Шпоры к гос. экзамену ПГС

Усили я , действующие на болты (см. рис. VI.28, г):

)

Несущую способность болтов определ я ют с четом направлени я сил поперек волокон; она должна быть больше действующих силий А?ь Rz<-

Крепление арки в опорных злах рассчитывают на максимальную поперечную силу, действующую в этих злах. В арках больших пролетов опорный и коньконвый узлы конструктивно сложнее. Их можно выполнить,

например, с помощью специальных элементов, состо я нщих из стальных пластинок, соединенных стержнем из круглой стали (рис. VI.29).

5. Рамы. Расчет и конструирование. злы.

Рамные конструкции отличаютс я от арочных своим очертанием, которое сильно вли я ет на распределение изгибающих моментов в пролете. При ломаном очертаннии рамы в жестком карнизном зле при загружении как левой, так и правой половины рамы возникают монменты одного знака. В результате при загружении рамы по всему пролету гловые моменты сильно величиваютнс я , что ограничивает длину пролетов, перекрываемых ранмами, до 1Ч30 м.

Рамы могут воспринимать горизонтальные нагрузки, обеспечива я поперечную стойчивость здани я без защемнлени я стоек и без стройства жестких поперечных стен. Рекомендуетс я делать рамы трехшарнирными, так как в статически определимых системах не происходит пенрераспределени я усилий при деформировании под длинтельно действующей нагрузкой, что обеспечивает соотнветствие их расчетным сили я м.

Дощатоклееные гнутые рамы. Дощатоклееные гнутые рамы (рис. VI.30) выполн я ют трехшарнирными, что обнлегчает их изготовление, транспортирование и монтаж. Криволинейность карнизных злов достигаетс я выгибом слоев (досок) по окружности при изготовлении рам. Рандиус кривизны обычно невелик и составл я ет Ч4 м. 1ак как по слови я м гнуть я отношение радиуса кривизны к толщине сло я (Я/6) не может быть меньше 150, то толнщина слоев дл я изготовлени я дощатоклееных гнутых рам после фрезеровани я будет составл я ть не более 1,ЬЧ 2,5 см. Следовательно, Дощатоклееные гнутые рамы бонлее трудоемки в изготовлении, чем арки и требуют больншего расхода древесины и кле я . Кроме того, расчетное сопротивление изгибу уменьшаетс я множением на конэффициент гнуть я , меньший единицы.

Сечение рамы делают пр я моугольным, а высоту сенчени я Чпеременной по длине, что достигаетс я меньшеннием числа досок в пакете с внутренней стороны рамы. Постепенное плавное изменение высоты сечени я (рис. VI 30 а) предпочтительнее с архитектурной точки зренни я но технологически менее выгодно. Менее сложно и трудоемко изготовление дощатоклееных гнутых рам с применением ступенчатого изменени я высоты сечени я которые разработаны дл я пролетов 12 и 18 м. Рамы работают на сжатие и поперечнный изгиб.

Дощатоклееные рамы из пр я молинейных элементов.

Дощатоклееные рамы из пр я молинейных элементов (рис. VI.33, ЧVI.33, е) более технологичны, чем доща-токлееные гнутые рамы, так как на заводе собирают и склеивают из пр я молинейных досок отдельно стойку и ригель каждой полурамы.

Наиболее сложным у рам П-образного очертани я я внл я етс я карнизный зел (соединение стойки с ригелем), где действует максимальный изгибающий момент.

Рамы пролетом 12 и 18 м иногда проектируют с карннизным злом, решенным с помощью косынок из фанеры марки ФСФ или лучше бакелизированной ' (рис. Vi.33, в). Фанерные косынки, приклеиваемые к стойке и ригелю, перекрывают стык, воспринима я нормальное силие и изгибающий момент. Клеевой шов провер я ют на скалынвание.

Недостаток такого решени я Ч возможность разрушенни я клеевого шва при сушке и разбухании пакета донсок, приклеенного к фанерной косынке больших разменров. В последнее врем я шире примен я ют соединение стойки с ригелем на зубчатый шип (рис. VI.33,г).

Более надежны рамы из пр я молинейных элементов с ригелем, имеющим консоли и опирающимс я шарнирно на стойки и подкосы (рис. VI.33, д, е). Элементы таких рам работают как сжато-изгибаемые стержни и должны быть рассчитаны на действующие в сечени я х нормальнные сили я , изгибающие моменты и поперечные силы.

Получили применение в строительстве рамы с соединнением ригел я в карнизном зле на зубчатый шип. Раснчет этих рам производ я т на прочность и устойчивость плоской формы деформировани я .

Клеефанерные рамы (рис. VI.36) в поперечном сеченнии могут быть двутавровыми или коробчатыми. Фаненру, как и у клеефанерной балки, лучше располагать так, чтобы волокна рубашек были параллельны оси рамы. Карнизный зел решают с применением стальных нанкладок (рис. VI.36, б) или с помощью специальных гну-токлееных фанерных вставок1, я вл я ющихс я закруглен-

ным продолжением пр я молинейных по я сов ригел я и стойки {рис. VI.36,

Испытани я клеефанерных рам вы я вили необходинмость проверки фанерной стенки на главные напр я женни я . Дл я приближенного расчета можно проверить прочнность фанерной стенки сравнением расчетного сопротивнлени я фанеры под углом 45

где и, т Чнормальное и касательное напр я жени я в стенке на ровнне внутренней кромки сжатого по я са.

Клеефаыерные рамы следует рассчитывать не только по прочности, но и по деформаци я м. При расчете аналонгично клеефанерным балкам принимают приведенные геометрические характеристики сечени я .

6. Классификаци я и область применени я различных видов соединений ДК. Соединение из лобовой врубке. Принцип расчета и конструировани я .

При контактных соединени я х дерев я нных элементов подразумеваютс я соединени я , в которых сили я от одного элемента другому передаютс я через их соответственно обработанные и опиленные контактные поверхнности. Дополнительно поставленные в таких соединениst1:PersonName w:st="on">я х рабочие св я зи несут обычно функции фиксации отндельных элементов или служат аварийными св я з я ми, включающимис я в работу при разрушении соединений.

При контактных соединени я х дерев я нных элементов в местах примыканий между собой и с элементами из других строительных материалов решающим оказываетнс я работа древесины на см я тие.

Значительным преимуществом решени я соединений дерев я нных элементов простым опиранием одних на друнгие я вл я етс я незначительное вли я ние на их работу денформаций древесины при колебани я х температурно-влажностного режима в период эксплуатации конструкнции, особенно если силы сжати я соедин я емых дерев я ых элементов направлены вдоль волокон.

Контактные соединени я со сжатием перпендикул я рно к волокнам встречаютс я в соединени я х стоек в местах примыканий к горизонтальным ригел я м, опираний пронгонов, балок, ферм на стены и т. д. (рис. IV. 3, а, б). В этих случа я х расчет соединени я сводитс я к определеннию проверки напр я жений см я ти я по контактным поверхност я м в дерев я нном элементе, в котором силы сжати я приложены перпендикул я рно к волокнам, и сравннению их с соответствующим расчетным сопротивленинем. Поскольку сопротивление древесины на см я тие понперек волокон незначительно, то при действии больших силий часто приходитс я величивать опорные площаднки или контактные поверхности соедин я емых элеменнтов.

Площадка контакта и распределение силий сжати я на большую поверхность может быть величена с понмощью подкладок из твердых пород древесины, имеющих повышенное сопротивление см я тию поперек волокон (рис. IV.3, в) или подкладки из металлических профинлей (рис. IV.3, е), также дерев я нными вставками в опорные части стоек (рис. IV.3, д).

Если опорную площадь нельз я увеличить по каким-то конструктивным соображени я м, то дл я подн я ти я сопронтивл я емости древесины см я тию в этой части примен я ют различные накладки, например, из фанеры, прикрепл я енмые к боковым гран я м нагел я ми или кле я ми (рис. IV.4, а). Эффект повышени я сопротивл я емости см я тию в этом случае достигаетс я не столько вследствие величенни я площади опирани я , сколько передачей и распреденлением силий с помощью накладок на большую глубинну элемента.

Заслуживает внимани я и дальнейшей проработки предложенный в нашей стране вариант силени я клененых балок в опорной части (рис. IV.4, 6"). Суть этого метода состоит в том, что в опорной части дощатокле-еных балок большого поперечного сечени я выпиливаетс я уголок под глом 45

Контактные соединени я дерев я нных элементов с дейнствием сил вдоль волокон имеютс я , например, при наранщивании стоек по длине (рис. IV.5). В этом случае сонпротивление см я тию вдоль волокон максимально и совнпадает с сопротивлением сжатию вдоль волокон. Однако при этом возникает опасность взаимопроникновени я дерев я нных элементов из-за того, что более плотные слои древесины в одном элементе совпадают с менее плотными в другом. В результате этого может произойти дефорнмаци я древесины в торцах.

Концы соедин я емых элементов должны быть точно совмещены и приторцованы. Чтобы предотвратить сменщение концов элементов, станавливают цилиндрические нагели в торцах или боковые накладки (см. рис. IV.5).

Поскольку размеры поперечного сечени я сжатых стонек принимают из расчета на продольный изгиб, этой площади бывает вполне достаточно дл я воспри я ти я нанпр я жений см я ти я вдоль волокон, поэтому расчет торцов элемента на см я тие при передаче силий по всей площанди поперечного сечени я обычно не провод я т.

Работа древесины в местах соединени я по контактнным поверхност я м на см я тие под глом возникает в соединени я х дерев я нных элементов, наход я щихс я под разнличными глами, например стык наклонных дерев я нных элементов (рис. IV.6). В этих случа я х древесину по коннтактной поверхности провер я ют на см я тие под глом.

Боковые накладки или различные вкладыши между соедин я емыми элементами служат дл я фиксации элеменнтов и воспри я ти я поперечных сил. Соединение наклоых сжатых дерев я нных элементов с горизонтальными раст я нутыми элементами без рабочих св я зей осуществнл я ют чаще на врубках, конструкци я и работа которых будет рассмотрена в последующих параграфах.

Лобова я врубка. Врубкой называют соединение (рис. IV.7), в котором усилие элемента, работающего на сжатие, передаетс я другому элементу непосредственно без вкладышей или

иных рабочих св я зей. За этим видом соединени я сохраннилось старое название врубка, хот я в насто я щее врем я врезки и гнезда выполн я ют не топором, электро-, или мотопилой, цепнодолбежником.

Основной областью применени я врубок я вл я ютс я з-ловые соединени я в брусчатых и бревенчатых фермах, в том числе в опорных злах примыкани я сжатого верхненго по я са к раст я нутому нижнему по я су.

Соедин я емые врубкой элементы дерев я нных констнрукций (д. к.) должны быть скреплены вспомогательнынми св я з я ми - болтами, хомутами, скобами и т. п., котонрые следует рассчитывать в основном на монтажные нангрузки.

Лобова я врубка может тратить несущую способнность при достижении одного из трех предельных состоst1:PersonName w:st="on">я ний: 1) по см я тию площадки пора FCK<^ 2) по скалынванию площадки FC*', 3) по разрыву ослабленного врубнкой нижнего по я са.

Площадь см я ти я определ я ют глубиной врубки вр, котора я ограничиваетс я нормами вр^ЛбР/3, где Абр - высота раст я нутого элемента. При этом несуща я способнность врубки из слови я разрыва раст я нутого элемента в ослабленном сечении при правильном центрировании зла всегда обеспечиваетс я с избыточным запасом прочнности. Решающее значение имеет как правило несуща я способность врубки, исход я из словий скалывани я .

Согласно НиП 11-25-80, лобовую врубку на скалынвание рассчитывают определением среднего по длине площадки скалывани я напр я жени я сдвига по формуле

где ^ек - расчетное сопротивление древесины скалыванию дл я макнсимального напр я жени я ; /скЧ расчетна я длина плоскости скалыванни я , принимаетс я не более 10 глубин врезки в элемент; е - плечо сил сдвига, принимаемое 0,5/1 при расчете элементов с несимметричнной врезкой в соединени я х без зазора между элементами (см. рис. IV<-7) и 0,2Л при расчете симметрично загружаемых элементов с симметричной врезкой; $Ч коэффициент, принимаемый 0,25. Отноншениеа должно быть не менее 3.

Однако выполненный анализ сложного напр я женного состо я ни я , возникающего по плоскости скалывани я 1, понказал, что вышеприведенна я формула НиП 11-25-80 приемлема только дл я угла Ч45

В результате анализа становлено, что с величением глубины врубки при посто я нной длине плоскости скалывани я снижаетс я коэффициент концентрации напр я жений сдвига и меньшаютс я напр я жени я сжати я поперек волокон в начале плоскости скалывани я . Вы я внлена зависимость коэффициента концентрации напр я жений сдвига ^

1) чем больше отношение длины плоскости скалыванни я к е, тем больше коэффициент концентрации напр я нжений сдвига;

2)а чем меньше гол а, тем меньше коэффициент коннцентрации напр я жений сдвига;

3) чем больше нормальна я к плоскости сдвига составл я юща я , тем выше значение концентрации напр я женний сдвига.

При этом необходимо отметить, что нормальные к плоскости сдвига напр я жени я сжати я поперек волокон повышают сопротивление скалыванию вдоль волокон1.

7. Основные формы пространственных ДК, их достоинства и недостатки. Кружально-сетчатые своды. Купольные покрыти я я вл я ютс я самой распространеой формой пространственных конструкций, в том числе из древесины, фанеры, пластмасс. Будучи одним из наинболее экономичных видов оболочек на круглом или мнонгоугольном плане, они получили широкое распространенние в гражданском, промышленном и сельскохоз я йствеом строительстве. Очертание куполов зависит от архитекнтурных и технологических требований, вида материала, типизации элементов, простоты изготовлени я , транспорнтировки и монтажа конструкций. Купольные оболочки из пластмасс имеют диаметр от одного метра (светонвые фонари) до 5Ч60 м (сферы крыти я антенных стнройств). При силении пластмассовых куполов дерев я ыми или металлическими ребрами их пролеты могут превышать 100 м. Купола из клеефанерных элементов достигают диаметра 90 м. Известные к насто я щему вренмени возведенные дерев я нные купола достигают пролета 153 и 162 м, покрытие над стадионом, разработанное фирмой Вайерхозер (г. Такома, США) в форме ребнристого купола с сетчатым заполнением из клееной дренвесины и фанеры, запроектировано диаметром 257 м.

Классифицировать купола покрыти я можно по самым различным признакам. По материалу - из древесины, фанеры, пластмасс и их сочетаний. По конструктивному решению - тонкостенные купола-оболочки, ребристые купола, ребристо-кольцевые, ребристо-кольцевые купола с решетчатыми св я з я ми, сетчатые. По форме поверхнонсти, получаемой вращением образующей вокруг вертинкальной оси, купола могут быть сферического очертанни я , эллиптического, конического, в форме гиперболоида вращени я и т. д. Пластмассовые купола часто проектинруют из волнистых (лотковых) и складчатых элементов.

Основными нагрузками, действующими на купольное покрытие, я вл я ютс я : собственный вес конструкции, сненговой покров, технологическа я нагрузка от массы оборундовани я и приспособлений; дл я подъемистых куполов - ветрова я нагрузка.

Методика расчета купольных покрытий зависит от типа оболочки и вида нагрузки - осесимметричной и неосесимметричной. К первой, как правило, относитс я собственный вес конструкции; как вариант - масса сплошного снегового покрова и симметрично подвешеого оборудовани я . Ко второй - ветрова я нагрузка; как вариант - односторонн я я снегова я и масса несимметричнно расположенного оборудовани я .

Оболочка купола считаетс я пологой, если отношение стрелы подъема купола к его диаметру не превышает 1/5. При отношении стрелы подъема купола к его дианметру не более 1/4 ветровой напор создает на поверхнонсти купола отсос, который разгружает купол и при донстаточном собственном весе покрыти я может не учитынватьс я . Однако легкие пластмассовые купола необходимо провер я ть расчетом на действие отсоса ветра.

