса AI или А-И.
143

Таблица 4.3
Диаметры поперечных стержней сварных
каркасов
Диаметр
продольной 16 18 20 22 25 28 32 36 40
арматуры
Диаметр
8 8 8 10 10
поперечных v ,
стержней (5)х(б) (6) (8) (8) (10) (10) (12) (12)
х' Значения в скобках относятся к случаям» когда поперечная
арматура устанавливается по расчету на поперечную силу.
4.9. Толщина защитного слоя бетона для продольной
рабочей ариатуры колонн» применяемых в неагрессивной среде»
принимается
а) не менее 20 мм - при диаметре арматуры ^ — 20 мм»
независимо от марки бетона;
- при 20 t d 4=. 32 мм и марке бетона
300 и выше;
б) не менее 25 мм - при 20 L&L 32 мм и марке бетона
200;
- при d> 32 мм и марке бетона 300 и выше;
в) не менее 30 мм - при d > 32 мм и марке бетона 200*
Толщина защитного слоя бетона для торцов продольной арматуры
должна приниматься равной 10 мм.
Толщина защитного слоя бетона для поперечных стержней
сварных каркасов и хомутов должна составлять не менее 15 мм.
В случае применения колонн в зданиях с агрессивной средой
(толщину защитного слоя следует назначать с учетом требований
"Указаний по проектированию антикоррозионной защиты
строительных конструкций" СН 262-67.
144

При сварных каркасах толщина защитного слоя
назначается с учетом осадки стержней» принимаемой равной 0,3
диаметра меньшего из свариваемых стержней.
м.Ю. Колонны рекомендуется армировать
пространственными сварными каркасами; при отсутствии соответствующего
сварочного оборудования и специальных требований (п.4.7)
допускается выполнять каркасы вязаными*
4.II. Пространственные сварные каркасы образуют путем
соединения плоских каркасов либо с помощью соединительных
стержней, либо непосредственно друг с другом (рис.4.2).
На рис.4.г обозначено:
Для колонн» внецентренно сжатых в одной плоскости:
h - ширина грани, параллельной плоскости изгиоа;
о - ширина грани, перпендикулярной плоскости изгиоа.
Для колонн, внецентренно сжатых в обеих плоскостях и
центрально сжатых:
о - меньший размер сечения;
k - больший размер сечения.
Плоские сварные каркасы принимают с односторонним
расположением арматуры; изготовляют каркасы при помощи
контактной точечной сварки.
Если крайние плоские сварные каркасы (расположенные у
противоположных граней) имеют промежуточные продольные
стержни, то последние, по крайней мере через один и не реже»
чем через 400 мм по ширине грани колонны, должны
связываться с продольными стержнями, расположенными у
противоположной грани» при помощи поперечных стержней или шпилек»
устанавливаемых по длине каркаса на том же расстоянии, что и по-
перечные стержни плоских каркасов; допускается не ставить
* Оистр. 151 145

эти соединительные стержни во вне-ентренно сжатых колоннах
по грани, перпендикулярной плоскости изгиба, при ширине
ее не более 500 мм и по грани колонны, параллельной
плоскости изгиба, при ширине ее не более 600 мм, если
количество продольных стержней у этих граней не превышает
четырех. ■ ;
Соединение плоских каркасов в пространственный
следует, как правило, осуществлять, приваривая
соединительные поперечные стержни к продольным стержням плоских
каркасов контактной точечной сваркой с помощью сварочных
клещей. Причем расстояние в свету между продольными
стержнями пространственного каркаса должно быть не менее
70 мм (рис.4.3), расстояние от сварного со
единения,выполняемого с помощью клещей, до ближайшего поперечного
стержня каркаса должно быть не менее 5 мм
(рис.4.3)}диаметры меньшего и большего свариваемых стержней не должны
превышать соответственно 12 и 32 мм.
В случае, если на заводе - изготовителе не имеется
клещей для сварки стержней большого диаметра (более, чем
10+10 мм), допускается, в виде исключения, приваривать
клещами соединительные стержни к поперечным стержням
плоских каркасов (рис.4.4), причем расстояние между
осями продольного и соединительного стержней не должно быть
менее 25 мм* При образовании общего пространственного
сварного каркаса колонн допускается при необходимости
вырезание отдельных поперечных стержней плоских каркасов
при пересечении их другим плоским каркасом или закладной
деталью (например, в месте сопряжения сварных каркасов
распорки и ветви в двухветвевой колонне), при этом вмес-
146
4

то выреэакаых поперечных стержней должна быть предусмотрена
постановка шпилек.
В случае» если на заводе-изготовителе не имеется
сварочных клещей» объединение плоских сварных каркасов в
пространственный, допускается производить с помощью шпилек*
Если в соответствии с п.4.7 требуется приварка поперечной
арматуры, то объединение плоских каркасов в
пространственный допускается осуществлять дуговой сваркой,
приваривая соединительные стержни к поперечнш стержням плоских
каркасов, причем диаметр свариваемых стержней должен быть
более 8 мм (рис.4.5). Для мощных колонн могут оказаться
целесообразными пространственные каркасы, собираемые из
плоских соединением крайних продольных стержней плоских
каркасов дуговой сваркой прерывистши фланговыми швами.
При наличии соответствующих гибочных машин
пространственные каркасы могут изготовляться из плоских арматурных
сеток.
4.12. Пространственные вязаные каркасы состоят из
продолгаых стержней и хомутов или шпилек (рис.4.6 ,4,7).
Длину хомутов и шпилек назначают с учетом устройства
крюков для оввата продольных стержней.
Учет длины двух крюков при составлении спецификации
арматуры должен производиться прибавлением к периметру
хомутов или к длине шпилек величины а I согласно табл.4.4,
Таблица 4.4
Длина крюков поперечной арматуры
Диаметр рабочей арматуры, Значение д£ , мм
мм
_5 150
28, 32 180
36, 40 210
147

Примечание» Значение л£ подсчитано при
диаметре поперечной арматуры от 6 до 10 мм.
Конструкция хомутов в вязаных каркасах должна быть
такова, чтобы продольные стержни, по крайней мере через один,
располагались в местах перегиба хомутов, а эти перегибы
на расстояниях не более 400 мм по ширине грани колонны. При
ширине грани не более 400 мм и числе продольных стержней j
этой грани не более четырех допускается охват всех
продольных стержней одним хомутом*
4.13. При проектировании пространственных каркасов
следует предусматривать связи для придания каркасу необходн
мой жесткости при транспортировании. Рекомендуется устраи -
вать не менее двух связей на пространственный каркас и не
реже, чем через б и.
4.14. Стержни рабочей арматуры, подбираемые по наибо ~
лее напряженнш сечениям, рекомендуется обрывать в
соответствии с огибающей эпюрой моментов и продольных сил.
В колоннах сплошного сечежия обрываемые продольные стержня
должны бить заведены за нормальное к оси колонны сечение» в
котором они перестают требоваться по расчету, на длину не
менее 15 я - для сжатых стержней; не менее 20 d и же
менее Ы) - для растянутых стержней.
. В джухветвевых колоннах обрываемые стержни должны
бить заведены за ось распорки, отделяющую панель, в которой
они перестают требоваться по расчету, на длину не менее:
а) для сжатых ветвей - 20 d и се) ;
б) для растянутых ветвей - 35 d при обрываемой
арматуре из стали класса А-Ш и ЭО а - при обрываемой
арматуре из стали класса А41.

Величина WJ определяется по формуле
^-■жк—м (*л)
где ч - расчетная поперечная сила, соответствующая
случаю загружения, для которого определена точка
теоретического обрыва,в сечении,
соответствующем месту теоретического обрыва стержней^
U - расстояние между поперечными стержнями или
хомутами ;
J* - площадь сечения одного поперечного стержня или
одной ветви хомута в плоскости изгиба;
tix - число поперечных стержней или ветвей хомутов,
расположенных в плоскости изгиба в
рассматриваемом сечении;
d - расчетный диаметр оорываемого стержня*
4.1^>« Б ступенчатых колоннах» в месте изменения
сечения колонны, продольная арматура верхнего участка должна
быть заделана в бетоне нижнего участка. Длину заделки ia
следует принимать не менее величин, приведенных в табл.4.5*
Таблица 4.5
Наименьшая длина заделки Са арматуры верхнего
участка ступенчатых колонн в нижнем участке
Класс
стали
A-BI
А-П
Марка
бетона
200-300
^00 и выше
•*•
200-300
400 и выше
Наименьшая
растянутой
арматуры
35 d
эо4
*
30d
25d
длина задеяга
сжатой
арматуры
25 d
20 d
20(*
I5ct
ia
119

В ступенчатых колоннах бескрановых зданий по верху
нижнего участка должна предусматриваться поперечная
арматура, назначаемая из условия восприятия ею всей
поперечной силы, действующей в данном сечении колонны,
4,16. 1'лины продольных стержней каркасов должны,как
правило» назначаться таким образом, чтобы была исключена
необходимость устройства стыков. В случае необходимости
соединения по длине заготовок арматурных стержней следует
применять контактную стыковую сварку.
«)
V
i
4500
*sao
Рис. 4.1. Размещение продольной арматуры в сечении
колонны
а - в общем случае; б - при ёь 500 иА* 600 ш и защитном
слое 30 мм и более ; I - грань, параллельная плоскости
изгиба; 2 - грань, перпендикулярная плоскости изгиба
Заделка колонн в фундамент
4.17. Защемление колонны в фундаменте обеспечивается
установкой колонны в стакан фундамента с последующим эамо
ноличиванием бетоном (рис.4,8); причем для двухветвевых
колонн с большим размером сечения колонны до ?Ц м.
включительно рекомендуется устраивать общий для обеих ветвей
* См.стрЛ58
150

Рис.4.2. Приыеры конструкций пространственных
сварных каркасов колонн
а - для колонн, внецентренно сжатых в одной плоскости ; б -
для колонн, внецентренно сжатых в обеих плоскостях : в -
для центрально сжатых колонн; I - плоский каркас; 2 -
соединительный стержень (поперечный привариваемый стержень
или шпилька)
В скобках приведены размеры граней при толщине защитного
слоя до продольной арматуры не менее 30 мм
151

4.3. Конструкция сварного пространственного
каркаса
I - плоские сварные каркасы; 2 - поперечные отдельные
стержни» привариваемые точечной сваркой к продольным
стержням плоских каркасов
Рис.4.4. Деталь приварки соединительного стержня 2
к поперечному стержню плоского каркаса I
I - плоский сварной каркас ; 2 - поперечные отдельные
стержни, привариваемые точечной сваркой к продольным стерж*
ням плоских каркасов
э
-cf
Рис.4.5. Пространственный каркас с приваркой
соединительных стержней 2 дуговой сваркой
I - плоский каркас; d - диаметр соединительного стержня
152

/?*$00f$OoJ
*^Л°1
I
4
л
WOLhb 1000
\
ъ
| ТбОО y*600j4$00T
10004. hi tSOO
AT
-
■■r
Рис^.5. Примеры конструкций вязаных каркасов колонн, вне
центренно сжатых в одной плоскости
3 скобках приведены р< змеры граней при толщине защитного
слоя до продольной арматуры не менее 30 мм
153

5ft—гг.
О"
i»
а
!
^
оУЧе —
з v—f ц
.44оо1~Тоо . &Ш',
Т Т—~—"т Т
8QQlh±iZQQ ,
*iOQlh± 800
Рис.4.7. Примеры конструкций вязаных каркасов колонн,
внецентренно сжатых в обеих плоскостях и
центрально сжатых
В скобках приведены размеры граней при толщине защитного
слоя до продольной арматуры не менее 30 мм
154

стакан» Бетон замоноличивания должен быть не ниже марки
150 и не ниже марки бетона стакана фундамента.
*v#I8. Глубина заделки колонн в стакан фундамента Нъ
должна приниматься:
а) для колонн сплошного сечения - W3 >/?w ;
в случае, если эксцентриситет приложения продольной силы
в уровне верха стакана фундамента более 2hH и при
этом отношение толщины стенки стакана к высоте верхнего
уступа фундамента или к глубине стакана (если глубина
стакана меньше высоты верхнего уступа) менее 0,75, то
б) для двухветвевых колонн - /£ ^ 0,5 + 0,33 Ьц
и #з> 1,5£ .
Здесь Пц - больший размер сечения всей колонны, м;
S - больший размер сечения ветви, и.
Кроме того, глубина заделки колонны должна
обеспечивать достаточную анкеровку продольной рабочей арматуры
(n.A.PI).
4.19. В двухветвевых колоннах в случае
наличия растяжения в одной из ветвей должна быть обеспечена
прочность по контакту бетона замоноличивания со стаканом
фундамента и с колонной.
Прочность по контакту с колонной определяется
условием /
(4.2)
где Np - растягивающая сила в ветви ;
h - меньший размер сечения ветви;
Rct,- расчетное сопротивление сцепления, принимаемое
155
Г С

равный 0,2 #р - при изготовлении колонны в
металлической опалубке и 0,4 Яр-
при изготовлении колонны в
деревянной опалубке; при этом
расчетное сопротивление растя*
жения ^р принимается для
бетона замоноличивания.
В случае изготовления стакана фундамента в
металлической опалубке должна быть дополнительно проверена
прочность контакта бетона замоноличивания с бетоном стакана
по формуле / л , , .
(4.2а)
где расчетное сопротивление сцепления Кщ допускается
принимать равным 0,18 Яр , размерность - тонны и метры.
Если не выполняется условие (4.2) в колонне должны
предусматриваться шпонки (рис.4*9), устраиваемые, как
правило, по большим сторонам ветвей.
4.20. Размеры бетонных шпонок (см.рис,4.9) должны
определяться по следующим формулам
$± ^ (4.3)
Kflp Z(4i Пш
h^2RDL n. ' (**4)
It*
ГР ГШ Пщ
где *щ - глубина шпонки; принимается равной 2,0-2,5 см,
но не более толщины защитного слоя бетона;
С* - длина шпонки;
* См.стр. 158
156

bus - высота шпонки» не более 10 см ;
Пц4 - количество шпонок; в плоскости среза
учитывается в расчете не более 5 шт.
Проверять следует как шпонки колонны, так и шпонки
бетона замоноличивания, принимая Япр и Rp как для
бетонных конструкций.
Для удобства распалубливания в шпонках должны
предусматриваться скосы.
Шпонки должны располагаться от верха стакана
фундамента не ближе, чем на 200 мм.
Примечание. В тех случаях, когда колонны имеют
распорку, верх которой расположен ниже верха стакана
фундамента на 200 мм и более, допускается учитывать в качестве
дополнительного анкера эту распорку. При этом несущую спо -
собность распорки следует принимать равной несущей способ -
ности одной шпонки; усилие, воспринимаемое распоркой, можно
учитывать также и при наличии 5-ти шпонок сверх тех
усилий, которые воспринимаются шпонками •
4.21. Продольная рабочая арматура колонн должна быть
заведена за верхнюю грань стакана фундамента на длину не
менее величин, приведенных в таблице 4.6.
Таблица 4.6
Длина заделки арматуры колонн в фундаменте
Длина заделки арматуры £а
растянутых стержней сжатых
стержней растянутых стержней
внецентренно ветвей двух-
с жатых ветвевых
колонн колонн
30 d 35 d 20 d
25 d 30 d 20 d
25 d 30 d 15 ct
20 d 25 d, 15 d
Класс Марка
стали бетона
A-4I
А-П
200
^ 300
200
^ 300
157

if
T Xh*
i .- *
Рис.4.8. Схема установки колонн в фундаменты
Рис.4.9* Схема шпоночного соединения колонны
с бетоном эамоноличивания
I - колонна; 2 - бетон эамоноличивания; 3 - высота шпон
ки колонны; 4 - высота шпонки эамоноличивания
158

