Шпоры к гос. экзамену ПГС

Деформация бетона при кратковременном и длительном нагружении.

Диаграмма для сжатия и растяжения бетона. 2. Арматура железобетонных конструкций.

Назначение, виды и механические свойства.

Классы арматуры и их применения в конструкциях. 3. Сущность преднапряженного железобетона.

Преимущества и недостаток по сравнению с обычном железобетона.

Значение предварительных напряжений в бетоне и арматуре. 4. Три стадии напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов.

Пластическое и хрупкое разрушение изгибаемых внецентре сжатых железобетонных элементов по нормальным сечениям. 5. 6. 7. Основные положения расчета строительных конструкций метод предельных состояний.

Группы предельных состояний.

Нормативные и расчетные нагрузки.

Сочетание нагрузки.

Коэффициенты надежность по нагрузкам и по назначение зданий. 8. Принцип расчета поднаклонным сечениям и его цель.

Конструктивные требования обеспечивающие прочность сечение по моменту. 9. 10. 11. 12. 13. Конструкций плоских перекрытий.

Классификация перекрытий.

Принцип расчетов и проектирования плит работающих в одном или в двух направлениях. 14. Выбор рациональной формы поперечного сечения ж/б плит перекрытий. 15. Принцип расчета многопролетного ж/б ригеля с учетом перераспределения армирования плит. 16. Основные положения расчета и конструирования ребристых моноплитных перекрытий с бетонными плитами. 17. Основные положения и конструирование ребристых перекрытий с плитами, работающих в двух направлениях. 18. Расчеты и конструирование отдельного центрально и внецентренно нагруженного жб.

Фундамента под колонну… 19. Виды одноэтажных промышленных зданий.

Особенности их объемно планировочных и конструктивных решений.

Компоновка зданий и конструкции при каркасе из железобетона.

Обеспечение пространственной плоскости. 20. Основные сведения о расчете каркаса одноэтажных промышленных зданий.

Особенности расчета стального железобетонного и других видов каркаса. Учет пространственной работы каркаса. 21. Ж/б конструкции покрытий одноэтажных промышленных зданий. Плиты покрытий: выбор рациональной формы поперечного сечения плит и их очертаний по длине., принцип расчета и конструкция Технико-экономические показатели различных типов плит покрытия. 22. Принцип выбора оптимального ригеля с рациональной формой поперечного сечения и очертания по длине. Ж/б балки, фермы, арки: типы принципы расчета и конструирование. 23. Конструктивные схемы и основные несущие конструкции многоэтажных промышленных зданий. 24. Конструктивные схемы и основные несущие конструкции многоэтажного каркасного и панельных гражданских зданий. 25. Конструкции и принцип расчета стыков ригеля с колонной и колонн между собой многоэтажного здания II . Металлические конструкции 1. Строительные стали и алюминиевые сплавы.

Группы А.Б.В, маркировка и характеристика малоуглеродистых, низколегированных и высокопрочных сталей. 2. Расчетные характеристики материалов: стали, бетона, каменной кладки арматуры и древесины. 3. подбор сечения прокатных балок. 4. стальные балки составного сечения: компоновка особенности расчета.

Конструктивные мероприятия по обеспечению общеместной устойчивости стальной балки составного сечения. 5. Компоновка и выбор оптимального варианта балочной площадки из стальных конструкций.

Сопряжение блок в балочной клетке. 6. Стальные колоны. основные сведения в расчет конструирования центр.-сжатых колонн. 7. Внецентренно-сжатые одноступенчатые стальные колонны.

КомпановкАК, особенности расчета, узлы. т констрирования прогонов, плит 8. компоновка стального каркаса производственных зданий. 9. компоновка и выбор покрытия промышленного здания из металлических конструкций.

Основы расчета и конструирования прогонов, плит и настилов покрытий. 10. выбор типа и компоновка стальных ферм.

Отправочные марки, стыки и узлы. Виды и подбор сечений стержней стальных ферм. 11. Соединение стальных конструкций и их элементов: сварные, балочные, заклепочные.

Компоновка и порядок расчета.

Контроль качества соединений неразрушающими методами. 12. Стальные каркасы большепролетных зданий: компоновка, нагрузки, особенности расчета, преимущества и недостатки. 13. Стальные листовые конструкции.

Резервуары, газгольдеры, трубы большого диаметра.

Особенности расчета и конструирования.

Примеры компоновки. 14. Стальные каркасы многоэтажных промышленных зданий (конструктивные схемы зданий, конструкции многоэтажных рам) 15. Подобрать сечение опорного восходящего раскоса фермы с параллельными поясами, если известно усилие в нем и длина.

Вычертить схемы сечения стержня и узлов. 16. Подобрать прокатный профиль продольной балки стального настила. Если известна технологическая нагрузка на 1м2 17. Подобрать сечение стенки стальной балки, если известна ее длина L и распределенная технологическая нагрузка по длине балки III. Деревянные конструкции Методика расчета сейсмических нагрузок по СНиП-7-81 Клееные балки.

Рациональные области применения.

Принципы расчета и конструирования.

Конструкция ферм Клееные арки.

Расчет и конструирование. Узлы. Рамы.

Расчет и конструирование. Узлы.

Классификация и область применения различных видов соединений ДК. Соединение из лобовой врубке.

Принцип расчета и конструирования.

Основные формы пространственных ДК, их достоинства и недостатки.

Кружально-сетчатые своды.

Тонкостенные и ребристые купола-оболочки из древесины и пластмасс.

Требования, предъявляемые к клеям для несущих конструкций Пневматические строительные конструкции покрытий Расчет центрально-растянутых и сжатых элементов ДК Расчет элементов ДК на поперечный и косой изгиб Расчет сжато изгибаемых и растянуто изгибаемых элементов ДК. Растянуто-изгибаемые элементы Определить необходимое кол-во нагелей из круглой стали в растянутом стыке элементов нижнего пояса треугольной деревянной фермы. (ответ за №9) IV. Основания и фундаменты Закономерности деформируемости, водопроницаемости и прочности грунтов.

Распределение напряжений в основании от действия различных видов нагрузок.

Понятие о критических нагрузках на грунт.

Расчетное сопротивление грунта.

Основные принципы проектирования оснований и фундаментов.

Предельные состояния оснований и сооружений. Виды деформаций сооружений и их допустимые значения. расчет по предельным деформациям. Выбор глубины заложения типа и материала фундамента.

Предварительный расчет размеров подошвы жестких фундаментов при центральной и внецентральной нагрузках.

Расчет осадок фундаментов по методу элементарного суммирования.

Основные допущения и условия применимости.

Методы искусственного улучшения оснований.

Классификация свай и свайных фундаментов. методы определения несущей способности свай.

Расчет и проектирование свайных фундаментов Устройство фундаментов на основаниях, сложенных слабыми грунтами V . По обследованию и испытаниям сооружений Методы и средства приложения испытательных силовых воздействий.

Основные измерительные приборы для поведения статистических и динамических испытаний.

Механические методы неразрушающих испытаний материалов. Метод проникающих сред. (ответ №1) Применение ультразвуковых методов Обследование конструкций и сооружений. Цель, задачи и особенности методики проверки.

Испытания строительных конструкций, статистической нагрузкой (цель и задачи изготовления и оборот конструкций, освидетельствование Проведение, отработка и оценка результатов статистических испытаний.

Испытание строительных конструкций динамической нагрузкой. VI . ОАПр 1. Структура САПР. Виды обеспечения. 2. Операционные системы 3. Базы и банки данных.

Структура и модели данных. 4. Критерии.

Система критерий.

Методы критерием. VII Сейсмостойкое строительство 1. Расчетные методы сооружений для определения сейсмических нагрузок. Метод сосредоточения масс.

Определение величин масс по особому сочетанию нагрузок. 2. Периоды и коэффициенты форм собственных колебаний сооружений.

Приближенные методы их определения. 3. Методика расчета сейсмических нагрузок на здания и сооружения по СНиП-7-81. 4. Общие требования к объемно-планировочному и конструктивному решению зданий, проектируемых в сейсмоопасных районах.

Антисейсмические швы. 5. Методы антисейсмического усиления зданий.

Антисейсмические пояса. армирование узлов сопряжения стен.

Вертикальные железобетонные включения в стенах. 6. Сейсмическое районирование и микрорайонирование.

Понятие о расчетной балльности.

Влияние грунтовых условии на интенсивность сейсмически воздействий.

Категории грунтов по СНиП 11-7-81. Строительство в сейсмических районов. нет ответа 7. Требования к выполнению кирпичной кладки в сейсмических районах.

Изделия и материалы.

Категории кладки. VIII. Легкие большепролетные конструкции 1. Большепролетные балочные фермы особенности компоновки, рациональные пролеты; примеры конструктивных схем, сведения о расчете. 2. Большепролётные рамные покрытия: примеры компоновки, сквозные и сплошные рамы, отправочные марки, особенности расчёта. 3. Арочные покрытая: рациональные пролеты, арки из клееной древесины и из металла; примеры 4. компоновки, связи. 5. Одношарнирные, 2-х шарнирные. 3-х шарнирные и бесшарнирные арочные конструкции; отправочные марки» опорные и ключевые узлы. 6. Структурные плиты: компоновка, кристаллы, примеры конструктивных схем, особенности расчета. 7. Гиперболические параболоиды (Гипары): конструктивные схемы, особенности компоновки, примеры, сведения о расчете. 8. Параболоиды вращения и конические оболочки: особенности компоновки, назначение генеральных размеров, примеры компоновки, особенности расчета. 9. Висячие покрытия: вантовые и мембранные покрытия; способы стабилизации деформаций, гибкие и жёсткие нити; примеры конструктивных схем. IX . Расчет несущих конструкций с применением ППП 1. Расчет многоэтажных рам с применением ППИ ЛИРА, Мираж.

Точный и приближенный методы. 2. Расчет рамно-связевых систем с применением ППИ ЛИРА, Мираж. 3. Расчет континуальных систем с применением ППИ ЛИРА, Мираж. 4. Расчет рамы одноэтажного промышленною здания с крановыми нагрузками с применением ППИ ЛИРА, Мираж. 5. Расчет геометрически и физически нелинейных систем. 6. Чтение результатов счета ППП ЛИРА. Применение 'ноль-элементов'. 1.Конструкции плит покрытий зданий из древесины и пластмасс.

Принцип расчета и конструировани я . Древесные пластики—это материалы, полученные соединением синтетическими смолами продуктов переработки натуральной древесины. К ним относ я тс я древесно-слоистые пластики, древесно-волокнистые и древесно-стружечные плиты, бумажный слоистый пластик (гетинакс) и др.

Древесно-слоистые пластики изготовл я ют из тонких листов сушеного березового, липового или букового шпона, пропитанного и склеенного между собой различными синтетическими смолами при высоком давлении и температуре. В зависимости от расположени я волокон шпона в смежных сло я х ДСП выпускаютс я несколько марок. Дл я строительных конструкций наиболее перспективна марка ДСП-Б, где через каждые 10—20 продольных слоев шпона укладывают один поперечный слой.

Прочность древесно-слоистых пластиков превышает .прочность древесины вследствие уплотнени я материала прессованием и термической обработкой тонких слоев древесного шпона, глубоко пропитанных прочными и водостойкими смолами.

Древесный шпон пропитывают преимущественно резодьными, фенолоформальдегидными или карбамидными смолами с последующей просушкой. ДСП выпускаютс я промышленностью в виде плит следующих размеров: длина 0,7—5,6 м, ширина до 1,2 м, толщина 3—60 мм. Плиты ДСП обладают хорошей водостойкостью, стойкостью к органическим растворител я м и маслам, легко поддаютс я механической обработке— пилению, строганию, фрезерованию и т.п.

Относительно высока я стоимость ДСП не позвол я ет пока широко примен я ть этот листовой материал дл я крупных элементов строительных конструкций. Его примен я ют в основном дл я изготовлени я средств соединени я элементов конструкций в виде шпонок, нагелей, косынок, вкладышей.

Древесно-волокнистые плиты (ДВП) изготовл я ют из хаотически расположенных волокон древесины, склеенных канифольной эмульсией с добавлением дл я некоторых типов плит фенолоформальдегидных смол.

Сырьем 7 G дл я изготовлени я ДВП я вл я ютс я отходы лесопильных и деревообрабатывающих производств (отрезки реек, горбыл я , брусков), которые дроб я т в щепу и растирают в специальных установках до волокнистого состо я ни я . При формовании плит без уплотнени я на прессах получаютс я пористые ДВП, которые примен я ют дл я утеплени я , звукоизол я ции и отделки стен, перекрытий и покрытий. При длительном действии влажной среды древесноволокнистые плиты поглощают значительное количество влаги, в результате чего набухают (в основном по толщине) и тер я ют прочность.

Дрееесно-стружечные плиты (ПС и ПТ) получают гор я чим прессованием под давлением древесных стружек, пропитанных синтетическими термореактивнымн смолами. Дл я изготовлени я ПС и ПТ примен я ют специально изготовленную стружку, полученную на деревообрабатывающих станках, а также мелкую щепу (дробленку). Специальную стружку изготовл я ют из низкосортной древесины, отходов лесопилени я и фанерного производства (рейка, горбыль, «карандаш»). Она имеет малые размеры и высокую однородность, поэтому плиты, получаемые с ее применением, обладают высокими механическими свойствами и наиболее гладкой поверхностью. В качестве св я зующего примен я ют фенолоформальде-гидные, мочевиноформальдегидные и мочевино-меламиновые смолы. Плиты облицовывают с одной или двух сторон древесным шпоном, фанерой, бумагой, пленками и т. п. Облицованные плиты имеют более высокие механические показатели, ровную поверхность и хороший внешний вид.

Изготовл я ют древесно-стружечные плиты методом гор я чего прессовани я в этажных прессах или в специальном прессе непрерывного действи я . В последнем случае большинство древесных частиц укладываетс я волокнами перпендикул я рно плоскости плиты (на ребро), и издели я получаютс я менее прочными и более неоднородными.

Механические свойства плит ПС и ПТ завис я т от плотности, вида и количества св я зующего, породы и размеров древесных частиц.

Количество смолы принимают обычно до 10,%, а древесной стружки — около 90% массы. С увеличением содержани я св я зующего прочность плит повышаетс я , однако при этом значительно увеличиваетс я себестоимость издели я , так как стоимость св я зующего составл я ет около 40—50 % стоимости всей плиты. При водопоглощении древесно-стружечные плиты разбухают.

Введение гидрофобных добавок снижает разбухание плит до 10%. Древесно-стружечные плиты обладают малой теплопроводностью и высокой звукоизол я ционной способностью. Они хорошо поддаютс я обработке на деревообрабатывающих станках. Их примен я ют в строительстве в качестве перегородок и дл я декоративной отделки стен и потолков. В насто я щее врем я разработаны древесно-стружечные плиты, армированные металлической сеткой, которые могут найти применение в некоторых видах строительных конструкций.

Определение собственного веса конструкций.

Предварительное определение нагрузки от собственного веса проектируемой несущей конструкции gc . B в зависимости от ее типа, пролета I , посто я нной gu и временной рвр нормативных нагрузок производ я т по формуле где АР — грузовой коэффициент, который может быть найден по графику, приведенному на рис. VI . 1. Значени я Дс.в дл я некоторых типов плоскостных дерев я нных конструкций приведены в табл. VI .1. После окончани я разработки проекта конструкции, включа я и составление спецификации, определ я ют уточненное значение собственного веса конструкции gCB . Если ^св существенно превышает gc . B , то может потребоватьс я пересчет конструкции. Дл я запроектированной конструкции Чем -меньше собственный вес конструкций, тем меньше затраты материалов.

Однако необходимо отметить, что минимум собственного веса конструкции не может быть прин я т в качестве критери я дл я выбора экономически наиболее эффективных конструктивных решений и типов конструкций. 2. КЛЕЕНЫЕ БАЛКИ. Рациональные области применени я . Принципы расчета и конструировани я Дощатоклееные балки обладают р я дом преимуществ перед другими составными балками; они работают как монолитные; их можно изготовить с поперечным сечением большой высоты; в балках длиной более б м отдельные доски стыкуют по длине с помощью зубчатого шипа и, следовательно, балки не будут иметь стыка, ослабл я ющего сечение; в дощатоклееных балках можно рационально размещать доски различного качества по высоте. Слои из досок первого или второго сортов укладывают в наиболее напр я женные зоны балки, а слои из досок второго или третьего сортов — в менее напр я женные места. В доща-токлееных балках можно также использовать маломерные пиломатериалы. Опыт применени я дощатоклееных балок показывает, что их надежность зависит от качества склейки и тщательного соблюдени я технологического процесса изготовлени я . Это возможно только в заводских услови я х, в специальных цехах с необходимым оборудованием при качественной сушке пиломатериалов. .Работы по изготовлению балок следует выполн я ть специально обученным персоналом. Дл я пролетов 6—24 м в качестве основных несущих конструкций примен я ют балки, склеиваемые из досок плашм я (рис. VI .18). Высоту балок принимаютв пределах Vs —'/12^ Ширину балок целесообразно, как правило, брать минимальной и определенной из услови я опира-ни я панелей покрыти я и обеспечени я монтажной жесткости. Уклон верхней грани двускатных балок принимают в пределах 2,5—10 %. Дощатоклееные балки, особенно с большим отношением высоты к ширине поперечного сечени я , подлежат проверке на устойчивость плоской формы деформировани я . В основном следует примен я ть балки пр я моугольного поперечного сечени я , как более технологичные при изготовлении.

Дощатоклееные балки рассчитывают как балки цельного сечени я . Вли я ние на несущую способность балок размеров, формы поперечного сечени я и толщины слоев учитывают коэффициентами услови я работы.

Нормальные напр я жени я определ я ют по формуле Здесь коэффициент услови я работы ms учитывает вли я ние размеров поперечного сечени я , тсл — толщину слоев.

Значени я коэффициента тб дл я дощатоклееных балок разной высоты h приведены в пункте 3.2.д норм, значени я коэффициента тсл — в пункте 3.2.е норм. В двускатных балках при равномерно распределенной нагрузке сечение с максимальным нормальным напр я жением не совпадает с положением максимального момента. Это сечение находитс я из общего выражени я дл я нормальных напр я жений Приравн я в нулю выражение, полученное после дифференцировани я , и сделав необходимые преобразовани я , найдем, что указанное сечение отстоит от опоры на рассто я нии Дл я балок пр я моугольного сечени я из пакета досок необходимо производить расчет на устойчивость плоской формы деформировани я по формуле где М — максимальный изгибающий момент на рассматриваемом участке /Р; Wgp — максимальный ыомс-нт сопротивлени я брутто на рассматриваемом участке 1Р. Коэффициент фи дл я балок, щарнирно закрепленных от смещени я из плоскости изгиба и закрепленных от поворота вокруг продольной оси, определ я ют по формуле где IP — рассто я ние между опорными сечени я ми балки, а при закреплении сжатой кромки балки в промежуточных точках от смещени я я з плоскости (прогонами, ребрами панелей) рассто я ние между этими точками; Ь — ширина поперечного сечени я ; h - — максимальна я высота поперечного сечени я на участке /р; Кф — коэффициент, завис я щий от формы эпюры изгибающих моментов на участке 1р.

Устойчивость плоской формы деформировани я балок двутаврового сечени я следует рассчитывать в тех случа я х, когда где b — ширина сжатого по я са поперечного сечени я . Расчет следует производить по формуле где ф — коэффициент продольного изгиба из плоскости изгиба. сжатого по я са; Re — расчетное сопротивление сжатию. Дл я гнутоклееных балок (см, рис. VI . 18, в) при изгибающем моменте М, уменьшающем их кривизну, следует провер я ть радиальные раст я гивающие напр я жени я по формуле где а0 — нормальное напр я жение в крайнем волокне раст я нутой зоны; о1! — нормальное напр я жение в промежуточном волокне сечени я , дл я которого определ я ютс я радиальные раст я гивающие напр я жени я ; hi — рассто я ние между крайним и рассматриваемым волокном; г — радиус кривизны линии, проход я щей через центр т я жести эпюры нормальных раст я гивающих напр я жений, заключенной между крайним и рассматриваемым волокном; /?рэо — расчетное сопротивление древесины раст я жению поперек волокон.

Скалывающие напр я жени я провер я ют в сечении с максимальной поперечной силой Q . Провер я ют по обычной формуле где Q — расчетна я поперечна я сила; 5 — статический момент брутто сдвигаемой части поперечного сечени я элемента; J — момент инерции брутто поперечного сечени я элемента относительно нейтральной оси; b — ширина балки, а при двутавровом сечении — ширина стенки; 6 = 6ст; Яък — расчетное сопротивление скалыванию при изгибе дл я клееных элементов. Если нагрузка приложена к нижнему по я су балок таврового или двутаврового сечени я , об я зательно делают проверку на отрыв нижней полки по эмпирической формуле где &ст — толщина стенки; с — ширина опирани я нагрузки. Кроме расчета на прочность балки должны быть проверены на прогиб от нормативной нагрузки.

Полный прогиб балок может быть получен из общей формулы перемещений. Так как в балке, работающей на изгиб, нормальна я сила отсутствует (Л/ я = 0), дл я определени я прогиба будем иметь известную двучленную формулу При равномерно распределенной нагрузке первый интеграл равен 54н/4/384 7, а второй A .( qfil 2/ SGF ). Дл я балок малой высоты, когда //й>20, второй интеграл, учитывающий вли я ние на прогиб касательных напр я жений, не имеет большого значени я и не учитываетс я . Однако, когда //й я которых это отношение находитс я в пределах 8—12, второй интеграл дает значительное увеличение прогиба и его следует учитывать.

Особенно этоотноситс я к балкам двутаврового сечени я . Прогиб двускатных балок определ я ют с учетом переменного по длине момента инерции балок.

Наибольший прогиб шарнирно опертых и консольных балок посто я нного и переменного сечений с учетом вли я ни я касательных напр я жений практически вычисл я ют по формуле где /о — прогиб балки посто я нного сечени я высотой h без учете деформаций сдвига; k — наибольша я высота сечени я ; I — пролет балки; А — коэффициент, учитывающий вли я ние переменности высоты сечени я , принимаемый 1 дл я балок посто я нного сечени я ; с—коэффициент, учитывающий вли я ние деформаций сдвига от поперечной силы.

Значени я коэффициентов k и с дл я основных расчетных схем балок приведены в табл. 3 прил 4 СНиП П-25-80. Клеефанерные балки Клеефанерные балки состо я т из фанерных стенок и дощатых по я сов.

Поперечное сечение клее-фанерной балки может быть двутавровым или коробчатым. Так как при этом по я са удалены от нейтральной оси, то материал в таких балках используетс я более эффективно.

Фанерна я стенка помимо работы на сдвигающие усили я может воспринимать и нормальные напр я жени я (при условии, если волокна наружных шпонов расположены вдоль оси балки). Дл я лучшего использовани я несущей способности фанерной стенки целесообразно располагать фанеру так, чтобы волокна ее наружных шпонов были направлены вдоль оси балки. При продольном расположении волокон наружных шпонов модуль упругости фанеры примерно на 50 % больше, чем при поперечном их расположении, что предопредел я ет лучшее использование фанеры на сжатие и раст я жение при изгибе на ребро. Кроме того, продольное расположение волокон наружных шпонов позвол я ет стыковать фанеру «на ус». При поперечном расположении волокон этих шпонов стыки можно выполн я ть только, использу я накладки, что менее надежно; к тому же накладки перекрывают 'стык стенки лишь в чистоте между по я сами и, таким образом, уменьшаетс я момент инерции сечени я в стыке.

Клеефанерные балки могут быть посто я нной высоты, двускатными, а также с криволинейным верхним по я сом (см. рис. VI . 19, б). Радиус кривизны верхнего по я са .кругового очертани я определ я ют по уравнению окружности где R — радиус кривизны верхнего по я са; hcp — высота балки в середине пролета; hK — высота балки на ее конце. Одним из важных преимуществ клеефанерных балок с криволинейным верхним по я сом по сравнению с двускатными я вл я етс я то, что они не имеют стыка в коньке и поэтому могут быть выполнены полностью безметальными, что делает их более пригодными к применению в помещени я х с агрессивной средой, в частности дл я химических производств.

Клеефанерные балки с плоской фанерной стенкой рекомендуетс я использовать дл я пролетов до 15 м. Их высоту обычно назначают в пределах Vs — Vi 2^ при этом следует учитывать стандартные размеры фанерных листов.

Толщину стенки принимают не менее 8 мм.

Специфическа я особенность клеефанерных балок — наличие в них тонкой фанерной стенки, котора я требует специальных мер дл я ее закреплени я от потери устойчивости.

Придание жесткости фанерной стенке можно обеспечить двум я способами: а) постановкой дощатых ребер жесткости {см. рис. VI .19); б) устройством волнистой стенки (рис. VI ,20). Дл я придани я волнистости стенке на копировальном станке в досках по я са выбирают криволинейные пазы клиновидного сечени я , в которые на клею вставл я ют фанерную стенку.

Клеефанерные балки, так же как панели покрыти я , рассчитывают с учетом различных модулей упругости древесины по я сов и фанерной стенки по приведенным геометрическим характеристикам.

Приведение осуществл я ют к материалу, в котором наход я т напр я жени я . При определении напр я жений в по я сах приведенные характеристики сечени я вычисл я ют по следующим формулам: где FH , /д, 5щ — соответственно площадь, момент инерци я и статический момент по я сов; РФ, /ф и S $ — соответственно площадь, момент инерции и статический момент фанерной стенки; Р.$ — соответственно' модуль упругости фанеры и древесины по я сов. 3. Металлодерев я нные фермы.

Рациональные области применени я . Принципы расчета и конструировани я . Узлы. 4. Клееные арки.

Расчет и конструирование. Узлы.

Дощатоклееные арки примен я ют кругового или стрельчатого очертани я с зат я жками или с непосредственным опиранием на фундаменты или контрфорсы. При наличии зат я жек пролеты арок обычно не превышают 24 м, при опирании на фундаменты или контрфорсы пролеты зданий, осуществленных в СССР, достигали 63 м (здание летнего катка в Архангельске). За рубежом имеютс я отдельные примеры применени я арок с пролетами более 100 м. Арки обычно склеивают из пакета досок пр я моугольного по высоте сечени я , что менее трудоемко. При больших пролетах может оказатьс я целесообразным применение арок переменного по высоте сечени я , прин я того с учетом изменени я момента по длине арки.

Дощатоклееные арки бывают двухи трехшарнирны-ми (рис. VI .28). При пролетах до 24 м и ///=1/8—1/6 целесообразно примен я ть двухшарнирные арки как более экономичные во всех случа я х, когда возможна транспортировка криволинейных элементов арок. Криволинейные арки, как правило, делают с посто я нным радиусом кривизны, так как изогнуть доски по окружности легче. В дощатоклееных арках толщину слоев (досок после острожки) дл я удобства их гнуть я целесообразно примен я ть, как правило, не более 1/300 радиуса кривизны и не более 33 мм. Коньковый узел в трехшарнирных арках можно выполн я ть с дерев я нными накладками на болтах, воспринимающими поперечную силу от временной нагрузки и обеспечивающими жесткость узла арки из ее плоскости. В случае, если распор воспринимаетс я зат я жкой, она выполн я етс я из профильной или круглой стали. Арки рассчитываютс я на нагрузки и воздействи я в соответствии со СНпП П-6-74. В результате расчета арок определ я ют значени я М, N , Q . Нормальные напр я жени я в арках вычисл я ют по обычной формуле дл я сжато-изгибаемого стержн я в сечении с максимальным изгибающим моментом и соответствующей ему нормальной силой: где JV 0 — значение сжимающей силы в ключевом сечении арки. При отношении напр я жений от изгиба к напр я жени я м от сжати я менее 0,1 производ я т расчет на устойчивость в плоскости кривизны арки по формуле Расчетную длину арки /0 при определении ее гибкости принимают: а) при расчете на прочность по деформированной схеме: дл я двухшарнирных арок при симметричной нагрузке /о = 0,355; дл я трехшарнирных арок при симметричной нагрузке /о = 0,585; дл я двухшарнирных и трехшарнирных арок при ко-сосимметричной нагрузке — по формуле где а — центральный угол полуарки, рад; 5 — полна я длина дуги арки. Дл я трехшарнирных арок при расчете на несимметричную нагрузку расчетную длину допускаетс я принимать /о = 0,585. Дл я трехшарнирных стрельчатых арок с углом перелома в ключе более 10° при всех видах нагрузок /о = 0,55. Расчет арок на устойчивость плоской формы деформировани я производ я т по формуле 111-39. Клеевые швы провер я ют на скалывание по формуле где Q — расчетна я поперечна я сила в арке; S — статический момент; /—момент инерции; b — ширина арки; Р.сн — расчетное сопротивление скалыванию дл я клееных элементов.

Накладки в коньковом узле рассчитывают на поперечную силу при несимметричном загружении арки.

Накладки работают на поперечный изгиб.

Изгибающий момент накладки (см. рис. VI . 28, г). Усили я , действующие на болты (см. рис. VI .28, г): ) Несущую способность болтов определ я ют с учетом направлени я сил поперек волокон; она должна быть больше действующих усилий А?ь Rz - Крепление арки в опорных узлах рассчитывают на максимальную поперечную силу, действующую в этих узлах. В арках больших пролетов опорный и коньковый узлы конструктивно сложнее. Их можно выполнить, например, с помощью специальных элементов, состо я щих из стальных пластинок, соединенных стержнем из круглой стали (рис. VI .29). 5. Рамы.

Расчет и конструирование. Узлы.

Рамные конструкции отличаютс я от арочных своим очертанием, которое сильно вли я ет на распределение изгибающих моментов в пролете. При ломаном очертании рамы в жестком карнизном узле при загружении как левой, так и правой половины рамы возникают моменты одного знака. В результате при загружении рамы по всему пролету угловые моменты сильно увеличиваютс я , что ограничивает длину пролетов, перекрываемых рамами, до 18—30 м. Рамы могут воспринимать горизонтальные нагрузки, обеспечива я поперечную устойчивость здани я без защемлени я стоек и без устройства жестких поперечных стен.

Рекомендуетс я делать рамы трехшарнирными, так как в статически определимых системах не происходит перераспределени я усилий при деформировании под длительно действующей нагрузкой, что обеспечивает соответствие их расчетным усили я м.

Дощатоклееные гнутые рамы.

Дощатоклееные гнутые рамы (рис. VI .30) выполн я ют трехшарнирными, что облегчает их изготовление, транспортирование и монтаж.

Криволинейность карнизных узлов достигаетс я выгибом слоев (досок) по окружности при изготовлении рам. Радиус кривизны обычно невелик и составл я ет 2—4 м. 1ак как по услови я м гнуть я отношение радиуса кривизны к толщине сло я (Я/6) не может быть меньше 150, то толщина слоев дл я изготовлени я дощатоклееных гнутых рам после фрезеровани я будет составл я ть не более 1,Ь— 2,5 см.

Следовательно, Дощатоклееные гнутые рамы более трудоемки в изготовлении, чем арки и требуют большего расхода древесины и кле я . Кроме того, расчетное сопротивление изгибу уменьшаетс я умножением на коэффициент гнуть я , меньший единицы.