Конструкции кружально-сетчатых сомкнутых сводов. Купол из сомкнутых сводов образует в плане правильнный многоугольник и состоит из одинаковых секторов (рис. IX.36 и IX. 37), я вл я ющихс я частью цилиндричеснкого свода. Смежные секторы сомкнутого свода соединн я ютс я между собой специальными ребрами, называенмыми гуртами. Шаг сетки с, гол т|з между кос я ками и гол между нижними ребрами кос я ков и образующей свода пришагают такими же, как в цилиндрических кру-жально-сетчатых сводах.

Кос я ки, примыкающие к гуртам, соединены с ними по месту. Гурт имеет эллиптическое очертание, котонрое при

Нижнее распорное кольцо, имеющее очертание пранвильного многоугольника, может быть из стали или женлезобетона либо металлодерев я нньш из горизонтальных шпренгельных ферм, где изгибающие моменты восприннимаютс я дерев я нным по я сом, замкнута я многоугольнна я схема металлических шпренгелей воспринимает раст я гивающие усили я от распора. Верхнее сжатое кольнцо решают обычно по принципу многослойной кружальнной арки.

Представл я ет интерес разновидность сомкнутого сетнчатого свода, разработанного в США дл я пролета 257м {рис. IX.38). Проект этого свода предусматривает иснпользование его дл я покрыти я стадионов в городах Портленде, Филадельфии, Детройте и Новом Орлеане. Стрела подъема этого покрыти я 76 м. Гурты клееные, переменного коробчатого сечени я . Максимальна я высонта сечени я 334 см. Верхний по я с представл я ет собой панкет шириной 91 см, нижний по я с состоит из двух панкетов шириной по 36 см. Высота по я сов одинакова я и равна 61 см. Устойчивость стенок гурта, выполненных из фанеры толщиной 76 мм, обеспечиваетс я изнутри ребранми жесткости. Нижнее распорное кольцо полое клееное. Внутри кольца проход я т предварительно напр я женные стальные тросы. Ромбическа я сетка между гуртами вынполнена из клееных кос я ков. По сетке ложены клеефа-нерные панели, которые имеют размеры и формы, соотнветствующие ромбовидной я чейке. Кровл я - из листов алюминиевого сплава. Это купольное покрытие было прин я то дл я строительства, как самое экономичное по сравнению с вариантами из других строительных матенриалов.

8. Тонкостенные и ребристые купола-оболочки из древесины и пластмасс.

По характеру работы к этой конструктивной схеме ближе всего относ я тс я пластмассовые гладкие купола-оболочки однослойные, двух- и трехслойные. Однослойнные пластмассовые купола изготовл я ют из полиметилме-такрилата (органическое стекло), полиэфирного стеклонпластика (чаше всего светопрозрачного) и пенопласта (пенополистирол и др.). Трехслойные купола-оболочки общей толщиной от 15 до 50 мм имеют стеклопластико-вые обшивки толщиной до 3 мм и средний слой из пено-полистирола, пенополиуретана, пенополивинилхлорида, пенофенопласта, сотопласта и просто воздушной пронслойки. Двухслойные оболочки состо я т из наружного стеклопластиковсго сло я и внутреннего пенопластового.

Диаметр и толщина однослойных куполов из полиме-тилметакрилата соответственно достигают 10 м и 20 мм; из стеклопластикЧ9 м и 6 мм; из пенопластЧ24 м и 200 мм. Трехслойные купола возвод я т диаметром до 25 м с общей толщиной оболочки до 50 мм.

Параметры двухслойных куполов аналогичны однонслойным стеклопластиковым, так как внутренний пенонпластовый слой в основном выполн я ет функцию теплинтел я .

Интересным примером трехслойного пластмассового купола я вл я етс я покрытие выставочного павильона в г. Бергамо (Итали я ) (рис. IX.25). Диаметр купола 25 м, высота подъема 9 м, обща я толщина оболочки 50 мм емыми к ребрам болтами, глухар я ми или зубчатыми шпонками. При значительных поперечных сили я х принмен я ют сварные металлические башмаки.

Верхнее кольцо изготовл я ют металлическим или денрев я нным. Дерев я нные кольца могут быть клееными или кружальными на гвозд я х. Диаметр верхнего кольца приннимают таким, чтобы к нему беспреп я тственно примыканло требуемое количество меридианных ребер. Отверстие кольца часто используют как световой или аэрационный фонарь.

Нижнее опорное кольцо воспринимает распор мериндианных ребер и работает на раст я жение. Оно может быть железобетонным, дерев я нным или металлическим в зависимости от ровн я опирани я купола и вида ниж-н я х опорных конструкций (железобетонные фундаменты, металлические или дерев я нные стойки и т. д.). Концы ребер должны быть знкерены в опорном кольце, понследнее надежно соединено с нижележащими конструкнци я ми.

Кольцевые настилы воспринимают сили я , действуюнщие в кольцевом направлении оболочки. В нижней части купола, где могут возникать раст я гивающие кольцевые усили я , кольцевой настил выполн я ют из двух слоев донсок. Нижний кладывают непосредственно на меридиаые ребра, верхний - перекрывает стыки нижнего, сдвинга я сь относительно их на половину длины доски. Оба сло я прибивают гвозд я ми. Доски не выкружаливают и поэтому между ними образуютс я зазоры. Вместо досок можно примен я ть склеенные по длине плети брусков. В этом случае настил может быть одинарным, стыки плентей располагаютс я вразбежку и соедин я ютс я гвозд я ми через меридианное ребро или смежные бруски. Толщину досок кольцевого настила принимают 1Ч25 мм. В верхнней части купола, где действуют сжимающие кольцевые усили я , настил выполн я ют из одного сло я досок (бруснков) толщиной, равной двойному нижнему кольцевому настилу.

Косой настил воспринимает сдвигающие сили я , конторые возникают при несимметричной нагрузке на купрл. Он состоит из одного сло я досок толщиной 1Ч25 мм, укладываемого сверху кольцевого настила от одного менридианного ребра к другому, под глом около 45

Купола-оболочки могут быть выполнены из крупнонпанельных клеефанерных элементов, что значительно снижает трудоемкость возведени я покрыти я .

Дерев я нные тонкостенные купола-оболочки собирают с помощью лесов.

Ребристые купола - одна из первых конструктивных схем купольных покрытий, состо я ща я из отдельных, понставленных радиально плоскостных несущих криволиннейных или пр я молинейных ребер, опирающихс я в верхннее и нижнее опорные кольца или фундаменты (рис. IX.28). Ограждающа я часть покрыти я , ложенна я по верхним гран я м ребер, образует поверхность купола. Понкрытие состоит из дощатых щитов или настила по кольнцевым прогонам, клеефанерных или стеклопластиковых панелей.

Несущие меридианные дерев я нные ребра посто я ннонго или переменного сечени я могут быть выполнены в виде полуарок (поверхности положительной гауссовой кринвизны) или пр я молинейных элементов (конические купонла) из клееной древесины, фанеры или досок со сплошнной или сквозной стенкой на гвозд я х, иногда из ферм. Несущие ребра величивают жесткость купола, позвол я нют воспринимать сосредоточенные нагрузки от оборудонвани я , способствуют приданию оболочки проектной форнмы при возведении и облегчают монтаж покрыти я . Вынсоту поперечного сечени я ребер принимают в пределах 1/5Ч1/75 диаметра купола. Ребра станавливают по нижнему опорному кольцу с шагом 4,Ч6 м. Дл я обеснпечени я стойчивости ребер из плоскости и повышени я общей жесткости покрыти я между двум я соседними ребнрами купола станавливают св я зи. Количество пар ренбер, соединенных св я з я ми, принимают не менее трех. Чаще всего ребра соедин я ют попарно по всему покрынтию.

Дощатый настил кладывают по прогонам в два сло я Ч продольный и косой.

Верхнее сжатое кольцо (круглое или многоугольное) в отличие от кольца тонкостенных куполов-оболочек проектируют более жестким, учитыва я его работу на изгиб и кручение, так как два ребра, расположенные в одной диаметральной плоскости, работают как арочна я констнрукци я , прерванна я в коньковом шарнире кольцом. При большом диаметре верхнее кольцо дл я повышени я его жесткости и устойчивости раскрепл я ют внутренними раснпорками. Нижнее опорное кольцо как в тонкостенных кунполах может быть круглого или многоугольного очертанни я из железобетона, металла или древесины. Соединенние ребер с верхним и нижним кольцами осуществл я етс я шарнирно.

9-15. Требовани я , предъ я вл я емые к кле я м дл я несущих конструкций

Равнопрочность, монолитность и долговечность кленевых соединений в дерев я нных конструкци я х могут быть достигнуты только применением водостойких конструкнционных клеев. Долговечность и надежность клеевого соединени я завис я т от стойчивости адгезионных св я нзей, вида кле я , его качества, технологии склеивани я , экнсплуатационных словий и поверхностной обработки донсок.

Клеевой шов должен обеспечивать прочность соединнени я , не ступающую прочности древесины на скалынвание вдоль волокон и на раст я жение поперек волокон. Прочность клеевого шва, соответствующую прочности древесины на раст я жение вдоль волокон, пока еще не даетс я получить, поэтому в раст я нутых стыках плонщадь склеиваемых поверхностей приходитс я величинвать примерно в 10 раз косой срезкой торца на с или на зубчатый шип.

Плотность (беспустотность) контакта кле я щего венщества со склеиваемыми поверхност я ми должна созданватьс я еще в в я зкожидкой фазе конструкционного кле я , заполн я ющего все глублени я и шероховатости, благоданр я способности смачивать склеиваемую поверхность. Чем ровнее и чище остроганы склеиваемые поверхности и чем плотнее они прилегают одни к другим, тем полнее мононлитность склеивани я , тем равномернее и тоньше клеенвой шов. Дерев я нна я конструкци я , монолитно склеенна я из сухих тонких досок, обладает значительными преинмуществами перед брусом, вырезанным из цельного бревна, но дл я реализации этих преимуществ необходинмо строгое соблюдение всех словий технологии индунстриального производства клееных дерев я нных констнрукций.

После отверждени я конструкционного кле я от сфорнмировавшегос я клеевого шва требуетс я не только рав-иопрочность и монолитность, но и водостойкость, теплонстойкость и биостойкость. При испытани я х разрушение опытных образцов клеевых соединений должно происнходить в основном по склеиваемой древесине, не по клеевому шву (с разрушением внутренних, когезиоиных св я зей) и не в пограничном слое между клеевым швом и склеиваемым материалом (с разрушением пограничнных, адгезионных св я зей).

Виды клеев. Клеевые содинени я примен я лись давно, главным обнразом в стол я рных издели я х. В начале XX в. в Швейнцарии, Швеции и Германии стали примен я ть несунщие дерев я нные конструкции, соединенные на казеинонвом клее. Некоторые из этих дерев я нных конструкций, надежно защищенные от влажнени я , сохранились до наших дней. Однако в полной мере удовлетворить тренбовани я м, предъ я вл я емым к соединени я м элементов ненсущих конструкций современных капитальных сооруженний, белковые клеи животного и тем более растительнонго происхождени я не могли.

Решающее значение дл я современного индустриальнного производства клееных дерев я нных конструкций на новой технологической базе имеет развитие химии полинмерных материалов и производства синтетических кленев. Синтетические полимерные материалы с запланиронванными свойствами позвол я ют обеспечить требуемые прочность и долговечность клеевых соединений. Поиск оптимального ассортимента конструкционных клеев. и соответствующих режимов поточного производства клененых конструкций продолжаетс я , но же сейчас имеетс я

набор синтетических клеев, которые позвол я ют соединн я ть дерев я нные строительные детали не только с деренвом, но и с синтетическими полимерными материалами н даже с металлическими детал я ми.

В отличие от казеиновых и других белковых клеев синтетические конструкционные клеи образуют прочный водостойкий клеевой шов в результате реакции полинмеризации или поликонденсации. В насто я щее врем я в основном примен я ют резорциновые, фенольно-резорци-новые, алкилрезорциповые, фенольные клеи. Согласно НиП 11-25-80, выбор типа кле я зависит от температур-но-влажностных словий, при которых будут эксплуантироватьс я клееные конструкции.

Эластичность и в я зкость клеевого шва особенно важнна при соединении дерев я нных элементов с металличеснкими, фанерными, пластмассовыми и другими конструкнционными элементами, имеющими температурные, сандочные и пругие характеристики. Однако использование эластичных каучуковых клеев в напр я женных соединнени я х как правило недопустимо из-за недостаточной прочности таких соединений и чрезмерной ползучести их при длительном нагружении.

Чем суше и тоньше склеиваемые доски, тем меньше опасность образовани я в них трещин. Если сушечное коробление недосушенных досок произойдет еще до отнверждени я клеевого шва, но после прекращени я давленни я пресса, то склеивание будет необратимо нарушено, хот я возможно, что этот брак обнаружитс я лишь поздннее, когда трещина раскроетс я по клеевому шву.

Клеем на основе синтетических смол обрабатывают кромки фанерных листов. Толщину их выбирают в завинсимости от диаметра нагел я и из словий работы фаненры на см я тие в гнезде.

Последние располагают обычно так, чтобы направленние волокон наружных слоев фанеры совпадало с нанправлением волокон соедин я емого элемента, в котором действуют большие сили я , или этот гол составл я л 45

Развитие нагельных соединений с пластинками в знлах привело к по я влению нагельных пластин. Одними из первых стали примен я тьс я дл я зловых соединений коннструкций с одной или двум я ветв я ми нагельные пластиннки системы Мениг. Пластинки этой систенмы изготовл я ют из пенопласта толщиной 3 мм и сло я синтетической смолы, силенной стекловолокном толщинной 2 мм. В этой пластинке закреплены сквозные обоюдонострые нагели диаметром от 1,6 мм и длиной по кажндую сторону пластинки от 25 мм и более. Толщина соендин я емых дерев я нных элементов может достигать 80 мм..

Нагельные пластинки станавливают между соедин я немыми дерев я нными элементами. При запрессовке слой пенопласта сжимаетс я и служит контролем дл я равнонмерной запрессовки нагелей в оба соедин я емых эленмента.

По своей работе соединени я на нагельных пластинках могут быть сравнены с работой гвоздевых соединений. Несуща я способность соединений на пластинках типа Мениг составл я ет 0,7Ч1,5 Н на 1 мм2 контактной понверхности.

10. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ПОКРЫТИИ. Пневматические строительные конструкции покрытий по характеру работы очень близки к пространственным.вис я чим и тентовым мембранам. Оболочки этих констнрукций, изготовленные из тканых материалов, способны стабилизировать свою форму только при наличии преднварительного напр я жени я . В отличие от тентовых мемнбран, где предварительное напр я жение создаетс я механническим путем, пневматические конструкции реализуют предварительное напр я жение вследствие разности давленни я (избыточного или вакуума) в подоболочечном и окнружающем конструкцию пространстве.

Возникнув в конце сороковых годов нашего столети я благодар я спехам химии полимеров, пневматические конструкции сразу вступили в полосу своего бурного разнвити я , подготовленную высоким ровнем техники и техннической культуры производства.

Среди преимушеств пневматических конструкций слендует отметить малый собственный вес, высокую мобильнность, быстроту и простоту возведени я , возможность пенрекрыти я больших пролетов, высокую степень заводской готовности и др.

Пневматические строительные конструкции в зависинмости от характера работы обычно раздел я ютс я на две самосто я тельные группы - пневмокаркасные (надувные) и воздухоопорные (рис. IX.47). Пневмокаркасные коннструкцииЧ это надувные стержни или панели, несуща я способность которых (сопротивление сжатию, изгибу, кручению) обеспечиваетс я повышенным давлением возндуха в замкнутом объеме элемента. Большое внутреннее давление воздуха (до 150 кПа) требует высокой степени герметичности и прочности материала. Это же словие ограничивает пролет конструкций, который с четом эконномической целесообразности дл я р я довых сооружений не превышает 1Ч16 м. Стоимость пневмокаркасных конструкций в Ч5 раза выше, чем воздухоопорных. Эти недостатки сдерживают их применение и серийный выпуск конструкций до сих пор в мире не налажен.