Если площадь сечения анкеруемых стержней превышает
требуемую по расчету, то длину их анкеровки допускается
принимать равной у "J!— , где ™а - усилие, кото-
%а га
рое должно быть воспринято анкеруемыми стержнями;
RqFq - увилие, которое может быть воспринято анкеруе-
мыми стержнями.
Допускается также уменьшать длину анкеровки про -
дольных рабочих стержней при устройстве на их концах
анкерующих шайб или высаженных головок и при условии
обеспечения прочности на выкалывание бетона (см."Инст -
рукцию по проектированию железобетонных конструкций",
издЛ968 v.).
При устройстве анкерующих шайб длина анкеровки
может приниматься равной 15 d (диаметр шайбы с/а/« 3,0 d #
толщина шайбы чш^- 0,65 d )♦ При устройстве
высаженных головок длина анкеровки может уменьшаться на 5tf.
Консоли
4.22. Для опирания подкрановых балок» стропильных
конструкций, фундаментных балок и т.п. в колоннах
устраивают железобетонные короткие консоли. Консоли должны
удовлетворять требованиям п.п*7.43-7.45 СНнП П-8Л-62*
Примечание. Консоли, несущие местную
нагрузку (рабочие площадки, лестницы и т.п.) или
размещаемые перпендикулярно плоскости железобетонных консолей,
следует устраивать в виде стальных столиков,
привариваемых к закладным деталям колонн.
4,23* Размеры подкрановой консоли устанавливаются
в соответствии с рис.4.10. При этом высота консоли
определяется прочностью по поперечной силе.
Высота подкрановой консоли назначается из условия
* Си»отр.164
159

а) при —L LC, (рис.4Л1,а)
Ъ
л*-с,
б) при -jf > С, (рис.4.11,6)
С0.5&,±С,)(18Ьо-05Ь*С)
где Л - вертикальная нагрузка на консоль;
h0 - рабочая высота консоли в месте примыкания к
грани колонны;
6, - ширина площадки опирания подкрановой балки;
Ь - ширина колонны и консоли;
С, - расстояние от оси подкранового рельса до
ближайшей грани подкрановой части колонны с
учетом неблагоприятного его смещения вследствие
неточности монтажа, принимаемого равным 3 см;
/72 - коэффициент условий работы консоли,
принимаемый равным 1,0 при кранах тяжелого режима
работы с жестким подвесом, 1,6 - при кранах
среднего и тяжелого режима работы с гибким
подвесом и при кранах среднего режима работы с
жестким подвесом, 2,2 - при кранах легкого режима
работы.
В формуле (4.6) верхние знаки принимаются при
расположении оси подкрановой балки вне сечения подкрановой
части колонны (рис.4.11,6), нижние знаки - при расположе*
нии оси подкрановой балки внутри сечения подкрановой
части колонн (рис.4.II,в).
4.24. Размеры консоли для опирания стропильных кон-
160

струкций назначают в соответствии с рис.4.12, при этом
высота консоли из условия обеспечения прочности по попереч -
нов силе должна быть не менее:
а) при ton ^ £- О, (рис.4.13)
б) при ?оп > & " а'
В формулах (4.7) и (4.8)
4/71ПГ ~ дмна условной плодадки опирания
строфам»
пильной конструкции;
р - вертикальная нагрузка, передающаяся со
стропильной конструкции на колонну;
£$ - ширина стропильной конструкции (или
ширина колонны, если она менее ширины
стропильной конструкции);
а, - расстояние от наружной грани подкладки
до грани консоли;
/ - ширина сечения колонны и консоли.
Вылет консоли t назначается из условия
обеспечения опирания стропильной конструкции с учетом
неблагоприятного ее смещения вследствие неточности монтажа.
4.25. Помимо расчета по поперечной силе должен
производиться расчет консоли по прочности на действие
изгибающего момента и проверяться напряжения смятия в местах
предельной нагрузки на консоль, при этом расчет консолей на
выносливость допускается не производить.
* См.стр. 165 161

Напряжения смятия не должны превышать Rcip .
Сечение продольной арматуры консоли следует подбирать
по увеличенному на 25# моменту, действующему по грани при-*
мыкания консоли к нижележащему участку колонны «При атом
нагрузка на консоль, несущую стропильные конструкции,
принимается распределенной равномерно на длине площадки опи-
рання *w~E$Riip (см.рис.4.13); если i *- ^оя • то
учитывается часть нагрузки, находящаяся в пределах вылета
консоли I •
4.26. Консоли армируют продольной,окаймляющей их армату
рой, отогнутыми стержнями и хомутами (наклонными
или горизонтальными) или поперечными стержнями*
В качестве продольной арматуры и отогнутых стержней
следует применять сталь класса A-ffi. допускается применять
сталь класса А-П.
В качестве хомутов и поперечных стержней следует
применять сталь класса A-I.
Пространственные арматурные каркасы консолей образуют
из плоских сварных каркасов, объединенных хомутами
и*поперечными стержнями* При сложном армировании консолей
(большое количество пересекающихся стержней, наличие закладных
элементов для крепления связей в пределах консоли и т.п.)
каркасы выполняют полностью вязаньыи.
4.27. Консоли армируют:
а) при высоте консоли в месте примыкания к колонне
h ^ 2,5С„ - наклонными хомутами (рис.4.14,а);
б) при высоте консоли в месте примыкания к колонне
h > 2,5Ci - отогнутыми стержнями и горизонтальный
хомутами (рис.^.1^,6), при h> 3,5 С, ж Р ^kplhQ отогнутве

стержни допускается не ставить (рис. 4.14, в).
Диаметр хомутов принимается согласно п.4,8; шаг
хомутов должен быть не более 150 мм и не более -г- • Диаметр
отогнутых стержней должен быть не более jy- длины отпба
$от (рис.4.14,б) и не более 25 мм.
Суммарное сечение отгибов и наклонных стержней,
пересекающих верхнюю половину наклонной линии (отрезок I* на
рис.4.14,а,б), идущей от оси груза к углу примыкания ник -
ней грани консоли к колонне, должно быть не ыенее 0» 002 °/>*-
4.28» Продольная арматура консолей должна быть
надежно заанкерена как в теле колонны, так и у конца консоли»
В консолях, где расстояние ^з от оси груза до окон -
чания арматуры (см.рис.4.14) не превышает 15 d -
- при марке бетона 200 и 10 d - при марке бетона 300
и более, продольная арматура должна быть снабжена анкерами
(шайбы, уголки и т.п.)»
При односторонней консоли, расположенной не в уровне
верха колонны, продольная арматура консоли должна быть
заведена за грань колонны на расстояние, принимаемое не менее
величин, приведенных в табл.4.5 и в любом случае доведена
до противоположной грани колонны.
При односторонней консоли, расположенной в уровне
верха колонны, продольная арматура консоли должна быть
заведена в тело колонны, вниз от верхней грани, на
расстояние не иенее величин, приведенных в табл.4.5.
Стержни, расположенные вдоль наклонной грани консоли,
а также нижние концы отогнутых стержней, должны заводиться
в толщу бетона колонны за пределами консоли на 150 мм
(см.рис.4.14).
163

-Л/~
Рис.4.10» Размеры подкрановой консоли
А- не менее 200 мм и кратно 100 мм ; £ - не менее
200 им, кратно 50 мм до 400 мм н далее кратно 100 мм
»;
Т
;^"=^
6,
t
f°
/
9
-**\r-
. в. ,
А-
X
Ряс.4.II. Схеыы приложения крановой нагрузки
164

JCpjunm UXLeus
\
e,
/f-V
i
i
Ы*-
Рис.4.12. Размеры консоли для опирания стро
пидьных конструкции
V
-v\^
Рис.4.13. Схемы приложения нагрузки от покрытия
I - подкладка

"J
t)
Q
\ 1
7&Ф
x
г ■*— -■* &" ■" »
\
/
>Os
/
V*
ipfpl
«So
,■—ki ,.
1/
i
r-
—1«-
Рис.4,14, Армирование консоли
a - наклонными хомутами; б - отогнутыми стержнями и горизон
тальными хомутами; в - горизонтальнши хомутами или поперек
яши стержнями
166

Элементы двухветвевых колонн
4*29* Разбивку распорок двухветвевых колонн
рекомендуется производить так» чтобы расстояния между осями рас-
норок были одинаковой и не превышали 8-10 Л , где
h - меньший размер сечения ветви колонны*
При необходимости устройства прохода в уровне пола
расстояние от чистого пола до низа первой надземной
распорки не должно быть менее 1,8 у.
На нижнем конце двухветвевой колонны рекомендуется
устраивать распорку ниже уровня пола* Привязка этой рас -
поркн назначается из условия унификации опалубочных форм
колонн» а также условий транспортировки и монтажа* В
распорке» раополагааюй в пределах высоты стакана фундамента»
следует предусматривать отверстия для облегчения бетоян -
роваяня при заделке стакана* Переход от грани ветви к
грани распорки должен быть плавным* Для обеспечения удобства
рас па луб л ива ния в "окнах"» образуемых ветвши и
распорками» со всех 4-х сторон могут предусматриваться уклоны
граней L ж 3-**.
Высоту рас норок рекомендуется принимать равной:
а) для рядовых распорок - 1.0 Л * 2,0 k у
б) для распорки в месте изменения сечения колонны
(верхней) * не менее удвоенной высоты рядовой распорки
(ори строгом выполнении условия Q L 0»25 t>hQRU9 где
Q - поперечная сила в распорке;
& - ширина распорки);
в) для распорки» располагаемой в пределах стакана
фундамента - не менее 200 мм*
Ширину распорок рекомендуется принимать равной ий-
167

рине ветви.
Армирование распорок принимается симметричным при
обеих сжатых ветвях. ,
При наличии растяжения в одной из ветвей колонны (в
этом случае отрицательный момент в распорке значительно
превышает положительный) продольное армирование распорок
принимается несимметричны* (рис.4.15).
Продольные стержни распорок должны быть эаанкерены в
ветвях; длина заведения стержней за грань ветви должна
быть не менее величин» приведенных в табл.4.5.
Допускается требуемую длину анкеровки обеспечивать за
счет отгиба стержней в ветвь, при этом длина
прямолинейного участка у начала зоны анкеровки должна быть не менее
0,5 £а •
При сварных каркасах распорок допускается уменьшать
длину анкеровки стержней при условии выполнения требований
п.А.21, при этом диаметр крайних поперечных вертикальных
стержней каркаса должен приниматься равным наибольшему
диаметру продольных стержней каркаса.
В пределах узла сопряжения рядовой распорки с ветвью
должна быть установлена дополнительная вертикальная и горивон
тальная поперечная арматура диаметром не менее 5 мм с шагом не
нее 100 мм, эту дополнительную арматуру рекомендуется
устанавливать по плоскостям, соответствующим вертикальной
арматуре каркасов распорки*
В случае, если при установке распорок необходимо
разрезать поперечные стержни каркасов ветвей, следует взамен
разрезанных стержней устанавливать шпильки.
Верхняя распорка армируется продольной рабочей армату-
* См.стр. 171
168

рой, располагаемой по верхней и нижней грани распорки,
горизонтальными и вертикальными хомутами (стержнями) и
отгибами (рис*4.16). При устройстве в уровне верхней
распорки подкрановых консолей должны выполняться
требования п. п. А. 22-4.28.
При действии вертикальной нагрузки и
сосредоточенного момента, усилия в верхней распорке определяется как в
шарннрно опертой балке пролетом равным (рис.4*17);
- при расчете прочности - расстоянию между осями
ветвей;
- при расчете трещиностойкости - расстоянию в свету
между ветвям плюс 0,4 высоты сечения ветви.
При действии горизонтальных нагрузок усилия в
верхней распорке определяется как в элементе рамы, считая
распорку бесконечно жесткой»
Нижняя продольная рабочая арматура подбирается по
положительному моменту, действующему по грани верхнего
прямоугольного участка колонны (сеч* I-I, рис.4.17)«
Верхняя продольная рабочая арматура подбирается по большему из
отрицательных моментов, действующих по грани верхнего
прямоугольного участка колонны и по оси ветви (сеч.П-П, рис*
4.17); при наличии в уровне распорки подкрановых консолей
момент от крановой нагрузки учитывается дополнительно в
соответствии с п*4*25*
При наличии в колонне усилий, действующих в плоскости
продольной рамы, в верхней распорке возникает крутящий
момент, который должен быть учтен при подборе арматуры.
Шаг горизонтальных стержней или хомутов должен быть
не более 150 мм и не более -г- ; шаг вертикальных стержней
169

или хомутов - не более 200 мм.
Суммарная площадь горизонтальных хомутов должна быть
не менее 0,001 &Л0.
Суммарное сечение отгибов» пересекающих нижнюю
половину наклонной линии, идущей от угла примыкания верхнего
участка колонны к углу примыкания ветви (см.рис.4.16)
должно быть не менее 0,002 ohQ и Не менее
п 0J5 На & ha*
Л« * S/7? d
где й - поперечная сила в распорке;
Сг - расстояние от оси верхнего участка до оси
соответствующей ветви;
<£ - угол наклона отогнутых стержней к
горизонтали.
Примечание. Отгибы допускается не
устанавливать при Q <#р&/)0 или Q+ ЫЯ*&*>я* .
*~z
4.30. Проем в колонне в уровне подкрановых балок
должен быть окаймлен сверху и снизу горизонтальяши
стержнями. Площадь сечения этих стержней (с каждой стороны)
назначается из условия восприятия ими всей поперечной силы в
данном сечении колонны; кроме того, диаметр стержней дол -
жен/быть не менее 16 мм.
Расчет и армирование участка колонны над проемом при
/>> 5 С, и Q&Rplho должны производиться по аналогии с
расчетом и армированием распорки в месте изменения сечения
колонны (п.4.29). Здесь h и ho высота и рабочая
высота участка над проемом, С, - расстояние от
вертикально

гжс.Ч.15. Пример армирования узла примыкания
рядовой распорки к ветви двухветвевой колонны
1 - каркас распорки; 2 - каркас ветви ; з - шпилька взамев
вырезанного поперечного стержня каркаса ветви; ** - шайба
Г/1

Рис.4Л6. Армирование верхней распорки крановой двух-
ветвевой колонны среднего ряда
лЛ/
г
Т^К-
ь
г
ШП
ьл
^\У
а и?
гис.4.17. расчетные схемы и эпюры изгибающих моментов
верхних распорок двухветвевых колонн
а - при действии вертикальной нагрузки и сосредоточенного
момента; о - при действии горизонтальной силы
172

ной оси проема до внутренней грани ветви.
Закладные детали и сетки
4.31. В местах сопряжений колонн с примыкающими
элементами здания (стропильными и подстропильными балками и
фермами, стенами, подкрановыми балками, связями и и т.) в
колоннах следует предусматривать закладные детали (рис.
4.I8J, а при необходимости и местное усилие при помощи
сеток, шпилек и т.п.
Закладные детали состоят из выступающих на поверх -
ность бетона элементов из профильной или полосовой стали
и анкеров, обеспечивающих заделку наружных элементов
закладной детали в бетоне колонны.
Сетки рекомендуется проектировать сварными, с
размером ячейки 50x50 мм. При использовании товарных сеток по
ГОСТу 8478-66 с размером ячеек 100x100 мм сетки следует
сдвигать относительно друг друга таким образом, чтобы
размер ячейки становился равным 50x50 мм; сдвинутые сетки
должны попарно соединяться при помощи контактной точечной
сварки, при этом сварку следует производить по контуру
сетки, приваривая стержни через один.
Конструирование и расчет закладных деталей, а также
сеток косвенного армирования, следует производить в
соответствии с требованиями "Инструкции по проектированию
железобетонных конструкций" (изд. 1968).
4.32. Закладные детали для крепления стропильных ж
подстропильных конструкций располагаются по верху колонн.
Для монтажного закрепления стропильных и подстропильных
конструкций в закладных деталях в случае необходимости
предусматриваются анкерные болты.
* См.стрв 177 1?з