Сечение рамы делают пр я моугольным, а высоту сечени я —переменной по длине, что достигаетс я уменьшением числа досок в пакете с внутренней стороны рамы.

Постепенное плавное изменение высоты сечени я (рис. VI 30 а) предпочтительнее с архитектурной точки зрени 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 поперечный изгиб. Дощатоклееные рамы из пр я молинейных элементов.

Дощатоклееные рамы из пр я молинейных элементов (рис. VI .33, а— VI .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 вл я етс я карнизный узел (соединение стойки с ригелем), где действует максимальный изгибающий момент. Рамы пролетом 12 и 18 м иногда проектируют с карнизным узлом, 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 усилие и изгибающий момент.

Клеевой шов провер я ют на скалывание.

Недостаток такого решени я — возможность разрушени я клеевого шва при усушке и разбухании пакета досок, приклеенного к фанерной косынке больших размеров. 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 нормальные усили я , изгибающие моменты и поперечные силы.

Получили применение в строительстве рамы с соединением ригел я в карнизном узле на зубчатый шип. Расчет этих рам производ я т на прочность и устойчивость плоской формы деформировани я . Клеефанерные рамы (рис. VI .36) в поперечном сечении могут быть двутавровыми или коробчатыми. Фанеру, как и у клеефанерной балки, лучше располагать так, чтобы волокна рубашек были параллельны оси рамы.

Карнизный узел решают с применением стальных накладок (рис. VI .36, б) или с помощью специальных гну-токлееных фанерных вставок1, я вл я ющихс я закругленным продолжением пр я молинейных по я сов ригел я и стойки {рис. VI .36, s ). Гнутоклееные фанерные вставки соедин я ют с пр я молинейными досками по я сов рамы зубчатым шипом. Стыки располагают вразбежку.

Испытани я клеефанерных рам вы я вили необходимость проверки фанерной стенки на главные напр я жени я . Дл я приближенного расчета можно проверить прочность фанерной стенки сравнением расчетного сопротивлени я фанеры под углом 45° к направлению волокон t /?4 s ) с главными напр я жени я ми где и, т —нормальное и касательное напр я жени я в стенке на уровне внутренней кромки сжатого по я са.

Клеефаыерные рамы следует рассчитывать не только по прочности, но и по деформаци я м. При расчете аналогично 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 усили я от одного элемента другому передаютс я через их соответственно обработанные и опиленные контактные поверхности.

Дополнительно поставленные в таких соединени я х рабочие св я зи несут обычно функции фиксации отдельных 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 оказываетс я работа древесины на см я тие.

Значительным преимуществом решени я соединений дерев я нных элементов простым опиранием одних на другие я вл я етс я незначительное вли я ние на их работу деформаций древесины при колебани я х температурно-влажностного режима в период эксплуатации конструкции, особенно если силы сжати я соедин я емых дерев я нных 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 прогонов, балок, ферм на стены и т. д. (рис. IV . 3, а, б). В этих случа я х расчет соединени я сводитс я к определению 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 сравнению их с соответствующим расчетным сопротивлением.

Поскольку сопротивление древесины на см я тие поперек волокон незначительно, то при действии больших усилий часто приходитс я увеличивать опорные площадки или контактные поверхности соедин я емых элементов.

Площадка контакта и распределение усилий сжати я на большую поверхность может быть увеличена с помощью подкладок из твердых пород древесины, имеющих повышенное сопротивление см я тию поперек волокон (рис. IV .3, в) или подкладки из металлических профилей (рис. IV .3, е), а 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 сопротивл я емости древесины см я тию в этой части примен я ют различные накладки, например, из фанеры, прикрепл я емые 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 увеличени я площади опирани я , сколько передачей и распределением усилий с помощью накладок на большую глубину элемента.

Заслуживает внимани я и дальнейшей проработки предложенный в нашей стране вариант усилени я клееных 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 углом 45°, затем после разворота на 90° вклеиваетс я обратно. Этим достигаетс я по контактной поверхности балки с опорной частью максимальное сопротивление древесины см я тию (вдоль волокон) и при проверке шва по месту склеивани я примен я етс я расчетное сопротивление см я тию под углом 45°. Контактные соединени я дерев я нных элементов с действием сил вдоль волокон имеютс я , например, при наращивании стоек по длине (рис. IV .5). В этом случае сопротивление см я тию вдоль волокон максимально и совпадает 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 деформаци я древесины в торцах. Концы соедин я емых элементов должны быть точно совмещены и приторцованы. Чтобы предотвратить смещение концов элементов, устанавливают цилиндрические нагели в торцах или боковые накладки (см. рис. IV .5). Поскольку размеры поперечного сечени я сжатых стоек принимают из расчета на продольный изгиб, этой площади бывает вполне достаточно дл я воспри я ти я напр я жений см я ти я вдоль волокон, поэтому расчет торцов элемента на см я тие при передаче усилий по всей площади поперечного сечени я обычно не провод я т.

Работа древесины в местах соединени я по контактным поверхност я м на см я тие под углом возникает в соединени я х дерев я нных элементов, наход я щихс я под различными углами, например стык наклонных дерев я нных элементов (рис. IV .6). В этих случа я х древесину по контактной поверхности провер я ют на см я тие под углом.

Боковые накладки или различные вкладыши между соедин я емыми элементами служат дл я фиксации элементов и воспри я ти я поперечных сил.

Соединение наклонных сжатых дерев я нных элементов с горизонтальными раст я нутыми элементами без рабочих св я зей осуществл 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 сохранилось старое название «врубка», хот я в насто я щее врем я врезки и гнезда выполн я ют не топором, а электро-, или мотопилой, цепнодолбежником.

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

Соедин я емые врубкой элементы дерев я нных конструкций (д. к.) должны быть скреплены вспомогательными св я з я ми — болтами, хомутами, скобами и т. п., которые следует рассчитывать в основном на монтажные нагрузки.

Лобова я врубка может утратить несущую способность при достижении одного из трех предельных состо я ний: 1) по см я тию площадки упора FCK ^ 2) по скалыванию площадки FC *', 3) по разрыву ослабленного врубкой нижнего по я са.

Площадь см я ти я определ я ют глубиной врубки Лвр, котора я ограничиваетс я нормами Лвр^ЛбР/3, где Абр — высота раст я нутого элемента. При этом несуща я способность врубки из услови я разрыва раст я нутого элемента в ослабленном сечении при правильном центрировании узла всегда обеспечиваетс я с избыточным запасом прочности.

Решающее значение имеет как правило несуща я способность врубки, исход я из условий скалывани я . Согласно СНиП 11-25-80, лобовую врубку на скалывание рассчитывают определением среднего по длине площадки скалывани я напр я жени я сдвига по формуле где ^ек — расчетное сопротивление древесины скалыванию дл я максимального напр я жени я ; /ск— расчетна я длина плоскости скалывани я , принимаетс я не более 10 глубин врезки в элемент; е — плечо сил сдвига, принимаемое 0,5/1 при расчете элементов с несимметричной врезкой в соединени я х без зазора между элементами (см. рис. IV -7) и 0,25Л при расчете симметрично загружаемых элементов с симметричной врезкой; коэффициент, принимаемый 0,25. Отношение должно быть не менее 3. Однако выполненный анализ сложного напр я женного состо я ни я , возникающего по плоскости скалывани я 1, показал, что вышеприведенна я формула СНиП 11-25-80 приемлема только дл я угла а —45°. А дл я угла а = 30°, при котором несуща я способность врубки повышаетс я , формула СНиП не верна и должна быть заменена другой; В результате анализа установлено, что с увеличением глубины врубки при посто я нной длине плоскости скалывани я снижаетс я коэффициент концентрации напр я жений сдвига и уменьшаютс я напр я жени я сжати я поперек волокон в начале плоскости скалывани я . Вы я влена зависимость коэффициента концентрации напр я жений сдвига ^ max /^сред от отношени я 1ск/е и от угла см я ти я а (табл. IV .2). На основе данных, приведенных в табл. IV .1, можно сделать следующие выводы: 1) чем больше отношение длины плоскости скалывани я к е, тем больше коэффициент концентрации напр я жений сдвига; 2) чем меньше угол а, тем меньше коэффициент концентрации напр я жений сдвига; 3) чем больше нормальна я к плоскости сдвига составл я юща я , тем выше значение концентрации напр я жений 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 распространенной формой пространственных конструкций, в том числе из древесины, фанеры, пластмасс.

Будучи одним из наиболее экономичных видов оболочек на круглом или многоугольном плане, они получили широкое распространение в гражданском, промышленном и сельскохоз я йственном строительстве.

Очертание куполов зависит от архитектурных и технологических требований, вида материала, типизации элементов, простоты изготовлени я , транспортировки и монтажа конструкций.

Купольные оболочки из пластмасс имеют диаметр от одного метра (световые фонари) до 50—60 м (сферы укрыти я антенных устройств). При усилении пластмассовых куполов дерев я нными или металлическими ребрами их пролеты могут превышать 100 м.

Купола из клеефанерных элементов достигают диаметра 90 м.

Известные к насто я щему времени возведенные дерев я нные купола достигают пролета 153 и 162 м, а покрытие над стадионом, разработанное фирмой «Вайерхозер» (г.

Такома, США) в форме ребристого купола с сетчатым заполнением из клееной древесины 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 поверхности, получаемой вращением образующей вокруг вертикальной оси, купола могут быть сферического очертани я , эллиптического, конического, в форме гиперболоида вращени я и т. д.

Пластмассовые купола часто проектируют из волнистых (лотковых) и складчатых элементов.

Основными нагрузками, действующими на купольное покрытие, я вл я ютс я : собственный вес конструкции, снеговой покров, технологическа я нагрузка от массы оборудовани 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 подвешенного оборудовани я . Ко второй — ветрова я нагрузка; как вариант — односторонн я я снегова я и масса несимметрично 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 диаметру не более 1/4 ветровой напор создает на поверхности купола отсос, который разгружает купол и при достаточном собственном весе покрыти я может не учитыватьс 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 правильный многоугольник и состоит из одинаковых секторов (рис. IX .36 и IX . 37), я вл я ющихс я частью цилиндрического свода.

Смежные секторы сомкнутого свода соедин я ютс я между собой специальными ребрами, называемыми гуртами. Шаг сетки с, угол т|з между кос я ками и угол а 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, которое при f ^. LJ 5 может быть практически заменено окружностью, построенной по трем точкам — одна посередине и две по концам гурта. Дл я покрытий, особенно где кос я ки сетки клееные, целесообразно гурты выполн я ть также клееными — либо из стандартных кос я ков, как кружальные арки, либо из пакета гнутых досок, как клееные арки.

Нижнее распорное кольцо, имеющее очертание правильного многоугольника, может быть из стали или железобетона либо металлодерев я нньш из горизонтальных шпренгельных ферм, где изгибающие моменты воспринимаютс я дерев я нным по я сом, а замкнута я многоугольна я схема металлических шпренгелей воспринимает раст я гивающие усили я от распора.

Верхнее сжатое кольцо решают обычно по принципу многослойной кружальной арки.

Представл я ет интерес разновидность сомкнутого сетчатого свода, разработанного в США дл я пролета 257м {рис. IX .38). Проект этого свода предусматривает использование 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 высота сечени я 334 см.

Верхний по я с представл я ет собой пакет шириной 91 см, а нижний по я с состоит из двух пакетов 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 ребрами жесткости.

Нижнее распорное кольцо полое клееное.

Внутри кольца проход я т предварительно напр я женные стальные тросы.

Ромбическа я сетка между гуртами выполнена из клееных кос я ков. По сетке уложены клеефа-нерные панели, которые имеют размеры и формы, соответствующие 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 материалов. 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, двухи трехслойные.

Однослойные пластмассовые купола изготовл я ют из полиметилме-такрилата (органическое стекло), полиэфирного стеклопластика (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 прослойки.

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 стеклопластика—9 м и 6 мм; из пенопласта—24 м и 200 мм.

Трехслойные купола возвод я т диаметром до 25 м с общей толщиной оболочки до 50 мм.

Параметры двухслойных куполов аналогичны однослойным стеклопластиковым, так как внутренний пенопластовый слой в основном выполн я ет функцию утеплител 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 усили я х примен я ют сварные металлические башмаки.

Верхнее кольцо изготовл я ют металлическим или дерев я нным. Дерев я нные кольца могут быть клееными или кружальными на гвозд я х.

Диаметр верхнего кольца принимают таким, чтобы к нему беспреп я тственно примыкало требуемое количество меридианных ребер.

Отверстие кольца часто используют как световой или аэрационный фонарь.

Нижнее опорное кольцо воспринимает распор меридианных ребер и работает на раст я жение. Оно может быть железобетонным, дерев я нным или металлическим в зависимости от уровн 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 заанкерены в опорном кольце, а последнее надежно соединено с нижележащими конструкци я ми.

Кольцевые настилы воспринимают усили я , действующие 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 досок.

Нижний укладывают непосредственно на меридианные ребра, верхний — перекрывает стыки нижнего, сдвига 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 плетей располагаютс я вразбежку и соедин я ютс я гвозд я ми через меридианное ребро или смежные бруски.

Толщину досок кольцевого настила принимают 19—25 мм. В верхней части купола, где действуют сжимающие кольцевые усили я , настил выполн я ют из одного сло я досок (брусков) толщиной, равной двойному нижнему кольцевому настилу. Косой настил воспринимает сдвигающие усили я , которые возникают при несимметричной нагрузке на купрл. Он состоит из одного сло я досок толщиной 16—25 мм, укладываемого сверху кольцевого настила от одного меридианного ребра к другому, под углом около 45°, образу я на поверхности купола елочку.

Купола-оболочки могут быть выполнены из крупнопанельных 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, поставленных радиально плоскостных несущих криволинейных или пр я молинейных ребер, опирающихс я в верхнее и нижнее опорные кольца или фундаменты (рис. IX .28). Ограждающа я часть покрыти я , уложенна я по верхним гран я м ребер, образует поверхность купола. Покрытие состоит из дощатых щитов или настила по кольцевым прогонам, клеефанерных или стеклопластиковых панелей.

Несущие меридианные дерев я нные ребра посто я нного или переменного сечени я могут быть выполнены в виде полуарок (поверхности положительной гауссовой кривизны) или пр я молинейных элементов (конические купола) из клееной древесины, фанеры или досок со сплошной или сквозной стенкой на гвозд я х, а иногда из ферм.

Несущие ребра увеличивают жесткость купола, позвол я ют воспринимать сосредоточенные нагрузки от оборудовани я , способствуют приданию оболочки проектной формы при возведении и облегчают монтаж покрыти я . Высоту поперечного сечени я ребер принимают в пределах 1/50—1/75 диаметра купола. Ребра устанавливают по нижнему опорному кольцу с шагом 4,5—6 м. Дл я обеспечени я устойчивости ребер из плоскости и повышени я общей жесткости покрыти я между двум я соседними ребрами купола устанавливают св я зи.

Количество пар ребер, соединенных св я з я ми, принимают не менее трех. Чаще всего ребра соедин я ют попарно по всему покрытию.

Дощатый настил укладывают по прогонам в два сло я — 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 конструкци я , прерванна я в коньковом шарнире кольцом. При большом диаметре верхнее кольцо дл я повышени я его жесткости и устойчивости раскрепл я ют внутренними распорками.

Нижнее опорное кольцо как в тонкостенных куполах может быть круглого или многоугольного очертани я из железобетона, металла или древесины.

Соединение 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 клеевых соединений в дерев я нных конструкци я х могут быть достигнуты только применением водостойких конструкционных клеев.

Долговечность и надежность клеевого соединени я завис я т от устойчивости адгезионных св я зей, вида кле я , его качества, технологии склеивани я , эксплуатационных условий и поверхностной обработки досок.

Клеевой шов должен обеспечивать прочность соединени я , не уступающую прочности древесины на скалывание вдоль волокон и на раст я жение поперек волокон.

Прочность клеевого шва, соответствующую прочности древесины на раст я жение вдоль волокон, пока еще не удаетс я получить, поэтому в раст я нутых стыках площадь склеиваемых поверхностей приходитс я увеличивать примерно в 10 раз косой срезкой торца на ус или на зубчатый шип.

Плотность (беспустотность) контакта кле я щего вещества со склеиваемыми поверхност я ми должна создаватьс я еще в в я зкожидкой фазе конструкционного кле я , заполн я ющего все углублени я и шероховатости, благодар я способности смачивать склеиваемую поверхность. Чем ровнее и чище остроганы склеиваемые поверхности и чем плотнее они прилегают одни к другим, тем полнее монолитность склеивани я , тем равномернее и тоньше клеевой шов. Дерев я нна я конструкци я , монолитно склеенна я из сухих тонких досок, обладает значительными преимуществами перед брусом, вырезанным из цельного бревна, но дл я реализации этих преимуществ необходимо строгое соблюдение всех условий технологии индустриального производства клееных дерев я нных конструкций. После отверждени я конструкционного кле я от сформировавшегос я клеевого шва требуетс я не только рав-иопрочность и монолитность, но и водостойкость, теплостойкость и биостойкость. При испытани я х разрушение опытных образцов клеевых соединений должно происходить в основном по склеиваемой древесине, а не по клеевому шву (с разрушением внутренних, когезиоиных св я зей) и не в пограничном слое между клеевым швом и склеиваемым материалом (с разрушением пограничных, адгезионных св я зей). Виды клеев . Клеевые содинени я примен я лись давно, главным образом в стол я рных издели я х. В начале XX в. в Швейцарии, Швеции и Германии стали примен я ть несущие дерев я нные конструкции, соединенные на казеиновом клее.

Некоторые из этих дерев я нных конструкций, надежно защищенные от увлажнени я , сохранились до наших дней.

Однако в полной мере удовлетворить требовани я м, предъ я вл я емым к соединени я м элементов несущих конструкций современных капитальных сооружений, белковые клеи животного и тем более растительного происхождени я не могли.

Решающее значение дл я современного индустриального производства клееных дерев я нных конструкций на новой технологической базе имеет развитие химии полимерных материалов и производства синтетических клеев.

Синтетические полимерные материалы с запланированными свойствами позвол я ют обеспечить требуемые прочность и долговечность клеевых соединений. Поиск оптимального ассортимента конструкционных клеев . и соответствующих режимов поточного производства клееных конструкций продолжаетс я , но уже сейчас имеетс я набор синтетических клеев, которые позвол я ют соедин я ть дерев я нные строительные детали не только с деревом, 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 полимеризации или поликонденсации. В насто я щее врем я в основном примен я ют резорциновые, фенольно-резорци-новые, алкилрезорциповые, фенольные клеи.

Согласно СНиП 11-25-80, выбор типа кле я зависит от температур-но-влажностных условий, при которых будут эксплуатироватьс я клееные конструкции.

Эластичность и в я зкость клеевого шва особенно важна при соединении дерев я нных элементов с металлическими, фанерными, пластмассовыми и другими конструкционными элементами, имеющими температурные, усадочные и упругие характеристики.

Однако использование эластичных каучуковых клеев в напр я женных соединени 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 усушечное коробление недосушенных досок произойдет еще до отверждени я клеевого шва, но после прекращени я давлени я пресса, то склеивание будет необратимо нарушено, хот я возможно, что этот брак обнаружитс я лишь позднее, когда трещина раскроетс я по клеевому шву. Клеем на основе синтетических смол обрабатывают кромки фанерных листов.

Толщину их выбирают в зависимости от диаметра нагел я и из условий работы фанеры на см я тие в гнезде.

Последние располагают обычно так, чтобы направление волокон наружных слоев фанеры совпадало с направлением волокон соедин я емого элемента, в котором действуют большие усили я , или этот угол составл я л 45°. Следует отметить недостаточную изученность вопроса применени я фанерных узловых пластинок.

Развитие нагельных соединений с пластинками в узлах привело к по я влению нагельных пластин.

Одними из первых стали примен я тьс я дл я узловых соединений конструкций с одной или двум я ветв я ми нагельные пластинки системы Мениг.

Пластинки этой системы изготовл я ют из пенопласта толщиной 3 мм и сло я синтетической смолы, усиленной стекловолокном толщиной 2 мм. В этой пластинке закреплены сквозные обоюдоострые нагели диаметром от 1,6 мм и длиной по каждую сторону пластинки от 25 мм и более.

Толщина соедин я емых дерев я нных элементов может достигать 80 мм. . Нагельные пластинки устанавливают между соедин я емыми дерев я нными элементами. При запрессовке слой пенопласта сжимаетс я и служит контролем дл я равномерной запрессовки нагелей в оба соедин я емых элемента. 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 0,75—1,5 Н на 1 мм2 контактной поверхности. 10. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ПОКРЫТИИ. Пневматические строительные конструкции покрытий по характеру работы очень близки к пространственным .вис я чим и тентовым мембранам.

Оболочки этих конструкций, изготовленные из тканых материалов, способны стабилизировать свою форму только при наличии предварительного напр я жени я . В отличие от тентовых мембран, где предварительное напр я жение создаетс я механическим путем, пневматические конструкции реализуют предварительное напр я жение вследствие разности давлени я (избыточного или вакуума) в подоболочечном и окружающем конструкцию пространстве.

Возникнув в конце сороковых годов нашего столети я благодар я успехам химии полимеров, пневматические конструкции сразу вступили в полосу своего бурного развити я , подготовленную высоким уровнем техники и технической культуры производства. Среди преимушеств пневматических конструкций следует отметить малый собственный вес, высокую мобильность, быстроту и простоту возведени я , возможность перекрыти я больших пролетов, высокую степень заводской готовности и др.

Пневматические строительные конструкции в зависимости от характера работы обычно раздел я ютс я на две самосто я тельные группы — пневмокаркасные (надувные) и воздухоопорные (рис. IX .47). Пневмокаркасные конструкции— это надувные стержни или панели, несуща я способность которых (сопротивление сжатию, изгибу, кручению) обеспечиваетс я повышенным давлением воздуха в замкнутом объеме элемента.

Большое внутреннее давление воздуха (до 150 кПа) требует высокой степени герметичности и прочности материала. Это же условие ограничивает пролет конструкций, который с учетом экономической целесообразности дл я р я довых сооружений не превышает 15—16 м.

Стоимость пневмокаркасных конструкций в 3—5 раза выше, чем воздухоопорных. Эти недостатки сдерживают их применение и серийный выпуск конструкций до сих пор в мире не налажен.

Основным достоинством пневмокаркасных конструкций я вл я етс я отсутствие избыточного давлени я воздуха в эксплуатируемом пространстве и, как следствие этого, потребности в процессе шлюзовани я . Пример неординарных пневмокаркасных конструкций — павильон Фудзи (рис. 1Х.48) и покрытие пневматического плавучего театра (рис. IX .49) на ЭКСПО-70 в г. Осаке.

Принципы расчета пневматических конструкций.

Проектирование строительных пневматических конструкций включает решение следующих задач: 1) нахождение оптимальной формы оболочки; 2) установление характера и величины силового воздействи я ; 3) вы я снение физико-механических свойств материалов оболочек и обоснование расчетных сопротивлений; 4 ) вы я вление перемещений оболочки под действием нагрузок; 5) определение напр я женно-деформированного состо я ни я оболочки. Эти задачи, общие дл я всех конструкций, применительно к пневматическим оболочкам требуют специального подхода.

Формальным признаком оптимальной формы оболочки 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 таким образом формы будут оптимальными только дл я воздействи я внутреннего давлени я . При действии любой другой нагрузки это условие будет сразу нарушено и может привести к по я влению на поверхности оболочки морщин и складок либо повышению расчетных усилий до уровн я расчетных сопротивлений материала.

Поэтому учет реальных условий работы оболочки требует анализа ее напр я женно-деформированного состо я ни я и коррекции формы поверхности образованной мыльной пленки.. Основными нагрузками на пневматическую конструкцию 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 давлени я Р к собственному весу оболочки g , равному />/ := 4...5, форма поперечного сечени я оболочки отличаетс я от круговой заметно, а при P / g = 2...3 — значительно.

Распределение избыточного внутреннего давлени я на оболочку показано на рис. IX .51, а. Дл я расчета пневматической конструкции на ветровое воздействие необходимо вы я вить картину обтекани я оболочки потоком воздуха, выраженную в эпюре распределени я ветрового давлени я по ее поверхности. Пока еще это не удалось сделать с достаточной точностью. 13. Расчет сжато изгибаемых и раст я нуто изгибаемых элементов ДК. В раст я нуто-изгибаемых элементах кроме изгибающего момента действует центрально-приложенное усилие, которое раст я гивает стержень (рис. ШЛО), т. е. направлено в обратную сторону по сравнению со сжато-изгибаемым элементом.

Поэтому после прогиба стержн я , вызванного изгибающим моментом, нормальное усилие будет создавать дополнительный момент противоположного знака и таким образом уменьшать основной момент. 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 запас прочности без учета 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 участке элемента длиной 20 см, совмещаютс я в одно се- чение. Не учитываетс я уменьшение прогиба от дополнительного момента также при проверке элемента по второму предельному состо я нию. Сжато-изгибаемыми элементами называютс я такие, на которые действует изгибающий момент и центрально приложенное продольное сжимающее усилие. Изгибающий момент может создаватьс я ; а) внецентренно приложенной сжимающей силой и тогда элемент называют внецентренно сжатым или б) поперечной нагрузкой. При расчете сжато-изгибаемых дерев я нных стержней примен я ют теорию краевых напр я жений, предложенную проф. д-ром техн. наук К. С. Завриевым. В соответствии с этой теорией несуща я способность стержн я считаетс 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 прин я та в действующих нормах проектировани я СНиП 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 уже будет иметь эксцентриситет, равный деформации стержн я от момента, и таким образом создаст дополнительный момент (рис. III .8). По я вление дополнительного момента от нормальной силы увеличит деформацию стержн я , что приведет к еще большему возрастанию дополнительного момента. Такое наращивание дополнительного момента и прогибов будет некоторое врем я продолжатьс я , но затем затухнет.

Полный прогиб стержн я и уравнение кривой неизвестно, поэтому непосредственно по формуле краевых напр я жений нельз я найти эти напр я жени я : где Мц — изгибающий момент от поперечной нагрузки; у — деформаци я стержн я . Полный изгибающий момент стержн я Так как в двух написанных уравнени я х есть три неизвестных ас, у, Мх, то следует найти еще одно уравнение. Вс я кую кривую можно аналитически выразить в виде р я да, который при этом должен быть быстро сход я щимс 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. III .9. Как видно, ft есть максимальна я ордината кривой каждого члена р я да. При симметричной нагрузке первый член р я да дает точность, равную 95—97 %. Дл я упрощени я решени я будем считать нагрузку симметричной. Тогда можно ограничитьс я только первым членом р я да Однако третье уравнение принесло четвертое неизвестное /1. Поэтому вспомним строительную механику, где было показано, что втора я производна я у' уравнени я кривой деформировани я равна изгибающему моменту, деленному на жесткость с обратным знаком, т. е. Тогда после дифференцировани я уравнени я кривой получим Приравн я в значени я (Ш.31) и (Ш;30) получим Теперь значение Мх из (111.32) и у из (111.29) подставим в выражение (111.28) и после преобразовани я име я в виду, что n 2 EJ / t 2= NKp , a sin ( я *//) при х = 1/2, где при симметричной нагрузке будет находитьс я максимальна я ордината прогиба ym ^= fi , равен единице, получим, 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 изготовлени я (рис. VII .8). В этих фермах верхний по я с представл 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, металлическим 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 размерами сечени я бруса и его длиной. Как видно из этих схем, брус верхнего по я са перекрывает две панели и я вл я етс я двухпролетной неразрезной балкой, за исключением опорных панелей, имеющих вдвое меньшую длину.

Решение узлов в многоугольных фермах во многом аналогично решению узлов в сегментных клееных фермах.

Раскосы и стойки решетки имеют по концам металлические пластинки — наконечники, прикрепленные болтами к дерев я нному элементу и выполненные из полосовой стали, за исключением верхнего наконечника стойки, который делают из уголка.

Применение здесь уголка необходимо потому, что в отличие от средней пластинки-наконечника стойки, котора я зажата между пластинками раскосов в нижнем узле (что обеспечивает ей дополнительную устойчивость из плоскости), в верхнем узле пластинка — наконечник стопки была бы свободна в отношении продольного изгиба из плоскости и потому должна быть заменена наконечником из жесткого профил я . В цел я х унификации пластинки-наконечники дл я всех раскосов и низа стойки имеют одну и ту же длину и одинаковую разбивку отверстий дл я болтов.

Наконечники— уголки дл я верха стойки также все одинаковы. В узлы верхнего по я са, там, где находитс я его стык, закладывают металлические вкладыши. В центре проходит узловой болт, на который при сборке надевают пластннки-наконечники.

Аналогично с сегментными фермами узловой вкладыш имеет клиновидную форму в соответствии с переломом верхнего по я са в месте узла.

Стойки к верхнему по я су (стойки сжаты) присоедин я ют также с помощью пластинок, но так как по я с в этом месте не имеет стыка, то узловые пластинки-наконечники надевают на болт, вставл я емый в проушины пластинки, котора я передает усили 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 верхнего по я са перекрывают жесткими дерев я нными накладками на болтах.

Конструкци я узлов нижнего по я са несколько отличаетс я от таковой в сегментных фермах.

Учитыва я , что здесь длина элементов решетки и расчетные усили я в них меньше, можно допустить внецентренное (с небольшим эксцентриситетом) прикрепление элементов решетки в узлах к нижнему по я су, как это показано на рис. VII .8, что упрощает решение узла. Стык нижнего по я са выполн я ют в любом удобном месте. Он перекрываетс я или уголками, или пластинками из полосовой стали. Опорный узел может быть решен так же, как в сегментных фермах.

Расчет ферм.

Нормальные усили я в элементах многоугольных ферм определ я ют обычным образом.

Многоугольные фермы близки по очертанию сегментным, и расчетные усили 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 решетки. Если нагрузка приложена не только в узлах, но и между ними (обычный случай), то на средней опоре возникает изгибающий момент, значение которого зависит от просадки опоры, т.е. от просадки бруса верхнего по я са на стойке.

Значение этой просадки в общем случае не известно — оно зависит от точности сборки фермы, 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, равным длине панели. Дл я уменьшени я расчетных изгибающих моментов от межузловой нагрузки в верхнем по я се искусственно создают изгибающий момент обратного знака, дл я чего в промежуточных узлах верхнего по я са фермы примен я ют внецентренное стыкование брусьев, осуществл я я упор только нижних частей поперечного сечени я брусьев. Тот же прием примен я ют и в опорных, узлах. С учетом сказанного верхний по я с, я вл я ющийс я в любом варианте сжато-изгибаемым стержнем, рассчитывают следующим образом. 1. Расчет ведут как двухпролетной неразрезной балки.

Момент на средней опоре при равномерно распределенной 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 точку, наход я щуюс я на рассто я нии 1/3/ от средней опоры.

Расчетный момент на средней опоре (см. рис. VI 1.9, а) Внецентренное приложение силы N уменьшило расчетный момент.

Положительный момент в половине длины панели.

Расчетным моментом обычно я вл я етс я момент на средней опоре.