Основным достоинством пневмокаркасных конструкнций я вл я етс я отсутствие избыточного давлени я воздуха в эксплуатируемом пространстве и, как следствие этого, потребности в процессе шлюзовани я . Пример неординарнных пневмокаркасных конструкций - павильон Фудзи (рис. Х.48) и покрытие пневматического плавучего тенатра (рис. IX.49) на ЭКСПО-70 в г. Осаке.

Принципы расчета пневматических конструкций. Проектирование строительных пневматических коннструкций включает решение следующих задач: 1) нанхождение оптимальной формы оболочки; 2) установленние характера и величины силового воздействи я ; 3) выst1:PersonName w:st="on">я снение физико-механических свойств материалов обонлочек и обоснование расчетных сопротивлений; 4 ) вы я внление перемещений оболочки под действием нагрузок; 5) определение напр я женно-деформированного состо я нни я оболочки.

Эти задачи, общие дл я всех конструкций, применинтельно к пневматическим оболочкам требуют специальнного подхода.

Формальным признаком оптимальной формы оболочнки может служить состо я ние равнонапр я женности во всех направлени я х по ее поверхности. К таким поверхност я м можно отнести мыльную пленку. Однако найденные танким образом формы будут оптимальными только дл я воздействи я внутреннего давлени я . При действии любой другой нагрузки это словие будет сразу нарушено и может привести к по я влению на поверхности оболочки морщин и складок либо повышению расчетных силий до ровн я расчетных сопротивлений материала. Поэтому чет реальных словий работы оболочки требует аналинза ее напр я женно-деформированного состо я ни я и коррекнции формы поверхности образованной мыльной пленки..

Основными нагрузками на пневматическую конструкнцию я вл я етс я избыточное давление, ветровые и снеговые воздействи я . Вли я ние собственного веса оболочки, ввиду его малости по сравнению с другими нагрузками, обычно не учитывают. Однако в некоторых случа я х при небольшом давлении под оболочечным пространством собственный вес может значительно вли я ть на очертание контура оболочки. Так, при отношении избыточного давнлени я к собственному весу оболочки я на оболочку показано на рис. IX.51, а.

Дл я расчета пневматической конструкции на ветронвое воздействие необходимо вы я вить картину обтекани я оболочки потоком воздуха, выраженную в эпюре раснпределени я ветрового давлени я по ее поверхности. Пока еще это не далось сделать с достаточной точностью.

13. Расчет сжато изгибаемых и раст я нуто изгибаемых элементов ДК.

В раст я нуто-изгибаемых элементах кроме изгибаюнщего момента действует центрально-приложенное синлие, которое раст я гивает стержень (рис. ШЛО), т. е. нанправлено в обратную сторону по сравнению со сжато-изгибаемым элементом. Поэтому после прогиба стержн я , вызванного изгибающим моментом, нормальное силие будет создавать дополнительный момент противоположнного знака и таким образом меньшать основной монмент. Так как на дерев я нные элементы при раст я жении сильно вли я ют пороки древесины, снижа я их прочность, то раст я нуто-изгибаемые элементы рассчитывают в занпас прочности без чета дополнительного момента от продольных сил при деформации стержн я по формуле

где FHT - площадь сечени я нетто; RP, К я ~ расчетные сопротивлени я раст я жению и изгибу.

При определении WHT ослаблени я , расположенные на частке элемента длиной 20 см, совмещаютс я в одно се-

чение. Не учитываетс я уменьшение прогиба от дополнинтельного момента также при проверке элемента по втонрому предельному состо я нию.

Сжато-изгибаемыми элементами называютс я такие, на которые действует изгибающий момент и центральнно приложенное продольное сжимающее силие. Изгинбающий момент может создаватьс я ; а) внецентренно приложенной сжимающей силой и тогда элемент назынвают внецентренно сжатым или б) поперечной нагрузнкой. При расчете сжато-изгибаемых дерев я нных стержнней примен я ют теорию краевых напр я жений, предложеую проф. д-ром техн. наук К. С. Завриевым. В соответстнвии с этой теорией несуща я способность стержн я считанетс я исчерпанной в тот момент, когда краевое напр я жение сжатию делаетс я равным расчетному сопротивлению.

Эта теори я менее точна я , чем теори я устойчивости, однако она дает более простое решение и поэтому принн я та в действующих нормах проектировани я НиП П-25-80.

Так как жесткость стержн я не я вл я етс я бесконечной, то он под вли я нием изгибающего момента прогибаетс я .

При этом центрально приложенна я сжимающа я сила теперь же будет иметь эксцентриситет, равный дефорнмации стержн я от момента, и таким образом создаст дополнительный момент (рис. <.8). По я вление дополннительного момента от нормальной силы величит денформацию стержн я , что приведет к еще большему вознрастанию дополнительного момента. Такое наращивание дополнительного момента и прогибов будет некоторое врем я продолжатьс я , но затем затухнет.

Полный прогиб стержн я и уравнение кривой неизвенстно, поэтому непосредственно по формуле краевых нанпр я жений нельз я найти эти напр я жени я :

где Мц - изгибающий момент от поперечной нагрузки; у - деформанци я стержн я .

Полный изгибающий момент стержн я

Так как в двух написанных равнени я х есть три неизнвестных ас, у, Мх, то следует найти еще одно равнение. Вс я кую кривую можно аналитически выразить в виде р я да, который при этом должен быть быстро сход я щимнс я и удовлетвор я ть краевым значени я м. Таким я вл я етс я тригонометрический р я д

Геометрическа я интерпретаци я р я да показана на рис. <.9. Как видно,

При симметричной нагрузке первый член р я да дает точность, равную 9Ч97 %. Дл я упрощени я решени я бундем считать нагрузку симметричной. Тогда можно огранничитьс я только первым членом р я да

Однако третье равнение принесло четвертое неизвестнное /1. Поэтому вспомним строительную механику, где было показано, что втора я производна я у" равнени я кривой деформировани я равна изгибающему моменту, деленному на жесткость с обратным знаком, т. е.

Тогда после дифференцировани я уравнени я кривой понлучим

Приравн я в значени я (Ш.31) и (Ш;30) получим

Теперь значение Мх из (.32) и у из (.29) поднставим в выражение (.28) и после преобразовани я име я в виду, что

Найденна я зависимость позвол я ет решить вопрос об определении напр я жений.

3. Конструкци я ферм

Многоугольные брусчатые фермы относ я тс я к метал-лодерев я нным сборным конструкци я м заводского изгонтовлени я (рис. VII.8). В этих фермах верхний по я с преднставл я ет собой многоугольник, вписанный в окружность или описанный около нее. Отношение высоты фермы к пролету принимают таким же, как в сегментных фермах. т.е. от 1/6 до 1/7. Нижний по я с делают, как правило, менталлическим из профильной стали. Решетку принимаю! треугольной со стойками. Длина панели верхнего по я сг значительно меньше, чем в клееных сегментных фермах так как несуща я способность панели ограничена разнмерами сечени я бруса и его длиной.

Как видно из этих схем, брус верхнего по я са пенрекрывает две панели и я вл я етс я двухпролетной неразнрезной балкой, за исключением опорных панелей, имеюнщих вдвое меньшую длину.

Решение злов в многоугольных фермах во многом аналогично решению злов в сегментных клененых фермах. Раскосы и стойки решетки имеют по коннцам металлические пластинки - наконечники, прикрепнленные болтами к дерев я нному элементу и выполненные из полосовой стали, за исключением верхнего наконечнинка стойки, который делают из голка. Применение здесь голка необходимо потому, что в отличие от средней планстинки-наконечника стойки, котора я зажата между планстинками раскосов в нижнем зле (что обеспечивает ей дополнительную стойчивость из плоскости), в верхнем зле пластинка - наконечник стопки была бы свободна в отношении продольного изгиба из плоскости и потому должна быть заменена наконечником из жесткого пронфил я . В цел я х нификации пластинки-наконечники дл я всех раскосов и низа стойки имеют одну и ту же длину и одинаковую разбивку отверстий дл я болтов. НаконечнникиЧ голки дл я верха стойки также все одинаковы.

В злы верхнего по я са, там, где находитс я его стык, закладывают металлические вкладыши. В центре проходит зловой болт, на который при сборке надевают пластннки-наконечники.

налогично с сегментными фермами зловой вкладыш имеет клиновидную форму в соответствии с переломом верхнего по я са в месте зла. Стойки к верхнему по я су (стойки сжаты) присоедин я ют также с помощью пластиннок, но так как по я с в этом месте не имеет стыка, то знловые пластинки-наконечники надевают на болт, вставнл я емый в проушины пластинки, котора я передает сили я от стойки на верхний по я с. Пластинку-наконечник заранее скрепл я ют с брусом верхнего по я са расчетным количеством гвоздей или болтов. Стыки верхннего по я са перекрывают жесткими дерев я нными накладнками на болтах.

Конструкци я злов нижнего по я са несколько отличанетс я от таковой в сегментных фермах. учитыва я , что здесь длина элементов решетки и расчетные сили я в них меньше, можно допустить внецентренное (с небольшим эксцентриситетом) прикрепление элементов решетки в злах к нижнему по я су, как это показано на рис. VII.8, что упрощает решение зла. Стык нижнего по я са вынполн я ют в любом добном месте. Он перекрываетс я или голками, или пластинками из полосовой стали. Опорнный зел может быть решен так же, как в сегментных фермах.

Расчет ферм. Нормальные сили я в элементах многоугольных ферм определ я ют обычным образом. Многоугольные фермы близки по очертанию сегментным, и расчетные сили я в раскосах и стойках получаютс я небольшими при загру-жении снеговой нагрузкой всего пролета.

Верхний по я с в многоугольных фермах выполн я ют из брусьев, длина которых вдвое превышает длину панели. Таким образом, брус верхнего по я са представл я ет собой двухпролетную балку со средней опорой на стойке реншетки. Если нагрузка приложена не только в злах, но и между ними (обычный случай), то на средней опоре возникает изгибающий момент, значение которого завинсит от просадки опоры, т.е. от просадки бруса верхнего по я са на стойке. Значение этой просадки в общем слунчае не известно - оно зависит от точности сборки фернмы, качества древесины и пр. Поэтому в расчете рассматривают два крайних случа я : 1) средн я я опора не имеет

просадки, и брус верхнего по я са представл я ет собой двухпролетную неразрезную балку; 2) средн я я опора имеет такую просадку, что изгибающий момент на средней опоре равен нулю, и брус верхнего по я са представл я ет собой, следовательно, разрезную балку с пролетом, равнным длине панели.

Дл я меньшени я расчетных изгибающих моментов от межузловой нагрузки в верхнем по я се искусственно созндают изгибающий момент обратного знака, дл я чего в промежуточных злах верхнего по я са фермы примен я ют внецентренное стыкование брусьев, осуществл я я пор только нижних частей поперечного сечени я брусьев. Тот же прием примен я ют и в опорных, злах. С четом сканзанного верхний по я с, я вл я ющийс я в любом варианте сжато-изгибаемым стержнем, рассчитывают следующим образом.

1. Расчет ведут как двухпролетной неразрезной балнки. Момент на средней опоре при равномерно распреденленной нагрузке

где / - проекци я длины панелей.

Нормальна я сила N приложена на крайней опоре с эксцентриситетом е, тогда

Момент на средней опоре

так как эпюра моментов проходит через фокусную точнку, наход я щуюс я на рассто я нии 1/3/ от средней опоры. Расчетный момент н средней опоре (см. рис. VI 1.9, а)

Внецентренное приложение силы N меньшило раснчетный момент. Положительный момент в половине длинны панели.

Расчетным моментом обычно я вл я етс я момент на среднней опоре. Проверка сечени я :

Коэффициент я се возможно определение гибкости по длине между нунлевыми точками эпюры моментов.

2. Рассчитывают как разрезную балку с пролетом, равным длине панели. Момент посередине длины панели от поперечной нагрузки при равномерно распределенной нагрузке

где / - проекци я длины панели.

Момент от эксцентричного приложени я нормальной

силы

MN = Ne, Расчетный момент

Проверку сечени я производ я т так же, как в предыдунщем случае, причем гибкость определ я ют по полной длинне панели,

Нижний по я с. Раскосы прикрепл я ют с небольшим эксцентриситетом, равным рассто я нию от центра зловонго болта до оси голка по я с (см. рис. VII.8). Изгибаюнщий момент в нижнем по я се при этом равен произведеннию разности силий в соседних панел я х нижнего по я са на значение эксцентриситета. Разность силий опреденл я ют при временной нагрузке (снеговой) на всем проленте, на левой и правой половинах фермы. Дл я всех трех случаев подсчитывают изгибающий момент и раст я гиванющее усилие и провер я ют напр я жение в нижнем по я се по формуле сложного сопротивлени я как дл я раст я нуто-изгибаемого стального стержн я , рассчитываемого соглансно НиП 11-23-81 Стальные конструкции. Нормы пронектировани я .

Решетка. Сжатые элементы решетки провер я ют на продольный изгиб так же, как в сегментных фермах, раст я нутые - на раст я жение по площади нетто с четом

ослаблений.

11. Расчет центрально-раст я нутых и сжатых элементов ДК

Дерев я нные элементы, работающие на центральное раст я жение, рассчитывают по наиболее ослабленному сечению:

Коэффициент т0 = 0,8 учитывает концентрацию напр я нжений, котора я возникает в местах ослаблений. При опнределении FKT необходимо учитывать волокнистую струкнтуру древесины.

Если считать, что площадь и жесткость волокон дренвесины одинаковы, то в сечении I - 1 (рис. <. 1) все вонлокна будут загружены одинаково. В первом отверстии у сечени я 2 - 2 часть волокон будет перерезана, в св я зи с чем их сили я будут переданы соседним волокнам, конторые окажутс я нагруженными сильнее. Таким образом распределение раст я гивающих напр я жений в сечении 3 - 3 будет неравномерным. На рассто я нии 5 между отнверсти я ми эта неравномерность будет постепенно выравнниватьс я . Однако если рассто я ние 5 невелико, то вырав-ниван^и я не произойдет, а так как в сечении Ч4, где наход я тс я два отверсти я , часть волокон ими будет такнже вырезана, то соседние пока сильно нагруженные вонлокна еще получат дополнительные сили я . В результанте сили я в отдельных волокнах могут достичь их прендела прочности на раст я жение, что приведет к разрыву волокон, передаче силий с них соседним волокнам и их последующему разрыву. Так как разрыв будет в наибонлее слабых местах волокон, то разрушение элемента пронизойдет по зигзагу, как показано па рис. <. 1.

Из изложенного следует, что при определении плонщади ослаблени я FHT надо учитывать рассто я ни я 5 межнду соседними ослаблени я ми. В НиП П-25-80 в св я зи с

этим станавливаетс я , что при определении Fm все оснлаблени я , расположенные на частке длиной до 200 мм, следует принимать совмещенными в одном сечении. Применительно к рис.,1 по этому требованию при мм FKr =

Центральное сжатие

Пластические свойства древесины при центральном сжатии. про я вл я ютс я значительно сильнее, чем при раснт я жении, поэтому при расчете на прочность ослабление учитывают только в рассчитываемом сечении, при раснчете на стойчивость, во-первых, особо учитывают зону работы древесины, в которой модуль пругости нельз я считать посто я нным, и, во-вторых, принимают во вниманние невозможность обеспечени я при защемлении элеменнта гла поворота, равного нулю.

Расчет на прочность производ я т по формуле

с - NIF нт ^ Rc. (<. 2)

где Л' - действующее в элементе силие; FHT - площадь нетто в раснсчитываемом сечении.