При опирании на колонны стальных конструкций
закладная деталь должна обеспечивать передачу на бетон
вертикальной нагрузки, приложенной, как правило,
сосредоточенно* Под закладной деталью должны быть предусмотрены сетки
косвенного армирования, в количестве не менее 4-х,
диаметром стер&ней - не менее б мм, назначаемые по расчету на
местное смятие*
Закладные детали для крепления стропильных и
подстропильных конструкций рассчитываются на усилия, полученные
из статического расчета поперечной и продольной рамы*
Анкерные болты рассчитываются по резьбе на монтажные
усилия* Материал анкерных болтов - круглая сталь марки СтЗ
или сталь периодического профиля класса А-Ш. Анкерные
болты из Ст.З должны иметь на концах крюки* Длину заделки £#
анкерных болтов следует назначать по табл. А» 5, при этом
для болтов из Ст.Зяачения ?а (до крюка) принимаются как
для стали класса А-П* При необходимости уменьшения длины
заделки иа концах болтов должны предусматриваться анкерую-
щие шайбы, пластины, высаженные головки и т.п.
4.38. Закладные детали для крепления подкрановых
балок располагаются по верху подкрановой консоли, а также
в уровне верха подкрановой балки* В закладных деталях,
располагаемых по верху подкрановой консоли,^в случае
необходимости предусматриваются болты* При опирании на
колонны стальных подкрановых балок закладная деталь должна
обеспечивать передачу на бетон вертикальной нагрузки. Под
закладной деталью должны быть предусмотрены сетки
косвенного армирования, в количестве не менее 4-х, диаметром
стержней не менее б мм, назначаемые по расчету на местное
смятие*
174

Закладные детали, располагаемые по верху подкрановой
консоли рассчитываются на усилия, полученные из
статического расчета продольной рамы с учетом указания п.2.14;при
неразрезных подкрановых балках учитывается отрывающая
вертикальная опорная реакция балки.
Закладные детали колонн» располагаемые в уровне
верха подкрановых балок, рассчитываются на сдвигающую или
отрывающую силу от поперечного торможения крановой
тележки» с учетом указания п.2.14»
4.34. Закладные детали для крепление стен обычно
принимаются в виде двух уголков» располагаемых по боковш
граням колонн и привариваемых к продольной рабочей
арматуре колонн; выше и ниже детали должно быть предусмотрено по
одному- дополнительному хомуту*
Закладные детали рассчитываются на отрывающую силу от
действия ветрово/ нагрузки на стены /с аэродинамическим
коэффициентом - 0,8 в стадии эксплуатации и 0,6+0,8=1,4 -
в стадии монтажа/ и горизонтальную реакцию Я ,
возникающую от несовпадения линии действия нагрузки от веса стен
и опорной реакции в опорном столике /рис. 4#19/.
В торцовых основных колоннах предусматриваются
закладные детали, к которым привариваются промежуточные стальные
конструктивные элементы каркаса торцовых стен; эти
закладные детали рассчитываются на отрывающую силу от действия
ветровой нагрузки*
4.35* Закладные детали для крепления опорных консолей,
несущих вертикальную нагрузку от веса стен, принимаются в
виде полосы с анкерными стержнями, а в необходимых случаях
и с упорными коротышами* Анкерные стержни должны быть
надежно заделаны в бетоне колонны; по концам их, прж необхо-
175

димости, должны быть предусмотрены шайбы, высаженные го -
ловки и т.п. Закладные детали рассчитываются на сдвигаю -
щую силу и изгибающий момент от веса стен.
В двухветвевых колоннах в пределах ветви, где
расположена закладная деталь, поперечная арматура должна быть
подобрана как во внецентренно-растянутом элементе с
малыми эксцентриситетами в соответствии со бНиП П-В.1-62* и
"Инструкцией по проектированию железобетонных конструк -
ций" (изд. 1968 г.).
4.36. Закладные детали для крепления вертикальных
связей располагаются по боковым граням колонн и состоят
из полос, соединенных между собой анкерами в виде
стержней или полос (уголков).
Закладные детали для крепления вертикальных связей
рассчитываются на сдвигающую и отрывающую силу от
действия торможения и ветра в плоскости продольной рамы.
<t.37# Конструкция закладных деталей для крепления
трубопроводов, площадок, лестниц и т.п. принимается в
зависимости от вида примыкающей конструкции, характера и
величины действующих нагрузок. При небольших значениях
нагрузок эти детали рекомендуется не закладывать в ко -
лонны при изготовлении, а пристреливать после монтажа
колонны при помощи строительно-монтажного пистолета,
место пристрелки должно назначаться таким оо разом, чтобы
исключалась возможность повреждения арматуры.
При небольших нагрузках возможна также установка ох*
ватывающих колонну стяжных хомутов (оеэ нарушения
защитного слоя), к которым крепятся примыкающие конструкции.
4.J&. в случаях, когда при эксплуатации здания воз-
176

t *
Рис.4Л8. Примеры расположения закладных деталей
в колоннах
I - закладные детали для крепления стен; 2 - закладные
детали для крепления несущих опорных столиков; 3 -
закладная деталь для крепления стропильных конструкций; 4 - за -
кладные детали для крепления подкрановых балок; 5 - за -
кдадные детали для крепления вертикальных связей
На схеме колонны крайнего ряда условно показаны только
закладные детали для крепления стен (с разбивкой по высоте)*
столиков
177

Рис#4.19. Схема передачи нагрузок от веса стеновых
панелей на закладную деталь для крепления
стен
I - колонна; 2 - опорная консоль; 3 - стеновая панель;
Ч - закладная деталь для крепления стеновой панели; 5 -
связь панели с колонной ; g - ширина панели ; Q - вес
панелей,опирающихся на опорную консоль; Н - расстояние
от оси закладной детали 4 до верха опорной консоли
178

7-ч
Г'
Рис.4.20. Примеры расположения отверстий для строповки
колонн при изготовлении, транспортировании и
монтаже
I - центр тяжести колонны; 2 - отверстие для строповки при
монтаже; 3 - отверстие для строповки при транспортировании
179

ножны околы граней колонны (при напольном транспорте
и т.п.)» углы колонн рекомендуется обрамлять закладными
деталями из уголков, заанкеренных в теле колонны; при
этом размер уголка, диаметр и шаг анкеруюцих стержней
назначается в зависимости от величины действующих
нагрузок*
*иЭ9. В колоннах следует предусматривать отверстия
для строповки или подъемные петли* Выбор между отвер -
стием или петлей производится в зависимости от схемы
строповки и конструкции траверсы, строп и захватных
приспособлении* Отверстия и петли для строповки при
изготовлении и транспортировании колонн должны располагаться
симметрично относительно центра тяжести колонны (рис*4*20^
Диаметр петель назначается в соответствии с указаниями
"Инструкции по проектированию железобетонных конструкций"
(иэдЛ968 г.)*
В случае, если при подъеме колонны возможно смятие
или выкалывание бетона в месте расположения отверстий для
строповки, в отверстиях должна предусматриваться
установка закладных газовых трубок, анкеруеыых в бетоне колонны
при помощи стержней периодического профиля*
180

-ч ■ - Приложение
Расчет каркасов одноэтажных зданий по
деформированной схеме
¥ . Основные положения
I. Каркас рассчитывается по деформированной схеме как
упругая, не линейно деформируемая система с учетом влияния
продольного изгиба» а также трещин и неупругих деформаций
бетона на кривизну и» соответственно, жесткость колонн*
Жесткость сечения колонны с трещиной определяется как
произведение изгибающего момента относительно геометрической
оси колонны на радиус кривизны деформированной оси* Жест -
кость колонны принята постоянной ("эквивалентной11) по всей
длине призматической колонны или по длине каждого из
участков ступенчатой колонны» При расчете в плоскости поперечной
рамы эквивалентная жесткость принята линейно зависящей (при
наличии трещин) от смещения верха колонны» При определении -
перемещения каркаса принято, что бетон колонн имеет сред -
ние (нормативные) характеристики, при проверке прочности
сечений принимаются пониженные (расчетные) его
характеристики. Влияние длительности действия нагрузки учитывается
путем снижения жесткости колонн*
В результате расчета определяются усилия в сечениях
колонн (для проверки прочности) и проверяется устойчивость
каркаса или его предельное равновесие, за которое
принимается состояние, соответствующее максимальной отпорности
каркаса*
Расчет каркаса в плоскости поперечной рамы
выполняется в следующей последовательности:
181

а) устанавливается зависимость жесткости колонн от
направления и величины смещения их верха;
б) определяется перемещение каркаса оу совместного
действия вертикальных и горизонтальных нагрузок;
в) находится горизонтальная реакция верха каркаса,
соответствующая его предельному равновесию;
г) определяются усилия в сечениях колони.
*• Зависимость жесткости колонн от смещения
устанавливается для колонн, отличающихся геометрическими или
физическими характеристиками (длиной, размерами сечения,
количеством арматуры, маркой оетона) и нагрузками,
приложенными непосредственно к колонне ^местными нагрузками;*
Примечание. Если вертикальная нагрузка на
колонны поперечных рам у торца здания или у температурного
шва не тфевышает нагрузки на соответствующие колонны
примыкающей рядовой поперечной рамы, а сами колонны приняты
одинаковой несущей способности, то для колонн рам у торца
здания или у температурного шва допускается не определять
зависимость жесткости от смещения, принимая эту зависимость
как для соответствующих колонн промежуточных рам.
Для колонн рам,примыкающих к наиоолее нагруженной
крановой нагрузкой раме 1см.рис.2.2;, допускается зависимость
жесткости от смещения не определять, принимая эту
зависимость как для колонн, не загруженных крановыми нагрузками.
3. Жесткостьх/сечения колонны без трещин в интервале
действия моментов О-Нт (рис.1л где М? - момент трещино-
стойкости сечения, определяется по формуле
Вт = №^Е&* (I)
где Е$ - начальный модуль упругости бетона при сжатии
и растяжении;
х^Далее под термином "кратковременная нагрузка" понимается
статическая нагрузка, во время действия которой в бетоне
не успевают проявиться неупругие деформации ползучести.
"Длительная нагрузка" - нагрузка, действие которой
продолжается достаточное время для проявления основной час
ти деформаций ползучести. Соответствующие этим нагрузкам
"кратковременная жесткость" и "длительная жесткость*.
182 **Cm*CTP» 228

Уп-Уб*Уа'п - приведенный к бетонному момент инерции
сечения;
* П - отношение модулей упругости бетона и
стали;
6 - коэффициент» принимаемый равным:
1,0 - при кратковременном действии
нагрузок ;
1,5 - при длительном действии нагрузок
и относительной влажности
помещений более 70#; Лг
2,0 - при длительном действии
нагрузок и относительной влажности
помещений от 40% до 705?; '
3,0 - при длительном действии нагрузок *
и относительной влажности
помещений до *Ю5б.
Момент Мт определяется без учета работы бетона на
растяжение, как произведение продольной силы в сечении // на
расстояние от ядровой точки до центра тяжести сечения 4$ .
MT = ttlfi (2)
Жесткость сечения колонны с трещиной в интервале
моментов A/r-Afp { где Мр - предельный расчетный момент
по прочности относительно геометрической оси колонны,
который может быть в соответствии со СНиП П-В.1-62
воспринят сечением при наличии данной продольной силы)
допускается при постоянной величине продольной силы принимать
линейно зависящей от величины момента в сечении(смрис.1) и
определять по интерполяционной формуле
183

&zBr(Mp-M)+Bp(M-Mr) (з)
Mp - Mj
В формуле (3) жесткость &р соответствует моменту Ир
и определяется по формуле
где радиус кривизны деформированной оси колонны Рр
определяется по формуле U73) СНиП U-B.I-62* принимая f^ «I
и V -0,4.
В формуле (8) Л/т и Л/* - того же знака, что и М.
4. При наличии трещин в заделке колонны
эквивалентная жесткость призматической кодонны иди нижнего участка
ступенчатой колонны принимается линейно зависящей от
смещения верха колонны А* и определяется по формуле
** В9Кв = ^"® Л* (5)
Коэффициенты А и Д определяются по интерполяционным
формулам <\
^ г ,Дрвг - Ат-а^гар (6)
Ар - Дг
А^ -А г
где Аг и Ар - смещение верха колонны»
соответствующее при данной продольной силе момен-
ту в заделке колонны соответственно
Мт и Мр при жесткости
соответственно В у и £зда/£
184

11 i
&м&р~ эквивалентная жесткость призматической ко-*
лонны или нижнего участка ступенчатой
колонны при смещении верха колонны Ар и
моменте в заделке Мр •
5* Длительность действия нагрузки учитывается при
определении изгибающих моментов в колонне от местных
длительных нагрузок, а в случае учета перемещения каркаса
от длительных нагрузок 1при несимметричных каркасах или
несимметрично приложенной длительно действующей нагрузке
см.п.3.2), и при определении изгибающих моментов от
смещения колонны и при нахождении реакции верха каркаса,
соответствующей его предельному равновесию*
Влияние длительной местной нагрузки допускается
учитывать путем умножения изгибающих моментов от этих
нагрузок» вычисленных при отсутствии смещения верха колонны, на
коэффициент КдА , определяемый по формуле
q . ' ■
I
вл .
+ ш
•mt *
где N - полная вертикальная нагрузка, действующая
на колонну; -
И - высота колонны;
Bs и У# - модуль упругости бетона и момент инерции бе-
'' тонного сечения колонны в месте заделки.
х/
б. Поступательное перемещение верха середины каркасам
х'3десь и далее под термином "каркас" имеется в виду
система колонн в пределах температурного блока, связанная
жестким диском покрытия, а под термином "середина каркаса
- центр жесткости,местоположение которого устанавливается
по п.3#5.

в плоскости поперечной рамы определяется решением
канонического уравнения метода деформаций
п
R ^(А+^Ь^О, (9)
R
де 'У, - суммарная горизонтальная реакция верха шар-
У
I
нирно закрепленного каркаса;
- расчетное принудительное смещение верха I -ой
PL
колонны от температурных воздействий и
удлинения нижних граней конструкций покрытия;
*ti -'реакция верхней опоры I -ой колонны при ее
единичном смещении.при жесткости колонны}
соответствующей кратковременному действию
нагрузки и смещению верха колонны, равному л^д+i; ,
Суммарная реакция £ определяется по формуле
/л 0
*=£*„-* • . ' • (ю)
где f^ii - реакция верхней неподвижной опоры L -ой
колонны от местных нагрузок» приложенных непо -
средственно к колонне;
Ц/ - ветровая нагрузка с надколонной части здания.
Расчетное принудительное смещение верха колонны 4р
определяется из условия равенства момента в заделке
колонны от длительного действия полного принудительного
смещения колонны f-n и момента от кратковременного
действия расчетного смещения f ; в обоих случаях
принимается полная продольная сила*
Полное принудительное смещение колонны f! определяется
относительно несмещающейся точки в соответствии с п.п.
186

3.5, 3,6, 3.7. Допускается расчетное принудительное
смещение колонн принимать равным полному принудительному
смещению i*n , деленному на коэффициент С (см.п.2). При учете
перемещения каркаса от длительных нагрузок в формуле (9)
реакция R принимается только от кратковременных
нагрузок, а расчетное принудительное смещение колонн /
определяется из условия равенства момента в заделке колонны
от длительного действия длительных нагрузок и полного
принудительного смещения колонны и момента от кратковре -
менного действия расчетного смещения fp .
Примечание. Если для колонн поперечных рам
у торца здания или у температурного шва характеристики
жесткости приняты такими же как и для соответствующих
колонн рядовых рам (смгп.2), то и вертикальная нагрузка при
определении ч.; и RBt для этих колонн должна приниматься
такой же, как и для колонн рядовых рам
7. Горизонтальная реакция верха каркаса Яуот ,
соответствующая предельному равновесию каркаса (потери
устойчивости П рода), должна не менее, чем на 20$ превышать по
абсолютной величине суммарную реакцию верха каркаса 8 •
8. Моменты в сечениях колонны, реакции опор и углы
поворота от совместного действия вертикальных и гориэон -
тальных нагрузок определяются с использованием формул табл,
I. Эти формулы справедливы при ш = g ^= 2,4,
где И - длина стержня постоянного сечения, N - про -
дольная сила в нем. " t
Усилия в сечениях колонны определяются суммированием
усилий, действующих в колонне при отсутствии смещения ее
верха, с усилиями от смещения верха колонны. Смещение
верха колонны Л# находится как алгебраическая сумма
перемещения верха середины каркаса и расчетной (см.п.б)
величины принудительного смещения верха рассматриваемой колонны
. . 187