Проверка сечени я : Коэффициент t , определ я ют при гибкости верхнего по я са,., подсчитанной по полной длине панели, что идет в запас прочности, так как при неразрезном верхнем по я се возможно определение гибкости по длине между нулевыми 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 предыдущем случае, причем гибкость определ я ют по полной длине панели, Нижний по я с.

Раскосы прикрепл я ют с небольшим эксцентриситетом, равным рассто я нию от центра узлового болта до оси уголка по я са (см. рис. VII .8). Изгибающий момент в нижнем по я се при этом равен произведению разности усилий в соседних панел я х нижнего по я са на значение эксцентриситета.

Разность усилий определ я ют при временной нагрузке (снеговой) на всем пролете, на левой и правой половинах фермы. Дл я всех трех случаев подсчитывают изгибающий момент и раст я гивающее 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 согласно СНиП 11-23-81 «Стальные конструкции. Нормы проектировани я ». Решетка.

Сжатые элементы решетки провер я ют на продольный изгиб так же, как в сегментных фермах, а раст я нутые — на раст я жение по площади нетто с учетом 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 жений, котора я возникает в местах ослаблений. При определении FKT необходимо учитывать волокнистую структуру древесины. Если считать, что площадь и жесткость волокон древесины одинаковы, то в сечении I — 1 (рис. III . 1) все волокна будут загружены одинаково. В первом отверстии у сечени я 2 — 2 часть волокон будет перерезана, в св я зи с чем их усили я будут переданы соседним волокнам, которые 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 отверсти я ми эта неравномерность будет постепенно выравниватьс я . Однако если рассто я ние 5 невелико, то вырав-ниван^и я не произойдет, а так как в сечении 4—4, где наход я тс я два отверсти я , часть волокон ими будет также вырезана, то соседние пока сильно нагруженные волокна еще получат дополнительные усили я . В результате усили я в отдельных волокнах могут достичь их предела прочности на раст я жение, что приведет к разрыву волокон, передаче усилий с них соседним волокнам и их последующему разрыву. Так как разрыв будет в наиболее слабых местах волокон, то разрушение элемента произойдет по зигзагу, как показано па рис. III . 1. Из изложенного следует, что при определении площади ослаблени я FHT надо учитывать рассто я ни я 5 между соседними ослаблени я ми. В СНиП П-25-80 в св я зи с этим устанавливаетс я , что при определении Fm все ослаблени я , расположенные на участке длиной до 200 мм, следует принимать совмещенными в одном сечении.

Применительно к рис. 111,1 по этому требованию при мм FKr = b ( h —2 d ), а при S MM F ^ = b ( h — —3d). Центральное сжатие Пластические свойства древесины при центральном сжатии. про я вл я ютс я значительно сильнее, чем при раст я жении, поэтому при расчете на прочность ослабление учитывают только в рассчитываемом сечении, а при расчете на устойчивость, во-первых, особо учитывают зону работы древесины, в которой модуль упругости нельз я считать посто я нным, и, во-вторых, принимают во внимание невозможность обеспечени я при защемлении элемента угла поворота, равного нулю.

Расчет на прочность производ я т по формуле ас - NIF нт ^ Rc . ( III . 2) где Л' — действующее в элементе усилие; FHT — площадь нетто в рассчитываемом сечении.

Расчет на прочность необходим главным образом дл я коротких стержней, дл я которых условно длина 76. Более длинные элементы, не закрепленные в поперечном 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 молинейной формы, что называетс я потерей устойчивости. Потер я устойчивости сопровождаетс я искривлением оси стержн я при напр я жени я х, меньших предела прочности.

Устойчивость стержн я определ я ют критической нагрузкой, теоретическое значение которой дл я абсолютно упругого стержн я было в 1757 г. определено Эйлером формулой где Е — модуль упругости; / — минимальный момент инерции стержн 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 ; t — свободна я длина стержн я ; ц0 — коэффициент, который принимают равным: 1) в случае загружени я продольными силами по концам стержн я : при шарнирно-закрепленных концах, а также при шарнирном закреплении в промежуточных точках элемента 1; при одном шарнирпо-гакрепленном и другом защемленном конце 0,8; при одном защемленном и другом свободном нагруженном конце 2,2; при обоих защемленных концах 0,65; 2) в случае распределенной равномерно по длине элемента продольной нагрузки: при обоих шарнирно-закрепленных концах 0,73; при одном защемленном и другом свободном конце 1,2. Расчетную длину пересекающихс я элементов, соединенных между собой в месте пересечени я , следует принимать равной: при проверке устойчивости в плоскости конструкций — рассто я нию от центра узла до точки пересечени я элементов; при проверке устойчивости из плоскости конструкции; а) в случае пересечени я двух сжатых элементов — полной длине элемента; б) в случае пересечени я сжатого элемента с неработающим — значению /1, умноженному на коэффициент (д0: где /ь Яь FI — полна я длина, гибкость и площадь поперечного сечени 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 узлов до точки пересечени я элементов.

Разделим левую и правую части равенства ( III . 3) на площадь стержн я F : Так как радиус инерции стержн я г= У J / F , а гибкость стержн я 7,= f =/0/ r , то после подстановки значений гЯ, получим Известно, что коэффициент продольного изгиба я вл я етс я отношением критического напр я жени я к пределу прочности, т. е. поправочным коэффициентом, на который следует умножить предел прочности, чтобы получить критическое напр я жение В формуле ( III .5) выразим акр через значение, тогда получим Так как дл я абсолютно упругого материала = const , а предел прочности материала без учета рассе я ни я дл я данного материала также посто я нен, то можно считать, что Окончательно будем иметь формулу дл я определени я коэффициента продольного изгиба Дл я каждого материала А имеет свое значение. В частности, дл я древесины А = 3000, дл я фанеры А = 2500, дл я полиэфирного стеклопластика А=1097; дл я органического стекла А —580 и т. д. В св я зи с тем, что древесина я вл я етс я упругопластическим материалом, ее модуль упругости можно считать посто я нным только до предела пропорциональности. На рис. III .2 показана зависимость я етс я . Уравнение ( III .8) я вл я етс я гиперболической кривой и называетс я гиперболой Эйлера. Если построить эту кривую, то будет видно (рис. III .3), что при малых гиб-кост я х, когда критическое напр я жение превышает предел пропорциональности, коэффициент продольного изгиба 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, а в России Ф. С. Ясинский, который обращал большое внимание на я вление продольного изгиба за пределом упругой работы и указывал на необходимость в этом случае дл я каждого материала находить соответствующую экспериментальную кривую. В СССР така я работа дл я древесины была проведена ЦНИИПС. Дл я кривой ЦНИИПС Д. А. Кочетковым было подобрано Д. А. Кочетковым было подобрано аналитическое выражение, которое используетс я и в насто я щее врем я : Дл я древесины коэффициент а = ОД дл я фанеры а — = 1. В точке ?, = 70 крива я ЦНИИПС и гипербола Эйлера имеют общую касательную.

Кривую ЦНИИПС используют при гибкост я х 0 — 70, а формулу Эйлера при Я>70. Формула Эйлера может быть распространена и за предел пропорциональности, если ввести в расчет приведенный модуль упругости Ек, например дл я пр я моугольного сечени я где Еа —переменный модуль упругости, определ я емый по экспериментальной диаграмме сжати я материала (см. рис. III . 2) в той ее точке, дл я которой ищут критическую гибкость. Зна я , как определить коэффициент продольного изгиба, расчет на продольный изгиб выполн я ют по формуле где fpac - c — расчетна я площадь поперечного сечени я элемента, котора я принимаетс я равной: 1) при ослаблени я х, не выход я щих на кромки (рис. Ш-.4,'а): а) если их площадь не превышает 25% FOP , то /•'расч^-Рбр; б) если площадь ослаблений превышает 25 % Fep , то при симметричных ослаблени я х, выход я щих на кромку (рис. 1П.4, б), Fpnc 4= FST . Здесь Fop — площадь сечени я брутто, 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 нию используют расчетную нагрузку, а при определении прогиба нормативную нагрузку, т. е. -без учета коэффициента перегрузки.

Расчет дерев я нных элементов на изгиб по нормальным напр я жени я м производ я т приближенно. При более точном методе потребовалс я бы учет различных значений модулей упругости в сжатой и раст я нутой зонах (рис. III .5). Из этого рисунка видно, что в сжатой зоне развиваютс я большие пластические деформации, которые нарушают пр я молинейность распределени я нормальных напр я жений по высоте сечени я . Таким образом, нормальные напр я жени я определ я ют при двух допущени я х: во-первых, считаетс я , что модули упругости в раст я нутой 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. III .6. Пр« этих допущени я х нормальные напр я жени я в элементах, обеспеченных от потери устойчивости плоской формы деформировани я : При определении WHT ослаблени я сечений, расположенные на участке длиной 200 мм, совмещаютс я в одно сечение; mg — коэффициент, учитывающий размеры сечени я . Прочность провер я ют в сечении, где действуют наибольшие изгибные напр я жени я и, кроме того, в тех сечени я х, в которых имеютс я ослаблени я . При расчете бревен следует учитывать «сбег» бревна, который принимают 0,8 см на 1 м длины.

Следует иметь в виду, что бревна 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 кососло 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 установлено наличие в элементах, работающих на поперечный изгиб, не только нормальных, но также и касательных напр я жений, 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 грузах, расположенных недалеко от опор, или в балках двутаврового сечени я . В однопролетных элементах пр я моугольного поперечного сечени я , загруженных равномерно распределенной нагрузкой, разрушение от касательных напр я жений будет происходить при сравнительно небольшом отношении длины к высоте поперечного сечени я . Такие отношени я можно установить следующим образом: так как то будем иметь: Приравн я в ( HI .13) к ( III .14), после сокращени я получим Например, дл я пп. 1а, б, в (см. табл. III .1) получим значени я отношений, показанных в табл. ( III .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 устойчивость плоской формы деформировани я : следует принимать 1. Как указывалось ранее, изгибаемые элементы провер я ют по второму предельному состо я нию на жесткость по формуле Дл я элементов из пластмасс, имеющих малый модуль упругости или дл я высоких дерев я нных элементов, у которых отношение пролета к высоте превышает 15, необходимо учитывать вли я ние на прогиб касательных напр я жений. В этом случае прогиб следует находить по формуле Прогибы элементов не должны превышать предельных, установленных СНиП дл я каждого вида конструкции.

Предельные прогибы конструкций, выраженные в дол я х пролета, приведены в табл. III .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. III .7, а). В этом случае действующее усилие раскладывают по направлению главных осей сечени я , затем наход я т изгибающие моменты, действующие в этих плоскост я х.

Нормальные напр я жени я наход я т по формуле где M . v , My — изгибающие моменты, например при равномерно распределенной нагрузке от дх и qy . Полный прогиб равен геометрической сумме прогибов от усилий qx и qy : Дл я пр я моугольного сечени я наименьшее значение площади поперечного сечени я при косом изгибе будет при услови я х расчета: прочности, если прогибу, если . Следует иметь в виду, что элемент, имеющий квадратное 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 ют по формуле косого изгиба: Происходит это по следующей причине.

Напишем основную формулу дл я определени я напр я жений при изгибе где J — момент инерции, я вл я ющийс я дл я квадратного сечени я посто я нным дл я любой оси; у — рассто я ние от оси элемента до наиболее удаленной точки Если учесть, что , то, подставив эти значени я в формулу дл я у, и произвед я несложные вычислени я , получим Подстановка значени я у из ( III . 26) в формулу ( III . 25) даст формулу ( III . 24). При косом изгибе увеличиваютс 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, воспринима я скатную составл я ющую вспомогательными стропильными ногами, расположенными по прогонам и скрепленными с ними, а 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 малоуглеродистых сталей обыкновенного качества, производимых металлургической промышленностью по ГОСТ 380—71, с изм., дл я строительных металлоконструкций примен я етс я сталь марок СтЗ и СтЗГпс. Сталь марки СтЗ производитс я кип я щей, полуспокойной и спокойной.

Малоуглеродистые стали хорошо свариваютс я . В зависимости от назначени я сталь поставл я етс я по следующим трем группам: А — по механическим свойствам; Б — по химическому составу; В — по механическим свойствам и химическому составу.

Поскольку дл я несущих строительных конструкций необходимо обеспечить 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 углерода 0,14—0,22 %,'марганца в кип я щей стали — 0,3—0,6%, в полуспокойной и спокойной — 0,4—0,65%, кремни я в кип я щей стали от следов — до 0,07%, в полуспокойной — 0,05—0,17 %, в спокойной —0,12—0,3 %. Сталь марки СтЗГпс с повышенным содержанием марганца имеет углерода 0,14—0,22 %, марганца 0,8—1,1, %, кремни я до 0,15 %. В зависимости от вида конструкций и условий их эксплуатации к стали, из которой они изготавливаютс я , предъ я вл я ютс я те или другие требовани я по ГОСТ 380—71 (с изм.). Углеродиста я сталь разделена на шесть категорий. Дл я всех категорий стали марок ВСтЗ и ВСтЗГпс требуетс я , чтобы при поставке гарантировались химический состав, временное сопротивление, предел текучести, относительное удлинение, изгиб 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 — ВСтЗкп2, полуспокойна я — по 6-й категории — ВСтЗпсб, спокойна я и* полуспокойна я с повышенным содержанием марганца — по 5-й категории — ВСтЗсп5 и ВСтЗГпс5. Маркировка стали согласно ГОСТ 380—71 (с изм.): вначале ставитс я соответствующее буквенное обозначение группы поставки, затем марки, далее степень раскислени я и в конце категори я , например обозначение ВСтЗпсб. ГОСТ 23570—79 «Прокат из стали углеродистой свариваемой дл я строительных металлических конструкций» ограничивает содержание азота, мышь я ка, устанавливает более строгий контроль механических свойств. В обозначение марки стали по ГОСТ 23570—79 вход я т содержание углерода в сотых дол я х процента, степень раскислени я и при повышенном содержании марганца буква Г. Прокат изготовл я ют из сталей 18кп, 18пс, 18сп, 18Гпс и 18Гсп. По сравнению с ГОСТ 380—71 (с изм.) несколько повышены прочностные характеристики проката.

Значительна я часть проката имеет механические свойства сгт, ов выше установленных ГОСТ 380—71 (с изм.). Институтом электросварки им. Е. О. Патона в цел я х экономии металла прокат из углеродистой стали марок СтЗ, СтЗГпс и низколегированной стали марок 09Г2 и 09Г2С предложено дифференцировать по прочности на 2 группы с минимальными и повышенными показател я ми прочности, так, дл я стали ВСтЗ 1-й группы прин я то я 2-й группы от = 280—290 МПа (см. рис. 2.3), временное сопротивление отрыву ав повышено на 20— 30 МПа.

Прокат из такой стали поставл я етс я по ТУ 14-1-3023-80 «Прокат листовой, широкополосный универсальный и фасонный из углеродистой и низколегированной стали с гарантированным уровнем механических 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 поставл я етс я по ГОСТ 14637—79. Эта сталь получаетс я термической обработкой стали СтЗ кип я щих, полуспокойных и спокойных плавок. Дл я металлических конструкций рекомендуютс я стали полуспокойной и спокойной плавок; стали кип я щие как весьма неоднородные не рекомендуютс я . Сталь марки ВСтТпс имеет предел текучести 295 МПа, временное сопротивление 430 МПа.

Показатели ударной в я зкости этой стали выше, чем показатели.стали СтЗ (0,35 МДж/м2 при температуре —40°С). Повышенна я прочность низколегированных сталей получаетс я введением марганца, кремни я , хрома, никел я , меди, ванади я . При этом некоторые марки стали подвергаютс я термическому упрочнению.

Подбор легирующих элементов обеспечивает хорошую свариваемость.

Прокат из этих сталей поставл я етс я по ГОСТ 19281—73 «Сталь низколегированна я сортова я и фасонна я », по ГОСТ 19282—73 «Сталь низколегированна я толстолистова я и широкополосна я универсальна я » и различным техническим услови я м. В зависимости от нормируемых свойств (химического состава, временного сопротивлени я , предела текучести, ударной в я зкости при разных температурах и после механического старени я )' согласно ГОСТу 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 сталей повышенной прочности приводит к экономии металла до 20—25 %. Сталь высокой прочности.

Прокат из стали с пределом текучести 440 МПа и временным сопротивлением 590 МПа и выше получают путем 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 участках образуютс я закалочные структуры, обладающие повышенной прочностью и хрупкостью (жесткие прослойки), на других металл подвергаетс я высокому отпуску и имеет пониженную прочность и высокую пластичность (м я гкие прослойки). Разупрочнение стали'в околошовной зоне может достигать 5—30%, 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 металла на 25—30 % по сравнению с конструкци я ми из малоуглеродистых сталей и особенно целесообразно в большепролетных и т я жело нагруженных конструкци я х.

Атмосферостойкие стали. Дл я повышени я коррозионной стойкости металлических конструкций примен я ют низколегированные стали, содержащие в небольшом количестве (доли процента) такие элементы, как хром, никель и медь. В конструкци я х, подвергающихс я атмосферным воздействи я м, весьма эффективны стали с добавкой фосфора (например, стали ЮХНДПи 10ХДП). На поверхности таких сталей образуетс я тонка я окисна я пленка, обладающа я достаточной прочностью и защищающа я металл от развити я коррозии.

Однако свариваемость стали при наличии фосфора ухудшаетс я . Кроме того, в прокате больших толщин металл обладает пониженной хладостойкостью, поэтому применение сталей 10ХНДП и 10ХДП рекомендуетс я при толщинах не более 16 мм. В больших (12— 50 мм) толщинах следует примен я ть сталь 12ХГДАФ. 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 целесообразно применение нержавеющей хромистой стали марки ОХ18Т1Ф2, не содержащей никел я . Механические свойства стали ОХ18Т1Ф2: 0В™ = 500 МПа, ат = 360 МПа, 65^33 %. В больших толщинах прокат из хромистых сталей обладает повышенной хрупкостью, однако свойства тонколистового проката (особенно толщиной до 2 мм) позвол я ют примен я ть его в конструкции при расчетных температурах до —40°С. Выбор марок сталей дл я строительных металлических конструкций. Марку стали выбирают на основе вариантного проектировани я и технико-экономического анализа с учетом СНиП П-23-81. В цел я х упрощени я заказа металла при выборе марки стали следует стремитьс я к большей унификации конструкций, сокращению количества марок и профилей. Выбор марки стали дл я строительных конструкций зависит от следующих параметров, вли я ющих на работу материала: температуры среды, в которой монтируетс я и эксплуатируетс я конструкци я ; этот фактор учитывает повышенную опасность хрупкого разрушени я при пониженных температурах; характера нагружени я , определ я ющего особенность работы материала и конструкций при динамической, вибрационной и переменной нагрузках; вида напр я женного состо я ни я (одноосное сжатие или раст я жение плоское или объемное напр я женное состо я ние)' и уровн я возникающих напр я жений (сильно или слабо нагруженные элементы); способа соединени я элементов, определ я ющего уровень 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 учитывает изменение свойств стали с увеличением толщины. В зависимости от условий работы материала все виды конструкций разделены на четыре группы в соответствии со СНиП П-23-81. К первой группе отнесены сварные конструкции, работающие в особо т я желых услови я х или подвергающиес я непосредственному воздействию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок (например, подкрановые балки, балки рабочих площадок или элементы эстакад, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов, фасон-ки ферм и т.д.). Напр я женное состо я ние таких конструкций характеризуетс я высоким уровнем и большой частотой загружени я . Конструкции первой группы работают в наиболее сложных услови я х, способствующих возможности их хрупкого или усталостного разрушени я , поэтому к свойствам сталей дл я этих конструкций предъ я вл я ютс я наиболее высокие требовани я . Ко второй группе относ я тс я сварные конструкции, работающие на статическую нагрузку при воздействии одноосного и однозначного двухосного пол я раст я гивающих напр я жений (например, фермы, ригели рам, балки перекрытий н покрытий и другие раст я нутые, раст я нуто-изгибаемые и изгибаемые элементы), а также конструкции первой группы при отсутствии сварных соединений. Общим дл я конструкций этой группы я вл я етс я повышенна я опасность хрупкого разрушени я , св я занна я .с наличием пол я раст я гивающих напр я жений. Веро я тность усталостного 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, колонны, стойки, опоры под оборудование и другие сжатые и сжато-изгибаемые элементы), а также конструкции второй группы при отсутствии сварных соединений. В четвертую группу включены вспомогательные конструкции и элементы (св я зи, элементы фахверка, лестницы, ограждени я и т.п.), а также конструкции третьей группы при отсутствии сварных соединений. Если дл я конструкций третьей и четвертой групп достаточно ограничитьс я требовани я ми к прочности при статических нагрузках, то дл я конструкций первой и второй групп важным я вл я етс я оценка сопротивлени я стали динамическим воздействи я м и хрупкому разрушению. В материалах дл я сварных конструкций об я зательно следует оценивать свариваемость.

Требовани я к элементам конструкций, не имеющих сварных соединений, могут быть снижены, так как отсутствие полей сварочных напр я жений, более низка я концентраци я напр я жений и другие факторы улучшают их работу. В пределах каждой группы конструкций в зависимости от температуры эксплуатации к стал я м предъ я вл я ютс я требовани я по ударной-в я зкости при различных температурах. В СНиП 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 должен выполн я тьс я на основании сравнени я технико-экономических показателей (расхода стали и стоимости конструкций), а также с учетом заказа 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 — более высокой прочности дл я сильно нагруженных элементов (по я са ферм, балок) и меньшей прочности дл я слабо нагруженных элементов (решетка ферм, стенки балок). Алюминиевые сплавы Алюминий по своим свойствам существенно отличаетс я от стали.

Плотность его р = 2,7 т/м3, т. е. почти в три раза меньше плотности стали.

Модуль продольной упругости алюмини я = 71 000 МПа, модуль сдвига (7 = 27000 МПа, что примерно в три раза меньше, чем модуль продольной упругости и модуль сдвига стали.

Алюминий не имеет площадки текучести; пр я ма я упругих деформаций непосредственно переходит в кривую упругопластических деформаций (рис. 2.4). Алюминий очень пластичен; удлинение при разрыве достигает 40...50 %, но прочность его весьма низка ов —60...70 МПа, а условный предел текучести OQ ,2 = 20...30 МПа.

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 увеличение 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 2—5 раз выше, чем технически чистого; однако относительное удлинение при этом соответственно в 2—3 раза ниже. С повышением температуры прочность алюмини я снижаетс я и при температуре свыше 300 °С близка к нулю (рис. 2.5). Особенностью р я да многокомпонентных сплавов А1— Mg — Si ; Al — —Си— Mg ; A )— Mg — Zn ) я вл я етс я их способность к дальнейшему увеличению прочности в процессе старени я после термической обработки; такие сплавы называютс я термически упрочн я емыми.

Временное сопротивление некоторых высокопрочных сплавов (системы Al — Mg — Zn ) после термической обработки и искусственного старени я превышает 400 МПа; относительное удлинение при этом составл я ет всего 5—10 %. Термическа я обработка сплавов двойной композиции (А!— Mg , Al — Mn ) к упрочнению не приводит; такие сплавы получили название термически неупрочн я емые.

Повышение предела текучести я . Следует отметить, что показатели всех основных физических свойств сплавов вне зависимости от состава легирующих элементов и состо я ни я (состаренное, нагартованное) практически не отличаютс я от таковых дл я чистого алюмини я . Коррозионна я стойкость сплавов зависит от состава легирующих добавок, 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 установленными стандартами. Состо я ние поставки указываетс я в обозначении после марки сплава: ГП — гор я чекатаное; М — м я гкое (отожженное); Н — нагартованное; I /2 H — полунагартованное дл я листов или П — то же, дл я профилей и труб; Т — закаленное и естественно состаренное в течение 3— 6 сут при комнатной температуре; Т1—закаленное и искусственно состаренное в'течение нескольких часов при повышенной температуре; Т5— не полностью закаленное и искусственно состаренное. Из большого числа марок алюмини я к применению в строительстве рекомендуетс я всего шесть, некоторые из которых в нескольких состо я ни я х поставки: термически неупрочн я емые сплавы: АД1М и АМцМ (листы); АМг2М и АМг21/2Н (листы); АМг2М (трубы); термически упрочн я емые сплавы: АД31Т (профили и трубы); АД31Т1 и АДЗГГ5 (профили); 1915ГП и 1915Т (профили и трубы); 1925ГП и 1925Т (профили и трубы). Все указанные выше сплавы, за исключением сплава 1925Т, который используетс я только дл я клепаных конструкций, хорошо свариваютс я . Конструкции из алюмини я благодар я малой массе, стойкости против 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 ограничено. 3. Подбор сечени я прокатных балок Расчет на прочность прокатных балок, изгибаемых в одной из главных плоскостей, производитс я по изгибающему моменту Поэтому требуемый момент сопротивлени я балки «нетто» можно определить по формуле где R — расчетное сопротивление стали по изгибу; у — коэффициент условий работы конструкции.

Выбрав тип профил я балки по требуемому моменту сопротивлени я , по сортаменту подбирают ближайший больший номер балки. Дл я разрезных балок сплошного сечени я из'стали с пределом текучести до 580 МПа, наход я щихс я под воздействием статической нагрузки, обеспеченных от потери общей устойчивости и ограниченной величине касательных напр я жений в одном сечении с наиболее неблагопри я тным сочетанием М и Q , следует использовать упругопластическую работу материала 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 Ci = l ,05 pc ; c , cx , cy принимаютс я по прил. 5; перерасчетное сопротивление срезу (сдвигу); Й/Нт, ^Увт, W ^-нт — моменты сопротивлени я сечени я нетто относительно главных осей; р= V [1 — (т/#ср)г]/[1— а(т//?ср)г1 н T == Q / t / i ; « = 0,7 дл я двутаврового сечени я , изгибаемого в плоскости стенки, а=0 дл я других типов сечений. При наличии зоны чистого изгиба в формулах (7.10) и (7,11) вместо коэффициентов с, сх и су следует принимать: Дл я случа я учета упругопластической 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 касательных напр я жений по формуле где Qma * — наибольша я поперечна я сила на опоре; S и / — статический момент и момент инерции сечени я ; /ст — толщина стенки балки.

Помимо проверок прочности балки необходимо в местах с большими нормальными напр я жени я ми провер я ть их общую устойчивость (см. гл. 3) . Устойчивость балок можно не провер я ть при передаче нагрузки через сплошной жесткий настил, непрерывно опирающийс я на сжатый по я с балки и надежно с ним св я занный, а также при отношении расчетной длины участка балки между св я з я ми, преп я тствующими поперечным 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 устойчивость провер я ют по формуле где Wc — момент сопротивлени я дл я сжатого по я са; Y — 0,95 — коэффициент условий работы при проверке общей устойчивости балок. Дл я балок двутаврового сечени я с двум я ос я ми симметрии i 0,85. В этом случае критические напр я жени я потери устойчивости наход я тс я в зоне упругопластической работы материала и определ я ютс я по формуле где коэффициент ф принимают по прил, 6 в зависимости от закреплени я балки, вида и места приложени я нагрузки и параметра а, характеризующего 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 пролет на равные части, при любом виде нагрузки, приложенной к любому из по я сов, коэффициент 4> = 2, 25 + 0,07 а при 0 Дл я прокатных двутавров — момент инерции сечени я при кручении.

Проверка устойчивости балок швеллерного и других типов сечений имеет свои особенности и должна проводитьс я в соответствии с указани я ми СНиП. Если при проверке вы я сн я етс я , что обща я устойчивость балки не обеспечена, то следует уменьшить расчетную длину сжатого по я са, Проверка местной устойчивости по я сов и стенки прокатных балок не требуетс я , так как она обеспечиваетс я их толщинами, прин я тыми из условий проката. 4. КОМПОНОВКА И ПОДБОР СЕЧЕНИЯ СОСТАВНЫХ БАЛОК Балки составного сечени я примен я ют в случа я х, когда прокатные балки не удовлетвор я ют услови я м прочности, жесткости, общей устой-чивости, т. е. при больших пролетах и больших изгибающих моментах, а 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 балки экономичнее клепаных. Их сечение обычно состоит из трех листов: вертикального — стенки и двух горизонтальных — полок, которые сваривают 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 уголков 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, а также относительна я легкость образовани я мощных по я сов. Дл я экономии материала в составных балках измен я ют сечени я по Длине в соответствии с эпюрой изгибающих моментов.

Упругопластическа 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 правильного 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, максимально допустимым прогибом балки и в р я де случаев строительной высотой конструкции перекрыти я , т. е. разностью отметок верха настила 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 экономическими соображени я ми. Масса балки состоит из массы ее по я сов, стенки и некоторых конструктивных элементов, учитываемых конструктивным коэффициентом, причем с увеличением высоты балки масса по я сов уменьшаетс я , а масса 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 убывает, а друга я возрастает (как это видно из рис. 7.10), то должно быть наименьшее значение суммы обеих функций, т. е. должна быть высота, при которой суммарный вес по я сов и стенки будет наименьшим.

Высота эта называетс я оптимальной йопт, так как она определ я ет наименьший расход материала на балку.

Определить оптимальную высоту балки можно следующим образом. Полна я масса 1 м длины балки равна массе по я сов и стенки где с—дол я момента, воспринимаемого по я сами балки; М — расчетный момент, действующий на балку; R — расчетное сопротивление материала балки; Л — высота балки; /от — толщина стенки балки; фс —'• конструктивный коэффициент по я сов (коэффициент перехода от теоретической площади по я са к действительной); фст — конструктивный коэффициент стенки; р — плотность металла.

Определ я я минимум массы балки, берем производную от выражени я массы балки по ее высоте и приравниваем ее нулю: отсюда, замен я я М/К= W , получим 'Коэффициент k зависит от конструктивного оформлени я балки — конструктивных коэффициентов по я сов и стенки. Из-за ослаблени я сечени я заклепочными отверсти я ми эти коэффициенты дл я клепаных балок больше, дл я сварных — меньше. Этот коэффициент в балках переменного по длине сечени я меньше, чем в балках посто я нного сечени я , так как он я вл я етс я средним коэффициентом, отнесенным к наиболее напр я женному сечению балки.

Величину коэффициента рекомендуетс я принимать дл я сварных балок равной 1,2...1,15, дл я клепаных — 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 распределени я момента между стенкой и по я сами балки. Между тем из формулы (7.20) я сно, что соотношение между высотой балки и толщиной стенки оказывает большое вли я ние на экономичность 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 необходимостью обеспечить ее устойчивость и ее прочность на действие касательных напр я жений.

Практикой проектировани я установлены рекомендуемые соотношени я высоты балки и толщины стенки, приведенные в табл. 7.2, Дл я однопролетных балок пролетом 12 — 16 м часто принимают Ст=10— 12 мм.

Полученна я оптимальна я высота балки я вл я етс я наиболее рациональной, так как отступление высоты от Нопт вызовет увеличение расхода материала на балку. Можно отметить, что в балке оптимальной высоты масса стенки равна 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, а потому отступлени я от /гопт возможны. Так, отступление действительной высоты от оптимальной на 20 % приводит к изменению массы балки примерно на 4 % (рис. 7.10). Наименьша я рекомендуема я высота балки hmin определ я етс я жесткостью балки — ее предельным прогибрм (второе предельное состо я ние). Минимальную высоту балки можно получить из формулы прогиба. Дл я равномерно распределенной по длине балки нагрузки где рп и gB — временна я (с учетом в необходимых случа я х динамического коэффициента) и посто я нна я нормативные нагрузки на единицу длины балки (без коэффициента перегрузки); / — пролет балки; El — жесткость балки на изгиб.