Расчет на прочность необходим главным образом дл я коротких стержней, дл я которых условно длина 76. Более длинные элементы, не закрепленные в понперечном направлении св я з я ми, следует рассчитывать на продольный изгиб, который состоит в потере гибким центрально сжатым пр я мым стержнем своей пр я молиннейной формы, что называетс я потерей стойчивости. Потер я стойчивости сопровождаетс я искривлением оси стержн я при напр я жени я х, меньших предела прочности. стойчивость стержн я определ я ют критической нагрузнкой, теоретическое значение которой дл я абсолютно пругого стержн я было в 1757 г. определено Эйлером формулой

где Е - модуль пругости; / - минимальный момент инерции стержнн я ; /о - расчетна я длина стержн я , завис я ща я от схемы опирани я концов и распределени я нагрузки по длине стержн я , вычисл я ема я по формуле /о - \Lol;

Расчетную длину пересекающихс я элементов, соединненных между собой в месте пересечени я , следует приннимать равной: при проверке стойчивости в плоскости конструкций Ч рассто я нию от центра зла до точки пенресечени я элементов; при проверке устойчивости из плонскости конструкции; а) в случае пересечени я двух сжантых элементов - полной длине элемента; б) в случае пересечени я сжатого элемента с неработающим - значеннию /1, множенному на коэффициент (д0:

где /ь Яь FI - полна я длина, гибкость и площадь поперечного сеченни я сжатого элемента, /2- %-2, Рз - полна я длина, гибкость и площадь поперечного сечени я неработающего элемента.

Значение ц0 следует принимать не менее 0,5; в) в случае пересечени я сжатого элемента с раст я нутым равной по величине силой - наибольшей длине сжатого элемента, измер я емой от центра злов до точки пересенчени я элементов.

Разделим левую и правую части равенства (<. 3) на площадь стержн я F:

Так как радиус инерции стержн я г= У J

Известно, что коэффициент продольного изгиба <р я внл я етс я отношением критического напр я жени я к пределу прочности, т. е. поправочным коэффициентом, на котонрый следует множить предел прочности, чтобы полунчить критическое напр я жение

В формуле (<.5)а выразим акр через значение,

тогда получим

Так как дл я абсолютно упругого материала £ =

Окончательно будем иметь формулу дл я определени я коэффициента продольного изгиба

Дл я каждого материала А имеет свое значение. В чанстности, дл я древесины А = 3, дл я фанеры А = 2500, дл я полиэфирного стеклопластика А=1097; дл я органинческого стекла А Ч580 и т. д. В св я зи с тем, что древенсина я вл я етс я упругопластическим материалом, ее мондуль пругости можно считать посто я нным только до предела пропорциональности. На рис. <.2 показана зависимость <тЧе при сжатии древесины, из которого видно, что за пределом пропорциональности модуль пнругости, характеризуемый глом наклона касательной к горизонтали, резко мен я етс я .

Уравнение (<.8) я вл я етс я гиперболической кривой и называетс я гиперболой Эйлера. Если построить эту кривую, то будет видно (рис. <.3), что при малых гиб-кост я х, когда критическое напр я жение превышает прендел пропорциональности, коэффициент продольного изнгиба получаетс я больше I, чего по существу быть не может.

Вопросом расчета на продольный изгиб при работе стержн я за пределом пропорциональности занимались многие ученые за рубежом, например, Энгессер, Карман. Тетмайер, в Роснсии Ф. С. Ясинский, который обращал большое внимание на я вление прондольного изгиба за пределом пругой работы и казывал на необходимость в этом случае дл я каждого материала находить соответствующую эксперинментальную кривую. Втака я работа дл я древесины была проведенна ЦНИИПС. Дл я кривой ЦНИИПС Д. А. Кочетковым было подобрано

Д. А. Кочетковым было подобрано

налитическое выражение, которое используетс я и в нансто я щее врем я :

Дл я древесины коэффициент = ОД дл я фанеры - = 1. В точке ?, = 70 крива я ЦНИИПС и гипербола Эйленра имеют общую касательную. Кривую ЦНИИПС иснпользуют при гибкост я х 0 - 70, формулу Эйлера при Я>70. Формула Эйлера может быть распространена и за предел пропорциональности, если ввести в расчет приведенный модуль пругости Ек, например дл я пр я монугольного сечени я

где е Чпеременный модуль пругости, определ я емый по экспери-

ментальной диаграмме сжати я материал (см. рис. <. 2)а в той ее точке, дл я которой ищут критическую гибкость.

Зна я , как определить коэффициент продольного изнгиба, расчет на продольный изгиб выполн я ют по формуле

где

при симметричных ослаблени я х, выход я щих на

кромку (рис. П.4, б), Fpnc4=FST. Здесь Fop - площадь сечени я брутнто, FS<-, - площадь сечени я нетто,

12. Расчет элементов ДК на поперечный и косой изгиб

Изгибаемые элементы рассчитывают по первому и второму предельным состо я ни я м, или иначе на прочность и жесткость. В расчете по первому предельному состо я ннию используют расчетную нагрузку, при определении прогиба нормативную нагрузку, т. е. -без чета коэффинциента перегрузки.

Расчет дерев я нных элементов на изгиб по нормальнным напр я жени я м производ я т приближенно. При более точном методе потребовалс я бы чет различных значенний модулей пругости в сжатой и раст я нутой зонах (рис. <.5). Из этого рисунка видно, что в сжатой зоне развиваютс я большие пластические деформации, котонрые нарушают пр я молинейность распределени я нормальнных напр я жений по высоте сечени я . Таким образом, нормальные напр я жени я определ я ют при двух допущениst1:PersonName w:st="on">я х: во-первых, считаетс я , что модули пругости в раст я ннутой и сжатой зонах равны, т.е. £с = £р, и во-вторых, принимаетс я пр я молинейное распределение напр я жений по высоте элемента, как это показано на рис. <.6.

Прл этих допущени я х нормальные напр я жени я в эленментах, обеспеченных от потери стойчивости плоской формы деформировани я :

При определении WHT ослаблени я сечений, располонженные на частке длиной 200 мм, совмещаютс я в одно сечение;

Прочность провер я ют в сечении, где действуют наинбольшие изгибные напр я жени я и, кроме того, в тех сеченни я х, в которых имеютс я ослаблени я . При расчете бревен следует учитывать сбег бревна, который приниманют 0,8 см на 1 м длины. Следует иметь в виду, что бревнна обладают большей прочностью на изгиб, в св я зи с чем их расчетное сопротивление изгибу больше, чем у досок и брусьев. Это св я зано с тем, что в бревнах нет перерезанных волокон, которые даже при наличии консосло я имеют длину от одной опоры до другой и, кроме того, пороки имеют в бревнах меньшее вли я ние.

Известно, что Д. И. Журавским было становлено наличие в элементах, работающих на поперечный изгиб, не только нормальных, но также и касательных напр я нжений, поэтому разрушение элемента может произойти как от нормальных, так и от касательных напр я жений в зависимости от того, какие из них раньше достигнут предела прочности. Касательные напр я жени я особенно опасны, например при больших сосредоточенных грунзах, расположенных недалеко от опор, или в балках двутаврового сечени я .

В однопролетных элементах пр я моугольного поперечнного сечени я , загруженных равномерно распределенной нагрузкой, разрушение от касательных напр я жений бундет происходить при сравнительно небольшом отношеннии длины к высоте поперечного сечени я .

Такие отношени я можно становить следующим обнразом: так как то будем иметь:

Приравн я в (HI.13) к (<.14), после сокращени я понлучим

Например, дл я пп. 1а, б, в (см. табл. <.1) получим значени я отношений, показанных в табл. (<.5).

На прочность от касательных напр я жений провер я ют по формуле

Помимо расчета на прочность изгибаемые элементы, особенно при их малой ширине, провер я ют также на снтойчивость плоской формы деформировани я :

следует принимать 1.

Как казывалось ранее, изгибаемые элементы провенр я ют по второму предельному состо я нию на жесткость по формуле

Дл я элементов из пластмасс, имеющих малый модуль пругости или дл я высоких дерев я нных элементов, у конторых отношение пролета к высоте превышает 15, необнходимо учитывать вли я ние на прогиб касательных нанпр я жений. В этом случае прогиб следует находить по формуле

Прогибы элементов не должны превышать предельнных, становленных НиП дл я каждого вида конструкнции. Предельные прогибы конструкций, выраженные в дол я х пролета, приведены в табл. <.8.

Косой изгиб. Косым называетс я изгиб, при котором направление действи я усили я не совпадает с направлением одной из главных осей поперечного сечени я элемента (рис. <.7, а). В этом случае действующее силие расклады-

вают по направлению главных осей сечени я , затем нанход я т изгибающие моменты, действующие в этих плоснкост я х.

Нормальные напр я жени я наход я т по формуле

где M.

Полный прогиб равен геометрической сумме прогинбов от силий

Дл я пр я моугольного сечени я наименьшее значение площади поперечного сечени я при косом изгибе будет при слови я х расчета: прочности, если прогибу, если.

Следует иметь в виду, что элемент, имеющий кваднратное поперечное сечение, на косой изгиб не работает, так как он всегда деформируетс я в плоскости действи я усили я . Однако формально напр я жени я в нем определ я нют по формуле косого изгиба:

Происходит это по следующей причине. Напишем основную формулу дл я определени я напр я жений при изнгибе

где J - момент инерции, я вл я ющийс я дл я квадратного сечени я понсто я нным дл я любой оси; у - рассто я ние от оси элемента до наибонлее даленной точки

Если честь, что, то, подставив эти значени я в формунлу дл я у, и произвед я несложные вычислени я , получим

Подстановка значени я у иза (<. 26)а в формулу (<. 25) даст формулу (<. 24).

При косом изгибе величиваютс я размеры прогонов пр я моугольного сечени я , поэтому надо конструктивными мерами исключать работу элементов на косой изгиб. Так, например, применительно к кровельному покрытию можно исключить работу прогонов на косой изгиб, воснпринима я скатную составл я ющую вспомогательными стропильными ногами, расположенными по прогонам и скрепленными с ними, также соединенными друг с другом* в коньке здани я .

1. Строительные стали и алюминиевые сплавы. Группы А.Б.В, маркировка и характеристика малоуглеродистых, низколегированных и высокопрочных сталей.

Малоуглеродистые стали обычной прочности. Из группы малоугленродистых сталей обыкновенного качества, производимых металлургиченской промышленностью по ГОСТ 38Ч71, с изм., дл я строительных менталлоконструкций примен я етс я сталь марок СтЗ и СтГпс.

Сталь марки СтЗ производитс я кип я щей, полуспокойной и спокойнной. Малоуглеродистые стали хорошо свариваютс я . В зависимости от назначени я сталь поставл я етс я по следующим трем группам:

- по механическим свойствам;

Б - по химическому составу;

В - по механическим свойствам и химическому составу.

Поскольку дл я несущих строительных конструкций необходимо обенспечить прочность и свариваемость, а также надлежащее сопротивление хрупкому разрушению и динамическим воздействи я м, сталь дл я этих конструкций заказываетс я по группе В, т.е. с гарантией механических свойств и химического состава.

Сталь марки СтЗ содержит глерода 0,1Ч0,22 %,'марганца в кип я нщей стали - 0,Ч0,6%, в полуспокойной и спокойной Ч 0,Ч0,65%, кремни я в кип я щей стали от следов - до 0,07%, в полуспокойной Ч 0,0Ч0,17 %, в спокойной Ч0,1Ч0,3 %. Сталь марки СтГпс с повышеым содержанием марганца имеет глерода 0,1Ч0,22 %, марганца 0,Ч1,1, %, кремни я до 0,15 %.

В зависимости от вида конструкций и словий их эксплуатации к стали, из которой они изготавливаютс я , предъ я вл я ютс я те или другие требовани я по ГОСТ 38Ч71 (с изм.). глеродиста я сталь разделена на шесть категорий. Дл я всех категорий стали марок СтЗ и СтГпс требуетс я , чтобы при поставке гарантировались химический состав, временное сопротивление, предел текучести, относительное длинение, изнгиб в холодном состо я нии. Требовани я ударной в я зкости дл я каждой категории различны {табл. 2.2).

Кип я ща я сталь изготовл я етс я по 2-й категории - СтЗкп2, полуспонкойна я Ч по 6-й категории - СтЗпсб, спокойна я и* полуспокойна я с понвышенным содержанием марганца - по 5-й категории - СтЗсп5 и СтГпс5.

Маркировка стали согласно ГОСТ 38Ч71 (с изм.): вначале ставитнс я соответствующее буквенное обозначение группы поставки, затем марки, далее степень раскислени я и в коннце категори я , например обозначение СтЗпсб.

ГОСТ 2357Ч79 Прокат из стали глеродистой свариваемой дл я строинтельных металлических конструкций ограничивает содержание азота, мыншь я ка, устанавливает более строгий контроль механических свойств.

В обозначение марки стали по ГОСТ 2357Ч79 вход я т содержание гнлерода в сотых дол я х процента, стенпень раскислени я и при повышенном содержании марганц буква Г. Пронкат изготовл я ют из сталей 18кп, 18пс, 18сп, 1Гпс и 1Гсп. По сравненнию с ГОСТ 38Ч71 (с изм.) несколько повышены прочностные харакнтеристики проката.

Значительна я часть проката имеет механические свойства сгт, ов вынше становленных ГОСТ 38Ч71 (с изм.). Институтом электросварки им. Е. О. Патона в цел я х экономии металла прокат из глеродистой стали марок СтЗ, СтГпс и низколегированной стали марок 0Г2 и 0ГС предложено дифференцировать по прочности на 2 группы с минимальнынми и повышенными показател я ми прочности, так, дл я стали СтЗ 1-й группы прин я то <тт = 25Ч260 Па, дл я 2-й группы от = 28Ч290 Па (см. рис. 2.3), временное сопротивление отрыву ав повышено на 2Ч 30 Па. Прокат из такой стали поставл я етс я по ТУ 14-1-3023-80 Пронкат листовой, широкополосный ниверсальный и фасонный из глеродинстой и низколегированной стали с гарантированным ровнем механиченских свойств, дифференцированным по группам прочности.

Стали повышенной прочности. Сталь повышенной прочности можно получить как термической обработкой малоуглеродистой стали, так и легированием.

Малоуглеродиста я термически обработанна я сталь марки ВстТ понставл я етс я по ГОСТ 1463Ч79. Эта сталь получаетс я термической обранботкой стали СтЗ кип я щих, полуспокойных и спокойных плавок. Дл я менталлических конструкций рекомендуютс я стали полуспокойной и спокойной плавок; стали кип я щие как весьма неоднородные не рекоменндуютс я .

Сталь марки СтТпс имеет предел текучести 295 Па, временное сопротивление 430 Па. Показатели дарной в я зкости этой стали вынше, чем показатели.стали СтЗ (0,35 Дж/м2 при температуре Ч40

Повышенна я прочность низколегированных сталей получаетс я введеннием марганца, кремни я , хрома, никел я , меди, ванади я . При этом неконторые марки стали подвергаютс я термическому прочнению. Подбор ленгирующих элементов обеспечивает хорошую свариваемость. Прокат из этих сталей поставл я етс я по ГОСТ 1928Ч73 Сталь низколегированна я сортова я и фасонна я , по ГОСТ 1928Ч73 Сталь низколегированна я толстолистова я и широкополосна я ниверсальна я и различным технинческим слови я м.

В зависимости от нормируемых свойств (химического состава, вренменного сопротивлени я , предела текучести, ударной в я зкости при разных температурах и после механического старени я )" согласно ГОТу эти стали подраздел я ютс я на 15 категорий.

Основные марки сталей повышенной прочности приведены в табл. 2.1.

За счет более высоких прочностных характеристик применение станлей повышенной прочности приводит к экономии металла до 2Ч25 %.

Сталь высокой прочности. Прокат из стали с пределом текучести 440 Па и временным сопротивлением 590 Па и выше получают пунтем легировани я и термической обработки (см. табл. 2.1).

При сварке термообработанных сталей вследствие неравномерного нагрева и быстрого охлаждени я в разных зонах сварного соединени я происход я т различные структурные превращени я . На одних частках образуютс я закалочные структуры, обладающие повышенной прочностью и хрупкостью (жесткие прослойки), на других металл подвергаетс я вынсокому отпуску и имеет пониженную прочность и высокую пластичность (м я гкие прослойки).