Таблица I
Формулы для определения изгибающих моментов, углов
поворота и опорных реакций стержней постоянного сечения
п/п
Схема стержни
Формулы для определения
МОМЕНТОВ Б
•БЧЕНЦЯХ
А*
£Ь *
*£
Ф L
-а.
с- М»
Mr-^0JD7W)
«--*
м2
Мн
Ми-¥иМ
it*
иглов
ПОбииОГА.
Uk=2gll*W)5tf»
ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ
«АКЦиЙ ОПОИ.
RjJffrMHty
I
:|«ч
-дат
М*«М*
м-^иадпг-й)
мв=о
m«=-£W6-u»
A-^C^wvid)
Ri-lftw*w|
ш
А*
>Я^7
4 ,.
М.=$ 0+0,090»)
M»=^Hi*wwe)
Л^^О/йи))
uHflPO-w*)
M«=^O-0J0Tii))
H
s \
i
r
Ян
M»=0
-JU&lHty&i))
"/a*"
Bff=
lfc-^»l»tlUM
АВ*'*«У^
Rb=-^
N6=-^0*0JMtt))
Л-Йр11»«иИ9)
81В
«.-¥
^
V
fe
Mr^WlU>J
$-Щ|ЧииУв*1
»»"ff
Me^Vw)
&»-fity«M
Rh=#
[РИМЕЧАНИЕ
Направление M,y,fl определяется знаком, полученный
по приведенный формулам.
На схемах условно показано направление внешних
нагрузок и реакции, принятое за положительное.
88

относительно середины каркаса
Примечай ие« При действии в пределах колонны
больших местных нагрузок (например, от мостовых кранов
грузоподъемностью более 50 т) усилия в рассматриваемой
колонне следует определять дважды: при эквивалентной
жесткости по п.4 и при эквивалентной жесткости, сниженной на
40%. Перемещение каркаса во второй случае допускается
определять без учета снижения жесткости этой колонны»
9. Расчет каркаса в плоскости продольной рамы при
отсутствии подкрановых оалок производится также, как в
плоскости поперечной рамы, а при наличии подкрановых балок -
как двухярусной рамы методом оил, с учетом податливости
ригелей}принимая эквивалентную жесткость каждого участка
колонны, равной увеличенной на 10% жесткости сечения в
месте действия наибольшего момента в пределах данного
участка*
10* На расчет каркаса по деформированной схеме рас -
пространяются общие положения статического расчета» при -
веденные в п*п, 32-39.
Расчет каркасов с призматическими колоннами
прямоугольного сечений
11* Жесткость прямоугольного сечения оез трещин в
случае симметричного его армирования определяется по
формуле
12. расстояние от ядровой точки до центра жяжести
прямоугольного сечения с вжшетричиым армированием
определяется по формуле
* здесь и далее все неоговоренные условные обозначения
принимаются по СНиП П-В. 1-62 •
189

*Ъ I j 2Ь U
1-И, i. га, \
on
13. Жесткость прямоугольного сечения с трещиной при
действии в нем заданной продольной силы и предельного
расчетного момента по прочности Мр определяется по формуле
о -J$E$ 6ho - ,f
Ор~ с (13)
Коэффициент j? при продольной рабочей арматуре
колонн из стали класса А-Ш принимается по графикам рис.2-5*
Примечание. При продольной рабочей арматуре
колонн из стали класса А-п допускается пользоваться
значениями р для арматуры класса А-Ш,
14. Предельный расчетный момент по прочности "fp f
который может быть воспринят сечением при заданной продоль
ной силе» определяется по СНиП П-В Л-62*.
Для прямоугольного сечения с симметричным армирова -
нием при расположении арматуры Fa и Fa на расстоянии не
более ш ° от соответствующей грани сечения момент Мр
определяется в зависимости от марки бетона и величины от -
носительного сжатия о^=т-г^— °о следующим формулам:
а) при марке бетона 200-400 и <* > 0,55
М
р= 0А*/£ Ru ♦ (RaFQ - 0.5fJXh0- a) (14)
б) при марке бетона 500 и </> 0,45 принимается
большее из значений
Мр * u55i/>0*Ru ♦ (8а Fa" D.5ftXh0' а)
(15)
190

ц ^ 0Л £ h?Ru HRgFg - 0,$ri)(hn~ a)
t. Cj05&ho Ru
5 OZSBhURu + HgFaiho-a)
ГДе e ' М5ад*«.Я« CI7)
в) при марке бетона 200-400 и —-г,^/. 0,55, а
On °
также при марке бетона 500 и А~ 4^4 0,15
М» = hlk0 (/- 0,5d.) +(RaFa -0,5hlXho-u) (ib)
г) при <л ^ -7— ,, независимо от марки бетона, при-
ниыается большее из значений
Mt> = (RaFa+Q.$fl)(h0-a)
RaR
(19)
Mr(RaFa + HXh0- of5 fj^ )-a.stl(h0-a) (20)
15. При наличии трещин в заделке колонны,
эквивалентная жесткость колонны определяется по формуле (5).
График зависимости о5*в~Л/с приведен на рис.6.
Левая, относительно оси ординат, ветвь графика
выражает собой зависимость эквивалентной жесткости от
смещения верха колонны влево, правая ветвь - от смещения
вправо*
Коэффициенты А и Д определяются по интерполяционным
формулам (б) и (7) и принимаются не более граничных
значение
Лгр-гВэкв., -0.07М8: (Я)
* См.стр. 228 191

0 ,а«р-аю>™' ,
где R - высота колонны.
Эквивалентная жесткость £»&/> при действии в заделке
колонны заданной продольной силы и предельного расчетного
момента IL определяется по формулам табл.2, принимая мо -
менты Mr н Мр положит ельнши при установлении
зависимости эквивалентной жесткости от смещения колонны вправо
н отрнцательнши - влево, а момент в верхнем сечении М в
равнш моменту от внешней нагрузки* В случае изменения
сечения арматуры по длине колонны значения В>т н Л/г в
формулах табл.2 принимаются по сечению с уменьшенной
арматурой.
Смещение верха призматической колонны,
соответствующее (ори заданно! продольной силе) моменту трещиностой -
кости Mj в заделке колонны, определяется по формуле
*
Смещение верха призматической колонны,
соответствующее (прн заданной продольной силе) предельному
расчетному моменту по прочности Мр в заделке колонны»
определяется по формуле
В формулах (23), (24)
М„ - момент в еаделке колонн от местах нагрузок
при отсутствия смещения верха колонны (ем.п.16)
192
*.' *.*

Таблица 2
Определение эквивалентных жесткостей колонн
4 ti Форма
П/П ЭПЮРЫ МОМЕНТОВ
П»И|Мв|^
ПМИ»1^Мт
Пт|Мь|£Мт
Прм|Мв|>Мт
Форма
9пюры жесткостей
ф о о м ы
ЛАЯ ОПР
• = Жр - Мх
МР Мь
Зг
Мр
Мр- Мв
ШDP МУЛЫ ДЛЯ 5ЭКЬ
DlKftp-
Взквц,
2Мр * Мв
2Ж + Ль
Вр
Вв
d _ МРЛ,(5-А,ЬМт.В.(5-«Л. B.WMB tl-£.F
ОэнВ4>-
B9KS MBJL.(W,) + MT(-g-JL.»8B. -ЦЬа)»ИЫИ*.2В)»
■Jf-A-to-W* -g- (-2- A .♦ Ъ£>.к£?У%$и^.-Ш
JL

Моменты Mr и М/> принимаются положительными при
установлении зависимости эквивалентной жесткости от смещения вер -
ха колонны вправо и отрицательными - влево.
' ОТ &9КВР
При наличии местных нагрузок (распределенная по длине
колонны ветровая нагрузка, момент в уровне верха колонны
и т.п.) коэффициенты А и Л зависят от направления смещения
верха колонны.
При значениях коэффициентов А и Д равных граничным
значениям Агр , &)гр , зависимость эквивалентной жест -
кости колонны от смещения ее верха принимается по графику
рис.7 #
Примечание. Если выдерживается условие
A 4z АгР , то условие 8) ^ 3)$р можно не проверять.
16. Моменты в сечениях призматической колонны и ре -
акция верхней опоры определяются по формулам табл.1.
Моменты в сечениях и реакцию верхней опоры от
местных нагрузок допускается определять, принимая жесткость
колонны без учета трещин; при этом нагрузку от веса йа-
весных стен допускается считать приложенной в уровне
верха колонны.
; Моменты в сечениях колонны от смещения ее верха
определяются при эквивалентной жесткости, соответствующей
этому смещению. Зеличина смещения Д* находится из
расчета каркаса (см.п.17)#
17. Перемещение А верха середины каркаса
находится как меньший по абсолютной величине корень квадратного
194

уравнения (25), представляющего собой преобразованное ус -
ловие (9).
O-Aa-5A-C-d=0 (25)
f £i • . " k-2S)ibi-0MtliH*
где a=5g77P ; Л = 5|.
Ht
>
• ч i=' ™
Здесь коэффициенты А<, и $L определяются при кратко -
временной жесткости и принимаются соответствующими
направлению и величине смещения L -ой колонны Д*г = А + t pi •
При отсутствии трещин в заделке колонны» т.е. при смещении
Ate . j A«P ■
ATi £= Лк) tz аг/ f когда окончательное смещение l -ой ко-
лоняы находится в интервале между смещением А п , соот-
АЕв
ветствующем смещению колонны вправо» и смещением &rt »
соответствующем смещению колонны влево, коэффициент At
принимается равным Bri » a £)i - равн» нулю.
При A|fj > Ajf коэффициенты Ai и £)t определяют-
л • л АЕВ
ся из условия смещения колонны вправо; при А*( ^ Д ^
(алгебраически) - из условия смещения влево.
При отсутствии трещин в заделке всех колонн каркаса
перемещение Л определяется по формуле
Л ЪлВт!-оМ1йнЬ
R + % Hi . (26)
Смещение колонны A* - Д + f p по абсолютно*
величине не должно превышать смещения Лр для
соответствующего направления.
195

18. Перемещение и горизонтальная реакция верха
каркаса» соответствующие предельному равновесию, определяются
по формуле
где от, £ и С принимаются по п. 17, а коэффициенты^
и °Q l определяются при кратковременной жесткости и
принимаются соответствующими направлению и величине смещения
19. При учете перемещения каркаса от длительной наг -
руэки (см.п.3.2) величина перемещения Л от совместного
действия длительной и кратковременной нагрузки
определяется по п.17, принимая реакцию Я только от кратковре -
менной нагрузки ( R )» а расчетное смещение колонн
Гр определяя как меньший по абсолютной величине корень
квадратного уравнения
/;. з>-1(а- остин') * (дЧДлу: к №■ о
)
-0.07НН"]*0
В уравнении (29) коэффициенты Л и U)
определяются при кратковременной, а Л" и Я" - при длительной
жесткости и принимаются соответствующими величине и
направил 9
лению смещения Л ♦ *я •
При отсутствии трещин в заделке колонны, т.е. когда
, смещение г л определяется по
формуле
196

i - /л* 1 \C U,U7 ^57
* K Or
Перемещение верха середины карим от длительно
действующей нагрузки А находится как меньший по абсолютной
величине корень квадратного уравнения
-j-t.(C-u?L-ui*ie) *
л
к
где Лн - полное принудительное перемещение верха I -ой
колонны относительно середины каркаса;
Я - горизонтальная реакция верха каркаса от дли-
i. *
тельных нагрузок.
Коэффициенты т ц jJ[ ъ уравнении (31)
принимаются соответствующими направлению и величине смещения
Д„, - Д + fm
0А ъ. д ЦЬ И * tA
При A^e L Д ^ ^ ДТ| коэффициент //i прннима-
ется равна* &ri » a Ю1 - равным нулю*
При отсутствии трещин» в заделке всех колонн каркаса
А «А
перемещение А определяется по формуле
9а
Л • ~йГГ*к оШПТ?— K J
197

Смещение t -ой колонны Ак, - & Тпс п0 абсо-
лютной величине не должно превышать смещения Др< для
соответствующего направления*
Расчет каркасов со ступенчатыми колоннами
прямоугольного сечения в плоскости поперечной
рамы
20. Моменты в сечениях и реакция верхней опоры
ступенчатой колонны определяются из расчета колонны как
дважды статически неопределимой системы смешанным методом
(рис.8).
Решив систему уравнений
ГАХ1Р + ^«г«р + А/р = 0 (33)
находим лишние неизвестные - момент в месте ступени
X, ( Мет) и линейное перемещение ступени
Х' - ^ "Л «и -***« ' (3°
Ze - °ст-^г-1 г л • (35)
В формулах (34) i (35)
* См.стр. 229
198

A№ - J&* + /we »
we >
где первый индекс при У и Л обозначает положение
участка колонны (в - верхний участок, и - нижний участок)»
второй индекс - положение сечения» для которого
вычисляется соответствующая величина (в - верхнее сечение» н -
нижнее сечение) и третий индекс - причину, вызвавшую эту ве -
личину (I - соответствует единичному моменту X,= I, ин -
деке 2 - единичному перемещению Za * !)♦
Углы поворота г и горизонтальные составляющие
опорных реакций & для участков колонны определяются по
формулам таблЛ, при этом жесткость колонны допускается
принимать без учета трещин. -
При единичном смещении верха колонны момент в месте
ступени равен
X = и s & 'W ~г«*"4 , . (34а)
а линейное перемещение ступени равно
р = ^ =ЛаЖл1и1Ж
- "< •'*' Я = 4- = ь/{?//Д "" "* (35а)
t
При определении усилий и деформаций^ от местных нагру-
зок. » ™»е пр. oop«e«H.. с«,«.я f ., доЩоЮ„ся
жесткооть колонны принимать без учета трещин. Смещение
ступени при смещении верха колонны Ад- принимаетмя равным
199

Момент в месте ступени от смещения верха колонны А*
определяется по формуле
где Кг - коэффициент, представляющий собой
выражение о*/ ^22 " ?2/ u н определяемый
при жесткости колонны без учета трещин;
допускается принимать по табл.3;
Ввт - эквивалентная жесткость нижнего участка
колонны, зависящая от смещения верха
колонны Ак •
После нахождения лишних неизвестных определяются по
формулам табл.1 ординаты эпюр изгибающих моментов» При
определении свободных членов Л/р и #2Р , а также
при определении ординат эпюр изгибающих моментов от
местных нагрузок следует учитывать длительность действия
нагрузки (сы.п.5).
Реакция верхней шарнирной опоры колонны от местных
нагрузок $ находится из раосмотрения условия
равновесия верхнего участка колонны (см*рис.8),
ILn имечание. При значении коэффициента
^~ "Б7- 0,5 (// и &г - для заделки) и отношении
длины верхнего участка колонны к общей длине колонны -£41^0,5
моменты в сечениях и реакцию верхней опоры ступенчатых
колонн от действия местных нагрузок допускается определять
без учета влияния продольного изгиба, пользуясь для
нахождения реакций табл.3.3-3.6.
21. При наличии трещин в заделке колонны
эквивалентная жесткость нижнего участка колонны определяется по
200

формуле (5), где коэффициенты А и J) находятся по
формулам (б), (7), (2l)f (22).
При определении коэффициентов А ъ <Р
эквивалентная жесткость &ЗК&.Р вычисляется по формулам табл.2, при
этом момент в верхнем сечении нижнего участка колонных М&
определяется как сумма моментов
о j А
Мв - М& + Мер ' о»?)
о
где Mg - момент в верхнем сечении нижнего участка
колонны от местных нагрузок при отсутствии
смещения верха колонны (см*п.20);
Mgp- момент в месте ступени от смещения верха
колонны А/? # соответствующего
предельному расчетному моменту по прочности М р в
заделке колонны; величину его допускается
определять по интерполяционной формуле
Мы =(мР° - ми6) ¥ •
О
где Mff - момент в заделке колонны от местных нагру -
зок при отсутствии смещения верха колонны*
Смещение верха ступенчатой колонны в плоскости
поперечной рамы, соответствующее (при заданной продольной
силе) моменту трещиностойкости М т в заделке колонны,
определяется по формуле
дг = (Мт-М°н)Н„>
201