Подставл я я в формулу прогиба получим / — С другой стороны известно, что M = WG ( P + g ) и I — W ( h /2), где — напр я жени я в балке от нагрузок H - fgH . Поэтому после подстановки этих выражений в формулу прогиба получим Пользу я сь законом независимости действи я сил, получаем напр я жение от действи я нормативных нагрузок где Я —расчетное сопротивление материала балки; пр и пе — соответствующие коэффициенты перегрузок.

Отношение прогиба балок к их пролету [///] регламентируетс я нормами в зависимости от назначени я балки.

Использу я это, получаем дл я балки, равномерно нагруженной по длине, Дл я балок, использующих упругопластическую работу материала, минимальна я высота будет Использование формулы прогиба, выведенной дл я упругой работы материала, 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 учета упругопластической работы материала (с] и, следовательно, материал балки при нормальной эксплуатации всегда работает упруго.

Минимальна я высота балки обеспечивает необходимую жесткость при полном использовании несущей способности материала. При других видах нагрузки на балку (кроме подкрановых балок) hmin можно приближенно определ я ть по формуле, (7. 21). Из формулы (7.21) видно, что необходима я высота балки увеличиваетс я с ростом прочности материала и уменьшением допустимого прогиба. Если полученную по формуле (7.21) высоту балки по каким-либо соображени я м нельз я прин я ть, то требуемую норму прогиба можно удовлетворить, лишь снижа я расчетное сопротивление материала, принима я менее прочный материал или неполностью использу я его несущую способность. Выбор высоты балки.

Закономерности изменени я высоты балки показывают, что наиболее целесообразно принимать высоту балки близкой к /гопт, определенной из экономических соображений, и не меньшей ftmi ,», установленной из услови я допустимого прогиба балки.

Естественно, что во всех случа я х прин я та я высота балки в сумме с толщиной настила не должна превышать заданную строительную высоту перекрыти я . Высоту балки также следует согласовывать с размерами ширины листов по сортаменту.

Желательно, чтобы стенка по высоте выполн я лась из одного листа шириной не более 2000—2200 мм. Если необходима стенка большей высоты, приходитс я усложн я ть конструкцию балки устройством продольного стыка стенки. Во всех случа я х высоту составной балки в цел я х унификации конструкций рационально принимать в круглых числах, кратных 100 мм.

Толщина стенки После высоты балки толщина стенки я вл я етс я вторым основным параметром сечени я , так как она сильно вли я ет на экономичность сечени я составной балки. Дл я определени я наименьшей толщины стенки из услови я ее работы 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 дела 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, а по я са еще не включались в работу сечени я балки. Тогда плечо внутренней пары Дл я этого случа я толщина стенки В балках симметричного сечеци я , работающих с учетом развити я пластических деформаций и не нагруженных местной нагрузкой, ам=0; при выполнении условий: т^0,9 /?ср; ЛПМСТ^0,25 и 2,2 где среднее касательное напр я жение в стенке в месте проверки балки; у — коэффициент условий работы конструкции. Чтобы обеспечить местную устойчивость стенки без дополнительного укреплени я ее продольным ребром, необходимо иметь Яст В балках высотой более 2 м это упрощение конструктивной формы экономически не оправдано, так как стенки получаютс я чрезмерно толстыми. В высоких балках толщина стенки беретс я меньшей и достигает 1/200 — 1/250 высоты, что требует укреплени я стенки, способного обеспечить ее устойчивость. 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 толщинами проката листовой стали.

Обычно минимальную толщину стенки принимают 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 формуле (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 услови 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) устанавливают в зависимости от мощности балки ы способа передачи нагрузки на нее. Дл я балок средней высоты 1 — 2 м.

Толщину по я сных уголков удобно принимать равной толщине стенки tyt = tc - r , так как это облегчает устройство монтажных стыков. При наличии в составе сечени я балки горизонтальных листов необходимо, чтобы по я сные уголки обеспечивали надежную передачу усилий по я са на стенку. Дл я этого площадь сечени я двух уголков 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 универсальной стали.

Изготовл я ть по я са из двух и более листов в сварных балках нерационально, так как, скрепл я я между собой листы по кра я м фланговыми швами, мы увеличиваем неравномерность работы листов из-за роста длины передачи усилий от стенки к наружным листам. Резко увеличиваетс я при этом и число сварных швов. Кроме того, неизбежно образование щелей между свариваемыми только 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 сных листов к стенке развиваютс я значительные усадочные раст я гивающие напр я жени я . Применение по я сных листов толщиной более 30 мм нерационально еще и потому, что толстые листы имеют пониженные значени я предела текучести и, следовательно, пониженные расчетные сопротивлени я (см. гл. 2). В клепаных балках и в балках на высокопрочных болтах в отличие от сварных часто примен я ют 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 услови я удобства конструировани я монтажного стыка обычно принимают равной толщине по я сных уголков.

Ширину горизонтальных листов обычно принимают равной Vs — Vs высоты балки из услови я обеспечени я ее общей устойчивости. По конструктивным соображени я м ширину по я са не следует принимать 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 уголков.

Наибольшую ширину горизонтальных листов определ я ют их местной устойчивостью и равномерностью работы по ширине. В балках отношение ширины свеса сжатого по я са &св к его толщине tn не должно превышать: в сечени я х, работающих упругости в сечени я х, работающих с учетом развити я пластических деформации. где ha — расчетна я высота балки; t 0 t — толщина стенки балки. Дл я раст я нутых по я сов балок не рекомендуетс я принимать ширину по я сов более 30 толщин по я са из услови 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 условий, экономичности, прочности, устойчивости и технологичности изготовлени я . Изменение сечени я балки по длине Сечение составной балки, подобранное по максимальному изгибающему моменту, можно уменьшить в местах снижени я моментов (в разрезных балках — у опор). Однако каждое изменение сечени я , дающее экономию материала, несколько увеличивает трудоемкость изготовлени я балки, и потому оно экономически целесообразно только дл я балок пролетом 10—12 м и более.

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

Сечение балки можно изменить уменьшением 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, поддерживающих настил, так и укладка рельса подкрановой балки); менее удобно измен я ть толщину по я са, так как балка оказываетс я неодинаковой высоты (см. рис. 7.13, и), при этом усложн я етс я и заказ стали. В клепаных балках и балках с по я сными соединени я ми на высокопрочных болтах сечени я измен я ют уменьшением или увеличением 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 нецелесообразно, так как дает дополнительную экономию материала лишь на 3—4 %. Более значительной экономии стали можно достигнуть путем непрерывного изменени я ширины по я сов (см. рис. 7.13, д), получаемого диагональным раскроем широкополосной стали кислородной резкой.

Однако оно св я зано с увеличением 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 деформаций не допускаетс я . По моменту MI ( x ) определ я ют необходимый момент сопротивлени я сечени я балки исход я из упругой работы материала и подбирают новое сечение по я сов.

Ширина по я сов при этом должна отвечать следующим услови я м: Возможен и другой подход.

Задают ширину по я сного листа уменьшенного сечени я и определ я ют изгибающий момент, который может восприн я ть сечение: при M ( xf = Mi наход я т рассто я ние х от опоры, где измен я етс я сечение по я са. Стык различных сечений по я са может быть пр я мым или косым. Пр я мой шов удобнее, но он будет равнопрочен основному металлу в раст я нутом по я се только при об я зательном выводе концов шва на подкладки и автоматической сварке или при ручной сварке с применением физических методов контрол я . Иногда, жела я упростить стык раст я нутого 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 уменьшенное сечение по я са балки принимают из услови я прочности стыкового шва на раст я жение. В балках с по я сными соединени я ми на заклепках или болтах сечени 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 учета пластических деформаций, при хорошей обеспеченности местной устойчивости стенки, когда значени 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, работающих с учетом пластических деформаций, применение односторонних 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 недостаточной 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 ребрами 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 тогда, когда масса или размеры балки не позвол я ют перевезти и смонтировать ее целиком.

Расположение их должно предусматривать членение балки .на отдельные отправочные элементы, по возможности одинаковые (в разрезной балке стык располагают в середине пролета или симметрично относительно середины балки), удовлетвор я ющие требовани я м транспортировани я и монтажа наиболее распространенными средствами, В монтажных стыках удобно все элементы балки соедин я ть в одном сечении. Такой стык называетс я универсальным. Стыки прокатных балок (заводские и монтажные)' выполн я ют, как правило, сварными.

Возможные конструктивные решени я их показаны рис.

Наиболее просто и удобно непосредственное соединение балок встык '(рис. 7.24, а). Чтобы уменьшить усадочные сварочные напр я жени я , необходимо варить стык быстрее; чтобы охлаждение шло более равномерно, следует начинать варить с менее жесткого элемента — стенки. Однако 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 устройства стыка в сечении, где действует больший изгибающий момент, делают пр я мое соединение балок встык, а полки усиливают накладками (рис. 7.24,6). Изгибающий момент в таУгловые швы, прикрепл я ющие накладку к балке, должны быть рассчитаны на усилие в накладке. Чтобы уменьшить сварочные напр я жени 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 концентрации 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 по я сные накладки, а поперечна я сила — через парные накладки на стенке.

Накладки на стенку конструктивно принимают шириной 100—150 мм, толщиной, приблизительно равной толщине стенки, и высотой, равной высоте пр я молинейного участка 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 расположен в зоне балки, где напр я жени я в по я се превышают расчетное сопротивление сварного шва на раст я жение, устраивают косым или сваривают автоматической сваркой, вывод я начало и конец шва на технологические планки. Такое усложнение 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, а раст я нутый по я с — косым швом под углом 60 °, так как при монтаже автоматическа я сварка и повышенные способы контрол я затруднены. Такой стык будет равнопрочен основному сечению балки и может не рассчитыватьс я . Некоторым перенапр я жением стенки вблизи раст я нутого по я са балки обычно пренебрегают, так как этот участок стенки расположен между двум я упруго работающими зонами балки, работает в услови я х стесненной деформации и пластическое его разрушение невозможно.

Примен я вшеес я раньше усиление этого участка накладками, как показали исследовани я , приводит лишь к дополнительным сварочным напр я жени я м и не увеличивает несущей способности балки. Чтобы уменьшить сварочные напр я жени я , сначала сваривают поперечные стыковые швы стенки 7 (см. рис. 7.25,6) и по я сов 2, имеющие наибольшую поперечную усадку.

Оставленные не заваренными на заводе участки по я сных швов длиной около 500 мм дают возможность по я сным листам несколько выт я нутьс я при усадке швов 2. Последним заваривают угловые швы 3, имеющие небольшую продольную усадку. Стыки составных балок на высокопрочных болтах. В последнее врем я монтажные стыки сварных балок, чтобы избежать сварки при монтаже, 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, а стенку^ двум я вертикальными накладками, площадь сечени я которых должна быть не меньше площади сечени я перекрываемого 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,85А; тогда принимаетс я условна я площадь сечени я Лусл = 1,18ЛнТ; 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: (2,5—3) rf болта (при rf =24 мм удобно иметь шаг 80 мм), чтобы уменьшить размеры и массу стыковых накладок.

Расчет каждого элемента балки ведут раздельно, а изгибающий момент распредел я ют между по я сами и стенкой пропорционально их жесткости.

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 соединение 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 широко 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 опору укрепл 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 •жесткости дл я передачи опорной реакции надежно прикрепл я ют к стенке сварными швами, а торец ребер жесткости либо плотно пригон я ют к нижнему по я су балки (рис. 7.28, а), либо строгают дл я непосредственной 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 совмещать 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 условий его местной устойчивости 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 участка балки на устойчивость из плоскости балки как условного опорного стержн я , включающего в площадь расчетного 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 должно быть рассчитано на полную опорную реакцию балки с учетом максимальной 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 примен я ют специальные стальные опорные части, которые служат дл я равномерного 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 температурных и силовых деформаций, в противном случае в опоре возникнут нежелательные дополнительные напр я жени я . В соответствии с этими требовани я ми примен я ют неподвижные и подвижные опорные части следующих 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 условной формуле «диаметрального 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 подобно плите тангенциальной опоры, и ее размеры определ я ют по формулам (7.69) и (7.70). Чтобы уменьшить 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, а в середине делают 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 уровне верхних, по я сов и с пониженным 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 небольшие опорные реакции. Это сопр я жение можно усилить, 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 уровне и пониженное сопр я жение способны передавать большие опорные реакции.

Неудобство сопр я жени я в одном уровне (рис. 7.30,6)—необходимость выреза верхней полки и части стенки вспомогательной балки. Этот вырез ослабл я ет ее сечение и увеличивает трудоемкость сопр я жени я ; кроме того, число болтов, которые можно разместить на стенке балки, ограничено.

Избежать этих неудобств можно, приварив на заводе к торцу вспомогательной балки коротыш из уголка, и уже 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 вспомогательной балки передаетс я через болты или монтажную сварку на специальное ребро, укрепл я ющее стенку главной балки. В качестве работающих примен я ют болты нормальной точности, а 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 ющих балки друг к другу.

Расчетной силой я вл я етс я опорна я реакци я вспомогательной балки, увеличенна я на 20 % вследствие внецентренно-сти передачи усили 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 «рыбки» (при одинаковой высоте балок) или «рыбку» 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 накладки-рыбки или через «рыбку» 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 , переменного 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 посто 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 15—20 т) и незначительной высоте цеха (Н до 8—10 м). При кранах большой грузоподъемности выгоднее переходить на ступенчатые колонны (рис. 14.1, б, в, г), которые дл я одноэтажных производственных зданий я вл я ютс я основным типом колонн.

Подкранова я балка в этом случае опираетс я на уступ нижнего участка колонны и располагаетс я по оси подкрановой ветви. В здани я х с кранами, расположенными в два я руса, колонны могут иметь три участка 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 устраивают проход между краном и внутренней гранью верхней части колонны (рис. 14.1, в). Генеральные размеры колонн устанавливаютс я при компоновке поперечной 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 усилие от кранов, а шатрова я работает в системе поперечной рамы и воспринимает все прочие нагрузки, в том числе горизонтальную поперечную силу от кранов.

Колонны раздельного типа рациональны при низком расположении кранов большой грузоподъемности и при реконструкции цехов (например, при расширении). РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТЕРЖНЯ КОЛОННЫ Колонны производственных зданий работают на внецентренное сжатие.

Значени я расчетных усилий: продольной силы JV , изгибающего момента в плоскости рамы Мх (в некоторых случа я х изгибающего момента, 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 местную устойчивость элементов. Дл я обеспечени я нормальных условий эксплуатации колонны должны обладать также необходимой жесткостью.

Сечени я ступенчатых колонн подбирают раздельно дл я каждого участка посто я нного сечени я . Расчетные длины участков колонн в плоскости и из плоскости рамы определ я ютс я в зависимости от конструктивной схемы каркаса. 1. Расчетные длины А. Расчетна я длина колонны в плоскости рамы.

Колонны здани я вход я т в состав поперечной рамы и дл я точного определени я их расчетной длины необходимо провести расчет на устойчивость рамы в целом, что весьма трудоемко.

Обычно при определении расчетной длины колонны ввод я т р я д упрощающих предпосылок: рассматривают колонну как отдельно сто я щий стержень с идеализированными услови я ми закреплени я ; загружают систему силами, приложенными только в узлах, не в полной мере учитывают пространственную работу каркаса и т. д. Как показывает опыт проектировани я , такой подход идет в запас устойчивости. 2. Сплошные колонны Сплошные колонны обычно проектируют двутаврового сечени я . Дл я колонн с посто я нным по высоте сечением и надкрановых частей ступенчатых колонн примен я ютс я симметричные двутавры. Если момент одного знака значительно отличаетс я по абсолютному значению от момента другого знака, целесообразно применение несимметричного сечени я . Дл я снижени я трудоемкости изготовлени я колонн рационально применение прокатных двутавров с параллельными гран я ми типа Ш (рис. J 4.4, а). Однако расход стали в этом случае иногда несколько увеличиваетс я . Составные сечени я компо-1 нуют из трех листов (рис. 14.4,6) или листов и сварных а также прокатных двутавров (рис. 14.4, в). В колоннах крайних р я дов дл я удобства креплени я стенового ограждени я используютс я сечени я , показанные на рис. 14.4, г. При компоновке составных сечений необходимо обеспечить услови я применени я автоматической сварки (см. гл. 5), а также местную устойчивость полок и стенки.

Стержень внецентренно сжатой колонны (или ее участок) должен быть проверен на прочность и устойчивость как в плоскости, так и из плоскости рамы (см. гл. 3). Поскольку колонна не подвергаетс я непосредственному воздействию динамических нагрузок, ее прочность провер я ют с учетом развити я пластических деформаций.

Проверку прочности необходимо делать только дл я колонн, имек> щих ослабленные сечени я , а также при значени я х приведенного эксцентриситета mi >20. В большинстве случаев несуща я способность колонны определ я етс я ее устойчивостью.

Проверку устойчивости 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 сжатии зависит от условной гибкости стержн я КХ=КХУШ и приведенного эксцентриситета /71*1 = 11/71* (прил. 8); ms = ex / ftx = MxA / NWcx — относительный эксцентриситет; Wcx — момент сопротивлени я наиболее сжатого волокна; т| — коэффициент вли я ни я формы сечени я (прил. 10). Потер я устойчивости внецентренно сжатого стержн я происходит в упругопластической стадии работы материала, поэтому при проверке устойчивости вводитс я коэффициент, учитывающий степень ослаблени я сечения пластическими деформаци я ми и завис я щий от формы сечени я . Устойчивость внецентренно сжатого стержн я зависит от характера эпюры моментов по длине стержн я . Дл я колонн рамных систем значени я Мх принимают равными максимальному моменту на длине участка посто я нного сечени я . Дл я других случаев значени я момента определ я ют по СНиП П-23-81. При проверке устойчивости следует рассмотреть возможные комбинации Мх и N (см. табл. 12.6) и выбрать из них наихудшие. В плоскости действи я момента Мх колонны имеют обычно более развитое сечение, поэтому, если / x >/ y , возможна потер я устойчивости из плоскости действи я момента (изгибно-крутильна я форма потери устойчивости) . Оттирание стропильных ферм на колонны может быть запроектировано сверху или сбоку.

Оттирание сверху (см. рис. 13.15) примен я ют при шарнирном присоединении ригелей к колоннам.

Опорное давление стропильных ферм Рф передаетс я на опорную плиту оголовка колонны, затем 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 определить, предполага я , что момент воспринимаетс я только полками H = M / fiKl а вертикальна я сила — стенкой. Полку колонны следует проверить на раст я жение в направлении толщины проката (лини я /—/ на рис. 14,10, а). 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 конструктивных комплексов.

Центрально-сжатые колонны (рис. 8.1, и) примен я ютс я дл я поддержани я междуэтажных перекрытий и покрытий зданий, в рабочих площадках, 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 систем и т. п. Колонны передают нагрузку от вышележащей конструкции на фундаменты 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 фундамент (рис 8 1 а) Расчет и конструирование основного элемента центрально-сжатых' колонн и стержней производ я тс я одинаково. Узлы примыкани я центрально-сжатых стержней с другими элементами конструктивного комплекса (рис. 8.1,6) завис я т от вида конструкции и рассмотрены в соответствующих главах.

Колонны и сжатые стержни проектируют почти исключительно стальными.

Примен я ть алюминиевые сплавы в сжатых стержн я х, как правило, нерационально из-за плохой работы сплавов на продольный изгиб вследствие низкого модул я упругости.

Однако в общем конструктивном комплексе, выполн я емом 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 стальной 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 решетками (рис. 8.4,а—в). Ось, пересекающа я ветви, называетс я материальной; ось, параллельна я ветв я м, называетс я свободной.

Рассто я ние между ветв я ми устанавливаетс я из услови 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 ширины и лучше используетс я габарит колонны. Более мощные колонны могут иметь ветви из прокатных или сварных двутавров (рис. 8.4 в). В сквозных колоннах из двух ветвей необходимо обеспечивать зазор между полками ветвей (100—150 мм) дл я возможности окраски внутренних поверхностей.

Стержни большой длины, несущие небольшие нагрузки, должны иметь дл я обеспечени я необходимой жесткости развитое сечение, поэтому их рационально проектировать из четырех уголков, соединенных решетками в четырех плоскост я х (рис. 8.4, г). Такие стержни при небольшой площади сечени я обладают значительной жесткостью, однако трудоемкость 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 устойчивость 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 планок (рис. 8.5, s ). 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 треугольна 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 колонны 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 грани колонны ферму, все элементы которой при изгибе работают на осевые усили я , однако они более трудоемки в изготовлении.

Планки (рис. 8.5, б) создают в плоскости грани колонны безраскосную систему с жесткими узлами и элементами, работающими на изгиб, вследствие чего безраскосна я решетка оказываетс я менее жесткой. Если рассто я ние между ветв я ми значительно (0,8—1 м и более), то элементы безраскосной решетки получаютс я т я желыми; в этом случае следует 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 мощности (с расчетной нагрузкой до 2000—2500 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 3—4 м по высоте колонны. 2. Вли я ние решеток на устойчивость стержн я сквозной колонны Основное уравнение.

Решетки, св я зыва я ветви колонны, обеспечивают их совместную работу и общую устойчивость стержн я . Вследствие деформативности решеток гибкость стержн я сквозной колонны относительно свободной оси (рис. 8.4, а и в) больше гибкости сплошной колонны ?,= /о/г (/о—расчетна я высота колонны) и зависит от типа решетки.

Критическую силу потери устойчивости составной колонны относительно свободной оси можно определить из общего услови я потери стержнем устойчивости Колонны с безраскосной решеткой.

Сжатые колонны с безраскос-ной решеткой представл я ют собой рамную систему, все элементы которой при общем прогибе колонны изгибаютс я по S -образным кривым. При одинаковых рассто я ни я х между планками и одинаковой их мощности приближенно можно принимать, что нулевые точки моментов расположены в середине планок по их длине и посередине рассто я ни я между планками в ветв я х колонны. В нулевых точках действуют поперечные силы, возникающие от изгиба стержн я . 8. Компановка стального каркаса.

Проектирование каркаса производственного здани я начинают с выбора конструктивной схемы и ее компоновки.

Исходным материалом я вл я етс я технологическое задание, в котором даютс я расположение и габариты агрегатов и оборудовани я цеха, количество кранов, их грузоподъемность и режим работы.

Технологическое задание содержит данные 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 расположение оконных, воротных проемов и т.п.). При компоновке конструктивной схемы каркаса решаютс я вопросы размещени я колонн здани я в плане, устанавливаютс я внутренние габариты здани я , назначаютс я и взаимоув я зываютс я размеры основных конструктивных элементов каркаса. РАЗМЕЩЕНИЕ КОЛОНН В ПЛАНЕ Размещение колонн в плане принимают с учетом технологических, конструктивных и экономических факторов. Оно должно быть ув я зано с габаритами технологического оборудовани я , его расположением и направлением грузопотоков.

Размеры фундаментов под колонны ув я зывают с расположением и габаритами подземных сооружений (фундаментов под рабочие агрегаты, боровов, коллекторов и т.п.). Колонны размещают так, чтобы вместе с ригел я ми они образовывали поперечные рамы, т. е. в многопролетных цехах колонны разных р я дов устанавливаютс я по одной оси.

Согласно требовани я м унификации промышленных зданий, рассто я ни я между колоннами поперек здани я (размеры пролетов) назначаютс я в соответствии с укрупненным 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 принимают кратными 6 м. Шаг колонн однопролетных зданий (рис. 11.1), а также шаг крайних (наружных) колонн многопролетных зданий обычно не зависит от расположени я технологического оборудовани я и его принимают равным 6 или 12 м.

Вопрос о назначении шага колонн крайних р я дов (6 или 12 м) дл я каждого конкретного случа я решаетс я сравнением вариантов. Как правило, дл я зданий больших пролетов (=30 м) и значительной высоты (Н^ 14 м) с кранами большой грузоподъемности ( 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 модульной сетки на 500 мм дл я возможности использовани я типовых ограждающих плит и панелей с номинальной длиной б или 12 м. Смещение колонн с разбивочных осей имеет и недостатки, поскольку у торца здани я продольные элементы стального каркаса получаютс я меньшей длины, что приводит к увеличению типоразмеров конструкций. В многопролетных здани я х шаг внутренних колонн исход я из технологических требований (например, передача продукции из пролета в пролет) часто принимаетс я увеличенным, '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 температуры.

Поэтому в необходимых случа я х здание разрезают на отдельные блоки поперечными и продольными температурными швами.

Нормами проектировани я установлены предельные размеры температурных блоков, при которых вли я ние климатических температурных воздействий можно не учитывать (табл. 11.1). Наиболее распространенный способ устройства поперечных температурных 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 продольными элементами), колонны которых смещают с оси на 500 мм в каждую сторону, подобно тому как это делают у торца здани я {рис, 11.2, а). Продольные температурные швы решают либо расчленением многопролетной рамы на две (или более) самосто я тельные, что св я зано с установкой дополнительных колонн, либо с подвижным в поперечном направлении опиранием одного или обоих ригелей на колонну с помощью катков или другого устройства. В первом решении предусматриваетс я дополнительна я разбивочна я ось на рассто я нии 1000 или 1500 мм от основной (рис. 11.2, а). Иногда в здани я х, имеющих ширину, превышающую предельные размеры дл я температурных блоков, продольную разрезку не делают, предпочита я некоторое ут я желение рам, необходимое по расчету на температурные воздействи я . В некоторых случа я х планировка здани я , обусловленна я технологическим процессом, требует, чтобы продольные р я ды колонн двух пролетов 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 отсека и осью торца примыкающего к нему другого отсека, принимаетс я равным 1000 мм, а колонны смещаютс я с оси внутрь на 500 мм (рис. 11.2,6). КОМПОНОВКА ПОПЕРЕЧНЫХ РАМ Компоновку поперечной рамы начинают с установлени я основных габаритных размеров элементов конструкций в плоскости рамы. Размеры 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 здани я . Все размеры принимают в соответствии с основными положени я ми по унификации и другими нормативными документами.

Компоновка однопролетных рам Вертикальные габариты здани я завис я т от технологических условий производства и определ я ютс я рассто я нием от уровн я пола до головки кранового рельса HI и рассто я нием от головки кранового рельса до низа 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 учесть, что дл я достижени я максимальной типизации конструкций каркаса желательно, чтобы все пролеты были равными и имели одинаковую высоту. По услови я м технологии производства не всегда удобны одинаковые пролеты, тогда нужно стремитьс я , чтобы количество их размеров было наименьшим (рис. 11.4,а). Наиболее часто здани я проектируютс я с плоской кровлей (уклон 1,5 %) и внутренними водостоками. Дл я неотапливаемых зданий необходимо устройство наружного отвода воды.

Иногда внутренние водостоки оказываютс я неприемлемыми по услови я м технологического процесса (например, дл я сталеплавильных цехов). В таких случа я х необходимо устройство двускатных покрытий, применение которых возможно из услови я обеспечени я водоотвода и аэрации при ширине здани я до 70—80 м (рис. 11.4,6'). Проектирование отдельных пролетов с различной полезной высотой в многопролетных здани я х вызываетс я разнохарактерными услови я ми производства. В многопролетных здани я х с большими производственными теплои газовыделени я ми рациональны перепады по высоте (при достаточной их величине). Требовани я освещенности заставл я ют в отдельных случа я х использовать перепады высот смежных пролетов дл я устройства дополнительного бокового освещени я . При компоновке конструктивной схемы многопролетных рам с различной высотой пролетов приходитс я решать вопрос о применении в этих пролетах односкатных или двускатных покрытий. Дл я малых боковых пролетов самыми простыми я вл я ютс я односкатные покрыти я (см. рис. 11.4,6). Дл я больших смежных пролетов при возможности устройства внутреннего водостока наиболее целесообразны двускатные фермы (см. рис. 11.4, а) с различными уклонами i верхнего по я са. 9. Компановка и выбор покрытий.

Покрытие производственного здани я состоит из кровельных (ограждающих) конструкций, несущих элементов (прогонов, ферм, фонарей), на которые опираетс я кровл я , и св я зей по покрытию, обеспечивающих пространственную неизмен я емость, жесткость и устойчивость всего покрыти я и его отдельных элементов. В данной главе рассмотрены только плоскостные решени я конструкций покрыти я . Пространственные решетчатые системы покрытий (структуры) рассмотрены в главе 18. КОНСТРУКЦИЯ КРОВЛИ Покрытие производственного здани я решаетс я с применением прогонов или без них. В первом случае между стропильными фермами через 1,5—3 м устанавливают прогоны, на которые укладывают мелкоразмерные кровельные плиты, листы, настилы (рис. 13.1, а). Во втором случае непосредственно на стропильные фермы укладывают крупноразмерные плиты или панели шириной 1,5—3 м и длиной 6 или 12 м, совмещающие функции несущих и ограждающих конструкций (рис. 13. 1, б). Кровл я по прогонам получаетс я легче вследствие небольшого пролета ограждающих элементов, но требует большего расхода металла (на прогоны) и более трудоемка в монтаже.

Беспрогонна я кровл я индустриальна и проста в монтаже, обеспечивает меньший расход стали (при применении железобетонных панелей); основной недостаток ее —больша я масса.

Снижение массы кровельной конструкции имеет чрезвычайно важное значение, ибо уменьшает стоимость не только конструкции кровли, но и всех нижерасположенных конструкций: фонарей, ферм, колонн и фундаментов. Выбор конструкции кровли производитс я на основании технико-экономического сравнени я возможных вариантов с учетом технологических и экономических факторов — назначени я здани я , температурно-влажностного режима внутрицеховой среды, стоимости возведени я , наличи я производственной базы по изготовлению крупноразмерных панелей в районе строительства, условий транспортировки, обеспеченности монтажными механизмами и т. д. В зависимости от прин я того типа кровли определ я етс я необходимый уклон покрыти я дл я обеспечени я водоотвода. При самозалечивающихс я кровл я х с гравийной защитой принимаетс я уклон 1,5 %; при кровл я х из рулонных материалов без защиты — Ys —'/12; при кровл я х, не обеспечивающих герметизацию покрыти я (асбестоцементные листы, волниста я сталь и т. д.], уклон кровли должен быть не менее J /4—'/е- 1. Покрыти я по прогонам Прогоны устанавливают на верхний по я с стропильных ферм в их узлах. В качестве прогонов примен я ют прокатные балки, гнутые профили либо легкие сквозные конструкции (при шаге ферм больше 6 м). Кровельные покрыти я бывают теплыми (с утеплителем) в отапливаемых производственных здани я х и холодными без утеплител я (дл я неотапливаемых зданий, а также гор я чих цехов, имеющих избыточные тепловыделени я от технологических агрегатов)1. В гор я чих цехах кровл я из асбестоцементных листов недостаточно долговечна, так как под воздействием высоких температур асбестоцемент пересушиваетс я и растрескиваетс я . Кроме того, волнистость кровли способствует скоплению пыли и затрудн я ет ее уборку.