Разупрочнение стали'в околошовной зоне может достигать Ч30%, что необходимо учитывать при проектировании сварных конструкций из термообработанных сталей.

Введение в состав стали некоторых карбидообразующих элементов (молибден, ванадий) снижает эффект разупрочнени я .

Применение сталей высокой прочности приводит к экономии металнла на 2Ч30 % по сравнению с конструкци я ми из малоуглеродистых станлей и особенно целесообразно в большепролетных и т я жело нагружеых конструкци я х.

тмосферостойкие стали. Дл я повышени я коррозионной стойкости металлических конструкций примен я ют низколегированные стали, содернжащие в небольшом количестве (доли процента) такие элементы, как хром, никель и медь.

В конструкци я х, подвергающихс я атмосферным воздействи я м, весьнма эффективны стали с добавкой фосфора (например, стали ЮХНПи 1ХДП). На поверхности таких сталей образуетс я тонка я окисна я пленнка, обладающа я достаточной прочностью и защищающа я металл от разнвити я коррозии. Однако свариваемость стали при наличии фосфора худшаетс я . Кроме того, в прокате больших толщин металл обладает пониженной хладостойкостью, поэтому применение сталей 1ХНДП и 1ХДП рекомендуетс я при толщинах не более 16 мм. В больших (1Ч 50 мм) толщинах следует примен я ть сталь 1ХГДАФ.

В конструкци я х, совмещающих несущие и ограждающие функции (например, мембранные покрыти я ), широко примен я етс я тонколистовой прокат. Дл я повышени я долговечности таких конструкций целесообразнно применение нержавеющей хромистой стали марки ОХ1ТФ2, не сондержащей никел я . Механические свойства стали ОХ1ТФ2: ВЩ = 500 Па, ат = 360 Па, 65^33 %. В больших толщинах прокат из хромистых сталей обладает повышенной хрупкостью, однако свойства тонколистового проката (особенно толщиной до 2 мм) позвол я ют принмен я ть его в конструкции при расчетных температурах до Ч40

Выбор марок сталей дл я строительных металлических конструкций. Марку стали выбирают на основе вариантного проектировани я и технинко-экономического анализа с четом НиП П-23-81. В цел я х упрощени я заказа металла при выборе марки стали следует стремитьс я к большей нификации конструкций, сокращению количества марок и профилей. Выбор марки стали дл я строительных конструкций зависит от следуюнщих параметров, вли я ющих на работу материала:

температуры среды, в которой монтируетс я и эксплуатируетс я констнрукци я ; этот фактор учитывает повышенную опасность хрупкого разруншени я при пониженных температурах;

характера нагружени я , определ я ющего особенность работы материнала и конструкций при динамической, вибрационной и переменной нангрузках;

вида напр я женного состо я ни я (одноосное сжатие или раст я жение плоское или объемное напр я женное состо я ние)' и ровн я возникающих напр я жений (сильно или слабо нагруженные элементы);

способа соединени я элементов, определ я ющего ровень собственных напр я жений, степень концентрации напр я жений и свойства материала в зоне соединени я ;

толщины проката, примен я емого в элементах. Этот фактор учитыванет изменение свойств стали с величением толщины.

В зависимости от словий работы материала все виды конструкций разделены на четыре группы в соответствии со НиП П-23-81.

К первой группе отнесены сварные конструкции, работающие в особо т я желых слови я х или подвергающиес я непосредственному воздействию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок (например, поднкрановые балки, балки рабочих площадок или элементы эстакад, непонсредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов, фасон-ки ферм и т.д.). Напр я женное состо я ние таких конструкций характеринзуетс я высоким ровнем и большой частотой загружени я .

Конструкции первой группы работают в наиболее сложных словиst1:PersonName w:st="on">я х, способствующих возможности их хрупкого или усталостного разруншени я , поэтому к свойствам сталей дл я этих конструкций предъ я вл я ютнс я наиболее высокие требовани я .

Ко второй группе относ я тс я сварные конструкции, работающие на статическую нагрузку при воздействии одноосного и однозначного двухносного пол я раст я гивающих напр я жений (например, фермы, ригели рам, балки перекрытий н покрытий и другие раст я нутые, раст я нуто-изнгибаемые и изгибаемые элементы), также конструкции первой групнпы при отсутствии сварных соединений.

Общим дл я конструкций этой группы я вл я етс я повышенна я опаснность хрупкого разрушени я , св я занна я .с наличием пол я раст я гивающих напр я жений. Веро я тность сталостного разрушени я здесь меньше, чем дл я конструкций первой группы.

К третьей группе отнесены сварные конструкции, работающие при преимущественном воздействии сжимающих напр я жений {например, конлонны, стойки, опоры под оборудование и другие сжатые и сжато-изгинбаемые элементы), также конструкции второй группы при отсутствии сварных соединений.

В четвертую группу включены вспомогательные конструкции и эленменты (св я зи, элементы фахверка, лестницы, ограждени я и т.п.), такнже конструкции третьей группы при отсутствии сварных соединений.

Если дл я конструкций третьей и четвертой групп достаточно огранничитьс я требовани я ми к прочности при статических нагрузках, то дл я конструкций первой и второй групп важным я вл я етс я оценка сопротивнлени я стали динамическим воздействи я м и хрупкому разрушению.

В материалах дл я сварных конструкций об я зательно следует оценинвать свариваемость. Требовани я к элементам конструкций, не имеющих сварных соединений, могут быть снижены, так как отсутствие полей сванрочных напр я жений, более низка я концентраци я напр я жений и другие факторы лучшают их работу.

В пределах каждой группы конструкций в зависимости от темперантуры эксплуатации к стал я м предъ я вл я ютс я требовани я по дарной-в я знкости при различных температурах.

В НиП П-23-81 содержитс я перечень марок сталей в зависимости от группы конструкций и климатического района строительства.

Окончательный выбор марки стали в пределах каждой группы долнжен выполн я тьс я на основании сравнени я технико-экономических поканзателей (расхода стали и стоимости конструкций), а также с четом занказа металла и технологических возможностей завода-изготовител я . В составных конструкци я х (например, составных балках, фермах и т. п.) экономически целесообразно применение двух марок стали Ч более вынсокой прочности дл я сильно нагруженных элементов (по я са ферм, банлок) и меньшей прочности дл я слабо нагруженных элементов (решетнка ферм, стенки балок).

люминиевые сплавы

люминий по своим свойствам существенно отличаетс я от стали. Плотность его р = 2,7 т/м3, т. е. почти в три раза меньше плотности станли. Модуль продольной пругости алюмини я £ = 71 Па, модуль сдвига (7 = 27 Па, что примерно в три раза меньше, чем модуль продольной пругости и модуль сдвига стали. Алюминий не имеет плонщадки текучести; пр я ма я пругих деформаций непосредственно перехондит в кривую пругопластических деформаций (рис. 2.4). Алюминий очень пластичен; удлинение при разрыве достигает 40...50 %, но прочнность его весьма низка ов Ч60...70 Па, словный предел текучести OQ,2 = 20...30 Па. Чистый алюминий быстро покрываетс я очень прочной окисной пленкой, преп я тствующей дальнейшему развитию коррозии.

Вследствие весьма низкой прочности технически чистый алюминий в строительных конструкци я х примен я етс я весьма редко. Значительное величение прочности алюмини я достигаетс я путем легировани я его магнием, марганцем, медью, кремнием, цинком и некоторыми другими элементами.

Временное сопротивление легированного алюмини я (алюминиевых сплавов) в зависимости от состава легирующих добавок в Ч5 раз вынше, чем технически чистого; однако относительное длинение при этом соответственно в Ч3 раза ниже. С повышением температуры прочность алюмини я снижаетс я и при температуре свыше 300

Особенностью р я да многокомпонентных сплавов АЧMgЧSi; Al - СиЧMg; A)ЧMgЧZn) я вл я етс я их способность к дальнейшему венличению прочности в процессе старени я после термической обработки; такие сплавы называютс я термически прочн я емыми.

Временное сопротивление некоторых высокопрочных сплавов (систенмы AlЧMgЧZn) после термической обработки и искусственного старенни я превышает 400 Па; относительное длинение при этом составл я ет всего Ч10 %. Термическа я обработка сплавов двойной композиции (А!ЧMg, AlЧMn) к прочнению не приводит; такие сплавы получили название термически неупрочн я емые.

Повышение предела текучести <70,2 изделий из этих сплавов в 1,Ч 2 раза может быть достигнуто холодной деформацией (нагартовкой).от-' носительное удлинение при этом также существенно снижаетс я . Следунет отметить, что показатели всех основных физических свойств сплавов вне зависимости от состава легирующих элементов и состо я ни я (состанренное, нагартованное) практически не отличаютс я от таковых дл я чиснтого алюмини я .

Коррозионна я стойкость сплавов зависит от состава легирующих донбавок, состо я ни я поставки и степени агрессивности внешней среды.

Полуфабрикаты из алюминиевых сплавов (листы, профили, трубы и т. п.) поставл я ютс я с заводов в соответствии с становленными станндартами. Состо я ние поставки казываетс я в обозначении после марки сплава: ГП - гор я чекатаное; М - м я гкое (отожженное); Н - нагартонванное; I

Из большого числа марок алюмини я к применению в строительстве рекомендуетс я всего шесть, некоторые из которых в нескольких состо я нни я х поставки:

термически неупрочн я емые сплавы: АДМ и МцМ (листы); МгМ и Мг21/Н (листы); МгМ (трубы);

термически прочн я емые сплавы: АД3Т (профили и трубы); АД3Т1 и АДЗГГ5 (профили); 191ГП и 191Т (профили и трубы); 192ГП и 192Т (профили и трубы).

Все казанные выше сплавы, за исключением сплава 192Т, который используетс я только дл я клепаных конструкций, хорошо свариваютс я .

Конструкции из алюмини я благодар я малой массе, стойкости пронтив коррозии, хладостойкости, антимагнитности, отсутствию искрообра-зовани я , долговечности и хорошему виду имеют перспективу применени я во многих област я х строительства. Однако из-за высокой стоимости алюминиевых сплавов применение их в строительных конструкци я х огнраничено.

3. Подбор сечени я прокатных балок

Расчет на прочность прокатных балок, изгибаемых в одной из главнных плоскостей, производитс я по изгибающему моменту

Поэтому требуемый момент сопротивлени я балки нетто можно опренделить по формуле

где R - расчетное сопротивление стали по изгибу; у - коэффициент словий работы конструкции.

Выбрав тип профил я балки по требуемому моменту сопротивлени я , по сортаменту подбирают ближайший больший номер балки. Дл я разнрезных балок сплошного сечени я из'стали с пределом текучести до 580 Па, наход я щихс я под воздействием статической нагрузки, обеспечеых от потери общей стойчивости и ограниченной величине касательнных напр я жений в одном сечении с наиболее неблагопри я тным сочетаннием М и Q, следует использовать пругопластическую работу материанла и провер я ть их прочность по формулам:

при изгибе в одной из главных плоскостей и

при изгибе в двух главных плоскост я х и

где Мтлх,Мх,Му - значени я изгибающих моментов; при т<0,5/?Ср с\ = с; при 0,5/?ср<: <Ст<:0,Яср Ci<=я по прил. 5; перерасчетное сопротивление срезу (сдвигу); Й/Нт, ^Увт, W<^-нт - моменты сопротивлени я сечени я нетто относительнно главных осей; р= V [1 - (т/#ср)г]/[Ч а(т//?ср)г1 н T<==Q

При наличии зоны чистого изгиба в формулах (7.10) и (7,11) вместо коэффициентов с\, сх и су следует принимать:

Дл я случа я чета пругопластической работы при изгибе балки в одной из главных плоскостей подбор сечений можно производить по требуемому моменту сопротивлени я нетто по формуле

Подобранное сечение провер я ют на прочность от действи я касательнных напр я жений по формуле

где Qma* - наибольша я а поперечна я а сил н опоре; S и

Помимо проверок прочности балки необходимо в местах с большинми нормальными напр я жени я ми провер я ть их общую стойчивость (см. гл. 3).

Устойчивость балок можно не провер я ть при передаче нагрузки ченрез сплошной жесткий настил, непрерывно опирающийс я на сжатый по я с балки и надежно с ним св я занный, а также при отношении раснчетной длины частка балки между св я з я ми, преп я тствующими попенречным смещени я м сжатого по я са балки /о к его ширине Ь, не превы-шающем:

При недостаточном закреплении сжатого по я са балки ее общую снтойчивость провер я ют по формуле

где Wc - момент сопротивлени я дл я сжатого по я са; YЧ 0,95 - коэффициент словий работы при проверке общей устойчивости балок.

Дл я балок двутаврового сечени я с двум я ос я ми симметрии <рб = ф1 при $

где коэффициент ф принимают по прил, 6 в зависимости от закрепленни я балки, вида и места приложени я нагрузки и параметра а, характенризующего сечение. Дл я двутавровых балок с двум я ос я ми симметрии при двух и более закреплени я х сжатого по я са в пролете, дел я щих пронлет на равные части, при любом виде нагрузки, приложенной к любому из по я сов, коэффициент 4> = 2, 25 + 0,07 при 0 Дл я прокатных двутавров

Ч момент инерции сечени я при кручении.

Проверка стойчивости балок швеллерного и других типов сечений имеет свои особенности и должна проводитьс я в соответствии с казанни я ми НиП.

Если при проверке вы я сн я етс я , что обща я стойчивость балки не обеспечена, то следует меньшить расчетную длину сжатого по я са,

Проверка местной стойчивости по я сов и стенки прокатных балок не требуетс я , так как она обеспечиваетс я их толщинами, прин я тыми из словий проката.

4. КОМПОНОВКА И ПОДБОР СЕЧЕНИЯ СОСТАВНЫХ БАЛОК

Балки составного сечени я примен я ют в случа я х, когда прокатные балки не довлетвор я ют слови я м прочности, жесткости, общей стой-чивости, т. е. при больших пролетах и больших изгибающих моментах, также если они экономичнее. Основные типы сечений составных ба-лок показаны на рис. 7.2, в, г.

Составные балки примен я ют, как правило, сварными. Сварные балнки экономичнее клепаных. Их сечение обычно состоит из трех листов: вертикального - стенки и двух горизонтальных - полок, которые сванривают на заводе автоматической сваркой. Дл я балок под т я желую подвижную нагрузку (большие подкрановые балки) иногда примен я ют клепаные балки, состо я щие из вертикальной стенки, по я сных голков и одного - трех горизонтальных листов. Клепаные балки т я желее свар-ных и более трудоемки в изготовлении, но их применение оправдывают благопри я тна я работа под большими динамическими и вибрационными нагрузками, также относительна я легкость образовани я мощных поst1:PersonName w:st="on">я сов.

Дл я экономии материала в составных балках измен я ют сечени я по Длине в соответствии с эпюрой изгибающих моментов. пругопластическа я работа материала в таких балках (см. гл. 3) допускаетс я с теми же ограничени я ми, что и дл я прокатных балок.

Задача компоновки сечений составных балок вариантна, и от ее пранвильного решени я во многом завис я т экономичность и технологичность балок. Начинать компоновку сечени я надо с определени я высоты балки, от которой завис я т все остальные параметры балок.

Высота балок

Высота балки определ я етс я экономическими соображени я ми, макнсимально допустимым прогибом балки и в р я де случаев строительной высотой конструкции перекрыти я , т. е. разностью отметок верха нанстила и верха помещени я под перекрытием. Обычно строительна я вы-сота задаетс я технологами или архитекторами.

Наибольша я высота Лопт в большинстве случаев диктуетс я экономинческими соображени я ми.

Масса балки состоит из массы ее по я сов, стенки и некоторых констнруктивных элементов, учитываемых конструктивным коэффициентом, причем с величением высоты балки масса по я сов уменьшаетс я , маснса стенки увеличиваетс я (рис. 7.10).