го
о
no
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ СТУПЕНИ ПРИ ЕДИНИЧНОМ
СМЕЩЕНИИ ВЕРХА КОЛОННЫ
Ост' Hq »
Ш"~ Вт
Таблица 3
ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА К,
\ uOt
и)
Ofi
м.
М.
Ж
Dfi
SL
8т \
0,09
о.\
0.2
°«*
о,ч
W
0*
09
W
Об
ач
/.32
ш
W
0,4
/,51
f,Si
1,50
/,чз
w
f.vs
Of
m
ft$7
w
tfi4
w
*,$г
о*
m
/,83
1,81
/,80
w
/J8
0,7
/,96
/,93
W
its
/.95
1,34
Ofi
e{w
tji
*,/J
eje
M
w
0,9
2,39
30
if»
2,27
3,21
е,ге
а,з
0?
/.33
iU
ML
iss
at
/./i
0,4
/,n$
/,37
/,4S
/,гз
/,¥0
/,37
0,5
/,33
w
id
/,S9
f,S7
/.S3
0,6
/,79
/,73
/.77
/,7S
/,73
/лг
0,7
/.If
Ф
1,92
W
/,83
w
Ofi
2/2
4*
3.03
2,03
W
2,08
0J9
СЛ5
2fi*
8J4
2,ih
i,u
3*1
o.d
o?
m
/,n
/.22
Ш
/J»
ML
OS
w
/A3
/,w
/,38
i,n
/,es
0,5
/,зз
/,33
/,38
/,53
/,S1
/48
0,0
/J8
/,7S
/,73
/,73
W
/,ts
0,7
1.91
Ф
1,tt
1.88
/,8V
/,U
0,8
e,08
3,0$
IflS
2,0b
г.ог
го/
0,0
г.гг
г,2/
г.го
г, 18
W
!,"
0,es
0,3
1.19
1.18
1,01
1,01
OJ93
0,86
0,4
1,33
i,u
1,87
1,31
/,/8
/./о
о/
/,31
/,V9
/,V4
1,40
(33
1,31
0,6
tfit
w
ftif
1{S1
ffS3
ISO
0,7
/,83
/,33
1,77
1,71
W
1.87
o,o
1,3b
1.98
1.94
m
/38
Ш
0.9
3,13
2.12
3,10
3,08
3,08
3,05

(продолжение табл» 3)
\
«г
°,1
о?
0
<Ф
ОН
1
(Di
Вт >
O.OS
м
йЛ
о.г
0,4
O.S
Ofif
0.1
0,2
0,3
ом
¥
0J05
0.1
о.г
о.т>
ч,ч
0.5
O.OS
о,'
0,2
0,1
0,4
0,5
0,05
°1<
1 -Ш+, 1 -.
0,2
0,3
НА
0,5
о, г
о.ъ
lit
2.3В
ш
e,is
W
ел
til
0.36
г.г1
ЛК
г ю
2,07
250
2,35
220
214
2,10
?06
2,58
£.33
2,19
213
209
2JS
МО
г,п
г.11
гл
2,04
0,4
иг
tes
194
tpz
гл5
270
1*'
3,24
г$г
W
2JH
2/9
3/0
3t21
2/0
113
2,73
$66
IW
' * 1
3t18
288
2J8
2J<
2/7
13$
3,10
2,34
2,74
2/7
205
0,5
SJ2
¥t46
3J3
3/3
131
3{44
Soil
4,42
3/1
3/0
3,48
3,42
s,¥9
8/6
3,73
3,$7
IV
3t40
5/3
Hffl
3J4
3,SS
3,44
3,31
s;io
f/t
3/S
3,48
3,3В
3{B2
0,6
8.13
6/2
HAS
m
w
m
%*
5/2
t,li
¥,$ч
4,36
%2S
7,76
5/1
««
Ш
Ш
w
w
sjt
W
¥,45
w
4Ш
7,10
S,vf
¥63
4,34
4,19
4,10
o?
11,39
3,31
3,31
W
5,45
w
11.01
w
6,22
£37
f.33
5.22
fO.]3
7.39
613
5/8
£34
$,17
10.43
7.S3
3,04
5.34
w
$12
9J4
1(3
$.31
$.37
M
$,00
0,8
f$J3
10.91
ITS
6.93
139
ЗЛН
in Аз
10,03
7.33
3,84
8,43
8.13
1443
$,34
W
8J$
6,33
8.12
IW
9.80
140
8.88
8.23
8.08
12-90
9.02
7,08
Ш
8,09
$.90
OJf
Щ8
13/4
9,84
8,43
7,92
7.48
13/1
12,91
9,48
830
7/2
7t37
11П
tiff
8Д
8/8
Ш
14
/8/3
/2.24
A/o
8/$
7/1
7t20
16.93
mi
8.86
7.73
7,26
6.93
43 M
0,3
2.62
2,33
2.16
2.0$
2J03
m
2,3$
2,33
2,1$
2.08
2,02
131
2,36
2.30
2,13
207
юг
/97
2.34
2,29
2,14
2,06
2.01
1,96
2,47
2,2$
2J/
2fii
1.93
/,9$
W
3,39
3,23
281
2,76
2.68
2.63
%/z
зло
2.37
2.7$
2.87
2J61
3J6
3J7
2/$
sn
2,66
2.60
3t70
3/Y
283
2J2
2,64
2t$9
Bf$$
3fi$
2J8
2,68
2,64
2,56
V
$,63
¥,¥¥
Л8С
3,S7
1*18
1,37
$f37
¥/3
3,76
13$
3,43
3,3$
3,46
%i(
3,73
132
3,40
?33
3,3f
w
369
3,S$
3,36
3.31
5,0$
¥.10
3,60
3,42
J,M
3.2$
0,6
8,1!
$J3
4.38
4. S3
4,34
4,11
W
Ш
4.94
4.4$
4.30
4.19
7.71
$.77
W
w
4.26
4,1$
7.S4
$67
¥.73
440
4.23
4.12
7M
$.42
4.S8
¥Л9
4JH
4.04
0,7
11,36
W
8.27
$,69
3,33
3.21
Ш
It/
6.16
$.62
$.3f
$.16
(0{7$
7.6$
6fi8
$.$$
$(2f
$,//
16,H6
?,¥$
$99
$№
$.23
$.06
9r70
7.09
$.77
SJg
$,09
4.94
0,8
i$J$
mt
7.73
6.89
<W
£IL
14.90
/£OV
7.61
6.79
6.38
6,13
14-4$
9.30
7.4$
(Ю
6.31
6.07
1Ш
9Л
7.36
6.61
623
6,01
I2J6
8.37
70S
6.33
8.0$
0,9
20,41
/3,21
3t60
8t39
7,71
m
ii(v
/2.87
9,42
8t26
Z67
7.31
f9J3
12Л
$M
8J3
7Л
7,24
/w
/22/
w
8fi0
7.47
7.1$
16.89
mi
8,62
IBS
121
$.95 6.23
0,3
2f38
2,2$
2,11
2.81
1.9$
149
2,ff
2.17
2.10
2J71
1.94
1.88
2t$2
2,28
2.Q9
2,00
1,94
1t88
2,$0
2,24
2,08
1.99
1,93
1,87
2.43
2.2/
2,06
1.98
1,91
1.86
W
3.84
Ш
2.84
2,70
2.62
2ff
3.73
3.16
232
2,69
2.60
2J4
in
313
290
2,67
2.S9
2.53
3,(6
3,0$
2.78
2fi6
2,$B
2,$1
B.S2
3.0/
2.7b
2.62
U4
Of
$.6$
ИМ
3.75
BJ2
3.39
з.зо
S.S3
¥.34
3.72
3.49
3.37
3.28
£42
¥27
3t63
3,¥6
3,34
3.26
$31
¥.2/
3.64
344
3.32
9.24
Ш
4.06
3,S$
В 37
126
Ofi
8.07
lt¥
¥.86
¥.48
ЧЛ$
4
7.86
$.84
¥.80
¥.44
Mas-
¥.12
7(6$
f,73
¥14
¥.39
¥.2/
¥,09
l$o
$.63
¥.66
¥.3$
¥Л
¥,06
7t02
$.38
¥.$3
4.2S
¥.08
£S8 3.19 | 3.93
0,7
//.32
7J3
6.22
$,64
$.3¥
$./$
11,02
7.77
6./3
$.$i
$.28
S./O
fO.71
7,$/
$.04
S,$B
$,23
$,0$
/0,1/2
7tVS
$t9S
St44
S/7
$.01
9,66
7tO$
S,73
527
$f04
¥89
0,8
1S.32
/0t2¥
170
6.84
6.41
614
/¥.8б
/SJ/
7Л
6.75
8.34
6.08
f¥.¥1
S,77
7.4$
6.66
62i
6,02
13,96
£.53
7f32
6.87
6,29
5,9$
/2.93
8.94
6,99
6.3H
6,00
$.80
o,a
2836
/3J7
9.S6
8,3$
7.73
136
19.73
/181
9.38
3.22
7.63
7,27
HfO
12,Sf
9<20
3,03
7.S3
7,19
18.¥5
/2.17
9,02
7,96
7,42
7/0
16.9$
11.34
8,58
7t6$
7.17
6.92
0,€S
о,ъ
2.46
2,17
1.36
US
/,7S
/.66
£,¥$
2.16
/,9S
/,8¥
/,7¥
/.68
2M
2.14
Ш
/.83
/7U
/,85
2,48
2.13
/94
/.82
/J3
/.64
2.33
2.09
/9/
/,80
/J/
Ofi
3,7¥
3,03
2,71
2,55
2.44
2(36
9,(3
W
2,68
2,54
2f¥3
2.34
3A3
12g
2,67
2,32
№
ДО
3,57
2f$
265
2.SI
2.40
2J2
3,42
2,80
2,60
2.¥7
2,37
/63\229
o,s
$,$$
¥t2$
3t83
3(38
3.23
3(I3
${44
4,23
3,60
3JS
3,2/
3,11
$<tt
¥,/7
3/6
m
l/S
333
$,21
ill
3.S2
3.30
3,17
3,07
¥.93
Its
W
3,23
3,11
3t02
0,6
7,36
m_
¥J¥
4,35
¥14
¥/0
7,79
5.7¥
4,68
¥,31
¥J0
3.96
7.53
5,63
V,6f
¥,26
¥06
3,93
7,41
£53
¥.57
¥.22
¥.03
3.90
6.33
5.28
¥(¥2
HJL
3,99
0,7
11,23
7,83
6//
StS2
S,£0
5,30
/0t3t
167
3,02
S,¥5
515
¥.96
10,62
7,51
5/3
St38
5{09
¥,91
/0,31
7,35
5.84
$.31
5.04
¥.86
3,$7
5.95
5,62
s,/s
¥.90
3,62 ¥,7¥
0,8
1$,23
WL
7,60
6,74
6,29
6,02
/4.ff
9/1
7.47
6,64
6,22
$/5
/4,32
9.87
7.34
6/8
614
$,29
13,87
5 43
as
20,29
13/8
3M
44
7JS
7&ш
Afg
12,7*
9,2b
8,1/
7,31
vs
/9/1
*2M
3/0
Щ
7x¥i
7,07
/8/7
/2/3
7.22 8t32
6.46
6.07
5.83
12.74
2J5
6.90
6.23
5,88
7X86
7,31
6/8
/6,77
/1,25
8,48
7fS¥
7,06
$,6T\BJ7 |

Смещение верха ступенчатой колонны в плоскости попе -
речной рамы, соответствующее (при заданной продольной силе)
предельному расчетному моменту по прочности Мр в заделке
колонны, определяется по формуле
> Л д s (Mp-MZ)H* (39)
j •*
% i *^wi
В формулах (38), (39)
Ww- длина нижнего участка колонны;
Вт - жесткость сечения без трещин в заделке
колонны;
; Вмят эквивалентная жесткость нижнего участка
колонны при действии в заделке колонны
момента w/i и заданной продольной силы:
0СТ- перемещение ступени при единичном смещении
' -л. верха колонны, определяемое по п. 20 или по
табл.3;
Мстт Метр ыомент в месте ступени при единичном
смещении верха колонны, определяемый по формуле
(36), принимая жесткость соответственно &т
или &дкй р •
Правило знаков для М т и Мр принимается по п. 15.
г .* 22. Соотношение эквивалентных жесткостей верхнего и
нижнего участков колонны допускается принимать постоянным
и равным отношению жесткостей этих участков без трещин.
23. Каноническое уравнение метода деформаций приме -
204

нительно к ступенчатым колоннам приобретает вид
£г/ v / "в/ J
После соответствующих алгебраических преобразований
перемещение верха середины каркаса Л находится как мень
ший по абсолютной величине корень квадратного уравнения
где а-51 *1
1*1 ПШ ^2/
>. v
z-/ //«. А'р,
3
3&a Ъп;, •
Коэффициент K$i принимается по п.20 или табл. 3.
Здесь выбор коэффициентов "< и *ui производится в
соответствий с указаниями п«Г/. ." .■
При отсутствии трещин в заделке всех колонн каркаса
перемещение А определяется по формуле
д ь-
3> i/i * .
i
205

где Втн/ - жесткость нижнего участка L -ой колонны
без трещин.
Смещение верха колонны А* = А + гР по абсолютной
величине не должно превышать смещения А р для
соответствующего направления.
24» Перемещение и горизонтальная реакция верха
каркаса, соответствующие его предельному равновесию, определя -
ются по формулам (27) и (28), принимая G, В и С по п.23,
где коэффициенты At и Дс определяются при
кратковременной жесткости и принимаются соответствующими направлению и
величине смещения A*ir А уст + ш
25. При учете перемещения каркаса ov длительной на -
грузки (см.п.3,2) величина перемещения от совместного
действия длительной и кратковременной нагрузки А
определяется по п.23, принимая реакцию & только от
кратковременной нагрузки ( R ), а расчетное смещение колонн 'i
от длительной нагрузки и принудительного смещения
определяя как меньший по абсолютной величине корень квадратного
уравнения
-1м-о,мм;1-1£.1уфхч)-о.оМ]+(№)
В уравнении (42) коэффициенты А и Д определяются при
кратковременной, а А и Д - при длительной жест -
206

кости и принимаются соответствующими величине и направле-
нию смещения А + гл .
При отсутствии трещин в заделке колонны, т.е. когда
ЛЛГ№ й Д + гл^Лг» смещение гР определяется по
формуле
*v(*3)
Перемещение верха середины каркаса от длительно
действующей нагрузки А находится как меньший по
абсолютной величине корень квадратного уравнения
Коэффициенты А/ и Д; в уравнении (44)
определяются при длительной жесткости и принимаются соответ -
ствующими направлению и величине смещения
9а ел р
Д*,* = Л + hi "
9а 9а Qa л За
При ЛА*Г — Аг/ ^ ii коэффициент А; прини -
мается равным &>п , а Д - равным нулю.
При отсутствии трещин в заделке всех колонн каркаса
перемещение А определяется по формуле
207

^i/C-f ff £"- £ )-й«и - u5rf.)
Д»=-
*ч . м: С
^Z- 77~3 //3a
'/// " a/
Смещение t -ой колонны Л^ = А + f nj по абсолют
А 9Л
ной величине не должно превышать смещения Л Pi для соот
ветствующего направления.
Расчет каркасов с двухветвевыми ступенчатыми
колоннами в плоскости поперечной рамы
26. При расчете двухветвевых колонн приняты следующие
основные положения:
а) продольная сила в двухветвевом сечении колонны
распределяется между ветвями по закону рычага;
б) поперечная сила распределяется между ветвями про -
порционально их жесткостям; в случае наличия растяжения в
ветви жесткость на изгиб этой ветви принимается равной
нулю; вместе с тем, сечение растянутой ветви должно быть
рассчитано на восприятие момента, который действовал бы в этой
ветви при ее жесткости» равной жесткости арматуры ветви;
в) изгибающие моменты в ветвях определяются из
условия, что нулевые точки моментов расположены посередине
высоты панели;
г) изгибающие моменты в распорках находятся из условия
равновесия узлов;
д) при определении деформативности колонн двухветвевые
сечения рассматриваются как сплошные, обладающие конечной
208