Поэтому в гор я чих цехах более целесообразна кровл я из плоских стальных листов. Стыки между листами сваривают сплошными швами с использованием автоматической сварки, что обеспечивает полную герметичность кровли, поэтому уклон такой кровли может быть прин я т как и дл я рулонных '/ s — Via . Из услови я жесткости кровли толщина листов должна быть не менее 3—4 мм. 2. Беспрогонные покрыти я Дл я покрытий производственных зданий широко примен я ют различного вида крупнопанельные железобетонные плиты шириной 3 м и длиной 6 и 12 м.

Продольные ребра плит опираютс я непосредственно в узлах верхнего по я са ферм и привариваютс я минимум по трем углам (рис. 13.4). Иногда в качестве доборных примен я ют плиты шириной 1,5 м. В этом случае верхний по я с ферм необходимо рассчитать с учетом местного момента от внеузловой передачи нагрузки или поставить дополнительные шпренгели, подкрепл я ющие верхний по я с в местах опирани я плит. Типы плит покрыти я и их-характеристики указаны в каталогах типовых сборных железобетонных изделий.

Основной недостаток крупнопанельных железобетонных плит — их большой собственный вес (1,4—2,1 кН/м2), что ут я жел я ет все нижележащие конструкции каркаса здани я . § 2. ПРОГОНЫ Прогоны воспринимают нагрузку от кровли и передают ее на стропильные конструкции.

Прогоны бывают сплошного сечени я и решетчатые.

Сплошные прогоны т я желее решетчатых, но значительно проще в изготовлении и монтаже. Они примен я ютс я при шаге ферм 6 м. Сплошные прогоны обычно изготовл я ютс я из прокатных швеллеров, реже из двутавров. Более рациональны прогоны из гнутых профилей швеллерного, С-образного и Z -образного сечени я (рис. 13.8). Такие прогоны могут иметь развитую высоту при тонкой стенке. Дл я обеспечени я местной устойчивости полок устраивают отгибы. При легкой кровле и небольших снеговых нагрузках прогоны из гнутых профилей могут примен я тьс я при шаге ферм до 12 м. При больших нагрузках более рациональны сквозные прогоны, а также разработанные в ЦНИИПроектстальконструкци я прогоны из перфорированного двутавра («сквозной» двутавр) (см. рис. 7.38) и тонкостенных балок. По расходу стали прогоны из «сквозных» двутавров приближаютс я к решетчатым, а по стоимости на 10—15 % дешевле. Еще более эффективно использование дл я прогонов тонкостенных балок. Учет закритической стадии работы стенки позвол я ет уменьшить ее толщину и прин я ть гибкость стенки (отношение высоты к толщине) 200—300. Такие прогоны на 8—18 % легче решетчатых. Дл я изготовлени я тонкостенных балок-прогонов разработана поточна я лини я с применением высокочастотной сварки. 10. СИСТЕМЫ ФЕРМ И ОБЛАСТЬ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ В СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЯХ Стальные фермы широко примен я ютс я в покрыти я х промышленных и гражданских зданий, ангаров, вокзалов и т. п.

Большепролетные мосты, радиобашни и мачты, опоры линий электропередачи и многие другие конструкции выполн я ютс я в виде стальных ферм. Фермы по сравнению со сплошными балками экономичны по затрате металла, им легко придают любые очертани я , требуемые услови я ми технологии, работы под нагрузкой или архитектуры, они относительно просты в изготовлении. Фермы примен я ют при самых разнообразных нагрузках; в зависимости от назначени я им придают самую разнообразную конструктивную форму — от легких прутковых конструкций до т я желых ферм, стержни которых могут компоноватьс я из нескольких элементов крупных профилей или листов.

Наибольшее распространение имеют разрезные балочные фермы (рис. 9.1, а) как самые простые в изготовлении и монтаже.

Неразрезные (рис. 9.1,6) и консольные (рис. 9.1, в) системы ферм рациональны при большой собственной массе конструкции, так как в этом случае они могут дать значительную экономию металла. Кроме того, неразрезные фермы можно примен я ть исход я из требований эксплуатации, так как они обладают большей жесткость» и могут иметь меньшую высоту. Башни и мачты представл я ют собой вертикальные консольные системы ферм (рис. 9.1, е). Соответствующие эксплуатационные или архитектурные требовани я могут обусловить применение арочных (рис. 9.1, г) или рамных (рис. 9.1,5) ферм.

Промежуточными между фермой и сплошной балкой я вл я ютс я комбинированные системы, состо я щие из балки, усиленной либо снизу подвешенной цепью (шпренгельна я балка) или сквозной фермой, либо сверху аркой или фермой (рис. 9.1, ж). Распор цепи или арки, а также поддерживающее воздействие элементов фермы уменьшают изгибающий момент в балке.

Комбинированные системы просты в изготовлении и рациональны в т я желых конструкци я х, а также в конструкци я х с подвижной нагрузкой (см, гл. 15). Возможность использовани я в комбинированных системах дешевых прокатных балок благопри я тно сказываетс я на стоимости и трудоемкости изготовлени я этих систем.

Эффективность ферм и комбинированных систем можно значительно повысить, создав в них предварительное напр я жение (см. §. 11 насто я щей главы). В фермах подвижных крановых конструкций и покрытий больших пролетов, где уменьшение веса конструкций дает большой экономический эффект, возможно применение алюминиевых сплавов. В дальнейшем подробно рассматриваютс я в основном стропильные фермы, наиболее широко примен я емые в промышленном и гражданском строительстве. КОМПОНОВКА КОНСТРУКЦИИ ФЕРМ 1. Очертание ферм Выбор очертани я ферм я вл я етс я первым этапом их проектировани я . Очертание ферм в первую очередь зависит от назначени я сооружени я . Оно должно отвечать прин я той конструкции сопр я жений с примыкающими элементами. Так, очертание стропильной фермы производственного здани я зависит от назначени я цеха, типа кровли, типа и размера фонар я , от типа соединени я ферм с колоннами (шарнирное или жесткое) и т. п.

Вместе с тем очертание ферм должно соответствовать их статической схеме, а также виду нагрузок, определ я ющему эпюру изгибающих моментов.

Например, выступающие консоли рационально проектировать треугольными, с одним скатом (рис. 9.2, б); однопролетные фермы с равномерной нагрузкой — полигонального очертани я (рис. 9.3, б). Фермы треугольного очертани я . Треугольное очертание придаетс я стропильным фермам (рис. 9.2, а, г), консольным навесам (рис. 9.2, б), а также мачтам и башн я м (рис. 9.2, в). Стропильные фермы треугольного очертани я примен я ют, как правило, при значительном уклоне кровли, вызываемом или услови я ми эксплуатации здани я , или типом кровельного материала.

Стропильные фермы треугольного очертани я имеют р я д конструктивных недостатков.

Острый опорный узел сложен, допускает лишь шарнирное сопр я жение фермы с колоннами, при котором снижаетс я поперечна я жесткость одноэтажного производственного здани я в целом.

Стержни решетки в средней части ферм получаютс я чрезмерно длинными, и их сечение приходитс я подбирать по предельной гибкости (см. § 4 этой главы), что вызывает перерасход металла.

Треугольное очертание в стропильных фермах не соответствует параболическому очертанию эпюры моментов.

Однако в р я де случаев треугольные фермы приходитс я примен я ть, несмотр я на заведомо нерациональное с точки зрени я распределени я усилий очертание, исход я из общих требований компоновки и назначени я сооружени я . Примером могут служить треугольные фермы шедо-вых покрытий (рис. 9.2, г), примен я емые в здани я х, где необходим большой и равномерный приток дневного света с одной стороны. Фермы трапецеидального очертани я со слабо вспарушенным верхним по я сом (рис. 9.3, а) пришли на смену треугольным фермам благодар я по я влению кровельных материалов, не требующих больших уклонов кровли.

Трапецеидальное очертание балочных ферм лучше соответствует эпюре изгибающих моментов и имеет конструктивные преимущества. В сопр я жении с колоннами позвол я ет устраивать жесткие рамные узлы, что повышает жесткость здани я . Решетка таких ферм не имеет длинных стержней в середине пролета. N Фермы, полигонального очертани я (рис. 9.3,6' и в) наиболее приемлемы дл я конструировани я т я желых ферм больших пролетов, так как очертани я фермы соответствуют эпюре изгибающих моментов, что дает значительную экономию стали.

Дополнительные конструктивные затруднени я из-за переломов по я са в т я желых фермах не так ощутимы, ибо по я са в таких фермах из условий транспортировани я приходитс я стыковать в каждом узле. Дл я легких ферм полигональное очертание нерационально, так как получающиес я в этом случае конструктивные усложнени я не окупаютс я незначительной экономией стали. Фермы с параллельными по я сами (рис. 9.3, г, д) имеют существенные конструктивные преимущества.

Равные длины стержней по я сов и решетки, одинакова я схема узлов и минимальное количество стыков по я сов обеспечивают в таких фермах наибольшую повтор я емость деталей и возможность унификации конструктивных схем, что способствует индустриализации их изготовлени я . Эти фермы благодар я распространению кровель с рулонным покрытием стали основным типом в покрыти я х зданий. 2. Генеральные размеры ферм Определение пролета ферм.

Пролет или длина ферм в большинстве случаев определ я ютс я эксплуатационными требовани я ми и общекомпоновочным решением сооружени я и не могут быть рекомендованы по усмотрению конструктора.

Пролеты стропильных ферм, мостовых кранов, гидротехнических затворов и т. п. определ я ютс я технологической или архитектурной схемой сооружени я и уточн я ютс я в зависимости от типа сопр я жений с соседними элементами. ПОДБОР СЕЧЕНИИ СТЕРЖНЕЙ ЛЕГКИХ ФЕРМ 1. Общие положени я Дл я удобства изготовлени я и комплектовани я сортамента металла при проектировании легких ферм обычно устанавливают четыре — шесть различных калибров профил я , из которых подбирают все элементы фермы. Чтобы предварительно установить необходимый ассортимент профилей, ориентировочно определ я ют требуемые площади сечений дл я всех стержней фермы.

Стержни, составленные из двух уголков или швеллеров, соединенных через прокладки, рассчитывают как сплошностенчатые, что обеспечиваетс я установленными рассто я ни я ми между прокладками (см. § 9). Из услови я обеспечени я необходимой жесткости при монтаже и перевозке в сварных фермах берут уголки с полками более 50 мм. При значительных усили я х в по я сах ферм подбор сечений стержней можно производить из стали двух марок (например, по я са — из низколегированной стали, элементы решетки — из малоуглеродистой). В легких фермах пролетом до 30 м, чтобы уменьшить трудоемкость изготовлени я конструкции, по я са обычно принимают посто я нного сечени я по всей длине.

Изменение в стыке сечени я по я са, калибр профил я необходимо согласовать конструкцией стыка. Так, например, измене-кие сечени я из двух уголков целесообразно выполн я ть за счет ширины полки, толщину уголков дл я удобства перекрыти я накладками целесообразно сохран я ть одинаковой по обеим сторонам стыка. 2. Подбор сечений сжатых стержней Подбор сечений сжатых стержней начинаетс я с определени я требуемой площади Y — коэффициент услови я работы принимаетс я по прил. 13; формула (9.16) содержит два неизвестных: требуемую площадь Л,р и коэффициент продольного изгиба я вл я етс я функцией гибкости. где /о — расчетна я длина стержн я ; i — Y Г/А — радиус инерции сечени я , в свою очередь завис я щий от площади Л. Эти параметры обычно задаютс я гибкостью стержн я , учитыва я степень загружени я и характер его работы. По заданной гибкости наход я т соответствующую величину ср и площадь А по формуле (9.16). При предварительном подборе дл я по я сов легких ферм можно прин я ть Я = 80~60 и дл я решетки Я= 120-=- 100. Задавшись гибкостью Я, можно также найти требуемые радиусы инерции сечени я по формулам. В соответствии с требуемыми радиусами инерции и площадью сечени я по сортаменту подбираетс я подход я щий калибр профил я . Несогласованность табличных значений г и Л с требуемыми показывает, насколько неправильно была задана гибкость.

Принима я после этого профиль с промежуточным значением площади -и соответствующим радиусом инерции определ я ют во втором приближении гибкость, коэффициент ф и напр я жение.

Обычно второе приближение достигает цели.

Требуемую площадь нетто сечени я раст я нутого стержн я фермы из стали с отношением /? B / YH я ют по формуле где у — коэффициент условий работы; ун=1,3 — коэффициент надежности.

Скомпоновав по требуемой площади сечение (с учетом установленного ассортимента профилей и общих конструктивных требований), производ я т проверку прин я того сечени я , причем подсчитывают действительное его ослабление отверсти я ми. 4. Подбор сечений стержней при действии продольной силы и момента (внецентренное сжатие) Верхние по я са стропильных ферм, нагружаемые кровельной конструкцией, работают на осевую силу и изгиб.

Сжимающа я сила N определ я етс я по обычному расчету фермы с приложением всей нагрузки в узлах.

Изгибающий момент принимаетс я равным наибольшему моменту в пределах средней трети длины панели по я са, определ я емому из расчета по я са как упругой неразрезной балки (см. § 3). Расчетные значени я продольной силы Л' и изгибающего момента/Их в стержн я х следует принимать дл я одного и того же сочетани я нагрузок из расчета системы по недеформированной схеме в предположении упругих деформаций стали.

Расчет на устойчивость внецентренно сжатого верхнего по я са фермы следует выполн я ть как в плоскости действи я момента, так и из плоскости действи я момента.

Подбор сечени я можно начать с определени я требуемой площади сечени я стержн я , использу я формулу проверки устойчивости в плоскости изгиба Как уже было рассмотрено в §3 гл. 3, коэффициент понижени я несущей способности 'стержн я при внецентренном сжатии я условной гибкости в плоскости изгиба Ъх= ( I 0 x / ix ) т/#/ и приведенного эксцентриситета Шщ>, равного относительному эксцентриситету т = е0/р, умноженному на коэффициент вли я ни я формы сечени я т], принимаемому по прил. 10. Поэтому приведенный эксцентриситет будет иметь следующий вид: где рж — рассто я ние от горизонтальной осп до кра я я дра сечени я ; г — рассто я ние of центра т я жести сечени я до сжатого от момента кра я сечени я ; Мх— момент относительно горизонтальной оси.

Предварительный подбор сечени я производ я т как дл я центрально-сжатого стержн я . Установив тип сечени я (тавр, труба, два швеллера, двутавр и т. д.), задаютс я гибкостью Kx = t 0/ ix и определ я ют отвечающие этой гибкости и расчетной длине стержн я радиус инерции /х = = {о/Ях, требуемую высоту сечени я h = ix / ai и я дровое рассто я ние. Дл я симметричных относительно горизонтальной оси сечений z = hj 2, дл я тавровых 2 = 0,3 h . Дл я прин я того типа сечени я по прил. 10 находим Зна я рх и т], определ я ют по формуле (9.21) приведенный эксцентриситет тпр, а по нему и по приведенной гибкости Хх — коэффициент фва (см. прил. 9) и, наконец, по формуле (9.20) наход я т требуемую площадь. Зна я площадь и высоту h , компонуют сечение. Если сечение компонуетс я плохо, измен я ют значение гибкости и определ я ют новое значение площади.

Получив геометрические характеристики намеченного сечени я , производ я т проверку стержн я в плоскости действи я момента по формуле Коэффициент фвн принимаетс я по точно вычисленным характеристикам Я и mnp дл я прин я того сечени я . Расчет на устойчивость при т я . Проверка устойчивости стержн я из плоскости действи я момента производитс я (при 1х~>1у) по формуле Коэффициент продольного изгиба центрально-сжатого стержн я фу относительно оси у принимают по гибкости стержн я Коэффициент с принимаетс я в соответствии с указани я ми гл. 3. При наличии в стержне отверстий дл я болтов прочность внецентренно сжатых стержней провер я етс я по формуле где Лнт и /х я т — площадь и момент инерции нетто; у — рассто я ние от нейтральной оси до кра я сечени я . Подбор сечений стержней по предельной гибкости Р я д стержней легких ферм имеют незначительные усили я и, следовательно, небольшие напр я жени я , сечени я этих стержней подбирают по предельной гибкости, установленной СНиП (см. §4 этой главы). К таким стержн я м обычно относ я тс я дополнительные стойки в треугольной решетке, раскосы в средних панел я х ферм, элементы св я зей и т.п. Зна я расчетную длину стержн я /0 и значение предельной гибкости ЯПр, определ я ют требуемый радиус инерции !Чр = УЯтр. По нему в сортаменте выбирают сечение, имеющее наименьшую площадь. Ввиду простоты расчетных манипул я ций рекомендуетс я подбор стержней легких ферм оформл я ть в табличной форме (табл. 9.1). ПОДБОР СЕЧЕНИИ СТЕРЖНЕЙ ТЯЖЕЛЫХ ФЕРМ Подбор сечений стержней т я желых ферм начинаетс я с предварительного определени я требуемых площадей сечени я всех стержней по формулам (9.16) и (9.19). Дл я сжатых стержней в первом приближении коэффициенты продольного изгиба можно принимать равными: дл я по я сов я решетки ф = 0,7-ьО,8. В раст я нутых стержн я х при клепаных или болтовых монтажных соединени я х учитываетс я коэффициент ослаблени я а = 0,8ч-0,85. Исход я из требуемых площадей устанавливаетс я тип сечени я стержней дл я по я сов и решетки. В зависимости от климатического района эксплуатации ферм (см. СНиП) высота сечени я по я сов не должна превышать 1/!0—1/15 длины панели, так как при большей высоте вли я ние изгибающих моментов от жесткости узлов возрастает и его надо учитывать в работе.

Основным размером стержней т я желых ферм с двухстенчатыми сечени я ми я вл я етс я рассто я ние между узловыми фасовками b (рис. 9.16, а, б, 0), которое определ я ет ширину стержней по я сов и раскосов и сохран я етс я посто я нным дл я всех элементов фермы.

Обычно 6 — 400— 500 мм.

Узловые фасонки непосредственно накладывают на наружные грани, что дает наиболее простой тип узла.

Однако это требует посто я нства ширины между наружными поверхност я ми всех стержней фермы. Ввиду того что толщина вертикалов разных сечений неодинакова я , рассто я ние в свету между их внутренними поверност я ми может получитьс я также разным.

Выравнивание достигаетс я постановкой прокладок в сечени я х с более тонкими вертикалами (рис, 9.16, в). По я са т я желых ферм имеют в разных панел я х разные сечени я , св я занные общностью типа и услови я ми сопр я жени я стержней в узлах.

Поэтому сечени я всех стержней одного по я са должны подбиратьс я одновременно. Перед началом подбора устанавливают тип сечени я (Н-образ-ное, швеллерное, коробчатое), прием перехода от площади одного сечени я к площади смежного и намечают места перехода от одного сечени я к смежному.

Приемы изменени я площади сечени я завис я т от типа сечени я . В сварных Н-образных сечени я х обычно измен я ютс я высота и толщина вертикалов при сохранении посто я нства рассто я ни я между наружными гран я ми сечени я . Горизонтал из услови я необходимой устойчивости и жесткости сечени я должен иметь толщину не менее '/ so рассто я ни я между вертикалами и не менее 12 мм.

Толщина вертикалов исход я из условий их устойчивости должна приниматьс я по табл. 8.5, при этом надо учитывать зависимость расчетного сопротивлени я стали, от толщины листа.

Основой швеллерных сечений я вл я ютс я два швеллера, которые проход я т через все сечени я (см. рис. 9.14, г). Швеллерное сечение развивают путем добавлени я вертикальных листов (см. рис. 9.14, д, е). Таким образом, высота швеллерных сечений может быть посто я нной во всех стержн я х. После подбора сечений производ я т их проверку.

Проверку сечений сжатых стержней ферм выполн я ют так же, как центрально-сжатых колонн, по указани я м гл. 8: Н-образных—как сплошных, швеллерных — как сквозных с той разницей, что ширина b сечений здесь я вл я етс я заданной, а не определ я емой из услови я равноустойчивости.

Раскосы при швеллерных или коробчатых по я сах подбирают швеллерного сечени я (см. рис. 9.14,-г) или Н-образного (см. рис. 9.14, а или б) при Н-образных по я сах.

Швеллерные сечени я более выгодны при работе на продольный изгиб и потому весьма часто примен я ютс я дл я длинных раскосов, но они более трудоемки при изготовлении по сравнению с Н-образными сечени я ми.

Ширину сечени я раскосов определ я ют рассто я нием между внутренними гран я ми узловых фасонок; дл я простоты сопр я жений на монтаже ширина их обычно беретс я на 2 мм меньше рассто я ни я между гран я ми фасонок. Это можно игнорировать в расчете, но следует показывать на рабочих чертежах. 11. Виды сварных соединений Сварные швы Сварные швы классифицируют по конструктивному признаку, назначению, положению, прот я женности и внешней форме. По конструктивному признаку швы раздел я ют на стыковые и угловые (валиковые). В табл. 5.2 показаны виды, швов и необходима я форма разделки кромок соедин я емых элементов различной толщины дл я обеспечени я качественного соединени я при автоматизированной и ручной сварке.

Стыковые швы наиболее рациональны, так как имеют наименьшую концентрацию напр я жений, но они требуют дополнительной разделки кромок. При сварке элементов толщиной больше 8 мм дл я проплавлени я металла по всей толщине сечени я необходимы зазоры и обработка кромок издели я (табл. 5.2). В соответствии с формой разделки кромок швы бывают V , U , X и К-образные. Дл я V - и U -образных швов, свариваемых с одной стороны, об я зательна подварка корн я шва с другой стороны дл я устранени я возможных непроваров (рис. 5.2, и), я вл я ющихс я источником концентрации напр я жений.

Начало и конец шва имеют непровар и кратер, я вл я ютс я дефектными и их желательно выводить на технологические планки за пределы рабочего сечени я шва, а затем отрезать (рис. 5.2,6). При автоматической сварке принимаютс я меньшие размеры разделки кромок швов вследствие большего проплавлени я соедин я емых элементов (табл. 5.2). Чтобы обеспечить полный провар шва, односторонн я я автоматическа я сварка часто выполн я етс я на флюсовой подушке, на медной подкладке или на стальной остающейс я подкладке. При электрошлаковой сварке разделка кромок листов не требуетс я , но зазор в стыке принимают не менее 14 мм.

Угловые (валиковые) швы наваривают в угол, образованный элементами, расположенными в разных плоскост я х.

Примен я юща я с я при этом разделка кромок издели я показана в табл. 5.2. Угловые швы, расположенные параллельно действующему осевому усилию, называют фланговыми, а перпендикул я рно усилию — лобовыми. Швы могут быть рабочими или св я зующими (конструктивными), Различают следующие виды сварных соединений: стыковые, внахлестку, угловые и тавровые (впритык) (рис. 5.1). Стыковыми называют соединени я , в которых элементы соедин я ютс я торцами или кромками и один элемент я вл я етс я продолжением другого (см. рис. 5.1, я ). Стыковые соединени я наиболее рациональны, так как имеют наименьшую концентрацию напр я жений при передаче усилий, отличаютс я экономичностью и удобны дл я контрол я . Толщина свариваемых элементов в соединени я х такого вида почти не ограничена. Стыковое соединение листового металла может быть сделано пр я мым или косым швом.

Стыковые соединени я профильного металла примен я ютс я реже, так как затруднена обработка пх кромок под сварку.

Соединени я ми внахлестку называютс я такие, в которых поверхности свариваемых элементов частично наход я т друг на друга (см. рис. 5.1, б). Эти соединени я широко примен я ют при сварке листовых конструкций из стали небольшой толщины (2—5 мм), в решетчатых и некоторых других видах конструкций.

Разновидностью соединений внахлестку я вл я ютс я соединени я с накладками, которые примен я ют дл я соединени я элементов из профильного металла и дл я усилени я стыков, Иногда стыковое соединение профильного металла усиливают накладками, и тогда оно называетс я комбинированным (см. рис. 5.1, в). Соединени я внахлестку и с накладками отличаютс я простотой обработки элементов под сварку, но по расходу металла они менее экономичны, чем стыковые. Кроме того, эти соединени я вызывают резкую концентрацию напр я жений, из-за чего они нежелательны в конструкци я х, подвергающихс я действию переменных или динамических нагрузок и работающих при низкой температуре.

Угловыми называют соединени я , в которых свариваемые элементы расположены под углом (см. рис. 5.1, г). Тавровые соединени я (соединени я впритык) отличаютс я от угловых тем, что в них торец одного элемента привариваетс я к поверхности другого элемента (см. рис. 5.1,6). Угловые и тавровые соединени я выполн я ютс я угловыми швами, широко примен я ютс я в конструкци я х и отличаютс я простотой исполнени я , высокой прочностью и экономичностью. В ответственных конструкци я х, в тавровых соединени я х (например, в швах присоединени я верхнего по я са подкрановой балки к стенке) желательно полное проплавление соедин я емых элементов. 1. Болтовые соединени я Дл я соединени я металлических конструкций помимо сварки примен я ют болты и заклепки.

Болтовые соединени я конструкций по я вились раньше сварных.

Простота соединени я и надежность в работе способствовали их широкому распространению в строительстве при монтаже металлических конструкций.

Однако болтовые соединени я более металлоемки, чем сварные, так как имеют стыковые накладки и ослабл я ют сечени я элементов отверсти я ми дл я болтов.

Последнее обсто я тельство частично компенсировано допущением упруго-пластической работы элементов и введением коэффициента условий работы у>1, а дл я элементов стыка на высокопрочных болтах — уменьшением фактического ослаблени я за счет воспри я ти я части действующего усили я трением между соедин я емыми элементами за пределами ослабленного сечени я . В строительных конструкци я х примен я ют болты грубой, нормальной и повышенной точности, высокопрочные, самонарезающие и фундаментные (анкерные). Болт дл я соединени я конструкций имеет головку, гладкую часть стержн я длиной на 2—3 мм меньше толщины соедин я емого пакета и нарезную часть стержн я , на которую надеваетс я шайба и навинчиваетс я гайка (рис. 6.1,а). Болты грубой (ГОСТ 15589—70 с изм.) и нормальной (ГОСТ 7798— 70 с изм.) точности различаютс я допусками на отклонени я диаметра болта от номинала. Дл я болтов грубой и нормальной точности отклонени я диаметра могут достигать соответственно 1 мм и 0,52 мм (дл я болтов rf ^ SO мм). Изготовл я ют болты из углеродистой стали гор я чей или холодной высадкой, иногда с последующей термообработкой. В зависимости от процесса изготовлени я различают несколько классов прочности болтов от—4,6 до 8,8 (табл. 6.1). Класс прочности болтов обозначен числами.

Первое число, умноженное на 10, обозначает временное сопротивление (ав, кгс/мм2), а произведение первого числа на второе — предел текучести материала (ат, кгс/мм2)'. Болты в соединении став я т в отверсти я на 2—3 мм больше диаметра болта, образованные продавливанием или сверлением в отдельных элементах. В результате неполного совпадени я отверстий в отдельных элементах отверстие под болт имеет негладкую поверхность—«черноту» (тип С), что исключает плотную посадку болта в отверстие.

Разница в диаметрах болта и отверсти я облегчает посадку болтов и упрощает образование соединени я ; это большое преимущество таких болтов.

Однако неплотна я посадка болта в отверстии повышает деформативность соединени я при работе на сдвиг и увеличивает неравномерность работы отдельных болтов в соединении.

Поэтому болты нормальной (и особенно грубой) точности не рекомендуетс я примен я ть в конструкци я х из стали с пределом текучести больше 380 МПа и в ответственных соединени я х, работающих на сдвиг. Они наход я т широкое применение в монтажных соединени я х, где болты работают на раст я жение или я вл я ютс я крепежными элементами. Болты повышенной точности (ГОСТ 7805—70 с изм.) изготовл я ют также из углеродистой стали, и они имеют те же классы прочности, что и болты нормальной точности.

Поверхность ненарезной части тела болта обтачиваетс я и имеет строго цилиндрическую форму.

Диаметр отверсти я дл я таких болтов не должен отличатьс я более чем на +0,3 мм от диаметра болта (плюсовый допуск дл я диаметра болта и минусовый допуск дл я отверсти я не допускаютс я ); поверхность отверсти я должна быть гладкой, что может быть достигнуто сверлением отверстий в соедин я емых элементах через специальные кондукторы-шаблоны, рассверловкой отверстий до расчетного диаметра после сборки элементов с ранее образованными отверсти я ми меньшего диаметра и, наконец, сверлением отверстий на проектный диаметр в собранных элементах (тип В). Болты в таких отверсти я х сид я т плотно и хорошо воспринимают сдвигающие силы; однако недостаточность сил, ст я гивающих пакет, ухудшает его работу по сравнению с соединени я ми из высокопрочных болтах или на заклепках.

Сложность изготовлени я и постановки болтов повышенной точности привела к тому, что соединени я на таких болтах примен я ютс я редко Высокопрочные болты (ГОСТ 22353—77 и ГОСТ 22356—77) (сдвиго-устойчивые) изготовл я ют из легированной стали, готовые болты термически обрабатывают (табл. 6.2). Высокопрочные болты я вл я ютс я болтами нормальной точности, их став я т в отверсти я большего, чем болт, диаметра, но их гайки зат я гивают тарировочным ключом, позвол я ющим создавать и контролировать силу нат я жени я болтов.

Больша я сила нат я жени я болта плотно ст я гивает соедин я емые элементы и обеспечивает монолитность соединени я . При действии на такое соединение сдвигающих сил между соедин я емыми элементами возникают силы трени я , преп я тствующие сдвигу этих элементов относительно друг друга. Таким образом, высокопрочный болт, работа я на осевое раст я жение, обеспечивает передачу сил сдвига трением между соедин я емыми элементами, именно поэтому подобное соединение часто называют фрикционным. Дл я увеличени я сил трени я поверхности элементов в месте стыка очищают от гр я зи, масла, ржавчины и окалины металлическими щетками, пескоструйным или дробеструйным аппаратом, огневой очисткой и не окрашивают. Чтобы соединение с накладками с двух сторон работало надежно, необходима строго одинакова я толщина соедин я емых элементов, так как даже при небольшой разности их толщин плотного прилегани я элементов добитьс я не удаетс я и силы трени я , а следовательно, и несуща я способность болта резко уменьшаютс я . Иногда между соедин я емыми поверхност я ми, очищенными металлическими щетками, вставл я ют тонкую стальную прокладку, имеющую с двух сторон покрытие полимерным клеем с корундовым порошком. Такое решение позвол я ет выравнивать перепад плоскостей стыкуемых деталей и одновременно дает высокий коэффициент трени я . Помимо сдвигоустойчивых, фрикционных соединений на высокопрочных болтах существуют соединени я с «несущими» высокопрочными болтами, отличающиес я передачей сдвигающих усилий совместной работой сил трени я , см я ти я и среза болта. Эти соединени я будут иметь остаточные перемещени я , по я вл я ющиес я при преодолении начального трени я и завис я щие от плотности посадки болтов в отверсти я , но зато их несуща я способность существенно в 1,5—2 раза увеличиваетс я и упрощаетс я подготовка контактных поверхностей.