Так как функции массы по я сов и стенки с изменением высоты балки измен я ютс я неодинаково - одна бывает, друга я возрастает (как это

видно из рис. 7.10), то должно быть наинменьшее значение суммы обеих функций, т. е. должна быть высота, при которой суммарный вес по я сов и стенки будет наименьшим. Высота эта называетс я опнтимальной йопт, так как она определ я ет наименьший расход материала на балку. Определить оптимальную высоту балки можно следующим образом.

Полна я масса 1а м длины балки равнна массе по я сов и стенки где сЧдол я момента, воспринимаемого по я сами балки; М - расчетный момент, дейнствующий на балку; R - расчетное сопротивление материала балки; Л - высота балнки; /от - толщина стенки балки; фс Ч'Х конструктивный коэффициент по я сов (коэффинциент перехода от теоретической площади по я са к действительной); фст Ч конструкнтивный коэффициент стенки; р - плотность металла.

Определ я я минимум массы балки, берем производную от выраженни я массы балки по ее высоте и приравниваем ее нулю:

отсюда, замен я я М/К= W, получим

'Коэффициент

Приведенный вывод не я вл я етс я строгим, так как он не учитывает изменени я соотношений между высотой и толщиной стенки в балках различной высоты, а следовательно, и изменени я коэффициента с раснпределени я момента между стенкой и по я сами балки.

Между тем из формулы (7.20) я сно, что соотношение между высонтой балки и толщиной стенки оказывает большое вли я ние на экономичнность сечени я ; при этом чем относительно тоньше стенка, тем больше высота и выгоднее сечение балки,

К. К. Муханов вывел зависимость оптимальной высоты балки от заданной гибкости стенки

где - гибкость стенки.

Однако практическое значение гибкости стенки ограничиваетс я ненобходимостью обеспечить ее стойчивость и ее прочность на действие касательных напр я жений.

Практикой проектировани я установлены рекомендуемые соотношенни я высоты балки и толщины стенки, приведенные в табл. 7.2, Дл я од-

нопролетных балок пролетом 12 - 16 м часто принимают £Ст=1Ч 12 мм.

Полученна я оптимальна я высота балки я вл я етс я наиболее рационнальной, так как отступление высоты от Нопт вызовет величение расхонда материала на балку.

Можно отметить, что в балке оптимальной высоты масса стенки равнна массе по я сов балки. При выборе высоты балки следует помнить, что функци я массы балки в области своего минимума, определ я ющего Лопт, мен я етс я мало, потому отступлени я от /гопт возможны. Так, отнступление действительной высоты от оптимальной на 20 % приводит к изменению массы балки примерно на 4 % (рис. 7.10).

Наименьша я рекомендуема я высота балки

Минимальную высоту балки можно получить из формулы прогиба. Дл я равномерно распределенной по длине балки нагрузки

где рп и

Подставл я я в формулу прогиб получим

С другой стороны известно, что M = WG(

я жени я в балке от нагрузок £H<-

Пользу я сь законом независимости действи я сил, получаем напр я нжение от действи я нормативных нагрузок

где Я Чрасчетное сопротивление материала балки; пра и пе - соответствующие коэфнфициенты перегрузок.

Отношение прогиба балок к их пролету [///] регламентируетс я норнмами в зависимости от назначени я балки. Использу я это, получаем дл я балки, равномерно нагруженной по длине,

Дл я балок, использующих упругопластическую работу материала, миннимальна я высота будет

Использование формулы прогиба, выведенной дл я упругой работы мантериала, в данном случае возможно, так как прогиб определ я етс я от действи я нормативной нагрузки, а сечение балки подбираетс я от действи я расчетной нагрузки, причем коэффициент перегрузки п всегда больше коэффициента чета пругопластической работы материала (с\] и, слендовательно, материал балки при нормальной эксплуатации всегда ранботает упруго.

Минимальна я высота балки обеспечивает необходимую жесткость при полном использовании несущей способности материала.

При других видах нагрузки на балку (кроме подкрановых балок)

Из формулы (7.21) видно, что необходима я высота балки величинваетс я с ростом прочности материала и меньшением допустимого пронгиба.

Если полученную по формуле (7.21) высоту балки по каким-либо соображени я м нельз я прин я ть, то требуемую норму прогиба можно довлетворить, лишь снижа я расчетное сопротивление материала, приннима я менее прочный материал или неполностью использу я его несунщую способность.

Выбор высоты балки. Закономерности изменени я высоты балки понказывают, что наиболее целесообразно принимать высоту балки близнкой к /гопт, определенной из экономических соображений, и не меньшей

Высоту балки также следует согласовывать с размерами ширины листов по сортаменту. Желательно, чтобы стенка по высоте выполн я нлась из одного листа шириной не более Ч2200 мм. Если необходинма стенка большей высоты, приходитс я сложн я ть конструкцию балки стройством продольного стыка стенки.

Во всех случа я х высоту составной балки в цел я х нификации коннструкций рационально принимать в круглых числах, кратных 100 мм.

Толщина стенки

После высоты балки толщина стенки я вл я етс я вторым основным панраметром сечени я , так как она сильно вли я ет на экономичность сечени я составной балки.

Дл я определени я наименьшей толщины стенки из слови я ее ранботы на касательные напр я жени я можно воспользоватьс я формулой Н. Г. Журавского

В балке оптимального сечени я с площадью по я сов, равной площади стенки, плечо внутренней пары составит

Подставл я я это соотношение //5 в формулу Н. Г. Журавского и денла я преобразовани я , получаем

При опирании разрезной сварной балки с помощью опорного ребра, приваренного к торцу балки (см. рис. 7.28, б), можно считать, что в опорном сечении балки на касательные напр я жени я работает только стенка, по я са еще не включались в работу сечени я балки. Тогда пленчо внутренней пары

Дл я этого случа я толщина стенки

В балках симметричного сечеци я , работающих с четом развити я планстических деформаций и не нагруженных местной нагрузкой, ам=0; при выполнении словий: т^0,9 /?ср; ЛПМСТ^0,25 и 2,2<ТСТ<6 необхондимо проверить несущую способность балки из-за возможной потери стойчивости стенки, работающей с учетом пластических деформаций, по формуле

где среднее касательное нанпр я жение в стенке в месте проверки балки; у Ч коэффициент словий работы коннструкции.

Чтобы обеспечить местную стойчивость стенки без дополнительного укреплени я ее продольным ребром, необходимо иметь Яст<;5,5: тогда

В балках высотой более 2 м это прощение конструктивной формы экономически не оправдано, так как стенки получаютс я чрезмерно толнстыми. В высоких балках толщина стенки беретс я меньшей и достигает 1/200 - 1/250 высоты, что требует креплени я стенки, способного обеснпечить ее стойчивость.

Таким образом, задача определени я толщины стенки оказываетс я вариантной, вли я ющей на экономичность сечени я балки и требующей очень внимательного к себе отношени я .

Дл я балок высотой 1 - 2 м рациональное значение толщины стенки можно определить по эмпирической формуле

Толщина стенки должна быть согласована с имеющимис я толщинанми проката листовой стали. Обычно минимальную толщину стенки приннимают не менее 8 мм (очень редко 6 мм) и назначают при толщине до 12 мм кратной 1 мм, а более 12 мм кратной 2 мм. Если прин я та я по форнмуле (7.20) толщина стенки отличаетс я от полученной по формулам (7.23) или (7.22) на 2 мм и более, следует в формулу (7.20) подставить определенную из слови я скалывани я толщину стенки и вновь вычислить

По я сные уголки балок с по я сными соединени я ми на заклепках и высокопрочных болтах

Б состав по я са таких балок вход я т по я сные уголки, которые обычно принимают равнополочными (см. рис. 7.2, г). Калибр уголков (ширина их полок йуг) станавлинвают в зависимости от мощности балки ы способа передачи нагрузки на нее.

Дл я балок средней высоты 1 Ч 2 м.

Толщину по я сных голков удобно принимать равной толщине стенки

При наличии в составе сечени я балки горизонтальных листов необходимо, чтобы по я сные уголки обеспечивали надежную передачу силий по я са на стенку. Дл я этого площадь сечени я двух голков по я са рекомендуетс я принимать не менее 30 % всей площади сечени я по я са.

Горизонтальные листы по я сов

В сварных балках по я са обычно принимают из одиночных листов ниверсальной стали. Изготовл я ть по я са из двух и более листов в сварнных балках нерационально, так как, скрепл я я между собой листы по кра я м фланговыми швами, мы величиваем неравномерность работы листов из-за роста длины передачи усилий от стенки к наружным лиснтам. Резко величиваетс я при этом и число сварных швов. Кроме того, неизбежно образование щелей между свариваемыми тольнко по кра я м листами.

Толщину горизонтального по я сного ли-ста сварной балки обычно принимают не более 2 - 3 толщин стенки, так как в по я с-ных швах при приваривании толстых по я снных листов к стенке развиваютс я значительнные садочные раст я гивающие напр я женни я . Применение по я сных листов толщиной более 30 мм нерационально еще и потому, что толстые листы имеют пониженные знанчени я предела текучести и, следовательно, пониженные расчетные сопротивлени я (см. гл. 2).

В клепаных балках и в балках на высокопрочнных болтах в отличие от сварных часто примен я нют пакеты из двух-трех горизонтальных листов, так как в многолистовом пакете, ст я нутом по всей ширине заклепками или болтами, листы работают

достаточно слитно. Толщину отдельных горизонтальных листов из слови я добства конструировани я монтажного стыка обычно принимают равной толщине по я сных уголков.

Ширину горизонтальных листов обычно принимают равной Vs - Vs высоты балки из слови я обеспечени я ее общей стойчивости.

По конструктивным соображени я м ширину по я са не следует прининмать меньше 180 мм или"*А/10.

Дл я клепаных балок и балок на болтах желательно также, чтобы горизонтальные листы несколько выступали за наружные грани по я сных голков.

Наибольшую ширину горизонтальных листов определ я ют их местной стойчивостью и равномерностью работы по ширине.

В балках отношение ширины свеса сжатого по я са &св к его толщине

в сечени я х, работающих упругости

в сечени я х, работающих с учетом развити я пластических деформации.

где

Дл я раст я нутых по я сов балок не рекомендуетс я принимать ширину по я сов более 30 толщин по я са из слови я равномерного распределени я напр я жений по ширине полки.

Подбор сечени я балок

Подбор сечени я состоит в определении размеров по я сов и стенки балки, исход я из заданных технологическим заданием словий, экононмичности, прочности, стойчивости и технологичности изготовлени я .

Изменение сечени я балки по длине

Сечение составной балки, подобранное по максимальному изгибаюнщему моменту, можно меньшить в местах снижени я моментов (в разнрезных балках - у опор). Однако каждое изменение сечени я , дающее экономию материала, несколько величивает трудоемкость изготовле-

ни я балки, и потому оно экономически целесообразно только дл я балок пролетом 1Ч12 м и более.

Изменить сечение балки можно, меньшив ее высоту или сечение по я сов (рис. 7.13), Изменение сечени я меньшением высоты стенки балки (см. рис. 7.13, а) более сложно, может потребовать величени я толщины -стенки дл я воспри я ти я касательных напр я жений, потому примен я етс я редко.

Сечение балки можно изменить меньшением ширины или толщины по я са. В сварных балках распространено изменение ширины по я са (см. рис. 7.13, б), высота балки при этом сохран я етс я посто я нной (верхний по я с гладкий и возможны как поэтажное опирание балок, поддерживанющих настил, так и кладка рельса подкрановой балки); менее добно измен я ть толщину по я са, так как балка оказываетс я неодинаковой вынсоты (см. рис. 7.13, и), при этом сложн я етс я и заказ стали.

В клепаных балках и балках с по я сными соединени я ми на высоконпрочных болтах сечени я измен я ют меньшением или величением числа горизонтальных листов (см. рис. 7.13, г).

В разрезных сварных балках пролетом до 30 м принимаетс я одно изменение сечени я по я са (по одну сторону от оси симметрии балки по длине). Введение второго изменени я сечени я по я сов экономически ненцелесообразно, так как дает дополнительную экономию материала лишь на Ч4 %. Более значительной экономии стали можно достигнуть путем непрерывного изменени я ширины по я сов (см. рис. 7.13, д), полунчаемого диагональным раскроем широкополосной стали кислородной резкой. Однако оно св я зано с величением трудоемкости изготовлени я балки и примен я етс я редко.

При равномерной нагрузке наивыгоднейшее по расходу стали место изменени я сечени я по я сов однопролетной сварной балки находитс я на рассто я нии примерно ]/е пролета балки от опоры; Действующий в этом месте момент может быть найден графически по эпюре моментов или по формуле

В балках переменного сечени я развитие пластических деформаций следует учитывать только в одном сечении с наиболее неблагопри я тным сочетанием М и Q, в остальных сечени я х развитие пластических дефорнмаций не допускаетс я .

По моменту MI (

сечение по я сов. Ширина по я сов при этом должна отвечать следующим слови я м:

Возможен и другой подход. Задают ширину по я сного листа меньшеого сечени я и определ я ют изгибающий момент, который может воснприн я ть сечение:

при M(

Стык различных сечений по я са может быть пр я мым или косым. Пр я мой шов добнее, но он будет равнопрочен основному металлу в раст я нутом по я се только при об я зательном выводе концов шва на поднкладки и автоматической сварке или при ручной сварке с применением физических методов контрол я . Иногда, жела я простить стык раст я нунтого по я са балки, делают его пр я мым с ручной или полуавтоматической сваркой без применени я сложных методов контрол я шва. В этом случае меньшенное сечение по я са балки принимают из слови я прочности стыкового шва на раст я жение.

В балках с по я сными соединени я ми на заклепках или болтах сеченни я измен я ют количеством по я сных листов.

5. ПРОЕКТИРОВАНИЕ КОНСТРУКЦИИ СОСТАВНЫХ БАЛОК

Соединение по я сов балки со стенкой

Соединение по я сов составной балки со стенкой осуществл я ют в сварных балках по я сными швами, в клепаных и болтовых - по я сными заклепками или болтами (рис. 7.23).

При изгибе балки это соединение предотвращает сдвиг по я сов осно-сительно стенки балки (рис. 7.23, а), который был бы при раздельной самосто я тельной работе элементов балки на изгиб. Такое соединение по я сов со стенкой превращает все сечение в монолитно работающее. В сварных балках, работающих без чета пластических деформаций, при хорошей обеспеченности местной стойчивости стенки, когда значенни я левой части формул {7.46), (7.47), (7.50), (7.54) не превышают 0,9у, возможно применение односторонних по я сных швов. В балках, ранботающих с четом пластических деформаций, применение одностороих по я сных швов не допускаетс я .

2. Стыки балок

Различают два типа стыков балок: заводские и монтажные (укруп-нительные).

Заводские стыки представл я ют собой соединени я отдельных частей какого-либо элемента балки (стенки, по я са), выполн я емые из-за недонстаточной длины имеющегос я проката. Их расположение обусловлено длиной проката или конструктивными соображени я ми (стык стенки не должен совпадать с местом примыкани я вспомогательных балок, с ребнрами жесткости и т.п.). Чтобы ослабление сечени я балки заводским стыком было не слишком велико, стыки отдельных элементов обычно располагают в разных местах по длине балки, т. е. вразбежку.

Монтажные стыки выполн я ютс я при монтаже, они необходимы тогнда, когда масса или размеры балки не позвол я ют перевезти и смонтинровать ее целиком. Расположение их должно предусматривать членение балки.на отдельные отправочные элементы, по возможности одинаковые (в разрезной балке стык располагают в середине пролета или симметнрично относительно середины балки), довлетвор я ющие требовани я м транспортировани я и монтажа наиболее распространенными средстнвами,

В монтажных стыках добно все элементы балки соедин я ть в одном сечении. Такой стык называетс я ниверсальным.

Стыки прокатных балок (заводские и монтажные)' выполн я ют, как правило, сварными. Возможные конструктивные решени я их показаны рис.