изгибной и сдвиговой жесткостью; изгибная жесткость
определяется как произведение изгибающего момента относительно
геометрической оси двухветвевого сечения на радиус кривизны
деформированной оси колонны B>=Mj)9 сдвиговая жесткость -
как отношение поперечной силы в двухветвевом сечении к
относительному сдвигу в пределах панели £>т"у (рис.9)7 где
относительный сдвиг У равен отношению взаимного смещения
верха и низа рассматриваемой панели к ее длине, при этом
смещение за счет изгиба распорок допускается не учитывать.
Моменты М и поперечные силы ч в двухветвевом ко -
лонне с постоянной жесткостью сечений, а также
горизонтальная реакция ее верхней опоры R& и угол поворота верхнего
сечения J определяются:
а) от внешнего момента М* , приложенного в уровне
верха колонны, по формулам:
и __ * С03КХ(кН-ф$1ПКН)-ф*>тЮ((1-СОШ) (дб)
П - ау* к[&пкМкН-ф$ткН)+фео&кх(1-ео&кн)1
0 ЗтКН-КИйо&КН
о ,,* K(hCQtK4) ,|Рх
**= " М ' ФЪтКН-КНМКИ > С }
* См.стр. 229 ~ ■
209

б) от равномерно распределенной нагрузка ^ по
формулаы
щ ~ 71 Вт + "7Г K*«b&inKU-KHco$KH)
- 0 4/л tfx/0(/ - со*кц) - ом*н*тки
Q -_2Ф. SinKX[XH-SinKU((b +0.5K~И*)]
* " * ' Ф&тКН- КНсоъ ни
+ COS КК[ф(1- COS К//) - 0,5 Х8//2С0$ A7/J *
/Л 0 3//7 Л// - ИИ cos НИ
(50)
(51)
п _ ± ЩНШКН+соШ-1) 0.5 k3H° cos К7/ .
ь~~ К ' (fiZinKU-KHco&KU ' (52)
j>.± 2<b(hC0$RU)-KH$inKH(i+ Ф)+ 0,5kWO+cO$M)
' ~ А/к' ChA.^uU - l/JJnne I/II \ (53)
в) от смещения верха колонны А по формулам
<l)rf(C0i>K**>inRU-$inKK С0*>КН) .
л _ Л Ml Sin XX -ZinKU + ШКХ- №XU )•
***П Ф$т КИ-КНсо&КИ ' .. (56)
210

J~ л* фЪтКН-КНсоЬКН' (57)
В формулах (46) - (57)
Г О п* о / _
ОКв / -
1
Brwte
X - расстояние от заделки колонны до рассматриваемого
сечения*
28* Моменты и поперечные силы в сечениях и реакция
верхней опоры ступенчатой двухветвевой колонны определи -
юте я из расчета колонны смешаннш методом по формулам (33)»
(34), (34а), (35) и (Зба). При этом необходимые для
вычисления коэффициентов при неизвестных и свободных членов
уравнения (33) углы поворота У и опорные реакции £
двухветвевого участка колонны определяются как для колонн
сплошного сечения с учетом деформаций сдвига по формулам
(46) - (57).
При определении усилий и деформаций от местных на -
грузок, а также при определении смещения ступени $ст при
единичном смещении верха колонны, допускается жесткость
колонны принимать без учета трещин.
Смещение ступени при смещении верха колонны Л«
принимается равным 1" F л
Момент в месте ступени от смещения верха колонны Лк
определяется по формуле
X = WA = Л • fr^-fl» *ЬМ , (58)
2Ц

где Kz - коэффициент, представляющий собой выражение
а реакция ^22
определяется по формуле
— —*-* 1тз */ »
^ Д.... - л/ ASSL - fl.MAj'
где Вш - эквивалентная жесткость нижнего участка
колонны,
г
=/+г&-•
/^■£тг ' (60)
где вг - жесткость нижнего участка колонны без трещин.
В формуле (58) величины Н2 и $,% определяются при
жесткости без трещин.
Примечание. При значении коэффициента «/-"jr^^S
(здесь л/ и Вт - для заделки) и отношении длины верхнего
участка колонны к общей длине колонны -^ ^ 0,5 усилия
в сечениях( М и Q ) и реакции верхней опоры колонны от
действия местных нагрузок допускается определять без учета
влияния продольного изгиба, пользуясь для определения ре -
акций формулами п.ЗЛ8.
29. Различается три вида напряженного состояния двух-
ветвевого сечения (см.рис.10;:
первое состояние характеризуется отсутствием трещин
в ветвях;
второе состояние - наличием трещин хотя бы в одной
ветви при отсутствии в ней растяжения;
третье состояние - наличием растяжения в одной ветви.
Момент трещиностойкости двухветвевого сечения,
соответствующий границе между первым и вторым состоянием,
определяется по формуле
. А/г g * Ne, * QHT * (я)
* Ск.стр. 230 "
212

где Л^ 6г - продольная и поперечная сила в
двухветвевом сечении;
е, - половина расстояния между осями ветвей.
Коэффициент ffg определяется по формуле
*в = вгю ' (62)
где *1$в - расстояние от ядровой точки ветви до центра
тяжести ее сечения;
о& - длина панели, принимаемая равной: для рядовой
панели - расстоянию между гранями примыкаю -
щих распорок, для нижней панели - расстоянию
между осью нижней распорки и местом заделки
колонны в фундамент*
Изгибающий момент в двухветвевом сечении,
соответствующий границе между вторым и третьим состоянием,
определяется по формуле
(63)
Граничное условие для третьего состояния
характеризуется достижением расчетного сопротивления во всей продольной
арматуре растянутой ветви; изгибающий момент в двухветвевом
сечении, соответствующий данному состоянию, определяется по
формуле
МР-±Ы+ bRaFo)Q, '
(64)
где Fa - площадь сечения продольной арматуры,
расположенной с одной стороны растянутой ветви.
В формулах (61), {Ь'б)9 {ьч) верхние знаки принимаются
213

для левой ветви ( Mr , Мтк , МР ), нижние - для
правой ( Л/Г , М" , ЛС )•
30. Изгибная жесткость двухветвевого сечения без
трещин определяется по формуле
ьт =' с (65)
где Fgn - приведенная площадь сечения ветви,
принимаемая равной г<гл = 6h+ QFa т^
При действии в двухветвевом сечении момента Мр
(ф-ла 6*0 изгибная жесткость двухветвевого сечения
определяется по формуле
о 3Ed(2e, +o.6h)* ,
где J^ - определяется по графикам рис.2-5 как для
прямоугольного сечения при
м QFa A/
* *S>(2e, + G,5h) * n'~'B(2e,+0,5/>)Ru
Сдвиговая жесткость двухветвевого сечения без трещин
определяется по формуле
2
&<г-Ш*^-(<-°'°5 4^~)
№ ■
(67)
с(г у — Вгбет
где "т&вт - жесткость ветви без трещин, определяемая
по формуле (II);
Eg - длина панели по рис.10.
31. Соотношение эквивалентной изгибной и эквивалентной
сдвиговой жесткости двухветвевого участка колонны, а также
214

соотношение эквивалентных изгйбных жесткостеи верхнего и
нижнего участка колонны допускается принимать постоянны!
и равным соотношению этих жесткостеи без учета трещин.
32. При наличии трещин в заделке колонны
эквивалентную изгибную жесткость нижнего участка колонны
допускается принимать линейно зависящей от смещения верха колонны
А^ и определять по формуле (25), где коэффициенты А и Д
определяются по формулам (6) и (7)#
При определении коэффициентов А и Д эквивалентная изгиб-
ная жесткость Втр принимается равной
В энвр = IfВр ■ ^ (68)
Смещение верха ступенчатой двухветвевой колонны,
соответствующее при заданной продольной силе началу раскрытия
трещин в нижней панели, определяется по формуле
A ^rtft + fl'-ft-Af' (б9)
Смещение верха ступенчатой двухветвевой колонны,
соответствующее при заданной продольной силе достижению расчет -
ного сопротивления в продольной арматуре растянутой ветви
нижней панели определяется по формуле
Др= *lMjl - Ул' „ (70)
<?ст' М&р ~ Метр * Mm
В формулах (69) и (70) верхние знаки принимаются при
смещении вправо, нижние - влево.
М и Q - момент и поперечная сила посередине'нижней
панели от местных нагрузок при отсутствии
215

смещения верха колонны при жесткости без учета
трещин Or m В ттг
Зет- смещение ступени при единичном смещении верха
колонны при жесткости без учета трещин ЬткВгг;
Men Mcyf момент в месте ступени при единичном смещении
верха колонны, при жесткости соответственно Вт*
Ьгг £>9н&# и Вгмвр I
Д^. М#р- момент посередине нижней панели от единичного
смещения ступени при жесткости соответственно
QtfrMiHT~ поперечная сила посередине, нижней панели
соответственно от единичного смещения ступени
и единичного момента в месте ступени при
жесткости о г , &^
MhtMhiT момент посередине нижней панели от единичного
момента в месте ступени при жесткости
соответственно Вт, 8
33* Перемещение верха середины каркаса находится как
меньший по абсолютной величине корень квадратного
уравнения
а*3£ с '
14 ™Hi ^i К2t
216

л/et /i-A \ б/rt JPf
net HHi • S • KSi
Згесь выбор коэффициентов А[ и Д[ производится в
соответствии с указаниями п.17. Коэффициенты /^э* принимаются по
п*30 при жесткости без учета трещин, жесткость B>Ti;
относится к нижнему участку колонны, а расчетное вынужденное
перемещение верха колонн принимается равным
к-
При отсутствии трещин в заделке всех колонн каркаса
перемещение Д определяется по формуле
где
С.
Д=-
Вп
I,
Л-Е
<=/
34. Перемещение и горизонтальная реакция верха
каркаса» соответствующие его предельному равновесию
определяются по формулам (27) и (28) принимая а,в, и с по п.ЗЗ, где
}

коэффициенты A i и Д i определяются при
кратковременной жесткости и принимаются соответствующими направлению и
величине смещения А к* ' &уст fpi
35. Продольная сила в ветвях определяется по формуле
/ А/ - А/
/Veer * "5" + 55, (71)
где М - момент в двухветвевом сечении посередине
рассматриваемой панели»
Верхний знак принимается для левой ветви ( hlm )»
. IIP
нижний - для правой С /v^r ).
Графики зависимости момента в ветвях /и СЛ> - для
левой ветви и АТ)ПВ - для правой) от момента в сечении
колонны М, действующего посередине высоты рассматриваемой
панели при постоянной продольной силе N и поперечной силе Q
приведены на рис.11 и l2t График на рис.II отноеится к
случаю» когда имеется интервал значений М, при которых в обеих
ветвях отсутствуют трещины, график рис.12 - когда такой
интервал отсутствует.
Изгибающие моменты в ветвях для случая Л/ в, >IQrK^
(см.рис.П):
а) при отсутствии трещин, т.е. при Мт ^ М 4. Mr
определяются по формуле
где Q - поперечная сила посередине рассматриваемой
панели;
Ьгвет ~ жесткость ветви без тремя.
31 См*стр» 261
218

б) при Mr £-т{-Мтк момент гп* определяется как
меньший корень квадратного уравнения
Юл2Д-/т/ (Вгвет+ !!>-OJ025tJ?l + 0,5&lQlP8 + (73)
+ 0,5ААШ1РЙ-0,00675 С Wti = D
Здесь коэффициенты АА и ДА определяется по формулам
1 ГПр Вгвет - Ют 8р. еет ■ (пц^
Дг BtBZ " ВйВеТ ' (75)
где 17]р - расчетный предельный момент по прочности»
который может быть воспринят сечением ветви
при действии продольной силы NBbj i
щ~ д£^ %.ю~ мом^нт трещиностойкости сечения
ветви;
£>рт- жесткость сечения ветви с трещиной при
действии в нем момента Юр и продольной сндыУ/дег;
определяется по формуле (13),
Момент /ft"* определяется по формуле
к\пр - П с: 11)1 Р *->гает " 0,0/75
в) при Мг > М ? Мтй момент ^" определяется
как меньший корень квадратного уравнения
219

(73а)
+ 0.&й„Ш11й - 0,00675л/врг Д/4 =0 ■
Здесь коэффициенты А ПР и Д № определяются по формулам
(74) и (75) при продольной силе в ветви Nm .
Момент mh определяется по формуле
rrf - n^lDlP &M»r-W5<C tf С55а)
г) при M^LM *-М* и л/-е, &2lQI-Kej
т.е. при отсутствии трещин в сжатой ветви; момент /У) "р опре-
деляется по формуле
mnp- 0^/0/0 Вгвет - 0-0/75 NBBT h
Момент /7?A определяется по формуле
»'• **'. aJw^;' C78)
где Bo eer = £q Уа i
Д) при Af,J lm lmI и д/.е, ^ 2/0-*« •
т.е. при наличии трещин в сжатой ветви момент т
определяется как меньший корень квадратного уравнения
220

m^$m-m»(llm-Qj№Ml+us2)mHh)
05 An* 101 h " 0-00875 Л/J /fl/tf = 0 *
Здесь коэффициенты Aw и Д пр определяются по формулам
(74) и (75) при продольной силе в ветви NBer ♦
Момент П определяется по формуле
т'~~ °'5№* Baser +А^-'£»-тЧаЮЫГ£ ''
е) при МТН*М>Мр и N-e, •?2Щ1Нъ момент
W * определяется по формуле (77) с заменой Nbpt на /Ya*7f
а момент ТП пР - по формуле (57).
ж) при М?к > Д/ > МГ и A/-ft * 2#*«
момент Я?Л определяется как меньший корень квадратного
1 S
уравнения
+ 0.5 АА Ш/Вл -0.00675 /С IQIfl = О
'»
Здесь коэффициенты АЛ и ДА определяются по формулам
(74) и (75) при продольной силе в ветви лвет
ПР
Момент /я определяется по формуле
*= 05/0/4 Ва &ет
\2
Изгибающие моменты в ветвях для случая N-P, ^1ЩК^
(см.рис*12);
и) при 0^ М <- Ml или 0*М> Л/,
221
с

ftp
ш 2nQ,L IQIKb 9 a также при
или Q > М > Мт и 2Н-е, >lQIHi >hl В, находятся
как меньшие по величине корни систеиы квадратных
уравнений
m**£A -m>(h ♦ Am-$mmm-0№5dl!+ 0.5 Д/0/6 J *
+ 0.5 kjQItr 0,00875fjm ////fi£'-0 •
Здесь коэффициенты А* и ДЛ определяются по формулам
(74) и (75) при продольной силе в ветви N еет , а А
к1пр
и Д„р - при /Veer .
к) при M^MlMrU 2фе.>Ы-Ь»1-е.
момент
в левой ветви № определяется как меньший корень
квадратного уравнения
Здесь коэффициенты А* и Да определяются по формулам
(74) и (75) при продольной силе в ветви Nю •
Момент т** определяется по формуле
"r = Qt5/QlP &таег-ао/75*1шшг ^
222

Л) Мт >М>Мтн и 2ri'e,>/Q/h>N-e,
mnP
момент в правой ветви '" определяется как меньший
корень квадратного уравнения
+ 0,5 An, iQltg - 0,00875 /С iQjl) = 0 ■
Здесь коэффициенты А пр и Д ПР определяются по форму-
лам (74) и (75) при продольной силе в ветви /удаг •
Момент ль* определяется по формуле
m*= 05 /Q/n BTBeT - ОШВ Сг К
&г eer +Am, - Dl№m'"- 0.I025 A/?f
м) при Мт1( LM t-М, п Мтк >М У Мр
моменты
в ветвях определяются по подпунктам г, д, е, и ж
настоящего пункта*
По формулам настоящего пункта моменты в ветвях
вычисляются в месте пересечения с осью распорки; моменты по
граням распорок допускается определять по линейной
интерполяции»
В формулах настоящего пункта длина панели "в
принимается по рис.10, а момент М - посередине высоты
рассматриваемой панели.»
Пример расчета каркаса знания с
призматическими колоннами по деформированной схеме
Дано: шестипролетное производственное здание (рис.13).
Отметка низа стропильных ферм 9,5 м. Отметка верха стакана
фундамента-0,15 м. расстояние между поперечными температур-
* Си«стр» 252 223

p
Рис.2. График значений коэффициентов В> для определения жесткостей
внецеитренно сжатых сечений при действии предельного изгибаю- i
щего момента * ' 7
л/-
- продольная сила,
действующая в сечении;
Примечания: I. При
составлении графика принято и-а'=Д1л01
арматура из стали класса А-С..
2. Графикой допускается
пользоваться при других
значениях ОТ я при
несимметричном армировании.