Однако такие соединени я не могут быть рекомендованы в конструкци я х, где остаточные перемещени я нежелательны, и при вибрационных нагрузках. Дл я улучшени я работы соединени я иногда также примен я ют комбинированное клееболтовое соединение, в котором соедин я емые поверхности склеивают специальными кле я ми, а затем ст я гивают высокопрочными болтами.

Соединени я на высокопрочных болтах обладают преимуществами обычных болтовых соединений по простоте устройства соединени я ; по качеству работы они не уступают сварным соединени я м, но уступают им по расходу металла.

Примен я ютс я они в монтажных соединени я х, имеющих большие сдвигающие силы, и при действии динамических и вибрационных нагрузок.

Самонарезающие болты (ТУ 34-5815-70) отличаютс я от обычных наличием резьбы полного специального профил я на всей длине стержн я дл я нарезани я резьбы и завинчивани я в ранее образованные отверсти я соедин я емых деталей (рис. 6.1,6). Материалом дл я них служит сталь СтЮкп термоупрочненна я . Примен я ютс я они в основном rf —б мм дл я прикреплени я профилированного настила к прогонам и элементам фахверка, и их большим преимуществом я вл я етс я необходимость доступа к конструкции только с одной стороны.

Фундаментные (анкерные) болты (ГОСТ 24379.1—80) служат дл я передачи раст я гивающих усилий с колонн на фундамент. Их конструкци я показана на рис. 6.1,е, а материалом служат стали марок ВСтЗкп2, 09Г2Си 10Г2С1, 2. Заклепочные соединени я . Заклепочные соединени я , я вл я ющиес я в прошлом основным видом соединений металлических конструкций, из-за неудобств технологического процесса клепки (необходимость нагрева заклепок до температуры 800°С) и перерасхода металла на соединение в насто я щее врем я почти полностью вытеснены сваркой и высокопрочными болтами при монтаже. Они сохранили весьма ограниченное применение только в т я желых конструкци я х, подверженных воздействию динамических и вибрационных нагрузок, а также при использовании трудносвариваемых материалов — некоторые термообра-ботанные стали и алюминиевые сплавы.

Заклепки изготовл я ют из специальной углеродистой или низколегированнрй стали, обладающей повышенными пластическими свойствами.

Отверсти я в соедин я емых элементах образуют так же, как в болтовых соединени я х. В образованные отверсти я вставл я ют стержень заклепки, ударами пневматического молотка или давлением клепальной скобы его осаживают, увеличива я в диаметре, плотно заполн я я отверстие с одновременным образованием замыкающей головки.

Клепку ведут гор я чим и холодным способами. При гор я чей клепке разогретую до я рко-красного калени я заклепку вставл я ют в отверстие и клепкой образуют замыкающую головку.

Поставленна я заклепка, остыва я , ст я гивает соедин я емые элементы, что существенно улучшает работу соединени я на сдвигающие силы благодар я возникающим при этом силам трени я . При холодной клепке, выполн я емой только на заводе, металл заклепки пластически деформируетс я клепальной скобой, образу я замыкающую головку. Сила ст я гивани я заклепкой соедин я емых элементов при этом получаетс я значительно меньшей, однако сам процесс клепки более прост.

Работа заклепочных соединений на сдвиг носит промежуточный характер между работой обычных и высокопрочных (сдвигоустойчивых) болтов, так как силы ст я гивани я пакета значительны, но недостаточны дл я воспри я ти я сил сдвига только трением.

Поэтому' расчет их аналогичен расчету обычных болтов, а наличие сил трени я учитываетс я повышением расчетных сопротивлений.

Однако действующий СН я П 11-23-81 не дает расчетных указаний о заклепочных соединени я х, и при усилении существующих клепаных конструкций надо пользоватьс я нормативными указани я ми прошлых лет. 1. Типы болтовых и заклепочных соединений.

Различают две конструктивные разновидности соединений — стыки и прикреплени я элементов друг к другу. Стыки листового металла осуществл я ют двусторонними (рис. 5.7, а) или односторонними (рис. 6.7, б) накладками.

Двусторонние накладки, обеспечивающие симметричную передачу усили я , предпочти-гельнее. Стыки с односторонней накладкой дают эксцентричное соединеiue , в котором силовой поток отклон я етс я от своего первоначального вправлени я , возникают изгибающие моменты, и необходимое по расчету Стыки профильного металла (рис. 6.8) выполн я ют накладками: уголки —уголковыми, двутавры и швеллеры — листовыми.

Благодар я значительной жесткости самого соедин я емого профил я эксцентриситет прикреплени я накладок слабо сказываетс я на работе соединени я , в св я зи с чем число болтов против расчетного не увеличиваетс я . Прикрепление элементов осуществл я ют внахлестку (рис. 6.9). Дл я работы соединени я предпочтительнее симметричное прикрепление элементов с двух сторон (рис. 6.9, а). При одностороннем прикреплении жесткого элемента к гибкому, например уголка к фасонке (рис. 6.9,6), по я вл я етс я эксцентриситет, что требует увеличени я числа болтов соединени я на 10 % против расчетного. Если возможна я длина прикреплени я элемента ограничена, то часть болтов располагают на специальных коротышах (рис. 6.9, в). Из-за увеличени я пути передачи усили я через коротыш и большей деформативности соединени я число болтов на одной из полок коротыша увеличивают на 50 % против расчетного. При конструировании болтовых соединений следует стремитьс я к применению болтов одного диаметра в пределах каждого конструктивного элемента и к наименьшему числу диаметров болтов во всем^соору-жении.

Наибольшее применение наход я т в конструкци я х средней мощности болты диаметром tf =20—24 мм, а в т я желых конструкци я х диаметром d = 24—30 мм.

Допускаетс я элементы в узле крепить одним болтом. В соединени я х на высокопрочных болтах в случае перепада плоскостей стыкуемых деталей от 0,5 до 3 мм на выступающей детали должен быть сделан скос с уклоном 1 : 10. При перепадах более 3 мм необходимо примен я ть прокладки из стали той же марки, что и в конструкции, обработанные с двух сторон тем же способом, каким обрабатывались детали соединени я . 2. Размещение болтов. При конструировании соединени я следует стремитьс я к наилучшей передаче усили я с одного элемента на другой кратчайшим путем при одновременном обеспечении удобства выполнени я соединени я . В стыках и узлах прикреплений (дл я экономии материала накладок) рассто я ние между болтами должно быть минимальным. В слабо работающих (св я зующих, конструктивных)' соединени я х рассто я ние должно быть максимальным, чтобы уменьшить число болтов. Болты располагают в соединении по пр я мым лини я м — рискам, параллельным действующему усилию.

Рассто я ние между двум я смежными рисками называетс я дорожкой, а рассто я ние между ДВУМЯ смежными по риске болтами — шагом (рис. 6.10). Рассто я ние между центрами болтов и заклепок принимают по табл. 6.6 и рис. 6ЛО. Минимальное рассто я ние, указанное в табл. 6.6, определ я ют услови я ми прочности основного материала.

Максимальное рассто я ние определ я ют устойчивостью сжатых частей элементов в промежутках между болтами или условием плотности соединени я раст я нутых элементов во избежание попадани я в щели влаги и пыли, способствующих коррозии элемента. В профильных элементах (уголках, двутаврах, швеллерах) положение рисок и возможные диаметры отверстий должны отвечать требуемой прочности элемента и практической возможности постановки болтов в соединени я х. Риски на профильных элементах приведены в справочниках металлических конструкций (МК). Дл я облегчени я пользовани я кондукторами дл я сверлени я отверстий желательно иметь шаг и дорожку, кратную 40мм 12. Компоновка многопролетных рам При проектировании многопролетных рам нужно учесть, что дл я достижени я максимальной типизации конструкций каркаса желательно, чтобы все пролеты были равными и имели одинаковую высоту. По услови я м технологии производства не всегда удобны одинаковые пролеты, тогда нужно стремитьс я , чтобы количество их размеров было наименьшим {рис. 11.4,а). Наиболее часто здани я проектируютс я с плоской кровлей (уклон 1,5 %) и внутренними водостоками. Дл я неотапливаемых зданий необходимо устройство наружного отвода воды.

Иногда внутренние водостоки оказываютс я неприемлемыми по услови я м технологического процесса (например, дл я сталеплавильных цехов). В таких случа я х необходимо устройство двускатных покрытий, применение которых возможно из услови я обеспечени я водоотвода и аэрации при ширине здани я до 70—80 м (рис. 11.4,6). Проектирование отдельных пролетов с различной полезной высотой в многопролетных здани я х вызываетс я разнохарактерными услови я ми производства. В многопролетных здани я х с большими производственными теплои газовыделени я ми рациональны перепады по высоте (при достаточной их величине). Требовани я освещенности заставл я ют в отдельных случа я х использовать перепады высот смежных пролетов дл я устройства дополнительного бокового освещени я . При компоновке конструктивной схемы многопролетных рам с различной высотой пролетов приходитс я решать вопрос о применении в этих пролетах односкатных или двускатных покрытий. Дл я малых боковых пролетов самыми простыми я вл я ютс я односкатные покрыти я (см. рис. 11.4,6). Дл я больших смежных пролетов при возможности устройства внутреннего водостока наиболее целесообразны двускатные фермы (см. рис. 11.4, а)' с различными уклонами i верхнего по я са. В случае невозможности устройства внутреннего водостока примен я ютс я односкатные покрыти я . На выбор уклона покрыти я вли я ет тип кровли, При рулонной кровле наиболее часто проектируютс я плоские покрыти я - Мощные технологические агрегаты, особенно в металлургической промышленности, требуют иногда устройства в цехе т я желых рабочих площадок, по которым двигаютс я железнодорожные составы, этажного расположени я оборудовани я , повышенной аэрации, что вынуждает проектировать поперечную конструкцию цеха достаточно сложного профил я (рис. 11.4, в). При компоновке многопролетных рам дл я наибольшей унификации объемно-планировочного решени я установлен р я д общих рекомендаций и правил.

Следует стремитьс я к тому, чтобы здание было пр я моугольным в плане, имело одинаковые пролеты и единую высоту. Если по услови я м технологии это невозможно, то повышенные пролеты нужно группировать по одну сторону от пониженных, число различных размеров пролетов всегда должно быть наименьшим.

Перепады высот повышенной и пониженной частей здани я меньше 1,8 м делать не допускаетс я ; все здание в этом случае целесообразно сделать одной высоты (по наибольшей высоте). Перепад высот смежных пролетов величиной 1,8 м целесообразен, если ширина пониженной части 5г60 м; перепад 2,4 м допускаетс я , если ширина пониженной части ^36 м.

Определение компоновочных размеров дл я крайних р я дов многопролетных рам производитс я точно так же, как дл я однопролетных. Если в различных пролетах здани я одной высоты краны имеют разную грузоподъемность, то размер Н2 (см. рис. 11.3) принимаетс я по наибольшему крану. В этом случае при одинаковых отметках верха подкрановых балок будет обеспечен {с запасом) габарит дл я кранов меньшей грузоподъемности.

Компоновочные размеры средних колонн Яь Я2, Я0 дл я зданий без перепада высот (пролеты Л— Б, Б—В на рис. 11.4, а) принимаютс я такими же, как и дл я крайних.

Заглубление средних колонн ниже уровн я пола принимаетс я одинаковым с крайними (600 — 1000 мм). Высоту сечени я верхней части средней колонны Лв в зависимости от грузоподъемности кранов и высоты колонны принимают 400, 700, 1000 мм.

Высота сечени я нижней части йн=2 , (рис. НА, г). При наличии в смежных пролетах кранов разной грузоподъемности может оказатьс я , что прив я зки 1 крановых рельсов к оси колонны дл я правого и левого крана различны, и нижн я я часть колонны будет асимметрична относительно разбивочной оси. Дл я средних колонн без перепада высот такие колонны обычно не проектируют, прив я зыва я оба крановых рельса по наибольшему из размеров.

Определение компоновочных размеров рамы у р я дов с перепадом высоты приведено на рис. 11.4, д, где изображена колонна в месте перепада высот, причем смежные пролеты разделены стенкой (на рисунке заштрихована). В этом случае прив я зка кранового рельса низкого пролета к разбивочной оси, очевидно, должна быть не менее, мм где а — наружна я прив я зка верхнеГ' части колонны; fCT — толщина стены; 450 мм — • габарит прохода с ограждением; В}— выступающа я за рельс часть крана; 75 мм — необходимый зазор между краном и ограждением прохода.

Размер 1 принимают с округлением до 250 мм в большую сторону.

Высота сечени я нижней части колонны AH =/1- f - i 1 с прив я зкой граней асимметрично относительно разбивочной оси.

Аналогичным образом устанавливают компоновочные размеры поперечных рам различных конфигураций.

Размеры подстропильных ферм (высота и длина панелей) ув я зываютс я с высотой и шагом стропильных. 13. Стальные листовые конструкции.

Резервуары, газгольдеры, трубы большого диаметра.

Особенности расчета и конструировани я . Примеры компоновки.

Листовыми называютс я конструкции, состо я щие в основном из металлических листов и предназначенные дл я хранени я или транспортировани я жидкостей, газов и сыпучих материалов. К листовым конструкци я м относ я тс я : резервуары дл я хранени я нефтепродуктов, воды и других жидкостей; газгольдеры дл я хранени я и распределени я газов; бункера и силосы дл я хранени я и перегрузки сыпучих материалов; трубопроводы больших диаметров дл я транспортировани я жидкостей, газов и размельченных или разжиженных твердых веществ; специальные конструкции металлургической, химической и других отраслей промышленности {кожухи доменных печей, воздухонагревателей, пылеуловителей, электрофильтров, сосуды химической и нефтегазовой аппаратуры'и т. д.); дымовые и вентил я ционные трубы, сплошностенчатые башни, градирни; защитные сооружени я -оболочки АЭС. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА Большинство листовых конструкций я вл я етс я тонкостенными оболочками вращени я . Поверхности таких оболочек имеют одну или две (дл я сферических оболочек) оси симметрии и два радиуса кривизны, перпендикул я рные поверхности: г — меридиональный радиус, образующий кривую вращени я ; г2 — кольцевой радиус вращени я с началом на оси симметрии (рис. 21.1, а). Оболочкой называетс я тело, ограниченное двум я поверхност я ми, рассто я ние между которыми (толщина оболочки t ) мало по сравнению с другими ее размерами.

Большинство оболочек имеет посто я нную тол-шину, поэтому геометри я их определ я етс я формой срединной поверхности.

Геометри я поверхности оболочки характеризуетс я гауссовой кривизной.

Различают оболочки: положительной гауссовой кривизны — сферические и эллиптические; нулевой гауссовой кривизны —цилиндрические и конические; смешанной кривизны — торообразные. Под действием произвольной внешней нагрузки в оболочках возникают две группы усилий: 1) нормальные N и N 2 и сдвигающие S и S 2 усили я , действующие в плоскост я х, касательных к срединной поверхности оболочки (рис. 21.1,6); 2) изгибающие моменты Mi и М2, крут я щие моменты М12 и Mz и поперечные силы Ql и Q 2 {рис. 21.1, в). Особенностью оболочек по сравнению с пластинками я вл я етс я то, что внешн я я нагрузка уравновешиваетс я в них в основном нормальными и сдвигающими усили я ми, поэтому оболочки работают главным образом на раст я жение и сжатие, в св я зи с чем материал в них используетс я более выгодно, чем в пластинках. Если по толщине стенки оболочки напр я жени я посто я нны, то напр я женное состо я ние оболочки называетс я безмоментным и приводитс я к определению усилий первой группы. Если напр я жени я привод я тс я к усили я м второй группы, то напр я женное состо я ние оболочки называетс я моментным. В зависимости от вида напр я женного состо я ни я различают безмоментную и моментную теории оболочек.

Оболочки называютс я тонкостенными при //г я дл я листовых конструкций. В соответствии с гипотезами Кирхгофа —Л я ва современными теори я ми расчета тонкостенных оболочек прин я то, что основное напр я женное состо я ние оболочки на участках, удаленных от ее краев, можно считать безмоментным. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ, КЛАССИФИКАЦИЯ И НАЗНАЧЕНИЕ РЕЗЕРВУАРОВ Резервуарами называютс я сосуды, предназначенные дл я хранени я нефти, нефтепродуктов, сжиженных газов, воды, жидкого аммиака, кислот, технического спирта и других жидкостей. В зависимости от положени я в пространстве и геометрической формы резервуары дел я тс я на цилиндрические (вертикальные, горизонтальные), сферические, каплевидные, траншейные и др. По расположению относительно планировочного уровн я строительной площадки различают надземные (на опорах), наземные, полузаглубленные, подземные и подводные резервуары.

Резервуары могут быть посто я нного и переменного объемов. Тип резервуара выбирают в зависимости от свойств хранимой жидкости, режима эксплуатации, климатических особенностей района строительства.

Широкое распространение имеют вертикальные и горизонтальные цилиндрические резервуары как наиболее простые при изготовлении и монтаже.

Резервуары со стационарной крышей я вл я ютс я сосудами низкого давлени я , в которых хран я тс я нефтепродукты при малор! их оборачиваемости (10—12 раз в год). В этих резервуарах при наполнении жидкостью образуетс я избыточное давление в паровоздушной зоне (до 2 кПа), а при опорожнении — вакуум (до 0,25 кПа). Дл я хранени я нефти и легкоиспар я ющихс я нефтепродуктов при большой оборачиваемости примен я ют резервуары с плавающей крышей, и понтоном. В них практически отсутствуют избыточное давление и вакуум.

Резервуары повышенного давлени я (до 30 кПа) примен я ютс я дл я длительного хранени я нефтепродуктов при их оборачиваемости не более 10—12 раз в год. Дл я хранени я больших объемов сжиженных газов примен я ют шаровые резервуары, дл я хранени я бензина с высокой упругостью паров — каплевидные резервуары. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ, КЛАССИФИКАЦИЯ И НАЗНАЧЕНИЕ ГАЗГОЛЬДЕРОВ Газгольдерами называютс я сосуды, предназначенные дл я хранени я и смешивани я газов. Их включают в газовую сеть между источниками получени я газа и его потребител я ми в качестве своеобразных аккумул я торов, регулирующих потребление газа.

Газгольдеры примен я ют на металлургических, коксохимических и газовых заводах, в химической и нефтеперерабатывающей промышленности, в городском хоз я йстве дл я хранени я природного или искусственного газа и т. д. По конструкции и характеру эксплуатации газгольдеры дел я тс я на две группы: газгольдеры переменного объема (мокрые и сухие) и газгольдеры посто я нного объема.

Газгольдеры переменного объема называют газгольдерами посто я нного низкого давлени я , так как давление газа в них не превышает 4— 5 кПа.

Газгольдеры посто я нного объема имеют внутреннее давление газа в пределах 250—2000 кПа и я вл я ютс я сосудами высокого давлени я . Основные положени я расчета.

Газгольдеры переменного объема рассчитывают по методу предельных состо я ний в соответствии с указани я ми специальных технических условий и главы СНиП П-23-81. В расчетах учитывают следующие коэффициенты перегрузки: дл я собственного веса конструкций rat —1,1; дл я давлени я газа под колоколом л2 = = 1,2; дл я давлени я воды в резервуаре п=,1; дл я полезной (временной нагрузки (2 кН/м2) на обслуживающие площадки и лестницы га=1,2; дл я снега на колоколе — на всей крыше или на половине поверхности крыши интенсивностью, соответствующей данному району строительства, согласно СНиП [9], но не менее I кН/м2 ( III район), п=1,4, при этом нагрузка на всей крыше, несмотр я на сферическую ее поверхность, не уменьшаетс я ; дл я ветровой нагрузки с аэродинамическим коэффициентом &~0,7 л =1,2. При расчетах учитывают следующие сочетани я нагрузок: основные-— вес конструкций, давление газа и воды, снег на всей крыше или на половине ее поверхности, временные нагрузки на площадке; дополнительные: а) нагрузки основные с односторонней снеговой нагрузкой, ветер, температурные и монтажные воздействи я ; б)' нагрузки основные без учета снеговой нагрузки, ветрова я нагрузка; особые — нагрузки от собственного веса, воды и снега, сейсмические воздействи я . Коэффициенты сочетани я нагрузок принимают по СНиП [9]. 14. СОСТАВ КАРКАСА И ЕГО КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ Каркасы производственных зданий в большинстве случаев проектируютс я так, что несуща я способность (включа я жесткость) поперек здани я обеспечиваетс я поперечными рамами, а вдоль — продольными элементами каркаса, кровельными и стеновыми панел я ми.

Поперечные рамы (см. рис, 10.1) каркаса состо я т из колонн (стоек рамы) и ригелей (в виде ферм или сплошностенчатых сечений). Продольные элементы каркаса — это подкрановые конструкции, подстропильные фермы, св я зи между колоннами и фермами, кровельные прогоны (или ребра стальных кровельных панелей). Кроме перечисленных элементов в составе каркаса об я зательно имеютс я конструкции торцевого фахверка (а иногда и продольного), площадок, лестниц и других элементов здани я . Конструктивные схемы каркасов достаточно многообразны. В каркасах с одинаковыми шагами колонн по всем р я дам наиболее проста я конструктивна я схема — это поперечные рамы, на которые опираютс я подкрановые конструкции, а также панели покрыти я или прогоны (рис. 10.2, а, 6). Такое конструктивное решение обеспечивает выполнение эксплуатационных требований в большинстве машиностроительных цехов, в которых оборудование удобно размещаетс я при относительно небольших шагах колонн по внутренним р я дам (6—12 м). Технологии производств, размещенных во многих цехах металлургического производства (прокатные цехи, цехи раздевани я слитков и т.д.), также позвол я ют использовать эту схему. Така я схема удобна дл я бесфонарных зданий и дл я зданий с продольными фонар я ми. При необходимости освещени я с помощью поперечных фонарей их конструкции также могут быть использованы дл я опирани я панелей покрыти я (рис. 10.2,а, в). При необходимости больших шагов колонн по всем р я дам можно использовать схему с продольным фонарем, несущим часть нагрузки от покрыти я (рис. 10.2,г). На конструкции фонар я опираютс я прогоны, расположенные параллельно фермам. Дл я опирани я другого конца прогонов между колоннами устраиваетс я подстропильна я ферма. В случа я х повышенных требований по освещенности помещений иногда используютс я каркасы с шедовым покрытием (рис. 10.2, д), в которых на ригели рам опираютс я конструкции поперечных фонарей, а на них —прогоны или панели покрыти я . При больших пролетах и шагах колонн эффективно примен я ютс я каркасы с пространственным ригелем (рис. 10.2, е). Ригель рамы выполн я етс я в виде коробчатого сквозного сечени я с консол я ми, на которые опираютс я конструкции фонар я . При относительно небольших пролетах используютс я сплошные рамные каркасы _(рис. 10.2, ж) дл я однои многопролетных зданий с пролетами 12—24 м, высотой помещени я 5—8 м без мостовых кранов и с кранами грузоподъемностью до 20 т, с фонар я ми и без. Эти каркасы выполн я ютс я в виде бесшарнирных систем, трехшарнирных, трехшар-нирных с зат я жкой.

Мостовые краны опираютс я на консоли или устанавливаютс я на легкие крановые эстакады.

Каркасы очень удобны в изготовлении, транспортировке, монтаже.

Сечени я рам составные из швеллеров и листовой стали или из гнутосварных профилей.

Производство таких каркасов поставлено на поток, и в св я зи с этим они весьма экономичны.

Использование таких схем при изготовлении малыми сери я ми экономически не оправдано, так как они всегда несколько т я желее, чем сквозные системы. Б цехах, где по средним р я дам шаг колонн должен быть больше, чем по крайнему р я ду, устанавливаютс я подстропильные фермы, на которые опираютс я ригели рам (см. рис. 10.3, а, разрез 2—2). При кранах большой грузоподъемности и с большим рассто я нием между колоннами часто оказываетс я целесообразным совместить функции подстропильных ферм и подкрановых конструкций и предусмотреть по среднему р я ду подкраново-подстропильную ферму (см. рис. 10.3,6, разрез 2— 2), на верхний по я с которой опираетс я кровл я , а на нижний — краны.

Конструктивные схемы каркасов различаютс я видом сопр я жений (жесткое, шарнирное) ригел я с колонной. При жестком сопр я жении (рис. 10.4, а)' конструкци я узла креплени я фермы к колонне обеспечивает передачу моментов и в расчетной схеме принимаетс я жесткий узел. При жестком сопр я жении горизонтальные перемещени я рам меньше, чем при таких же воздействи я х на раму с шарнирным сопр я жением.

Больша я жесткость необходима в цехах с мостовыми кранами, работающими весьма интенсивно. В этих цехах горизонтальные перемещени я колонн могут преп я тствовать нормальной эксплуатации мостовых кранов.

Однако жесткое сопр я жение преп я тствует типизации ферм, на которые в этом случае передаютс я значительные опорные моменты, разные дл я рам с разными параметрами.

Поэтому жесткое сопр я жение можно рекомендовать главным образом дл я однопролетных каркасов большой высоты при кранах ВТ и Т режимов работы с числом циклов загружени я крановой нагрузкой 2Х106 и более. В остальных однопролетных каркасах более целесообразно шарнирное сопр я жение (рис. 10.4,6). В многопролетных цехах горизонтальные нагрузки на одну раму воспринимаютс я несколькими (а не двум я , как в однопролетных) колоннами, и поэтому даже в цехах большой высоты часто оказываетс я возможным использовать шарнирное сопр я жение. В многопролетных цехах с пролетами разной высоты возможны решени я , при которых часть узлов проектируетс я жесткими, а часть — шарнирными (рис. 10.4, в). Оттирание колонн на фундаменты в плоскости рам обычно конструируетс я жесткими (см. рис. 10.2, 10.3, 10.4,а—в), но возможно решение, при котором только часть колонн сопр я гаетс я с фундаментом жестко, а часть — шарнирно (рис. 10.4,г). Такое решение часто оказываетс я экономически выгодным при больших тепловыделени я х во врем я эксплуатации здани я . Подкрановые конструкции в большинстве случаев опираютс я на колонны каркаса, но возможны и конструктивные решени я , при которых внутри цеха проектируетс я специальна я кранова я эстакада, состо я ща я из колонн, св я зей между ними, подкрановых и тормозных балок. Эстакада на вертикальные нагрузки работает раздельно с каркасом, и такое решение может оказатьс я целесообразным тогда, когда ожидаетс я (после некоторого срока эксплуатации) увеличение грузоподъемности мостовых кранов.

Каркасы промышленных зданий изредка проектируютс я в виде вис я чих конструкций, складок, оболочек, структур. 16. Подбор сечени я и проверка несущей способности прокатных балок Расчет на прочность прокатных балок, изгибаемых в одной из главных плоскостей, производитс я по изгибающему моменту по формуле Поэтому требуемый момент сопротивлени я балки «нетто» можно определить по формуле где R — расчетное сопротивление стали по изгибу; -у — коэффициент условий работы конструкции.

Выбрав тип профил я балки по требуемому моменту сопротивлени я , по сортаменту подбирают ближайший больший номер балки. Дл я разрезных балок сплошного сечени я из стали с пределом текучести до 580 МПа, наход я щихс я под воздействием статической нагрузки, обеспеченных от потери общей устойчивости и ограниченной величине касательных напр я жений в одном сечении с наиболее неблагопри я тным сочетанием М и Q , следует использовать упругопластическую работу материала 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 т^0,5^ср где Мтах,Мх,Му — значени я изгибающих моментов; при т«0,5/?Ср ci = c ; при 0,5/?сР ci = l ,05 pc ; c , cf , ca принимаютс я по прил. 5; #Ср — расчетное сопротивление срезу (сдвигу); Й^нт, WI . HT , WV . HT — моменты сопротивлени я сечени я нетто относительно главных осей; р=У (1 — ( t /# Cp )2]/[ l — а(т//?ср)2] и t = Qlth ; u = 0,7 дл я двутаврового сечени я , изгибаемого в плоскости стенки, а = 0 дл я других типов сечений. При наличии зоны чистого изгиба в формулах (7.10) и (7.11) вместо коэффициентов сь сх и су следует принимать: Дл я случа я учета упругопластической работы при изгибе балки в одной из главных плоскостей подбор сечений можно производить по требуемому моменту сопротивлени я нетто по формуле где первоначально принимаетс я Ci = l , f , а затем уточн я етс я . Подобранное сечение провер я ют на прочность от действи я касательных напр я жений по формуле где Qmax — наибольша я поперечна я сила на опоре; 5 и / — статический момент и момент инерции сечени я ; /Сг — толщина стенки балки.

Помимо проверок прочности балки необходимо в местах с большими нормальными напр я жени я ми провер я ть их общую устойчивость (см. гл. 3). Устойчивость балок можно не провер я ть при передаче нагрузки через сплошной жесткий настил, непрерывно опирающийс я на сжатый по я с балки и надежно с ним св я занный, а также при отношении расчетной длины участка балки между св я з я ми, преп я тствующими поперечным смещени я м сжатого по я са балки /0 к его ширине 6, не превышающем: при 1 где Ъ и f — соответственно ширина и толщина сжатого по я са; А0 — рассто я ние (высота) между ос я ми по я сных листов; б=[1— 0,7- - — ] (дл я сечений балок, работающих упруго, о=1). При недостаточном закреплении сжатого по я са балки ее общую устойчивость провер я ют по формуле где — момент сопротивлени я дл я сжатого по я са; ^=0,95 — коэффициент условий работы при проверке общей устойчивости балок. Дл я балок двутаврового сечени я с двум я ос я ми симметрии фб — cpi при ф! cpj при ф!>0,85. В этом случае критические напр я жени я потери устойчивости наход я тс я в зоне упругопластической работы материала и определ я ютс я по формуле где коэффициент ф принимают по прил. 6 в зависимости от закреплени я балки, вида и места приложени я нагрузки и параметра а, характеризующего 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 пролет на равные части, при любом виде нагрузки, приложенной к любому из по я сов, коэффициент ip = 2,25- bO ,07 a при 0 Дл я прокатных двутавров — момент инерции сечени я при кручении.

Проверка устойчивости балок швеллерного и других типов сечений имеет свои особенности и должна проводитьс я в соответствии с указани я ми СНиП. Если при проверке вы я сн я етс я , что обща я устойчивость балки не обеспечена, то следует уменьшить расчетную длину сжатого по я са, изменив схему св я зей.

Проверка местной устойчивости по я сов и стенки прокатных балок не требуетс я , так как она обеспечиваетс я их толщинами, прин я тыми из условий проката. 17. Изменение сечени я балки по длине Сечение составной балки, подобранное по максимальному изгибающему моменту, можно уменьшить в местах снижени я моментов (в разрезных балках — у опор). Однако каждое изменение сечени я , дающее экономию материала, несколько увеличивает трудоемкость изготовлени я балки, и потому оно экономически целесообразно только дл я балок пролетом 10—12 м и более.