Наиболее просто и добно непосредственное соединение балок встык '(рис. 7.24, а). Чтобы меньшить садочные сварочные напр я жени я , ненобходимо варить стык быстрее; чтобы охлаждение шло более равномернно, следует начинать варить с менее жесткого элемента Ч стенки. Однанко при ручной сварке такого стыка с применением обычных способов контрол я сварки раст я нутый по я с балки в стыке будет иметь меньшую прочность, чем вне стыка, так как расчетное сопротивление сварного шва встык на раст я жение меньше расчетного сопротивлени я основного металла

При необходимости стройства стыка в сечении, где действует больнший изгибающий момент, делают пр я мое соединение балок встык, полки силивают накладками (рис. 7.24,6). Изгибающий момент в та-

Угловые швы, прикрепл я ющие накладку к балке, должны быть раснсчитаны на силие в накладке. Чтобы меньшить сварочные напр я женни я , эти швы не довод я т до оси стыка на 25 мм с каждой стороны.

При изготовлении конструкций в полевых мастерских, когда трудно обработать торцы балок под сварку, можно осуществить стык только с помощью накладок (см. рис. 7.24, в). Однако из-за большой концентранции напр я жений в таком стыке примен я ть его можно в конструкци я х, работающих только на статическую нагрузку и при положительных температурах.

Почти весь изгибающий момент в этом стыке передаетс я через поst1:PersonName w:st="on">я сные накладки, поперечна я сила - через парные накладки на стеннке. Накладки на стенку конструктивно принимают шириной 10Ч150 мм, толщиной, приблизительно равной толщине стенки, и высотой, равной высоте пр я молинейного частка стенки (до закруглений около полок).

Угловые швы, прикрепл я ющие накладки к стенке, следует провер я ть на действие поперечной силы

Стыки составных сварных балок. Заводские стыки по я сов и стенки составных сварных балок осуществл я ют соединением листов до сборки их в балку (рис. 7.25, а). Основным типом сварных соединений листов я вл я етс я соединение встык. Стык раст я нутого по я са, если он располонжен в зоне балки, где напр я жени я в по я се превышают расчетное сопронтивление сварного шва на раст я жение, устраивают косым или свариванют автоматической сваркой, вывод я начало и конец шва на технологинческие планки. Такое сложнение производства часто делает более целесообразным перенос пр я мого заводского стыкового шва в то место балки, где напр я жени я в по я се не превышают расчетного сопротивлени я сварного шва на раст я жение. Заводские стыки сжатого по я са и стенки балки всегда делают пр я мыми.

На монтаже сжатый по я с и стенку всегда соедин я ют пр я мым швом встык, раст я нутый по я с Ч косым швом под глом 60

Чтобы меньшить сварочные напр я жени я , сначала сваривают попенречные стыковые швы стенки 7 (см. рис. 7.25,6) и по я сов 2, имеющие наибольшую поперечную садку. Оставленные не заваренными на завонде участки по я сных швов длиной около 500 мм дают возможность по я снным листам несколько выт я нутьс я при садке швов 2. Последним заванривают гловые швы 3, имеющие небольшую продольную садку.

Стыки составных балок на высокопрочных болтах. В последнее вренм я монтажные стыки сварных балок, чтобы избежать сварки при моннтаже, иногда выполн я ют на высокопрочных болтах (рис. 7.26). В таких стыках каждый по я с балки желательно перекрывать трем я накладками с двух сторон, стенку^ двум я вертикальными накладками, площадь сечени я которых должна быть не меньше площади сечени я перекрываенмого ими элемента. Ослабление сечени я по я сов балки учитываетс я при статических нагрузках, если площадь сечени я нетто составл я ет меньше 85 % площади брутто Лит^О,8А; тогда принимаетс я условна я площадь сечени я Лусл = 1,1ЛнТ; при динамических нагрузках Лнт принимаетс я независимо от величины ослаблени я .

Болты в стыке став я т на минимальных рассто я ни я х друг от друга: (2,Ч3)rf болта (при rf<=24 мм удобно иметь шаг 80 мм), чтобы меньншить размеры и массу стыковых накладок.

Расчет каждого элемента балки ведут раздельно, изгибающий монмент распредел я ют между по я сами и стенкой пропорционально их жестнкости.

Опирани я и сопр я жени я балок

Сопр я жение балок со стальными колоннами осуществл я етс я путем их опирани я сверху или примыканием сбоку к колонне. Такое соединенние может быть или шарнирным, передающим только опорную реакцию Салки, или жестким, передающим на колонну кроме опорной реакции еще и момент защемлени я балки в колонне. Шарнирное соединение шинроко примен я етс я в большинстве балочных конструкций жесткое - в каркасах многоэтажных зданий. Примеры опирани я бало'к на колонны сверху показаны на рис. 7.28. Конец балки в месте опирани я ее на опонру крепл я ют опорными ребрами, счита я при этом, что вс я опорна я реакци я передаетс я с балки на опору через эти ребра жесткости. Ребра Хжесткости дл я передачи опорной реакции надежно прикрепл я ют к стеннке сварными швами, торец ребер жесткости либо плотно пригон я ют к нижнему по я су балки (рис. 7.28, а), либо строгают дл я непосредствеой передачи опорного давлени я на стальную колонну (рис. 7.28,6). Дл я правильной передачи давлени я на колонну (при конструктивном решении по рис. 7.28, а) центр опорной поверхности ребра надо совменщать с осью полки колонны.

Размер опорных ребер жесткости определ я ют обычно из расчета на см я тие торца ребра

Ширина выступающей части ребра из словий его местной стойчивости не должна превышать.

Выступающа я вниз часть опорного ребра (рис. 7.28,6) не должна превышать а^1,5/ор и обычно принимаетс я 15 - 20 мм.

Помимо проверки на см я тие торца опорного ребра производитс я также проверка опорного частка балки на стойчивость из плоскости балки как условного опорного стержн я , включающего в площадь раснчетного сечени я опорные ребра и часть стенки балки шириной по в каждую сторону (на рис. 7.28, а эта площадь заштрихована) и длиной, равной высоте стенки балки:

Прикрепление опорных ребер к стенке балки сварными швами долнжно быть рассчитано на полную опорную реакцию балки с четом макнсимальной рабочей длины сварного шва. Шарнирное примыкание балок сбоку (рис. 7.28, в) по своему конструктивному оформлению, работе и расчету не отличаетс я от опирани я балок сверху по рис. 7.28, б.

Опирание балок на стены и железобетонные подкладки. При опира-нии балок на каменные стены и железобетонные подкладки обычно принмен я ют специальные стальные опорные части, которые служат дл я равнномерного распределени я давлени я балки на большую площадь менее прочного, чем балка, материала опоры (камень, железобетон). Кроме того, опорные части должны обеспечить свободу деформации концов балки - поворот при прогибе балки, продольное смещение температурнных и силовых деформаций, в противном случае в опоре возникнут ненжелательные дополнительные напр я жени я . В соответствии с этими тренбовани я ми примен я ют неподвижные и подвижные опорные части следунющих типов

Оорные части изготавливают из литой или толстолистовои стали. Площадь опирани я плоских и тангенциальных опорных плит должна быть достаточной дл я передачи опорного давлени я балки на кладку стены или на бетон. Отсюда определ я ют размеры плиты

Толщину плиты определ я ют из услови я ее прочности на изгиб.

Радиус поверхности тангенциальной опорной плиты определ я ют из

услови я местного см я ти я при свободном касании плоскости и цилиндри кой поверхности по словной формуле лдиаметрального сжати я полученной путем преобразовани я формулы Герца,

Простейшие однокатковые опоры (рис. 7.29, г) состо я т из двух плит, между которыми помещают каток, часто срезанный по бокам.

Верхнюю плиту, я вл я ющуюс я прокладкой между балкой и катком, обычно назначают толщиной около 30 мм. Нижн я я плита работает пондобно плите тангенциальной опоры, и ее размеры определ я ют по форнмулам (7.69) и (7.70).

Чтобы меньшить трение качени я , диаметр катка, мм, назначают по приближенной формуле не менее

где / - пролет балки.

Затем провер я ют на местное см я тие

Дл я обеспечени я правильного расположени я катка в опорной части к нему с боков прикрепл я ют противоугонные планки, в середине денлают реборду, не дающую катку сдвинутьс я поперек.

Сопр я жени я балок. Сопр я жени я главных и второстепенных балок между собой бывают: этажные, в одном ровне верхних, по я сов и с понниженным расположением верхних по я сов второстепенных балок (рис, 7.30).

Этажное сопр я жение,(рис. 7.30, о) я вл я етс я простейшим, но оно (из-за возможного отгиба по я са главной балки может передавать лишь ненбольшие опорные реакции. Это сопр я жение можно силить, поставив под вспомогательной балкой ребро жесткости и пригнав его верхний торец к верхнему по я су главной балки дл я предотвращени я отгиба. '

Сопр я жени я в одном ровне и пониженное сопр я жение способны пенредавать большие опорные реакции. Неудобство сопр я жени я в одном ровне (рис. 7.30,6)Чнеобходимость выреза верхней полки и части стенки вспомогательной балки. Этот вырез ослабл я ет ее сечение и венличивает трудоемкость сопр я жени я ; кроме того, число болтов, которые можно разместить на стенке балки, ограничено. Избежать этих ненудобств можно, приварив на заводе к торцу вспомогательной балки конротыш из голка, и же его сопр я гать на монтаже болтами или сваркой с ребром жесткости главной балки (рис. 7.30, в).

В этих сопр я жени я х опорна я реакци я со стенки примыкающей вспонмогательной балки передаетс я через болты или монтажную сварку на специальное ребро, крепл я ющее стенку главной балки. В качестве ранботающих примен я ют болты нормальной точности, при больших опорных реакци я х вспомогательных балок - высокопрочные болты.

Расчет сопр я жени я балок заключаетс я в определении размеров сварных швов или числа болтов, работающих на срез и прикрепл я юнщих балки друг к другу. Расчетной силой я вл я етс я опорна я реакци я вспомогательной балки, величенна я на 20 % вследствие внецентренно-сти передачи сили я на стенку главной балки.

Все рассмотренные сопр я жени я балок работают как шарнирные. При необходимости жесткого сопр я жени я балок (рис. 7.31) ввод я т лрыбки (при одинаковой высоте балок) или лрыбку и столик (при различной высоте балок). В таком сопр я жении возникает не только поперечна я сила, передающа я с я на болты, прикрепл я ющие стенку вспомогательной балки к ребру главной балки или непосредственно на столик, но и опорный момент, передающийс я через специальные накладнки-рыбки или через лрыбку и столик.

18. Стальные колонны

В каркасах одноэтажных производственных зданий примен я ютс я стальные колонны трех типов: посто я нного по высоте сечени я , перемеого по высоте сечени я - ступенчатые и в виде двух стоек, нежестко св я занных между собой, - раздельные.

В колоннах посто я нного по высоте сечени я (рис. 14.1, а) нагрузка от мостовых кранов передаетс я на стержень колонны через консоли, на которые опираютс я подкрановые балки. Стержень колонны может быть сплошного или сквозного сечени я . Большое достоинство колонн постоst1:PersonName w:st="on">я нного сечени я (особенно сплошных) - их конструктивна я простота, обеспечивающа я небольшую трудоемкость изготовлени я . Эти колонны примен я ют при сравнительно небольшой грузоподъемности кранов (Q до 1Ч20 т) и незначительной высоте цеха (Н до Ч10 м).

При кранах большой грузоподъемности выгоднее переходить на стунпенчатые колонны (рис. 14.1, б, в, г), которые дл я одноэтажных произнводственных зданий я вл я ютс я основным типом колонн. Подкранова я балка в этом случае опираетс я на уступ нижнего частка колонны и располагаетс я по оси подкрановой ветви.

В здани я х с кранами, расположенными в два я руса, колонны могут иметь три частка с разными сечени я ми по высоте (двухступенчатые колонны), дополнительные консоли и т. д. (рис 14 1 г)

При кранах особого режима работы либо " делают проем в верхней части колонны (при ее ширине не менее 1 м), либо страивают проход между краном и внутренней гранью верхней части колонны (рис. 14.1, в).

Генеральные размеры колонн станавливаютс я при компоновке понперечной рамы.

В раздельных колоннах (рис. 14.2) подкранова я стойка и шатрова я ветвь св я заны гибкими в вертикальной плоскости горизонтальными планками. Благодар я этому подкранова я стойка воспринимает только вертикальное силие от кранов, шатрова я работает в системе поперечнной рамы и воспринимает все прочие нагрузки, в том числе горизоннтальную поперечную силу от кранов.

Колонны раздельного типа рациональны при низком расположении кранов большой грузоподъемности и при реконструкции цехов (напринмер, при расширении).

РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТЕРЖНЯ КОЛОННЫ

Колонны производственных зданий работают на внецентренное сжантие. Значени я расчетных силий: продольной силы JV, изгибающего монмента в плоскости рамы Мх (в некоторых случа я х изгибающего моменнта, действующего в другой плоскости, - Му) и поперечной силы Qx определ я ют по результатам статического расчета рамы (см. гл. 12). При расчете колонны необходимо проверить ее прочность, общую и менстную стойчивость элементов.

Дл я обеспечени я нормальных словий эксплуатации колонны должнны обладать также необходимой жесткостью.

Сечени я ступенчатых колонн подбирают раздельно дл я каждого чанстка посто я нного сечени я . Расчетные длины частков колонн в плосконсти и из плоскости рамы определ я ютс я в зависимости от конструктивной схемы каркаса.

1. Расчетные длины

. Расчетна я длина колонны в плоскости рамы. Колонны здани я вход я т в состав поперечной рамы и дл я точного определени я их расчетнной длины необходимо провести расчет на стойчивость рамы в целом, что весьма трудоемко. Обычно при определении расчетной длины конлонны ввод я т р я д упрощающих предпосылок: рассматривают колонну как отдельно сто я щий стержень с идеализированными слови я ми занкреплени я ; загружают систему силами, приложенными только в злах, не в полной мере учитывают пространственную работу каркаса и т. д. Как показывает опыт проектировани я , такой подход идет в запас стойнчивости.

2. Сплошные колонны

Сплошные колонны обычно проектируют двутаврового сечени я . Дл я колонн с посто я нным по высоте сечением и надкрановых частей ступеннчатых колонн примен я ютс я симметричные двутавры. Если момент однного знака значительно отличаетс я по абсолютному значению от моменнта другого знака, целесообразно применение несимметричного сечени я .

Дл я снижени я трудоемкости изготовлени я колонн рационально принменение прокатных двутавров с параллельными гран я ми типа Ш (рис. J4.4, а). Однако расход стали в этом случае иногда несколько величинваетс я .

Составные сечени я компо-1 нуют из трех листов (рис. 14.4,6) или листов и сварных также прокатных двутавров (рис. 14.4, в). В колоннах крайних р я дов дл я добства креплени я стенового огражденни я используютс я сечени я , понказанные на рис. 14.4, г.

При компоновке составных сечений необходимо обеспенчить слови я применени я автонматической сварки (см. гл. 5), также местную стойчивость полок и стенки.

Стержень внецентренно сжатой колонны (или ее часток) должен быть проверен на прочность и стойчивость как в плоскости, так и из плоскости рамы (см. гл. 3). Поскольку колонна не подвергаетс я непонсредственному воздействию динамических нагрузок, ее прочность пронвер я ют с четом развити я пластических деформаций.

Проверку прочности необходимо делать только дл я колонн, имек> щих ослабленные сечени я , а также при значени я х приведенного эксцентнриситета

Проверку стойчивости сплошной внецентренно сжатой колонны в плоскости действи я момента Мх (в плоскости рамы) выполн я ют по формуле

где фх вн - коэффициент снижени я расчетного сопротивлени я при внецентренном сжантии зависит от словной гибкости стержн я КХ=КХУШ£ и приведенного эксцентрисинтета /71*1 = 11/71* (прил. 8);

Потер я стойчивости внецентренно сжатого стержн я происходит в пругопластической стадии работы материала, поэтому при проверке устойчивости вводитс я коэффициент, учитывающий степень ослабленни я сечени- я пластическими деформаци я ми и завис я щий от формы сенчени я .