где
Л/-
- продольная сила, действу-
сидя «сечет, 3
Примечания: I. При
составлении графика принято
a=a'^Q,ih0 • Fa-Fa,
арматура из стали класса
A-ff.
2. Графикой допускается
пользоваться при других
значениях о ж при
несимметричной армировании.

%1S ■
Рис.4. График значении коэффициентов В для определения
жесткостеи виецентренно скатых Сечении при действ»
предельного изгибающего гоыеита
о( =
/if
где
/V-
! ; - продольная сила, действующая
в ■ сечен**;
Примечания: Г. При составлении
графика принято
1 арматура из стали класса А41.
2. Графиком допускается поль-
* аоваться при другнх значениях
' ; Q и при несимметричном ар-
; жировании.
L—+
**

»/♦•■
*
-
Рис.5. График значений коэффициентов В для определения
жесткостей внецентренно сжатых сечений при действии
предельного изгиоаюшего момента
Марка бетона 500
TTZ /У * О, 030
ТЕ Ai * №*
■+■4- yv * %ш
| ' I (ч ш с, о го
*=^ А * 8,618
—М- /V* 4"**
/?
^•8,818
М » 6,881
/И * 0,Ш
М ■ 0,88 к
£L
*t
*Х-
/^
/
N.
v
' ,^-х*
•
JL-
N
ёН,К
» где N'
- продольная сила, действующая
в сечении. ,
Примечания: I. При составлении
графика принято /
арматура из стали класса А-П.
2. Графиком допускается
пользоваться при других значениях о
и при несиииетричноы армировании.
I i i i I
1,4 &

Вт
в
Be
up
в
•
^^^^
1 ^^w^
*• >
1
1
m
ЛГ,
M
M*
Рис.1. График зависимости жесткости сечения от
изгибающего момента
Ь*ё1
Рис.6, График зависимости эквивалентной жесткости
призматической колонны и нижнего участка
ступенчатой колонны от смещения ее верха
ВэкИ
I
Мб
д**В.р
Игр
\LL
Дгр
о fit
S3*8f>
— А
Рис.7, График зависимости эквивалентной жесткости от
смещения верха колонны при А^ ^ и Д^> Д-_

Рис.8. Схема нагрузок (а), расчетная схема (б) и основная
система (в; ступенчатой колонны» Схема загружения
верхнего (г) и нижнего (д) участшв после раскрытия
статической неопределимости
Мм и ^ст - момент в месте ступени и перемещение
ступени от местных нагрузок;
Мст и ff - момент в месте ступени и перемещение
ступени при единичном смещении верха
колонны
Рис.9. Схема изогнутой оси колонны
а - при изгибе; б - при сдвиге
229

«;
t
—>
1
й 1—,
5
4f
чг
ч:
4J
^r
ч?
t-
r-
Рис.10. Схема двухветвевой колонны
а - конструктивная; б - расчетная; I состояние -
в ветвях отсутствуют трещины; П состояние - в
левой ветви есть трещины, обе ветви сжаты; Ш -
состояние - девая ветвь растянута
и

ными швами 60 м. Шаг колонн 12 м« Покрытие из
железобетонных крупнопанельных плит. Относительная влажность помещений
60&
Высота колонн Н = 9,75 м.
Размеры сечения колонн :
по осям А, Ж £хЛ = 0,5x0,5 м;
по осям Б,В,Г,Д,Е £хЛ = 0,5x0,6 м.
Колонны по осям А и Ж из бетона марки 300, Ra = 1600
т/м2, Еб = 0,315хЮ7 т/м2.
Колонны по осям Б,В»Г,Д,Е из бетона марки 400,
Ra= 2100 т/м2, Еб = 0,35хЮ7 т/м2.
Рабочая арматура из стали класса А-К, Ra « 3400 т/м ,
Еа = 2x1О7 т/м2.
Армирование колонны симметричное. Расстояние от грани
колонны до центра тяжести продольной арматуры а=а'=0,05 м.
Количество продольной арматуры в колоннах:
по осям А и Ж Fa = Fa = 0,0022 м2,
по осям Б,В,Г\Д,Е Fa = Fq = 0,0025 м2«
Нагрузки и воздействия определены как для
дополнительного сочетания (с учетом коэффициента 0,9 для
кратковременных нагрузок и воздействий).
Расчетные нагрузки на колонны'промежуточных рядов
приведены в табл.4 и на рисЛ4 (а - по оси А; б - по осям Б,В,
Г,Д,Е; в - по оси I), расчетные нагрузки на колонны
торцовых рядов в два раза меньше нагрузок на колонны
промежуточных рядов.
Ветровая нагрузка \а/ » действующая на надколонную
часть здания, равна 144 т.
231

,.*-- Таблица 4
Расположение
колонны по осям
A, &
Б.В.Г.Д.Е
Ч
67,2
133,0
А/.Т
Л/9д
67.2
133.0
Н
134.4
266,0
?'
¥
т/и
0,41
0
Примечание. Здесь «к - кратковременная
снеговая нагрузка; N9h - длительная постоянная нагрузка от
веса покрытия и стен; й - ветровая равношерно распределенная
нагрузка. А
Расчетные величины принудительных смещений верха колонн
относительно середины каркаса, принятые равными половине (см
п.6) полной величины смещений, вызванных температурными
воздействиями и удлинением нижних граней стропильных конструкцн
приведены на рис.13.
Расчетными являются колонны по оси Ж (крайняя) и по оси
Е (средняя), так как усилия в них от ветровой нагрузки и от
воздействия принудительного смещения суммируются.
Требуется. Для колонн по осям Е и 5 посрроить эпюры
моментов в плоскости поперечной рамы и проверить устойчивость
каркаса.
I. Установление зависимости эквивалентных
жесткостей колонн от направления и величины смещения верха
колонн .(Здесь и далее все расчеты, за ииключением
определения суммарной реакции верха каркаса, производятся для колонн
промежуточных рядов).
I) Определяются жесткости сечений колонн без трещин Зт
по формуле (II)
Для колонн крайних рядов (по осям А и ')
232 л

„__£*. g.IO7, 5 35-
Ej 0,35.10'
Вт=0.85Еб [ltr + 2f:a(0,5h'a)en]= ,
0.85Х 0./35 х Юч[М^-*&к 0,0022(0,5*0,53
- 0,05)2 х 5,3:э] = 1бУхЮ2 тм2.
Для колонн средних рядов (по осям Б,В,Г,Д,Е)
», 2.10 s 7 •
0,35.10'
Вт ■ 0,85x0.35x107 Г°г5х0г6' + 2x0,0025(0,5x0,5-0,05)25,7J «
= 320хЮ2 тм2.
2) Опрейеляются предельные расчетные моменты по проч -
ности для сечений колонн в месте заделки в фундамент по
формулам (14,15,16,17).
Для колонн крайних рядов
J = -утД; ^^ = 0,374^0,55
* &k Ro 0.5x0,45x1600
и 2а » Ш>£1 т о,222.
П0 О,45
При -т^— LJ.LQ.55
0
Mp=Nh0(l- OMi+iWa- 0.5N)(ho'^l =
ш 134,4x0,45x(I-0,5xO,374)+( 34000x0,0022-0,5x134,4)(0,45-
-0,05) « 52,3 тм.
Для колонн средних рядов
1 ш 266 =0,46 /L 0,55
0,5x0,55x2100
233

„ 2а_ = 2х0£5 ш0182#
/>о 0,55
При Ы jLUL 0.55.
Л0
Мр = 266x0,55(1-0,5x0,46)+(3№00x0,0025-0,5x266 )(0,55-0,05)=
- 88 та.
3) Определяется моменты трещиностойкости сечений колонн
в месте заделки по формуле (2)
Для колонн крайних рядов
1,6X6,35 МР22 ц _ 2х0^5>2
, 134.й . Ы . 0-5x0,5 0,5 ш
1+2x6,35 . 0f°°22
0,5x0,5
= 12,2 тм.
Для колонн средних рядов
1,6x5,7 Ро0025 (I-2^05)2
мт = 266.М . Ь2£А М
6 1^5.7. °>°°25
0,6x0,5
- 29 тм.
4) Определяются жесткости сечений колонн с трещинами
при действии заданных вертикальных нагрузок и момента Мр
по формуле (13)
Для колонн крайних рядов
234

d = 0,374 ; ум = -Л— = °'°°22 = 0,0098 ; fi = 0,055 ;
J t>r>o 0,5x0,45
Bp « & ** * bo— ш 0,055x0,315xI07x0.5x0,5x0,453 = 79хЮ2тм2.
Для колонн средних рядов
cU0,46; Н = °t0025 =0,0091; ,8=0,057;
г 0,5x0,55 ^
Вр = 0,057x0,35хЮ7х0,5x0,553 = 1б5хЮ2 тм2.
5) Величина и знак коэффициентов А и Л, определяющих
зависимость эквивалентной жесткости колонны от смещения ее
верха в общем случае зависят от направления смещения. Если
же в колонне при отсутствии смещения нет моментов от
местных нагрузок, то коэффициенты А и j) не зависят от
направления смещения. Поэтому в дальнейших расчетах и для сокраще -
ния объема вычислений задаемся направлением окончательного
смещения колонн по осям А и Б - влево, по осям В,Г,Д,Е,Ж -
вправо, учитывая действие ветровой нагрузки на каркас слева
направо и заданные принудительные смещения верха колонн*
Тем самым ограничиваемся определением зависимости Вт - Л*
только при одном направлении смещения колонны.
в) Определяется эквивалентные жесткости &9мв.р ко -
донн при действии заданных вертикальных нагрузок и моментов
Ыр в заделке
Вычисляется &ш-р по формулам табл.2.
Колонны по оси А (верхние знаки) и по оси Ж (нижние
знаки) (см.рис.15,а;
Мр = ±52,3 тм; Мв -| -10,5 тм 1 ^ Мт = 12,2 тм,
* См.стр. 153
235

Bp = 79хЮ2 тм2; Вт « I69xI02 тм2.
ji_ kl„ -Mi _ +52,3 -(3).5) в0,96;
Мн 'Mb -52,3 Ч?0.5)
= +"52.3x0.96(3-O.96)+I2,2(2-0,96)+I0,5(I-0.96)2 ш р4х102 тм2
-i5L3 .0,96(3-0.96); liif_(2-0,y6)+ I0>5 9(I-0,96)2
79x10* 169x10* КУхИГ
. Колонны по осям Б (верхние знаки) и В,Г,Д,Е (нижние
знаки) (рис. 15,б)
Мн = Мр = +88 тм; Мв = О; Мт = +29,0 ты; - Л,
Вн = Вр - 165хЮ2 тм2; Вт = 320 х Ю2 тм2; .
/ = **8 - (+29,0) , 0>67
' + 88-0
Ф ,Л<*
й , %8.ОхО,67(3-О,67)%9(2-0.67);0 ш I85 IQ2 T|J2#
» 88 0,67(3-0,67)+ ^ (2-0.67)50
165хЮ2 320хЮ2
7) Определяются моменты Мн в заделке колонны от
местных нагрузок при отсутствии смещения верха колонны.
Длительность действия постоянных нагрузок (
учитывается умножением момента от этих нагрузок на
коэффициент Кдд, равный для колонн крайних рядов
i + Ж1
"" / + Ж- '
lOBsty
236

1+ I34,tx9t752xI2
5x0,3I5xI07x0,5x0,53
1+ I3».tx9.752xl2
IOxO,3I5xIOYxO,5xO,53
= 1.07
Внешние моменты М с учетом длительности действия
части нагрузок (верхние знаки для колонн по оси А) равны
МХ=*(ь/,(в-К9АЛ1дла)= +{ 67,2x0,075+1,07x67,2x0,075) -
'° -ij
= +10,5 тм.
Моменты Мд в месте задё"лки колонны в фундамент опрв'
деляются по формулам табл.1.
мн = (i+o,o<*uDT) и -L (i+o.oeuDo.
8 2
где Wt = "ВТ"'
Для колонн по оси А
^ = i3jLw£_ ш
169x10^
2
уо ш 0,41x9г75 (1ч0>04хО,755) + I2tS (140,06x0,755)
н 8 2
« 10,5 тм*
Для колонн по оси Ж
а)т- 266tox9,752 ш079
320x10*
мо ш o,^ixat752(l4004 ^ }_ 1М (1+006х079) e ^ Wi
.2
CI +0,04 tt)r )- I<
2
8) По формуле (23) определяется смещения Аг верха
колонн при действии в заделке заданной продольной силы и
237

момента трещиностойкости Мт.
Для колонн по оси А
(Мт -Мн)И* (-I2.2-IO 5)9.752
r 3BT (I-0,07u)r) ~ 3xI69xIO*(I-0,07x0,755)
= -0,045 м.
Для колонн по осям Б (верхние знаки) и В,Г,Д,Е
(нижние знаки)
2
Дг= +29.0x9,75 ж ;ftf0304 И.
3x320x10^ (1-0,07x0,79)
;тля колонн по оси Ж
(12,2+0,5)9,752
Ат = ? « 0,025 м.
т 3x159x10^ (1-0.07x0,755)
9) Определяются по формуле (24) смещения Ар верха
колонн при действии в заделке заданной продольной силы и
предельного момента *А_.
.Лля колонн крайних рядов
ft),- M* ,12Мх2^£в1,52;
9* ар
* " В*** о 84х1СГ
Для колонн средних рядов
р 185хКГ
Л„ =
Для колонн по оси А
(Мр- Ми) Н (-52.3-10,5)9,752
3 &М.Р О ' 0,07tl)p) 3x84x1041-0.07x1.52)
= -0,265 п.
Для колонн по оси Б (верхние знаки) и 3,Г,Д,Е (нижние
238

знаки)
Лр= +883&75 Jo,I87 м.
3xI85xI02 (1-0,07x1,37)
Для колонн на оси I
Ар = C52t3^)t5)9t752 = 0.223 м.
ЗхВ^хЮ2 (I-0.07xI.52)
10) Определяются коэффициенты А и Д по формулам (5),
(7)
Л = Др- Лг
Ар - Дт
и принимаются не более (см. формулы (21), (22))
^ _• Вакв-Р - 0.07М'
Ар
Для колонн по оси А
д -О.265х1б9хЮ24О.0^х8АхЮ2 в 18600 тм2 j
-0.265-Ю.045
ф-.Г^хЮ2 -BAxIO2 , .38600 тм;
• -0,265-»0.045 . ■ i_ . -
4, -. 2х8АхЮ2-0,07х134,4х9,752 « 15900 <£ А;
A 8Цх102-0,07х134,4х9,722 ш _28300 ^ л#
Р -0,265

Принимаются А » 15900 тм2 и Д —28300 ты.
Для колонн по осям Б (верхние знаки) и В,Г,Д,Е (нижние
знаки)
А = ЗЭ.187Х320ХЮ2» P.O**xI85xI02 ш 34600 тм2 ;
5Э.187 ±0,0304
0 „ 320хЮ2-185хЮ2 . ^броо ^ . '
53,187*0,0304
Цг„ = 2х185хЮ2-0,07х26бх9,752 = 35240 > А.
Принимаются А = 34600 тм2 и Д = ±86000 тм.
Для колонн по оси I
А = 0.223х169хЮ2 - 0.025х84хЮ2 _ 18000 ^2
0,223-0,025
д=169х102-е4х102 = 4зО00 тм;
0,223-0,025
А то же, что и для колонн по оси А, причем А -=■ А;
л 84хЮ2-0.07х134.4х9.752 „ 33500 ^ «Z>.
**' 0.223
Принимаются AJ59'X) *м2 и Д=33500 тм.
П. О п • е !вл е н и е перемещения ве»ха седины ка«-
каса л и вычисление эквивалентных жесткостей колонн оа«а ,
II) Определяются реакции К верхних опор колонн от
местных нагрузок при отсутствии колонн смещения (см.табл.1).
240