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

Сечение балки можно изменить уменьшением ширины или толщины по я са. В сварных балках распространено изменение ширины по я са (см. рис. 7.13, 6'), высота балки при этом сохран я етс я посто я нной (верхний по я с гладкий и возможны как поэтажное опирание балок, поддерживающих настил, так и укладка рельса подкрановой балки); менее удобно измен я ть толщину по я са, так как балка оказываетс я неодинаковой высоты (см. рис. 7.13, в), при этом усложн я етс я и заказ стали. В клепаных балках и балках с по я сными соединени я ми на высокопрочных болтах сечени я измен я ют уменьшением или увеличением 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 нецелесообразно, так как дает дополнительную экономию материала лишь на 3—4 %. Более значительной экономии стали можно достигнуть путем непрерывного изменени я ширины по я сов (см. рис. 7.13, д), получаемого диагональным раскроем широкополосной стали кислородной резкой.

Однако оно св я зано с увеличением 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 1/& 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 деформаций не допускаетс я . По моменту MI (х) определ я ют необходимый момент сопротивлени я сечени я балки исход я из упругой работы материала и подбирают новое сечение по я сов.

Ширина по я сов при этом должна отвечать следующим услови я м: Возможен и другой подход.

Задают ширину по я сного листа уменьшенного сечени я и определ я ют изгибающий момент, который может восприн я ть сечение: при M ( x ^ = Mi наход я т рассто я ние х от опоры, где измен я етс я сечение по я са. Стык различных сечений по я са может быть пр я мым или косым. Пр я мой шов удобнее, но он будет равнопрочен основному металлу в раст я нутом по я се только при об я зательном выводе концов шва на подкладки и автоматической сварке или при ручной сварке с применением физических методов контрол я . Иногда, жела я упростить стык раст я нутого 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 уменьшенное сечение по я са балки принимают из услови я прочности стыкового шва на раст я жение. В балках с по я сными соединени я ми на заклепках или болтах сечени я измен я ют количеством по я сных листов (рис. 7.13, г). Пример 7,4. Требуетс я изменить сечение сварной балки, подобранной в прим. 7.3 по длине. Место изменени я сечени я принимаем на рассто я нии Ye пролета от опоры (рис. 7.14). Сечение измен я ем уменьшением ширины по я сов.

Разные сечени я по я сов соедин я ем сварным швом встык электродами Э42 без применени я физических методов контрол я , т.е. дл я раст я нутого по я са /?СВ=0,85Я (см. гл. 5, § 4). Определ я ем расчетный момент и перерезывающую силу в сечении: Подбор измененного сечени я ведем по упругой стадии работы материала по формуле (7.9) аналогично прим. 7.3. Определ я ем требуемый момент сопротивлени я и момент инерции измененного сечени я исход я из прочности сварного стыкового шва, работающего на раст я жение: 1. Структура САПР. Виды обеспечени я . Составными структурными част я ми САПР я вл я ютс я подсистемы, в которых при помощи различных комплексов средств выполн я етс я решение функционально законченных задач в определенной последовательности. Как мы уже определили выше, подсистемы САПР сами обладают всеми свойствами системы, т.е. обычно реализуют вполне законченные этапы или стадии проектировани я или группу непосредственно св я занных между собой проектных задач.

Такого типа подсистемы называют проектирующими.

Примером подсистемы может служить, например, люба я программна я система на персональном компьютере, осуществл я юща я проектирование управл я ющей программы, скажем, дл я токарных станков с ЧПУ по заданному чертежу детали, получаемому из другой проектирующей подсистемы.

Помимо проектирующих подсистем в САПР используютс я подсистемы, которые прин я то называтьс я обслуживающими.

Например, я сно, что если вы используете некоторую базу данных, и соответственно некоторую СУБД, то система управлени я базами данных сама по себе ничего не проектирует, а лишь управл я ет процессом хранени я , накоплени я , модификации и поиска данных, необходимых вам дл я проектировани я . Кажда я подсистема строитс я на основе различных, но взаимосв я занных средств автоматизации. Эти средства можно условно разбить, оп я ть же, на семь типов, которые называютс я видами обеспечени я САПР, а именно: 1) математическое обеспечение ; 2) программное обеспечение ; 3) информационное обеспечение ; 4) техническое обеспечение ; 5) лингвистическое обеспечение ; 6) методическое обеспечение ; 7) организационное обеспечение ; Основу математического обеспечени я составл я ют алгоритмы, по которым разрабатываетс я программное обеспечение САПР. Элементы математического обеспечени я в САПР чрезвычайно разнообразны. Они завис я т, конечно, от особенностей объекта проектировани я , и могут быть как в достаточной мере инвариантными, так и весьма специфическими.

Скажем, все системы, проектирующие трехмерные объекты, должны использовать методы построени я и описани я такого рода объектов, т.е. математический аппарат вычислительной геометрии, который в известной мере можно считать инвариантным. При решении оптимизационных задач используютс я различные методы поиска экстремумов, многие из которых примен я ютс я только в конкретной предметной области.

Программное обеспечение подраздел я ют на общесистемное и специальное.

Разделение вполне пон я тное и особых комментариев не требует. Ясно, что операционные системы относ я тс я к первому виду ПО, а , скажем, программное обеспечение дл я прогнозировани я погоды в Екатеринбургек очень специальному. В общесистемном программном обеспечение выдел я ют, в свою очередь, такой компонент как базовое программное обеспечение, т.е. такое, которое не я вл я етс я объектом разработки при создании программного обеспечени я , например, кака я -либо СУБД. Информационное обеспечение представл я ет собой совокупность данных, размещенных на различных носител я х информации, которые используютс я дл я проектировани я . Это могут быть различные справочники, таблицы, промежуточные проектные решени я , параметры проектируемого издели я и т.п., в общем, все, что угодно.

Иногда совокупность такого рода данных называют еще информационным фондом. Формы организации информационного обеспечени я в компьютере могут быть различны, например: файлы или библиотеки.

Библиотечна я форма организации данных широко примен я етс я в отечественных ЭВМ типа ЕС или СМ. Наиболее естественным и распространенным способом ведени я информационного фонда в насто я щее врем я я вл я етс я формирование баз данных, доступ к которым осуществл я етс я различными системами управлени я базами данных.

Остановимс я более подробно на проблемах выбора технических средств САПР. Как мы уже отмечали ранее, к техническим средствам САПР относ я тс я не только компьютеры, но и различные технические устройства, приборы, периферийные средства, которые необходимы дл я обеспечени я процесса проектировани я . К периферийным техническим средствам относ я тс я , в частности, графопостроители и перфораторы (устройства вывода информации на перфоленту). Причем, если дл я функционировани я наиболее распространенных графопостроителей, как правило, в базовом программном обеспечении САПР имеютс я необходимые программные средства (драйверы), то дл я стыковки, скажем, IBM-совместимых персональных компьютеров и широко распространенных на предпри я ти я х перфораторов типа ПЛ150М необходимы уже дополнительные технические устройства (адаптеры). 2. Операционные системы Остановимс я несколько подробнее на компьютерах, примен я емых в САПР. Очевидно, что подавл я юща я часть компьютеров, используемых в насто я щее врем я в нашей стране дл я автоматизации проектировани я (впрочем, и не только дл я этих целей) представл я ют собой IBM-совместимые персональные компьютеры. Надо отметить, что термин “IBM-совместимые” сейчас используетс я реже, больше говор я т о “платформах”, аппаратной или программной. Дл я персональных компьютеров аппаратна я платформа определ я етс я типом процессора (часто говор я т: “интелловска я “ платформа), а программна я - типом операционной системы (MS DOS или MS WINDOWS). Впрочем, терминологи я здесь очень не усто я вша я с я . И не всегда люди, использующие один термин, имеют ввиду одно и то же.

Характерным примером я вл я етс я термин “рабоча я станци я ”. Если вы говорите со специалистом по сетевым технологи я м, то под рабочей станцией он обычно понимает персональный компьютер, выполн я ющий функции “клиента” в технологии “клиент-сервер”. Вместе с тем, этот термин уже довольно давно используетс я дл я обозначени я вполне определенного класса компьютеров, выпускаемых ,как правило, на основе так называемых RISC - процессоров р я дом известных западных производителей.

Именно этот класс компьютеров в отличие от персональных чаще всего примен я етс я дл я решени я задач автоматизации проектировани я на крупных и средних предпри я ти я х большинства развитых стран Запада.

Рабочие станции, в частности, производ я т такие знаменитые компьютерные фирмы как HEWLETT PACKARD(HP), IBM, SILICON GRAPHICS(SGI), SUN Microsystem, DIGITAL(DEC) и р я д других. Как правило, рабочие станции работают на программной платформе UNIX, хот я большинство фирм-производителей предлагают и собственные специфические операционные системы. Нужно отметить, что версии OC UNIX дл я разных типов рабочих станций также имеют свою специфику. Можно выделить две основные особенности рабочих станций как типа компьютеров: - высока я производительность (нар я ду с другими техническими характеристиками) и использование RISC -процессоров; - повышенные возможности дл я решени я задач машинной графики. Эти особенности и определили привлекательность рабочих станций дл я САПР-овских систем, в которых решение сложных геометрических и графических задач занимает важное место.

Существенна я часть такого рода задач решаетс я рабочими станци я ми на аппаратном уровне с помощью специализированных процессоров, что, как раз, и обеспечивает высокую эффективность и производительность станций в сравнении с “персоналками”. Но, как говоритс я , “за все надо платить”. В данном случае платить приходитс я непосредственно деньгами и очень немалыми.

Стоимость рабочих станций может достигать, естественно, в зависимости от конфигурации, нескольких дес я тков тыс я ч долларов.

Именно поэтому в нашей стране предпочитают использовать дл я задач САПР дешевые персональные компьютеры “желтой” сборки.

Справедливости ради надо отметить, что разница в возможност я х рабочих станций и самых мощных персональных компьютеров в последнее врем я существенно уменьшилась, хот я по-прежнему есть. Так подсистемы конструкторского проектировани я сложных сборочных чертежей дл я авиастроени я и автомобилестроени я эффективно работают только на рабочих станци я х. В заключении разговора о компьютерах приведу несколько наиболее покупаемых в России модификаций рабочих станций: - Sun SPARC Solaris, Sun SPARC SunOS; - Alpha (Digital); - IRIX (SGI); - HP-UX; - IBM AIX/600 О лингвистическом обеспечении САПР. Основу лингвистического обеспечени я САПР составл я ют, так называемые, проблемно-ориентированные я зыки, предназначенные дл я описани я процедур автоматизированного проектировани я . Собственно говор я , это и не я зыки вовсе, а комплексы программных средств, в качестве входных данных использующие я зыковые конструкции. В качестве “классического” примера можно привести я зык СТЕП-Ш, разработанный преподавателем кафедры “Прикладна я геометри я и автоматизаци я проектировани я ” УГТУ-УПИ Николаем Евгеньевичем Возмищевым под научным руководством проф. Р.А.Вайсбурда. Это ориентированный на конечного пользовател я -непрограммиста технологический я зык дл я описани я информации о процессе и услови я х проектировани я в гор я чештамповочном производстве, а также методах решени я проектных задач.

Разумеетс я , что в состав лингвистического обеспечени я САПР вход я т и универсальные алгоритмические я зыки высокого уровн я и различного типа “макро я зыки”, расшир я ющие я зыковые средства больших программных систем и т.д. Как уже отмечалось выше, стандарты по САПР выдел я ют еще 2 типа обеспечени я САПР: методическое и организационное.

Выделение это, на наш взгл я д, достаточно искусственное, но “стандарт есть стандарт”. Под методическим обеспечением понимаетс я набор документов, регламентирующих эксплуатацию САПР. Причем документы, касающиес я разработки САПР, сюда не вход я т. Т.е. методическое обеспечение - это, в общем смысле, просто набор инструктивных положений, касающихс я эксплуатации САПР. Организационное обеспечение также представл я ет собой комплекс регламентирующих документов, но уже касающихс я организационной структуры подразделений, эксплуатирующих САПР, а также взаимодействи я этих подразделений с САПР и между собой. В набор организационных документов вход я т обычно приказы, штатные расписани я , квалификационные требовани я и т.д. 3. Базы и банки данных.

Структура и модели данных.

Система автоматизированного проектировани я (САПР) определена в ГОСТ 23501.0-79 как организационно-техническа я система, состо я ща я из комплекса средств автоматизации проектировани я (КСАП), взаимодействующего с подразделени я ми проектной организации, и выполн я юща я автоматизированное проектирование.

Средства автоматизации проектировани я структурируютс я по видам обеспечени я : математическое обеспечение, программное обеспечение, техническое обеспечение, информационное обеспечение, организационное обеспечение, методическое обеспечение.

Математическое обеспечение - это совокупность математических методов, математических моделей и алгоритмов проектировани я , необходимых дл я выполнени я автоматизированного проектировани я . Программное обеспечение - совокупность машинных программ, необходимых дл я выполнени я автоматизированного проектировани я . Среди этой совокупности выдел я ютс я программы дл я организации функционировани я технических средств, т.е. дл я планировани я и управлени я вычислительным процессом, распределени я вычислительных ресурсов между многими пользовател я ми. Эта часть представл я ет общесистемное ПО. Общесистемное ПО создаетс я дл я многих приложений и не отражает специфику САПР. Эта специфика находит отражение в базовом и прикладном ПО. в базовое ПО вход я т программы, обеспечивающие функционирование прикладных программ. В прикладном ПО реализуетс я математическое обеспечение дл я непосредственного выполнени я проектировани я процедур.

Прикладное ПО реализуетс я в виде ППП. Техническое обеспечение представл я ет совокупность технических средств, предназначенных дл я выполнени я автоматизированного проектировани я . ТО делитс я на группы средств программной обработки данных, подготовки и ввода данных, отображени я и документировани я , архива проектируемых решений, передачи данных.

Средства программной обработки данных представлены процессорами и запоминающими устройствами, в которых реализуетс я программна я обработка данных и программное управление с вычислени я ми.

Средства подготовки, ввода отображени я и документировани я данных служит дл я общени я человека с ЭВМ. Средства проектировани я решений представлены внешними запоминающими устройствами.

Средства передачи данных используютс я дл я организации св я зей между территориально удаленными ЭВМ и терминалами (оконечными устройствами). Информационное описание объекта проектировани я реализуетс я при автоматизации проектировани я в информационном обеспечении САПР. Информаци я об объектах проектировани я представл я етс я в виде документов на машинных носител я х, содержащих сведени я справочного характера о материалах, комплектующих издели я х, типовых проектных решени я х, параметров элементов, сведени я о состо я нии текущих разработок в виде промежуточных и окончательных проектных решений, структур проектных объектов и т.п.

Основна я составна я часть ИО САПР - банк данных, состо я щий из БД и СУБД. БД - сами данные, наход я щиес я на машинных носител я х информации, т.е. в запоминающих устройствах ЭВМ и структурированные в соответствии с прин я тыми в БД правилами. СУБД - совокупность программных средств, обеспечивающих функционирование банка данных. С помощью СУБД производитс я запись данных в банк, их выборка по запросам пользоватлей и прикладных программ, обеспечиваетс я защита данных от искажений и от несанкционированного доступа и т.п.

Лингвистическое обеспечение - совокупность я зыков проектировани я , предназначенных дл я описани я процессов автоматизированного проектировани я и проектных решений. Это я зык общени я проектировщика с ЭВМ. В развитых САПР таких я зыков может быть несколько, причем каждый из них основываетс я на правилах формализации естественного я зыка и использует методы сжати я и развертывани я текста.

Методическое обеспечение составл я ют документы, регламентирующие состав, правила отбора и эксплуатации средств автоматизированного проектировани я . Допускаетс я и более широка я трактовка пон я ти я методического обеспечени я , при котором под ним понимаетс я совокупность математического, лингвистического обеспечени я и названных документов, реализующих правила использовани я средств проектировани я . Организационное обеспечение включает положени я , инструкции, приказы, штатные расписани я , квалификационные требовани я и другие документы, регламентирующие организационную структуру подразделений проектных организаций и взаимодействие подразделений с комплексом средств автоматизированного проектировани я . 4. Критерии.

Система критерий.

Методы критерием.

Проектирование представл я ет собой часть цикла обновлени я , который состоит из следующих этапов: - формирование новых целей де я тельности, подготовленных объективным развитием событий и накоплением опыта в конкретных област я х материального производства; - изыскание общих представлений, идей, концепций о средствах достижени я поставленных целей; эти представлени я затем принимаютс я в качестве первоначального описани я объектов проектировани я ; - организаци я проектировани я дл я создани я проекта - окончательного и исчерпывающего обосновани я и описани я потенциально реализуемых и жизнеспособных средств достижени я поставленных целей; - производства и эксплуатации объектов проектировани я . Перечисленные этапы выполн я ютс я поочередно, решени я предшествующего этапа принимаютс я в качестве исходных данных дл я последующего. Такой принцип называетс я нисход я щим проектированием ”сверху вниз”. Первоначальна я формулировка цели определ я ет лишь общее направление предсто я щей де я тельности.

Однозначные результаты, пути и средства достижени я цели пока не предполагаютс я . Наоборот, допускаетс я многовариантное развитие событий в достижении поставленной цели. Оно и не может быть иным в силу значительной неопределенности, котора я объективно возникает на начальном этапе обновлени я . Дл я достижени я желаемых результатов, после определени я общей цели осуществл я етс я переход к построению дерева (иерархического графа целей), когда обща я цель раздел я етс я на логически взаимосв я занные обеспечивающие цели. По мере движени я вниз по иерархическим ступен я м дерева цели станов я тс я все более конкретными. Этот процесс разбиени я целей продолжаетс я до той степени конкретизации, когда реализаци я очередных обеспечивающих целей становитс я очевидной. Иными словами, на очередном этапе цели станов я тс я простыми и достижимыми, что выражаетс я в том, что очередные цели могут быть описаны не только качественно, но допускают и количественное описание.

Последнее выражаетс я через численные оценки критериев достижени я целей, например, в виде заданной надежности функционировани я какого-то агрегата сложной системы.

Вследствие этого, описани я целей проектировани я на нижних ступен я х иерархии станов я тс я настолько конкретными, что их можно прин я ть в качестве исходных данных или начальных описаний объектов проектировани я - тактико-технических требований к объектам проектировани я , технических заданий на проектирование и т.п. При движении затем по дереву целей снизу-вверх начинают вырисовыватьс я конкретные пути и средства достижени я общей цели, решени я проблемы в целом. Так дерево целей становитс я не только инструментом все более точного описани я планируемых результатов, но и исходной базой дл я формировани я облика объектов проектировани я . Конечно, построение такого дерева целей - не проста я задача. Дл я ее решени я требуетс я обобщить накопленный опыт, вы я вить и предопределить (спрогнозировать) закономерности развити я в определенной сфере материального производства; обосновать и описать обеспечивающие цели, а также сформировать критерии и количественные оценки этих целей. Дл я успешного решени я этих задач требуетс я оперативно обрабатывать большие объемы информации, эффективно примен я ть средства автоматизации, которые способствуют сокращению сроков проектировани я . Объекты проектировани я - это будущие средства достижени я целей: конструкции, процессы, системы. В ходе проектировани я они существуют лишь в воображении проектировщика, предварительных описани я х, модел я х. По мере развити я процесса от целеполагани я до проекта представлени я об объектах проектировани я последовательно уточн я ютс я . Например, была поставлена цель: решение жилищной проблемы дл я 100 семей.

Средством ее достижени я может быть строительство 100 квартирного дома. Таким образом дом становитс я объектом проектировани я . Далее потребуетс я более подробное и точное его описание: число этажей, планировка квартир, теплои водоснабжение и т.п.

Конкретное решение каждого из этих вопросов будет получено на последующих этапах проектировани я . Окончательное и полное представление о доме даст завершенный проект. Как видим в процессе проектировани я квартиры, водоснабжени я и т.п. подобное станов я тс я поочередно объектами проектировани я . Пон я тие объекта проектировани я св я зано с цел я ми и процессами проектировани я . Это пон я тие развиваетс я по этапам процесса проектировани я и должно последовательно отвечать целевым установкам дерева целей. Тем самым осуществл я етс я единство цели, объекта и процесса проектировани я вз я тых в их развитии от начальной постановки проблемы до завершени я проектных работ.

Процесс проектировани я в этой триаде может рассматриватьс я как алгоритм последовательного уточнени я обоснований и облика объекта проектировани я . Дл я реализации процесса проектировани я необходимы достаточно глубокие степени формализации процесса проектировани я и моделировани я объекта проектировани я . Без этого невозможна оценка эффективности принимаемых в процессе проектировани я решений.

Формализаци я описаний и моделирование объекта проектировани я достигаютс я в основном за счет структуризации и математического описани я получающихс я структур.

Особое внимание следует обратить на то, что структурируетс я не объект ( при проектировании он физически не существует, что я вл я етс я отличительной особенностью процесса проектировани я ), а его образ в голове проектировщика (модель). На поздних этапах проектировани я к модел я м могут добавл я тьс я макеты, имитаторы, опытные экземпл я ры объекта, дающие экспериментальные сведени я о его свойствах. Виды формальных описаний объекта проектировани я . Различают три основных вида формального описани я объектов проектировани я : функциональное, конструкторское или морфологическое и информационное.

Иногда к этим видам относ я т технологическое описание, которое я вл я етс я реализацией результатов конструкторского проектировани я и включает описание методов и средств изготовлени я объектов. Но сегодн я шн я я практика такова, что в структуре автоматизированного производства обычно в отдельную от САПР структурную единицу выдел я етс я АСУТП, поэтому технологический аспект описани я объектов будем считать прерогативой этого направлени я автоматизации.

Функциональное описание дает характеристику назначени я объекта проектировани я через его эксплуатационные функции: принципы действи я , свойства и способности, обеспечивающие выполнение поставленных целей проектировани я . Например, если цель - создание нового летательного аппарата, то главной его функцией будет - летать. Эту функцию можно реализовать, если объект проектировани я будет способен развивать такие обеспечивающие функции, как подъемную силу дл я преодолени я силы т я жести, т я говые усили я дл я преодолени я сопротивлени я движению со стороны атмосферы, управление силами и моментами сил в полете дл я осуществлени я маневров и т.д. Дл я выполнени я обеспечивающих функций летательный аппарат должен иметь соответствующие устройства: крыль я дл я создани я подъемной силы; силовые установки (двигатели) дл я создани я т я говых усилий; рули дл я управлени я маневрами. Таким образом, за функциональным описанием естественным образом возникает потребность в структурировании объекта проектировани я - разделении его на такие части, которые предназначены дл я выполнение обеспечивающих функций.

Результат структурировани я может быть изображен в виде графа - иерархического дерева, дающего представление о взаимодействии составных частей объекта проектировани я . В результате структурировани я объект проектировани я становитс я сложной системой, то есть целостным единством взаимосв я занных частей - подсистем, агрегатов: узлов, конструктивных элементов. Кажда я часть системы имеет собственное целевое и функциональное назначение, принцип действи я , конструктивное устройство и вместе с тем через согласованную систему целей и обеспечивающих функций участвует в образовании единого целого - создаваемого объекта.

Описание структур, геометрических форм объекта и его составных частей называют морфологическим или конструкторским описанием. Под информацией об объекте проектировани я понимают всевозможные сведени я , сообщени я , документы, сигналы, подлежащие приему, обработке, хранению и передаче в интересах целостного описани я его устройства и функционировани я . При этом понимаетс я , что сведени я - в общем смысле это все, чем могут быть дополнены наши знани я и предположени я об объекте проектировани я , сообщени я - упор я доченные, наборы символов, служащие дл я выражени я информации; документы - материальные носители сообщений в виде схем, эскизов, чертежей, справок, таблиц; сигналы - физические я влени я и процессы, служащие дл я приема, хранени я обработки и передачи информации.

Информационное описание дает представление обо всех видах информации и отношени я х между ними. По своей структуре оно похоже на иерархическое описание целей функций и структуры объекта проектировани я . Наиболее полное выражение информационное описание находит в завершенном проекте. 1. Закономерности деформируемости, водопроницаемости и прочности грунтов.

Расчет и проектирование оснований фундаментов городских зданий и сооружений производ я т на основе механических характеристик грунтов, определ я емых на основании полевых и лабораторных исследований.

Передача внешней нагрузки на грунты оснований через фундаменты сооружений приводит к образованию нормальных напр я жений, вызывающих деформации уплотнени я грунта, которые включают в себ я деформации скелета грунта, а также уменьшение объема его пор. При небольших давлени я х деформации скелета грунта незначительны и уплотнение происходит в основном из-за уменьшени я пористости.

Основные закономерности такого деформировани я рассматривает закон компрессии — изменение пористости грунта пропорционально изменению давлени я . Прочность и устойчивость грунтов оснований оцениваютс я сопротивлением грунтов сдвигу, которое зависит от угла внутреннего трени я и удельного сцеплени я грунта. Эти характеристики определ я ютс я в соответствии с законом сопротивлени я грунтов сдвигу, который дл я песчаных грунтов формулируетс я следующим образом: предельное сопротивление грунтов сдвигу пропорционально нормальному напр я жению.

Деформируемость грунтов во времени и сопротивление сдвигу во многом завис я т от распределени я давлени я , воспринимаемого скелетом грунта и водой, наход я щейс я в порах. Под действием давлени я от внешней нагрузки порова я вода постепенно отжимаетс я из грунта и передает часть своего давлени я на скелет.

Следовательно, процесс уплотнени я будет зависеть от скорости отжати я воды из пор грунта. Это требует знани я основных положении закона фильтрации поровой воды — скорость фильтрации пр я мо пропорциональна гидравлическому градиенту (потере напора на пути фильтрации). Показатели, характеризующие степень уплотнени я грунтов, определ я ют в ходе лабораторных испытаний образцов грунта, полученных из скважин и шурфов.

Уплотнение грунтов оценивают с помощью коэффициента относительной сжимаемости mv или модул я деформации Е, определ я емых в одометре (рис. 2.1,а). Одометр представл я ет собой кольцо 1, в котором находитс я образец грунта 2, установленные на фильтрующее днище 3. На образец грунта с помощью поршн я 4 передаетс я внешн я я нагрузка. По результатам испытаний получают компрессионную кривую (график зависимости коэффициента пористости от давлени я ), показанную на рис. 2.1,6. При небольших давлени я х участок кривой в интервале замен я ют пр я мой линией, наклон которой принимают за коэффициент сжимаемости: В расчетах удобнее пользоватьс я коэффициентом относительной сжимаемости: Коэффициент относительной сжимаемости св я зан с модулем деформации, соответствующим модулю упругости дл я упругих тел, следующей зависимостью: По компрессионной кривой можно приближенно судить и о структурной прочности грунтов (рис. 2.1,6). Точное значение структурной прочности получают по компрессионной кривой, построенной в полулогарифмической системе координат.

Значение модул я деформации грунта, найденное с помощью компрессионных кривых, часто отличаетс я от действительного, так как при отборе образцов грунта все же происходит частичное нарушение природной структуры грунта.

Поэтому дл я определени я модул я деформации прибегают к полевым испытани я м грунтов статической нагрузкой с помощью жестких штампов, устанавливаемых в специальных шурфах.

Используют специальную установку (рис. 2.2,а), представл я ющую собой жесткий штамп 7, соединенный с платформой 2, к которой прикладываетс я ступенчато возрастающа я внешн я я нагрузка 3. По результатам испытаний стро я т график зависимости осадки от нагрузки (рис. 2.2,6). На начальном участке (при относительно небольших давлени я х) эта зависимость считаетс я линейной и модуль деформации определ я етс я по формулам теории линейно деформируемых'тел с помощью данного графика по следующей формуле: где — коэффициент, принимаемый дл я круглых штампов равным 0,8; d — диаметр штампа; v — коэффициент поперечной деформации; — приращение давлени я на штамп; As — приращение осадки, соответствующее прин я тому интервалу давлени я . Сопротивление грунтов сдвигу обычно определ я ют с помощью пр я мого среза образцов грунта в сдвиговом приборе (рис. 2.3,а), состо я щем из двух обойм: неподвижной нижней 1 и подвижной. верхней 2 с фильтрующими пластинами 3 (зубчатыми дл я песчаных грунтов и плоскими дл я глинистых), между которыми располагаетс я образец грунта 4. Измен я я вертикальную нагрузку, можно построить график зависимости предельного сопротивлени я сдвигу от вертикального давлени я (рис. 2.3,6). Эта зависимость выразитс я формулой Где — действующее нормальное напр я жение; — коэффициент внутреннего трени я ; — угол внутреннего трени я ; с — удельное сцепление грунта.

Формула (2.14) отражает закон сопротивлени я сдвигу пыле-вато-глинистых грунтов, который формулируетс я следующим образом: сопротивление св я занных грунтов сдвигу есть функци я первой степени нормального напр я жени я . Сопротивление грунтов сдвигу часто изучают в приборах трехосного сжати я , называемых стабилометрами.

Иногда прибегают к полевым питани я м грунтов с помощью среза четырехлопастной крыльчаткой, зондировани я или использовани я пенетрометра с конусообразной или шаровой поверхностью.

Водопроницаемость грунтов оценивают с помощью коэффициента фильтрации. Дл я хорошо фильтрующих грунтов (песков и супесей) дл я определени я коэффициента фильтрации используют установку, показанную на рис. 2.4. Коэффициент фильтрации можно получить из выражени я где — объем воды, профильтровавшейс я через грунт за врем я t А — площадь поперечного сечени я образца грунта; — гидравлический градиент.

Определение нормативных и расчетных характеристик грунтов В силу неоднородности грунтов физико-механические своисгва даже в пределах одного сло я непосто я нны, поэтому определение характеристик по результатам испытаний одного образца дает лишь частное значение искомой величины. Дл я получени я достоверных значений физико-механических характеристик грунтов прибегают к статистической обработке результатов ограниченного числа испытаний.

Частное значение или частное определение служит основой дл я вычислени я статистического показател я , называемого средним арифметическим, с помощью которого устанавливают нормативное значение искомой характеристики: где — число испытаний по определению характеристики; XL — частное (1-е) значение искомой характеристики.

Характеристики, используемые в расчетах, называют расчетными и определ я ют по формуле где — коэффициент надежности по грунту. При вычислении расчетных значений, определ я ющих прочностные характеристики грунта (удельное сцепление, угол внутреннего трени я , плотность и предел прочности на одноосное сжатие дл я скальных грунтов), коэффициент надежности по грунту устанавливаетс я в зависимости от изменчивости этих характеристик и значени я доверительной веро я тности (обеспеченности) : где — показатель точности оценки среднего значени я характеристики грунта. Знак в формуле (2.18) принимают таким, который обеспечивает большую надежность данного расчета основани я или фундамента. Дл я прочих характеристик у я =1. Показатель точности оценки наход я т по следующим формулам: дл я где . — коэффициент, завис я щий от заданной доверительной веро я тности а и числа экспериментов; v — коэффициент вариации определ я емой характеристики — среднее квадратичное отклонение характеристики.

Среднее квадратичное отклонение при назначении Rc и р, ограниченном числе опытов определ я ют по формуле Дл я и среднее квадратичное отклонение наход я т из выражений: Среднее квадратичное отклонение величины сопротивлени я грунта срезу: где k — число определений; pi — вертикальное давление при /-испытании; т; —сопротивление сдвигу при /-м испытании.