Устойчивость внецентренно сжатого стержн я зависит от характера эпюры моментов по длине стержн я . Дл я колонн рамных систем значенни я Мх принимают равными максимальному моменту на длине частка посто я нного сечени я . Дл я других случаев значени я момента определ я нют по НиП П-23-81.

При проверке стойчивости следует рассмотреть возможные комбиннации Мх и N (см. табл. 12.6) и выбрать из них наихудшие.

В плоскости действи я момента Мх колонны имеют обычно более разнвитое сечение, поэтому, если /

Оттирание стропильных ферм на колонны может быть запроектиронвано сверху или сбоку. Оттирание сверху (см. рис. 13.15) примен я ют при шарнирном присоединении ригелей к колоннам. Опорное давление стронпильных ферм Рф передаетс я на опорную плиту оголовка колонны, зантем через ребро оголовка на стенку колонны (или траверсу в сквозной колонне). Конструирование и расчет таких оголовков провод я тс я так же, как в центрально-сжатых колоннах.

Опирание ферм на колонны сбоку проектируют как при жестком, так и при шарнирном соединении ригел я с колонной

Узлы опирани я подкрановых балок и стыки колонн

В колоннах посто я нного по высоте сечени я подкрановые балки и другие конструкции опираютс я на специальные консоли (рис. 14.10). При кранах небольшой грузоподъемности примен я ютс я одностенчатые консоли, привариваемые к стержню колонны на заводе-изготовителе (если позвол я ют габариты перевозки). Консоль и швы ее креплени я к колонне рассчитывают на изгибающий момент M<=Dmaxe и срез силой

Напр я жени я у основани я консоли и в швах ее креплени я можно опнределить, предполага я , что момент воспринимаетс я только полками H = M

6-7. Стальные колонны. Основные сведени я .

В металлических конструкци я х широко примен я ютс я работающие на центральное сжатие колонны или стержни, вход я щие в состав коннструктивных комплексов.

Центрально-сжатые колонны (рис. 8.1, и) примен я ютс я дл я поддернжани я междуэтажных перекрытий и покрытий зданий, в рабочих плонщадках, путепроводах, эстакадах и т. п. Центрально-сжатые стержни работают в составе конструктивных элементов и комплексов т я желых решетчатых ферм и рам (рис. 8.1,6), сжатых элементов вантовых синстем и т. п.

Колонны передают нагрузку от вышележащей конструкции на фунндаменты и состо я т из трех частей, определ я емых их назначением оголовок, на который опираетс я вышележаща я конструкци я напп--жающа я колонну;

стержень - основной конструктивный элемент, передающий НЗГПУЗ-ку от оголовка к базе;

база, передающа я нагрузку от стержн я на фундамента (рис 8 1 а) Расчет и конструирование основного элемент центрально-сжатых' колонн и стержней производ я тс я одинаково.

Узлы примыкани я центрально-сжатых стержней с другими элеменнтами конструктивного комплекса (рис. 8.1,6) завис я т от вида конструкнции и рассмотрены в соответствующих главах. Колонны и сжатые стернжни проектируют почти исключительно стальными. Примен я ть алюминниевые сплавы в сжатых стержн я х, как правило, нерационально из-за плохой работы сплавов на продольный изгиб вследствие низкого моду-

л я пругости. Однако в общем конструктивном комплексе, выполн я енмом из алюминиевого сплава, могут быть запроектированы и сжатые стержни из сплава.

Хорошо работают на центральное сжатие и экономны по затрате металла трубобетонные колонны, стержень которых состоит из стальнной трубы, заполненной бетоном.

По статической схеме и характеру нагружени я колонны могут быть одно я русные и много я русные. Колонны и сжатые стержни бывают сплошными или сквозными.

Типы сквозных колонн

Стержень сквозной центрально-сжатой колонны обычно состоит из двух ветвей (швеллеров или двутавров), св я занных между собой реншетками (рис. 8.4,Чв). Ось, пересекающа я ветви, называетс я материнальной; ось, параллельна я ветв я м, называетс я свободной. Рассто я ние между ветв я ми станавливаетс я из слови я равноустойчивости стержн я .

Швеллеры в сварных колоннах выгоднее ставить полками внутрь (рис. 8.4, а\, так как в этом случае решетки получаютс я меньшей ширинны и лучше используетс я габарит колонны.

Более мощные колонны могут иметь ветви из прокатных или сварнных двутавров (рис. 8.4 в).

В сквозных колоннах из двух ветвей необходимо обеспечивать зазор между полками ветвей (10Ч150 мм) дл я возможности окраски внутнренних поверхностей.

Стержни большой длины, несущие небольшие нагрузки, должны иметь дл я обеспечени я необходимой жесткости развитое сечение, поэтонму их рационально проектировать из четырех голков, соединенных реншетками в четырех плоскост я х (рис. 8.4, г). Такие стержни при небольншой площади сечени я обладают значительной жесткостью, однако трундоемкость их изготовлени я больше трудоемкости изготовлени я двухветвевых стержней.

При трубчатом сечении ветвей возможны трехгранные стержни '(рис. 8.4, д), достаточно жесткие и экономичные по затрате металла.

Решетки обеспечивают совместную работу ветвей стержн я 'колонны и существенно вли я ют на стойчивость колонны в целом и ее ветвей. Примен я ютс я решетки разнообразных систем: из раскосов (рис. 8.5, о), из раскосов и распорок (рис. 8.5,6) и безраскосного типа в виде планнок (рис. 8.5,

В случае расположени я решеток в четырех плоскост я х (рис. 8.4, г)' возможны обычна я схема (рис. 8.6, а) и более экономична я треугольнна я схема в елку (рис. 8.6,6).

В колоннах, нагруженных центральной силой, возможен изгиб от случайных эксцентриситетов. От изгиба возникают поперечные силы, воспринимаемые решетками, которые преп я тствуют сдвигам ветвей конлонны относительно ее продольной оси.

Треугольные решетки, состо я щие из одних раскосов (рис. 8.5, а), или треугольные с дополнительными распорками (рис. 8.5,6) я вл я ютс я более жесткими, чем безраскосные, так как образуют в плоскости гранни колонны ферму, все элементы которой при изгибе работают на осенвые сили я , однако они более трудоемки в изготовлении.

Планки (рис. 8.5, б) создают в плоскости грани колонны безраскоснную систему с жесткими злами и элементами, работающими на изгиб, вследствие чего безраскосна я решетка оказываетс я менее жесткой. Еснли рассто я ние между ветв я ми значительно (0,Ч1 м и более), то эленменты безраскосной решетки получаютс я т я желыми; в этом случае слендует отдавать предпочтение раскосной решетке.

Безраскосна я решетка хорошо выгл я дит и я вл я етс я более простой, ее часто примен я ют в колоннах и стойках сравнительно небольшой мощнности (с расчетной нагрузкой до Ч2500 кН).

Чтобы сохранить неизмен я емость контура поперечного сечени я сквозной колонны, ветви колонн соедин я ют поперечными диафрагмами (рис. 8.7), которые став я т через Ч4 м по высоте колонны.

2. Вли я ние решеток на устойчивость стержн я сквозной колонны

Основное равнение. Решетки, св я зыва я ветви колонны, обеспечиванют их совместную работу и общую стойчивость стержн я . Вследствие деформативности решеток гибкость стержн я сквозной колонны относинтельно свободной оси (рис. 8.4, и в) больше гибкости сплошной конлонны ?,= /о/г (/оЧрасчетна я высота колонны) и зависит от типа реншетки.

Критическую силу потери стойчивости составной колонны относинтельно свободной оси можно определить из общего слови я потери стержнем стойчивости

Колонны с безраскосной решеткой. Сжатые колонны с безраскос-ной решеткой представл я ют собой рамную систему, все элементы котонрой при общем прогибе колонны изгибаютс я по S<-образным кривым.

При одинаковых рассто я ни я х между планками и одинаковой их мощнности приближенно можно принимать, что нулевые точки моментов раснположены в середине планок по их длине и посередине рассто я ни я межнду планками в ветв я х колонны. В нулевых точках действуют поперечнные силы, возникающие от изгиба стержн я .

8. Компановка стального каркаса.

Проектирование каркаса производственного здани я начинают с вынбора конструктивной схемы и ее компоновки. Исходным материалом я внл я етс я технологическое задание, в котором даютс я расположение и габариты агрегатов и оборудовани я цеха, количество кранов, их грузонподъемность и режим работы. Технологическое задание содержит даые о районе строительства, услови я х эксплуатации цеха (освещенность, температурно-влажностный режим и т. п.).

После выбора конструктивной схемы одновременно с компоновкой решаютс я принципиальные вопросы архитектурно-строительной части проекта (определ я ютс я ограждающие конструкции, назначаетс я распонложение оконных, воротных проемов и т.п.).

При компоновке конструктивной схемы каркаса решаютс я вопросы размещени я колонн здани я в плане, устанавливаютс я внутренние габанриты здани я , назначаютс я и взаимоув я зываютс я размеры основных коннструктивных элементов каркаса.

РАЗМЕЩЕНИЕ КОЛОНН В ПЛАНЕ

Размещение колонн в плане принимают с четом технологических, конструктивных и экономических факторов. Оно должно быть в я зано с габаритами технологического оборудовани я , его расположением и нанправлением грузопотоков. Размеры фундаментов под колонны в я зыванют с расположением и габаритами подземных сооружений (фундаменнтов под рабочие агрегаты, боровов, коллекторов и т.п.). Колонны разнмещают так, чтобы вместе с ригел я ми они образовывали поперечные рамы, т. е. в многопролетных цехах колонны разных р я дов устанавлинваютс я по одной оси.

Согласно требовани я м унификации промышленных зданий, рассто я нни я между колоннами поперек здани я (размеры пролетов) назначаютнс я в соответствии с крупненным модулем, кратным 6 м (иногда 3 м); дл я производственных зданий 1=18, 24, 30, 36 м и более. Рассто я ни я между колоннами в продольном направлении (шаг колонн) также приннимают кратными 6 м. Шаг колонн однопролетных зданий (рис. 11.1), также шаг крайних (наружных) колонн многопролетных зданий обычнно не зависит от расположени я технологического оборудовани я и его принимают равным 6 или 12 м. Вопрос о назначении шага колонн крайнних р я дов (6 или 12 м) дл я каждого конкретного случа я решаетс я сравннением вариантов. Как правило, дл я зданий больших пролетов (=30 м) и значительной высоты (Н^ 14 м) с кранами большой грузонподъемности (Q<^50 т) оказываетс я выгоднее шаг 12 м и, наоборот, дл я зданий с меньшими параметрами экономичнее оказываетс я шаг колонн б м. У торцов зданий (см. рис. 11.1) колонны обычно смещаютс я с мондульной сетки на 500 мм дл я возможности использовани я типовых огнраждающих плит и панелей с номинальной длиной б или 12 м. Смещенние колонн с разбивочных осей имеет и недостатки, поскольку у торца здани я продольные элементы стального каркаса получаютс я меньшей длины, что приводит к величению типоразмеров конструкций.

В многопролетных здани я х шаг внутренних колонн исход я из технонлогических требований (например, передача продукции из пролета в пролет) часто принимаетс я величенным, 'но кратным шагу наружных колонн (рис. 11.2).

При больших размерах здани я в плане в элементах каркаса могут возникать большие дополнительные напр я жени я от изменени я темперантуры. Поэтому в необходимых случа я х здание разрезают на отдельные блоки поперечными и продольными температурными швами. Нормами проектировани я становлены предельные размеры температурных блонков, при которых вли я ние климатических температурных воздействий можно не учитывать (табл. 11.1).

Наиболее распространенный способ стройства поперечных темпенратурных швов заключаетс я в том, что в месте разрезки здани я став я т две поперечные рамы (не св я занные между собой какими-либо продольнными элементами), колонны которых смещают с оси на 500 мм в кажндую сторону, подобно тому как это делают у торца здани я {рис, 11.2, а).

Продольные температурные швы решают либо расчленением многонпролетной рамы на две (или более) самосто я тельные, что св я зано с снтановкой дополнительных колонн, либо с подвижным в поперечном нанправлении опиранием одного или обоих ригелей на колонну с помощью катков или другого стройства. В первом решении предусматриваетс я дополнительна я разбивочна я ось на рассто я нии 1 или 1500 мм от основной (рис. 11.2, а). Иногда в здани я х, имеющих ширину, превышанющую предельные размеры дл я температурных блоков, продольную разнрезку не делают, предпочита я некоторое т я желение рам, необходимое по расчету на температурные воздействи я .

В некоторых случа я х планировка здани я , обусловленна я технологинческим процессом, требует, чтобы продольные р я ды колонн двух пронлетов цеха располагались во взаимно перпендикул я рных направлени я х.

При этом также возникает необходимость в дополнительной разбивоч-ной оси. Рассто я ние между осью продольного р я да колонн одного отсенка и осью торца примыкающего к нему другого отсека, принимаетс я равным 1 мм, колонны смещаютс я с оси внутрь на 500 мм (рис. 11.2,6).

КОМПОНОВКА ПОПЕРЕЧНЫХ РАМ

Компоновку поперечной рамы начинают с становлени я основных габаритных размеров элементов конструкций в плоскости рамы. Разнмеры по вертикали прив я зывают к отметке уровн я пола, принима я ее нулевой. Размеры по горизонтали прив я зывают к продольным ос я м зданни я . Все размеры принимают в соответствии с основными положени я ми по нификации и другими нормативными документами.

Компоновка однопролетных рам

Вертикальные габариты здани я завис я т от технологических словий производства и определ я ютс я рассто я нием от ровн я пола до головки кранового рельса HI и рассто я нием от головки кранового рельса до нинза несущих конструкций покрыти я Н2. В сумме эти размеры составл я ют полезную высоту цеха Н0 (рис. 11.3).

Размер Я2 диктуетс я высотой мостового крана

Габариты мостовых кранов даютс я в соответствующих стандартах и заводских каталогах.

Окончательный размер Н2 принимаетс я обычно кратным 200 мм.

2. Компоновка многопролетных рам

При проектировании многопролетных рам нужно честь, что дл я донстижени я максимальной типизации конструкций каркаса желательно, чтобы все пролеты были равными и имели одинаковую высоту.

По слови я м технологии производства не всегда добны одинаковые пролеты, тогда нужно стремитьс я , чтобы количество их размеров было наименьшим (рис. 11.4, ). Наиболее часто здани я проектируютс я с плонской кровлей (уклон 1,5 %) и внутренними водостоками.

Дл я неотапливаемых зданий необходимо стройство наружного отнвода воды. Иногда внутренние водостоки оказываютс я неприемлемыми по слови я м технологического процесса (например, дл я сталеплавильных цехов). В таких случа я х необходимо стройство двускатных покрытий, применение которых возможно из слови я обеспечени я водоотвода и аэрации при ширине здани я до 7Ч80 м (рис. 11.4,6").

Проектирование отдельных пролетов с различной полезной высотой в многопролетных здани я х вызываетс я разнохарактерными слови я ми производства. В многопролетных здани я х с большими производственнынми тепло- и газовыделени я ми рациональны перепады по высоте (при достаточной их величине). Требовани я освещенности заставл я ют в отндельных случа я х использовать перепады высот смежных пролетов дл я устройства дополнительного бокового освещени я .

При компоновке конструктивной схемы многопролетных рам с разнличной высотой пролетов приходитс я решать вопрос о применении в этих пролетах односкатных или двускатных покрытий. Дл я малых бонковых пролетов самыми простыми я вл я ютс я односкатные покрыти я (см. рис. 11.4,6). Дл я больших смежных пролетов при возможности стройнства внутреннего водостока наиболее целесообразны двускатные фермы (см. рис. 11.4, а) с различными клонами

9. Компановка и выбор покрытий.