Для колонн крайних рядов (верхние знаки для колонн по
оси А)
М= Ml* I Na = +Е94,4x0,075 « +10,0 ти.
Для колонн по оси А
ft'..3.0,41x9,75 (i_o,oixO,755)+ MP. х (1+0,02.0,755)=
8 2.9,75
- 0,08 т.
Для колонн торцовых рам по оси А
R ш 0,5x0,08 *= 0,04 т.
Для колонн по оси Ж
/Г =.3»0,4Ix9t75(I4)0Ix0755) .^ЗЛР^О
8 2.9,75
х(1+0,О2ХО,755) * -3,04 т.
Для колонн торцовых рам по оси Ж R° = 0»5х(-3,04) «
. -1,52 т. '
Реакция верхних опор колонн средних рядов равна нулю.
Определяется суммарная реакция верха каркаса
(см.формулу (9))
?=£#" VJ «0,08x4+0,04x2-3,04x4-1,52x2-144 - -158.8 т.
12) Определяется перемещение верха середины каркаса
(см. уравнение (25))
241

Знак "плюс" принимается при перемещении каркаса от
ветровой нагрузки влево, "минус" - вправо.
в -32. щ , 0-3^'
При определении перемещения каркаса суммирование произ-
водится по всем колоннам температурного блока; деформативные
свойства (коэффициенты А и Б) и вертикальные нагрузки на
колонны торцового ряда принимаются такими же, как и для колонн
промежуточных рядов*
Влияние длительности действия вертикальных нагрузок на
величину перемещения каркаса не учитывается, так как каркас
симметричен и Длительно действующие вертикальные нагрузки
приложены симметрично. Зычисления приведены в табл.5 и 6.
Таблица 5
Колон- А / Л п «I
ны по L(Ai-2$Jpi-0MHt)
оси
ы
1=1
в
6fl9900-5(-283О0)( -0,045)•
-5200] = 49000
6 [34б00-2(-86О00)(-0,030).
- ioaooj = И5000
6 [З4б00-2х86000 (-0,015)-
- ЮЗОО] ш I6I000
б [34бО0-2х86О00хО-
- ЮЗОО] ш 146000
б(-28300) = -170000
6(-€5000) = -5I60OO
6x86000 - 516000
6x86000 « 516000
242

(продолжение табл.5)
Д
Ж
6 [34600-2x86000x0,15-
- ЮЗОО] = 130000
6 [З4б00-2х86000х0,030-
- ЮЭОО] = II5000
6 [i 5900-2x33500x0,045-
- 5200J » 46000
I = 762000 та*
6x86000 = 516000
6x86000 = 516000
6x33500 = 201000
Т. = I58IOOO тм
I
762000
2а
2x1581000
= 0,241 м.
Таблица 6

Колонны по
оси
А 6(-О,045) [15900Ч-283О0)(-О,045)-5200] = -2540
Б 6(-О,030) [34б00Ч-86000)(-О,030)-Ю300]= -3900
В 6(-0,015) [34600-86000(-0,015)-10300] = -2300
Г О '
Д 6x0,015(34600-86000x0,015-10300) . 2070
Е 6x0,030(34600-86000x0,090-10300) = 3900 "
Ж 6x0,045(15900-33500x0,045-5200) = 2485
C+d
а
Л =-290 та3
•290- £ 9.753 х 158,8
I58I000
«...•-
-0,0311 ы2)
Д = 0,241 - \оТ2412-0,ОЗИ = 0.077 м.

13) Определяются окончательные смещения верха колонн ДЛ
(см.табл.7).
Д* = Д + hi
Таблица 7

Колонны по
оси
А
Б
в
Г
■к
д
Б
I
Л + hi - &Ki,n
0,077-0,45 = 0,032
0,077-0,030 = 0,047
0,077-0,015 = 0,062
0,077
0,077+0,015 = 0,092
0,077+0,030 = 0,107
0,077+0,045 = 0,122
Полученные смещения верха колонны А*< сравниваются
со смещениями А г< по направлению и величине. Из сравнения
видно, что сделанное выше предположение о направлении смещения
колонн по осям А и Б неправильно, т.к. А к для них получилось
положительным. Лля этих колонн определяются новые значения Дг,
соответствующие смещению верха колонн вправо. Величина А г для
колонн по оси Б остается прежней, меняется лишь знак на
противоположный.
Для колонн по оси А при смещении вправо
Дт __ Щт - Ui) U*
. (12,2-10 5)9,752 в 0.0035 М.
3x169x10^ (1-0,07x0,755)
что менее А* » 0,032 ы.
244

Следовательно, Д* больше А г для всех колонн
каркаса.
В связи с тем, что направления окончательных
смещений А* для колонн по осям А и Б не совпадают с
ранее принятьии, следует пересчитать величину перемете -
ния каркаса А , приняв для этих колонн коэффициенты
А и Л, соответствующие новому направлению смещения.
Для колонн по оси Б величина А не зависит от
направления смещения и остается прежней, а Л - меняет
знак на противоположный, по величине оставаясь также
прежней* Для колонн по оси А значения А и Л
определяются заново с учетом новых значений Вэкв , Аг и Д^ .
14) Определяются Зэк и Ар , соответствующие
смещению верха колонны по оси А вправо (рис.15)
Ми = Мр = 52,3 тм;
Мв = (10,5 тм) <М?12,2 тм,
j - 52.3 -12,2, 0 6i|
52,3 + 10,5
£, = 5LJ*— = о,8з;
52,3+10,5
£ = 52.3x0.64(3-0,б4)+12,2х0,83х(3-О,64-0,83+
52'3 v 0,64 (3-0,64)+ l2?2 v х0,83ж
79x10* 169,10*
+I0,5(;i^,83)2 = 87xI02 TM2
*(3-0,64-0,83) + J£l5 (I-0.83)2
169x10^
* См.стр. 153
245

" ЗВШр(1-0,071й)р)
„ (52,3-10 5)9,752 0.17 и, .
3x87x10* (1-0,07x1,52) .
Определяются новые значения А я Д для колонн оси А
л ЬВт-АтВти _ 0.17х1б9хЮ2-0,О035х87хЮ2 _ 17юо тм2 ■
Лр-Аг " 0Д7 -0,0035
л) - Вт - вздга./? ш" 1б9хЮ2-в7хЮ2 ш Яооо ты •
"^ Ар- Дг 0,17-0,0035
Агр =* 2ВЭКВвр -0.07 ^Н2 = 2х87хЮ2-0,07x134,4x9,752 >
ш 16500 тм2;
л Выв-Р.ОУ/М* 87xI02-Q.07xI34.4-9,752
•^* Лр . 0Д7
= 46000 тм.
Принимаются А « 16500 тм2 и Д « 46000 тм#
15) Повторно определяется перемещение каркаса А
(табл.8).
• • ••'■»•. . Таблица 8
оси <*/ **'
■'■'■■■ ' ■ "HI МП —■— !■ | .1.1. ■ | ■ ■! —^1————^—— II— I II— I——ИР—^
A 6[j6500-2x46000X-0,045)- 6x46000 ■ 276000
-5200J = 9270
Б 6[3i»600-2x86000(-0,030)- 6x86000-516000 .
-10300] - 177000
2И6

(продолжение табл.8)
В I6IOOO 516000
Г 146000 516000
Д 130000 516000
Е ••'- II5000 516000
I 46000 201000
Т « 867700ТМ2 Z - 3057000ты,
^—»■—————^—ШШ—Ш—1^— 11,1 I М^^^—.¥1 ИИ I I ■ И I I ■! ■!■ !■ ■
Здесь значения для колонн по осям В,Г,Д,ЕД принимаются
по табл.5.
_J , 867700 .0Д42ы,
2 а 2x3 057 000
Таблица 9
—W—wi^——W—шч—» i ■ ■ .- ■■ ——^»^i———.^———■ i ■ i ■■-■■■ ■ 1 i и i
JS'SS" . £ L и -Sit* -о,ыМл)
ОС! /Г/
А у» 6(-0,045) [16500-46000(-0,045)-520о] - -3600
Б < 6(-0,030) [346О0-86ОО0(-0,030)-10300] = -4850
в -гзоо
г о
Д г 2070
В" 3900
I 2485
Ц - - 2295 ты3
Здесь значения для колонн по осям В,Г,Д,Е,Ж принимаются
по табл.6» т q
.2295-4 -9,75^x158,8
а -0,0168 и*
Of 3 057 000
247

A =
ь
a V ba
a
= 0,142 -
-\f
0,142* - 0,0168 = 0,084 м.
16) Повторно определяется окончательные смещения вер
ха колонн Лк1 и соответствующие ни эквивалентные жесткое •
ти Вэкр.1 (табл.10)
Л,<- = Д + hi ', Bm.i * Arty • Л
Ml
Таблица 10
Колон
ны по
оси
А + //>< = Д
Hi
Ai -JJi Л/fi - В>ш1
ы
ш'
±
Б
В
Г
Д
Б
Ж
0,0Ь4-О,045 = 0,039
0,084-0,030 = 0,054
0,084-0,015 - 0,069
0,084
0,084+0,015 * 0,099
0,084+0,030 = 0,114
0,084+0.045 - 0,129
16500-46000x0,039 = 147x10'
34600-66000x0,054 = ЗООхЮ1
34600-85000x0,069 = 287xI0S
34600-86000x0,084 = 274x10'
34600-86000x0,099 = 261x10'
34600-86000x0,114 = 248x10'
15900-33500x0,129 = 116x10'
17) Проверяется условие устойчивости IIJJI/& Л wep
Перемещение верха каркаса, соответствующее предельному
равновесию, равно
Kf4d - °-и2 *•
Горизонтальная реакция верха каркаса, соответствующая
предельному равновесию, определяется по формуле (28)
248

2
4
w%
/867700 ч2
v ■■' g—)
m -3x~2293 --£- . - = -192,3 т;
9 753 4 3057000
9,753
1,2 £ = 1,2.(-158,8 t) » (-190,6 tJ/- 192,3 т
Устойчивость каркаса обеспечена.
Ш. Определение усилий в сечения
колонны.
18) Моменты в сечениях колонн определяются суммированием
моментов М( от местных нагрузок при отсутствии смещения
верха колонны с моментами Mi от смещения верха колонн на
величину Д^ (рис.17)
Mi - М\ ♦ М?.
Моменты М и М определяются по формулам табл# I в
зависимости от величины ц);* щ"*-
09НВ1
Для колонн по оси Е
На уровне верха колонны
На расстоянви д Н от верха колонны

2
M = 0 + 0,114 248х1Р (140,09.1,01) . 32,3 тм.
9,75*
о
На расстоянии ч Н or верха колонны
2
М = 0 + 0,114 «2^8x10 (1+0,03.1,01) « 61,0 тм.
9,75*
В заделке
2
М = О + 0,114 3*2ft8xI0 (i_o,07xI,OI) - 83,5 Т».
9,7 5Z
Для колонн по оси 1 "V
a)gI3Mx9,752gI>09.
ИбхЮ2
На уровне верха колонны
У ш 10,5 + О = 10,5 тм*
т
На расстоянии g Н от верха колонны
М = 5*°f,ffiV5 а-О.07х1,0У) + Щ£ (140,07х1.0у) +
2
+ 0Д29 116 Л§ (1+0,09x1,09) = 20 Д тм*
97,5*
р
На расстоянии ^ Н от верха колонны
а ш -0,41х9,752 + од29 2х11бхЮ2х (1Л#0в.1.09)-а1.3 тм
36 9,75*
В заделке
р
Мн = 0^Ijj9r75 (1+0,04x1,09) - Щ£ (1+0,06x1,09) +
2
+ 0Д29 3x116x10 d-ot07xI,09) - 43,1 тм.
9,75*
Эпюры моментов приведены на рис.17?
Полученные моменты М меньше предельных расчетных мо*
ментов Мр, следовательно, прочность колонн в плоскости по-
перечной рамы обеспечена.
* См.стр* 153
250

Рис.11. График зависимости момента в ветви тп от момента
в колонне М при наличии интервала значений М, в
котором отсутствуют трещины в ветвях, т.е. при
1 - график при наличии трещины в сжатой ветви;
2 - график при отсутствии трещин в сжатой ветви
Сплошной линией показан график для левой ветви,
пунктирной - для правой
Рис. 12. График т-М при tie,^lQlK&
251

ооа &Я°н
Ряс.13. План и расчетная схема каркаса
I
'/
*
а*Д07§
//
*7W7
$
йЛ
07777
%
jld*Cl075
= Я
Рис. 14, Схемы нагрузок на колонны
а - по оси А; б - по осям Б,В,Г,Л,Е; в - по оси К
252

a)
/*#*J/,3 /fo--fZ3
№HO №-Si,0
Рис.15, ^пюры моментов в
колоннах при определении
В экв.р.
а - для колонн по осям А
(сплошная линия) и ж (пунктир); б- для
колонн по осям Б (сплошная линия)
и В.Г.Д.Е (пунктир)
/&*-/$£
/W*St3
Рис. 16.;.шора
моментов в
колоннах по оси А
при определении
Зэкв.р, при сме
шеиии вправо
•)
] pi*-**
j/pppcr /**
Злмра& *
3/7/O/0&/V
Рис.17, Эпюры моментов в колоннах от местных нагрузок при
отсутствии смещения верха (М°) от смещения верха
(М*) и суммарные (М)
а - для колонн по оси Е; б - для колонн по оси Ж
м
253

СОДЕРЖАНИЕ
ош ^ш шт ^т ^т ^в *™ «■• ^н ^в> ^м «^ ^^
ч*кг
Стр.
• Предисловие 3
1* Общие положения •••••••••*•#•»•••••••»•• 5
2. Нагрузки и воздействия 17
Постоянные и временные длительные нагрузки 18
Нагрузка от мостовых кранов • •..♦.♦ 20
Нагрузка от подвесных кранов ••••• 22
Снеговая нагрузка * •*••*•••*••••*•••*•••••*» 23
Ветровая нагрузка 27
Прочие нагрузки и воздействия • •..♦♦ • 30
Сочетания нагрузок *• 32
Пример определения нагрузок на колонны
от мостовых кранов •••••••*»*•••**•••••••••* 42
3» Расчет « 45
Общие положения ♦♦♦.... ♦....♦ 45
Статический расчет рам по недеформированной
, схеме • ••♦ 56
Особенности расчета рам с двухветвевыми
колоннами ♦♦.♦.♦♦ 73
Расчет колонн «••••••••••••••#•••*• 79
Пример определения усилий в призматических
колоннах от температурных воздействий и
удлинения нижних поясов подстропильшх ферм .••♦♦ 84
Пример расчета каркасов эдания со ступенчатыми
колоннами прямоугольник сечения ♦..♦••♦ 92
'. -" Пример расчета каркаса здания с
двухветвевыми колоннами • 113
4# Конструирование колонн .»•♦.♦• • 139
Продольное и поперечное армирование 139
Заделка колонн в фундамент • 150
Консоли 159
Элементы двухветвевых колонн • 167
Закладные детали и сетки • 173
Приложение* Расчет каркасов одноэтажное аданий по
деформированной схеме 181
254

РУКОВОДСТВО
ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СБОРНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОЛОНН ОДНОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ
ПРЕДПРИЯТИЙ
Редактор Н.А.Гагарина
Технический редактор П.И.Орехов
Корректор Г.С.Иванова
Л-106928 Подп. к печати 30/У1-1971 г.
Формат бум. 70x108 I/I6
Печ.л.1б. Уч.-изд.л. 13
Тираж 2000 экз. Цена 40 коп. Заказ 8Q0
Отпечатано в Производственных экспериментальных
мастерских ЦННИС Госстроя СССР