Нормативное значение угла внутреннего трени я ф я и удельн го сцеплени я сп, вход я щих в формулу (2.25), определ я ют по р зультатам обработки серии опытов методом наименьших ква, ратов: где k — число определений величины т,- при давлении pi . Величину Д, присутствующую в формулах (2.23), (2.24), (2.26) и (2.27), наход я т из выражени я Точное значение искомой характеристики по ограниченному числу опытов определить нельз я . Можно оценить лишь ее максимальное отклонение от истинного значени я , т. е. найти ее веро я тную достоверность, котора я оцениваетс я доверительной веро я тностью а. Этот показатель означает веро я тность того, что вычисленный результат Хп отличаетс я от истинного значени я Х0 не больше чем на величину АХ, т. е. значение искомой характеристики на кривой, распределени я попадает в интервал х, показанный на рис. 2.5 и называемый доверительным интервалом. В расчетах оснований величина доверительного интервала зависит от степени важности и возможности наступлени я ожидаемого событи я . При расчетах устойчивости грунтов принимают = 0,95, а при расчетах деформативности = 0,85. Такое различие объ я сн я етс я тем, что потер я устойчивости грунта опаснее осадки. Прин я тые доверительные веро я тности означают, что в первом случае только 5%, а во втором—15% значений частных определений будет больше или меньше прин я того значени я искомой характеристики. Число частных определений k , по которым назначают нормативные и расчетные значени я характеристик, зависит от неоднородности грунтов и степени ответственности возводимого здани я или сооружени я . Дл я статистической обработки требуетс я не менее шести испытаний. Дл я получени я более достоверного значени я требуетс я большее количество опытов: чем оно больше, тем меньше значение to . и рт, соответственно сужаетс я и доверительный интервал, т. е. значение искомой характеристики будет в большей степени приближатьс я к действительному. При полевых испытани я х грунтов жесткими штампами, целью которых я вл я етс я определение модул я деформаций, допускаетс я определ я ть его по результатам трех опытов или двух, если результаты отличаютс я друг от друга не более чем на 25%. 2. Распределение напр я жений в основании от действи я различных видов нагрузок. Напр я жени я в массиве грунта, наход я щегос я под действием' внешней нагрузки, определ я ют с помощью решений теории упругости. Дл я оценки несущей способности и деформировани я оснований необходимо уметь определ я ть напр я жени я , возникающие в различных точках массива грунта, от внешних нагрузок. В этой св я зи наиболее важными я вл я ютс я вертикальные напр я жени я возникающие в основани я х. При действии вертикальной силы, приложенной к границе грунтового основани я (рис. 1.10,а), вертикальные напр я жени я в точке М определ я ют из выражени я где ^=3/2л[1 + (г/2)2]5/2— безразмерный коэффициент, завис я щий от соотношени я г/г (табл. 1.1); F — вертикальна я сила; z и г — соответственно вертикальна я и горизонтальна я координаты точки М. При действии нескольких сосредоточенных сил (рис. 1.10,6) напр я жени я определ я ют на основе принципа независимости дей- Если к поверхности основани я приложена распределенна я по ^некоторой площади внешн я я нагрузка, закон изменени я которой произволен (рис. 1.11), то напр я жени я в точке М определ я ют следующим образом.

Загруженную площадь разбивают на определенное количество элементарных участков квадратногоили пр я моугольного очертани я , в пределах которых распределенную нагрузку замен я ют сосредоточенной силой: Точность расчета, выполн я емого с помощью данного метода,, зависит от размеров элементарных участков и возрастает при увеличении их числа и удалении от точек приложени я элементарных сил. Напр я жени я , возникающие в грунтах в точках, наход я щихс я на вертикали, проход я щей под центром равномерной нагрузки,. распределенной по пр я моугольной площади (рис. 1.12,а), определ я ют из выражени я где а — коэффициент рассеивани я напр я жений, принимаемый в-соответствии с данными табл. 1.2 в зависимости от соотношений t ,=2 z / b и т) = //й (6 и / — соответственно ширина и длина площади загружени я , z —вертикальна я координата точки, где определ я ютс я напр я жени я ); р — давление, приложенное к верхней плоскости основани я . Дл я площади загружени я , представл я ющей собой правильный-многогранник площадью А, значени я а можно определ я ть, как дл я круглой площади загружени я радиусом г—^А/ы. При промежуточных значени я х Е; и г коэффициент а наход я т линейной интерпол я цией. По данным табл. 1.2 можно определ я ть напр я жени я и в точках, наход я щихс я на вертикали, проход я щей под угловыми точками пр я моугольной площади загружени я (точка В на рис. 1.12,а), при этом = г/6. Напр я жени я под угловыми точками наход я т по формуле Возможность находить напр я жени я в угловых точках позвол я ет определ я ть напр я жени я в любой точке грунтового основани я методом угловых точек. Если точка, в которой требуетс я определить напр я жение, находитс я в пределах площади загружени я (точка Мг на рис. 1.12,6), то площадь загружени я разбивают на четыре пр я моугольника АЕМК, EBGM , KMFD и MGCF , дл я каждого из которых точка М будет угловой, тогда напр я жени я можно найти суммированием от четырех площадей загружени я I , II , III и IV : Если же точка М' находитс я вне пределов загруженной площади ABCD (рис. 1.12, в), тогда ее считают угловой дл я четырех фиктивных площадей загружени я АЕМК, KMGD , BEMF и FMGC . При этом в пределах / и II зон загружени я направление нагрузки совпадает с направлением заданной нагрузки, а в пределах /// и IV зон принимаетс я обратным исходному и напр я жени я определ я ют как В случае расположени я точки М' вне пределов площади загружени я ABCD , как это показано на рис. 1.12,г, эту точку принимают за угловую дл я следующих фиктивных площадей загружени я : АЕМК, BEMG , DFMK и CFMG . Напр я жение наход я т из выражени я . Изменение напр я жений в толще основани я обычно изображают с помощью эпюр. На рис. 1.13, а показано распределение вертикальных напр я жений в массиве грунта от действи я полосовой нагрузки, приложенной к границе основани я (плоска я задача теории упругости). Вертикальные напр я жени я убывают с глубиной, причем интенсивность, уменьшени я больше в ближайшей зоне, примыкающей к границе загруженного основани я . Распределение вертикальных напр я жений по горизонтальным плоскост я м показано на рис. 1.13,6, они убывают в горизонтальном направлении. Часто об интенсивности напр я женного состо я ни я грунтов суд я т по лини я м равных вертикальных напр я жений (изобарам), показанных на рис. 1.13,в.

Приведенные выше формулы дл я определени я напр я жений справедливы не только дл я однородных оснований. Они могут быть использованы и дл я слоистых оснований при условии, что свойства отдельных пластов грунта незначительно отличаютс я друг от друга. Дл я слоистых оснований, свойства которых существенно различны, например основани я , подстилаемые скальными грунтами, распределение напр я жений будет иным из-за концентрации напр я жений, которую необходимо учитывать в расче-.тах (рис. 1.14). В основани я х кроме напр я жений от внешней нагрузки, создаваемой фундаментами зданий и сооружений, в каждой точке действуют вертикальные напр я жени я и от собственного веса вышележащих слоев грунта, которые можно найти из следующего выражени я : где п — количество слоев грунта; yt — удельный вес грунта /-го сло я ; Ai —толщина пласта /-го сло я грунта. Из формулы (1.9) следует, что дл я однородного основани я эпюра напр я жений от собственного веса имеет вид треугольника. Дл я слоистого основани я эпюра примет вид ломаной линии вследствие различных значений удельного веса отдельных пластов грунта (рис. 1.15). В водопроницаемых грунтах, залегающих ниже отметки уровн я подземных вод WL , при вычислении их удельного веса необходимо учитывать взвешивающее действие воды, определ я емого согласно закону Архимеда. В водонепроницаемых грунтах наход я щихс я ниже уровн я подземных вод, будет возникать дополнительное гидростатическое давление от столба воды, расположенного над данным слоем. При проектировании взаимодействие между основани я ми и фундаментами и их взаимное вли я ние друг на друга учитывают с помощью контактных давлений, возникающих в грунтах по подошве фундамента. Выше были рассмотрены методы определени я напр я жений в массиве грунта от действи я нагрузок, которые способны следовать за перемещени я ми грунта, формиру я так называемую чащу оседани я , поскольку напр я жени я под центром нагрузки больше, чем по кра я м (рис. 1.16,а). Передача давлени я на грунт основани я через подошву жесткого фундамента при центрально приложенной нагрузке вызовет равномерную осадку грунта.

Равномерность осадки вызовет под подошвой фундамента неравномерное распределение давлени я . Имеетс я теоретическое решение задачи о распределении напр я жений по подошве круглого абсолютно жесткого штампа: Из этой формулы следует, что под центром штампа давление будет иметь минимальное значение, а под кра я ми — бесконечно большое (крива я 1 на рис. 1.16,6), однако в реальных' услови я х грунты оснований не могут воспринимать бесконечно большие напр я жени я и их величина под кра я ми штампа всегда имеет конечное значение (крива я 2 на рис. 1.16,6). При увеличении внешней нагрузки под кра я ми штампа начинают развиватьс я зоны пластических деформаций, что вызывает перераспределение напр я жений под подошвой с более нагруженных участков на менее нагруженные, и эпюра давлений приобретает седлообразное очертание (крива я 3 на рис. 1.16,6). При дальнейшем возрастании нагрузки, приближающейс я к предельному значению, эпюра давлени я становитс я колоколообразной (крива я 4 на рис. 1.16,6). Очертание эпюры давлени я под подошвой фундамента зависит от внешней нагрузки и развити я зон пластических деформаций в грунте. В практических расчетах давление под подошвой фундамента условно осредн я ют и считают равномерно распределенным (лини я 5 на рис. 1.16;б). Характер распределени я давлени я по подошве внецентренно-нагруженного фундамента в зависимости от внешней нагрузки-показан на рис. .1.16,6. При проектировании внецентренно нагруженных фундаментов давление по подошве считаетс я распределенным по закону трапеции (лини я 5 на рис. 1.16,в). Осреднение давлени я по подошве фундамента и прин я тие допущени я о его линейном распределении оправдано дл я расчета оснований и подбора размеров фундаментов, имеющих относительно высокую жесткость, поскольку в данном случае дл я основани я контактные давлени я я вл я ютс я местной нагрузкой, и существенным дл я него окажетс я не характер распределени я , а величина и направление равнодействующей давлени я . Последние факторы и окажут решающее вли я ние на величину и характер деформации основани я . Дл я расчета и проектировани я гибких фундаментов, т. е. фундаментов, имеющих сравнительно небольшую жесткость, следует учитывать очертание эпюры контактных давлений, так как в данном случае осреднение давлени я приведет к большим погрешност я м в расчете. 3. Пон я тие о критических нагрузках на грунт.

Расчетное сопротивление грунта. Дл я оценки прочности и устойчивости оснований фундаментов в насто я щее врем я используют теорию предельного напр я женного состо я ни я . В основу этой теории положёно'пон я тие о предельном равновесии грунта.

Предельным равновесием основани я называют такое напр я женное состо я ние, при котором любое достаточно малое увеличение внешней нагрузки или малейшее уменьшение, .прочности грунта... приведет к нарушению установившегос я равновеси я и вызовет потерю устойчивости грунта, сопровождающуюс я .выпором' грунта из-под подошвы фундамента со значительным нарастанием осадки. Теори я предельного равновеси я рассматривает задачи устойчивости грунтовав основани я х фундаментов. В насто я щее врем я разработаны достаточно эффективные методы, позвол я ющие решать задачи устойчивости грунтов в услови я х предельного равновеси я . Было рассмотрено деформирование основани я под действием возрастающей внешней нагрузки в пределах четырех фаз напр я женного состо я ни я грунта и замечено, что в пределах 'Первых двух фаз — упругих деформаций, уплотнени я и локальных сдвигов — зависимость между осадкой и действующим давлением считаетс я линейной, а под кра я ми штампа развиваютс я зоны пластических деформаций.

Рассматрива я услови я возникновени я предельного равновеси я в основании фундамента под действием нагрузки, давление от которой находитс я в пределах первых двух фаз напр я женного состо я ни я , можно получить значение давлени я , соответствующее развитию зон предельного равновеси я под кра я ми штампа на глубине -гтах (рис. 1.17,а): удельный вес грунта, залегающего выше подошвы фундамента; v . Ф и с —соответственно удельный вес, угол внутреннего трени я и сцепление грунта, залегающего под подошвой фундамента, Zmax —максимальна я ордината развити я области предельного равновеси я в грунте.

Формула (1.11) получена в результате решени я плоской задачи при загружении однородного основани я полосовой равномерно распределенной нагрузкой (рис. 1.17,6). При рассмотрении дан-ной задачи определение напр я жений производилось по формулам теории упругости, а развитие областей сдвига рассматривалось с позиций теории предельного равновеси я . Принима я zmax = 0, из выражени я (1.11) можно получить критическое давление, при котором зоны предельного равновеси я только начинают зарождатьс я под кра я ми равномерно распределенной нагрузки: Однако в практических расчетах используют не критическое давление, а некоторую величину, превышающую его по абсолютному значению, поскольку опытными данными доказано, что развитие небольших по объему областей сдвига под кра я ми фундаментов не нарушает линейной зависимости между напр я жени я ми и деформаци я ми.

Действующими Строительными нормами и правилами при расчете осадок допускаетс я развитие зон сдвигов до глубины, не превышающей четверть ширины подошвы фундамента, т. е. при (рис. 1.17,6). Подставл я я это значение в формулу (1.11), получим значение краевой критической нагрузки на грунт основани я : — коэффициенты несущей способности.

Формулу (1.13) используют в практических расчетах дл я определени я расчетного сопротивлени я грунта при условии введени я специальных коэффициентов, называемых коэффициентами условий работы и надежности, которые позвол я ют учитывать конструктивные особенности фундаментов, специфику конструктивной схемы возводимых зданий и сооружений, а также различие физико-механических свойств грунтов оснований. Нормы проектировани я требуют ограничивать напр я жени я по подошве фундаментов расчетным сопротивлением грунта основани я , так как это я вл я етс я условием применимости дл я грунтов модели линейно деформируемой среды, позвол я ющей получать достоверное значение осадки. При проектировании фундаментов, расположенных на слабых грунтах, важно знать не только критическое давление на грунты оснований, соответствующее работе грунта в пределах первые двух фаз напр я женного -состо я ни я , при относительно незначительных осадках, но и нагрузку, при которой произойдет потер я устойчивости грунта, сопровождающа я с я выпором грунта из-под подошвы фундамента и значительным возрастанием осадки.

Предельное значение давлени я на грунт основани я получено в результате решени я задачи об услови я х предельного равновеси я (рис. 1.18), предусматривающих образование областей предельного равновеси я 2, зоны уплотнени я 3 и поверхностей скольжени я 4, по которым происходит перемещение грунта. При центральном нагружении среднее предельное давление определ я ют по формуле где Nv , Nq и Nc — коэффициенты несущей способности, определ я емые по табличным данным СНиПа. Если давление от внешней нагрузки превысит это значение, то произойдет потер я устойчивости основани я . Выражение (1.14) положено в основу назначени я силы предельного сопротивлени я оснований, предлагаемой действующими нормами с учетом коэффициентов условий работы и надежности.

Предельно возможные давлени я на.грунты оснований, как правило, сопровождаютс я ростом значительных осадок (исключени я составл я ют только скальные основани я ), что с точки зрени я эксплуатационной пригодности не может служить удовлетворительным условием функционировани я зданий и сооружений, поэтому ограничению по предельному давлению предшествует введение ограничени я по предельной осадке.

Предельно возможные деформации сооружений регламентированы нормами на основании обобщени я и статистического анализа практического опыта эксплуатации различных зданий и сооружений.

Средние осадки, допускаемые дл я промышленных и гражданских зданий и сооружений, колеблютс я в пределах от 10 до 20 см.

Больша я деформаци я допускаетс я дл я зданий, имеющих большую жесткость. Дл я зданий и сооружений, имеющих значительную жесткость (дымовые трубы, силосные корпуса и др.), предельно допустимую осадку можно принимать в пределах 30... ...40 см.

Помимо абсолютных вертикальных деформаций нормами ограничиваетс я и крен зданий. 4. Основные принципы проектировани я оснований и фундаментов.

Предельные состо я ни я оснований и сооружений. Виды деформаций сооружений и их допустимые значени я . расчет по предельным деформаци я м. Как уже отмечалось выше, основани я и фундаменты зданий и сооружений должны быть надежными и экономичными.

Чрезмерное повышение надежности фундаментов ведет к увеличению их размеров, а следовательно, и расхода материалов, т. е. вызывает ухудшение экономичности, выражающейс я в основном в удорожании и увеличении объемов строительных работ. В свою очередь, стремление к повышению экономичности может привести к снижению надежности.

Поэтому целью проектировани я я вл я етс я выбор такого оптимального решени я , которое позволило бы запроектировать надежную и экономичную конструкцию фундамента и его основани я . Найти такое решение позвол я ет прин я та я в СССР методика расчета по предельным состо я ни я м. В основу положено предположение о том, чтобы усили я , напр я жени я деформации и перемещени я , возникающие в основани я х и элементах конструкций фундаментов зданий и сооружений, были близки к установленным предельным значени я м, но не превышали Чем ближе искомое расчетное значение к предельному, тем экономичнее будет проектируемый фундамент, а ограничение расчетных усилий и деформаций предельными значени я ми позвол я ет обеспечить необходимую надежность прин я того конструктивного решени я . Предельные состо я ни я подраздел я ют на две группы. Перва я группа — по.несущей способности. При расчете по этой группе предельных состо я ний должны быть исключены все возможные формы разрушений, которые могут произойти в результате потери прочности или устойчивости под действием силовых факторов, обусловливаемых в основном действующими нагрузками или в результате неблагопри я тных (агрессивных) воздействий внешней среды. Втора я группа — по деформаци я м. При расчетах по данной группе предельных состо я ний должны быть исключены факторы, затрудн я ющие нормальную эксплуатацию зданий и сооружений, вызываемых чрезмерными осадками, прогибами, выгибами, кренами, углами поворота, развитием трещин, а также амплитудами колебаний при динамических воздействи я х Передача сооружени я ми нагрузки на грунты оснований через систему фундаментов может привести к развитию неравномерных осадок, что вызовет по я вление дополнительных усилий в конструкци я х зданий. Эти усили я могут привести к образованию трещин, а в некоторых случа я х — к авари я м сооружений.

Поэтому расчет оснований выполн я ют прежде всего по деформаци я м, т. е. по второй группе предельных состо я ний. При слабых грунтах может произойти и потер я устойчивости оснований фундаментов, поэтому в таких случа я х необходимо производить дополнительный расчет основани я и по первой группе предельных состо я ний. Целью расчета оснований и фундаментов по предельным состо я ни я м должно быть назначение таких размеров и выбор такого конструктивного решени я , чтобы в основани я х и элементах фундаментов не возникало ни одного предельного состо я ни я . Проектирование оснований по второй группе предельных состо я ний Основной целью расчета оснований по второй группе предельных состо я ний, (по деформаци я м) я вл я етс я ограничение перемещений фундаментов такими предельными. значени я ми, которые гарантируют нормальную эксплуатацию и требуемую f долговечность, зданий и сооружений,'исключа я возможность про я влени я значительных неравномерностей осадок, св я занных с по я влением кренов, изменени я 1у^ктнь1х отметок и положении конструкций и их соединений.. Расчет оснований по деформаци я м предполагает, что прочность и трещиностойкость самих фундаментов и фундаментных конструкций должны быть проверены по результатам дополнительных расчетов. Так как проектирование оснований начинают с назначени я глубины заложени я фундамента, то ограничение осадки последнего производ я т назначением определенных размеров подошвы, а ограничение возможных неравномерностей осадок часто добиваютс я за счет варьировани я размерами подошвы, тем самым уменьша я или увеличива я давление в грунте основани я , что позвол я ет регулировать осадки отдельных фундаментов.

Расчет оснований по деформаци я м требует выполнени я следующего услови я : где s — деформаци я основани я , определ я ема я по результатам совместной работы основани я и сооружени я ; su — предельное значение совместной деформации основани я и сооружени я , устанавливаемое в соответствии с данными табл. 4.3. Если основани я сооружений сложены горизонтальным, выдержанными по толщине сло я ми грунтов (уклоне не более 0,1), то предельные значени я осадок допускаетс я увеличивать на 20%. Дл я сооружений со сплошными плитными фундаментами, типы которых перечислены в табл. 4.3 в позици я х I — 3, предельные значени я средних осадок допускаетс я увеличивать в 1,5 раза. В некоторых случа я х на основании обобщени я опыта проектировани я , строительства и эксплуатации отдельных зданий допускаетс я принимать предельные значени я деформаций основани я , несколько отличающиес я от приведенных в табл. 4.3. Расчет осадок оснований под фундаментами зданий и сооружений выполн я ют методами, изложенными в курсе механики грунтов, учитывающими совместную работу основани я с сооружением [лева я часть формулы (4.6)]. Предельно допустимые деформации (права я часть) определ я ютс я в основном эксплуатационными требовани я ми, предъ я вл я емыми к сооружению. Учет совместной работы основани я и сооружени я выполн я ют, как правило, с помощью ЭВМ. Расчет основани я по условию (4.6) я вл я етс я основным, причем чем ближе по значению 'друг к другу будут лева я и права я части, тем экономичнее запроектировано основание. Дл я нахождени я возможной неравномерности осадок в общем случае требуетс я определение осадки каждого фундамента здани я или сооружени я с учетом специфики грунтовых условий строительной площадки и совместной работы здани я с его основанием. Такой расчет даже с применением ЭВМ часто оказываетс я очень трудоемким, поэтому дл я оценки возможной неравномерности осадок определ я ют абсолют-' ную осадку отдельного, наиболее нагруженного фундамента smax и среднюю осадку сооружени я s , сравнива я их с предельно допустимыми, определ я емыми по табл. 4.3: Средн я я осадка сооружени я где AI , A 2, . . ., Ап — площади однотипных фундаментов, имеющих приблизительно одинаковую осадку; sb s 2, . . ., sn — осадки отдельных фундаментов; щ, п2, . . ., пп — число однотипных фундаментов. Такой метод позвол я ет ограничиватьс я определением осадки одного-двух наиболее нагруженных фундаментов и средней осадки здани я , так как установлено, что неравномерность осадки функционально зависима от средней и абсолютной наибольшей осадки. В насто я щее врем я при определении деформаций оснований используют расчетные методы, основанные на линейных зависимост я х между деформаци я ми и напр я жени я ми.

Однако, как уже указывалось, данные зависимости справедливы лишь в пределах относительно небольших напр я жений, поэтому по СНиПу рекомендуетс я ограничивать давление по подошве фундамента расчетным сопротивлением грунта основани я : где р — среднее давление по подошве фундамента от основного сочетани я расчетных нагрузок при расчете по второй группе предельных состо я ний; R — расчетное сопротивление грунта основани я , соответствующее давлению, при котором зоны пластических деформаций грунта под подошвой фундамента незначительно нарушают линейную зависимость между деформаци я ми и напр я жени я ми дл я всего основани я . Расчетное сопротивление грунта основани я под подошвой фундамента (рис. 4.7) где ус-1 — коэффициент условий работы грунтов основани я ; yes — то же, сооружени я во взаимодействии с грунтами основани я , принимаемые по табл. 4.4; k — коэффициент, принимаемый равным fe —1, если характеристики срп и сц определ я ютс я по данным непосредственных испытаний образцов грунта, и =1,1, если они принимались по табличным данным СНиПа; M 4 t Mq и Мс — безразмерные коэффициенты, принимаемые по данным табл. 4.5 в зависимости от угла внутреннего трени я kz — коэффициент, принимаемый равным kz = l при & fez ==2 o /&+0,2 при 6^10 м (20=8 м); Ь — ширина подошвы фундамента; уп—осредненное расчетное значение удельного веса грунтов, расположенных ниже подошвы фундамента в пределах сло я толщиной 0,56 (при наличии подземных вод определ я етс я с учетом взвешивающего действи я воды) у'п— то же, залегающих выше подошвы; d —глубина заложени я фундаментов от уровн я планировки дл я бесподвальных зданий или приведенна я глубина заложени я наружных и внутренних фундаментов от пола подвала hs — высота сло я грунта от подошвы фундамента до низа конструкции подвала; hcf — толщина пола в подвале; ус/— расчетный удельный вес пола подвала; db — глубина подвала — рассто я ние от пола подвала до уровн я планировки (дл я сооружений, имеющих ширину подвала 5^20 м и глубину более 2 м, d &=2 м, при ширине подвала Б>20 м — rffe = 0); с\ — расчетное значение удельного сцеплени я грунта несущего сло я , залегающего ниже подошвы фундамента. Если дл я подвальной части здани я в результате расчета окажетс я , что приведенна я глубина заложени я фундамента от пола подвала больше, чем глубина заложени я фундамента до уровн я планировки, т. е. d > d , то в формуле (4.10) принимаетс я d = d , a db = Q . Дл я зданий, имеющих гибкую конструктивную схему, ус2—1. При промежуточных значени я х соотношени я L / H коэффициент условий работы ус2 определ я ют с помощью линейной интерпол я ции.

Сооружени я ми с жесткой конструктивной схемой считают со-оруженл я , -имеющие несущие и ограждающие конструкции, которые приспособлены дл я воспри я ти я дополнительных усилий от деформаций основани я . Приведенные в табл. 4.5 значени я коэффициентов Mv , Mq и Мс соответствуют развитию зон пластических деформаций под кра я ми фундамента на глубину 0,256. При значени я х коэффициентов условий работы (табл. 4.4) больше единицы происходит некоторое увеличение развити я этих зон, однако, как показал опыт эксплуатации фундаментов зданий и сооружений, это не нарушает линейной зависимости между напр я жени я ми и деформаци я ми.

Формулу (4.10) допускаетс я примен я ть дл я фундаментов, имеющих любую форму в плане. Дл я подошвы фундамента в форме правильного многоугольника или круга 6=УЛ. Если конструкци я фундамента улучшает услови я его совместной работы с основанием, то расчетное сопротивление разрешаетс я увеличивать при соответствующем обосновании. При расчете фундаментных плит, имеющих угловые вырезы, расчетное сопротивление грунта основани я можно увеличить до 15%. Расчетное давление грунта основани я допускаетс я увеличивать в 1,2 раза, если оказываетс я , что вычисленные деформации основани я составл я ют менее 40% от предельно допустимых, причем увеличенное давление по подошве фундамента не должно вызывать деформации основани я свыше 50% предельно допустимых и не превышать значени я предельно допустимого давлени я , полученного в результате расчета по первой группе предельных состо я ний.

Расчет деформаций оснований разрешаетс я не производить, ограничива я сь выполнением услови я (4.9), которое требует, чтобы давление по подошве фундамента не превышало расчетного сопротивлени я грунта основани я , только при выполнении одного из следующих 1. Степень изменчивости сжимаемости оснований меньше предельной.

Степень изменчивости аЕ определ я ют отношением наибольшего значени я приведенного по глубине модул я деформации в пределах плана сооружени я к его наименьшему значению, причем значение модул я получают как средневзвешенное (осредненное) с учетом изменени я сжимаемости грунтов по глубине и в плане сооружени я . В некоторых случа я х предельное значение степени изменчивости определ я ют по средним осадкам. 2. Инженерно-геологические услови я района строительства отвечают требовани я м типового проекта. 3. Грунтовые-услови я района строительства здани я или сооружени я относ я тс я к одному из шести вариантов, указанных в табл. 4.6. Данными табл. 4.6 разрешаетс я пользоватьс я дл я зданий, в которых площадь отдельных фундаментов под несущие конструкции отличаетс я не более чем в 2 раз'а, а также и дл я других сооружений при аналогичных конструкци я х и нагрузках. При наличии в сжимаемой толще основани я слабого (сильносжимаемого) грунта (рис. 4.8), прочность которого значительно меньше прочности вышележащих слоев, размер фундамента на- означают таким, чтобы в слабом слое выполн я лось условие где агр — дополнительное вертикальное напр я жение на глубине г от нагрузки на фундамент azp — a ( p — zg 0) ((Тгро — напр я жени я от собственного веса грунта в уровне подошвы фундамента) ; o 2 g — вертикальное напр я жение на глубине z от подошвы фундамента от собственного веса грунта; Rz — расчетное сопротивление слабого грунта на глубине г, определ я емого по формуле (4.10) дл я условного фундамента ABCD (рис. 4.8) шириной bz . Характеристики, вход я щие в формулу (4.10), определ я ют дл я сло я слабого грунта.

Ширину подошвы условного фундамента наход я т из выражени я где N — вертикальна я нагрузка на фундамент на уровне подошвы; / и Ъ — соответственно длина и ширина фундамента. Дл я ленточного фундамента Ьг=Аг/1. При использовании ленточных прерывистых фундаментов расчетное сопротивление грунта основани я , вычисл я емое по формуле (4.10), допускаетс я принимать с повышением на коэффициент kd , принимаемый по данным табл. 4.7. При промежуточных значени я х е и IL значение kd определ я ют интерпол я цией. 5. Выбор глубины заложени я типа и материала фундамента.

Предварительный расчет размеров подошвы жестких фундаментов при центральной и внецентральноой нагрузках. При проектировании фундамента после назначени я глубины его заложени я приступают к определению размеров подошвы, котора я назначаетс я на основании ограничени я давлени я в основании расчетным сопротивлением грунта основани я по условию (4.9), обеспечива я тем самым выполнение требований второй группы предельных состо я ний. Если грунтовые услови я строительной площадки и тип возводимого здани я и сооружени я требуют расчета деформаций, то провер я ют выполнение условий (4.6) и (4.7), причем расчет осадок выполн я ют методами послойного суммировани я , эквивалентного сло я или линейно деформируемого сло я конечной толщины.

Иногда по результатам расчета осадок требуетс я уточн я ть предварительно прин я тый размер подошвы фундамента.

Центрально-нагруженным считаетс я фундамент, равнодействующа я внешних нагрузок которого проходит через центр т я жести его подошвы.

Основна я трудность при проектировании оснований и фундаментов заключаетс я в том, что размеры фундамента назначают, исход я из расчетного сопротивлени я грунта основани я , в то врем я как оно я вл я етс я переменной величиной и зависит от размеров подошвы фундаментов [первое слагаемое, сто я щее в квадратных скобках формулы (4.10), зависит от ширины подошвы фундамента &]. Это приводит к необходимости выполн я ть расчет с помощью последовательных приближений.

Назначив глубину заложени я фундамента, определ я ют максимальное расчетное значение внешней нагрузки, действующей на его верхний обрез N 0 u от основного сочетани я дл я расчета оснований по второй группе предельных состо я ний.

Рассматрива я условие статического равновеси я фундамента (рис. 5.11), из которого следует, что нагрузка от веса здани я N 0 ut веса грунта обратной засыпки на обрезах фундамента ЛГГрп и веса самого фундамента должна уравновешиватьс я средним реактивным давлением по подошве фундамента р, получим Значение р, полученное из формулы (5.1), должно удовлетвор я ть условию p ^ R ' t причем чем ближе давление по подошве к расчетному сопротивлению грунта основани я , тем более экономичное решение получаетс я в результате расчета. В практике современного проектировани я считаетс я , что фундамент имеет экономически целесообразное решение, если величина р отличаетс я от R на более чем на 5... 10% в меньшую сторону.

Давление по подошве центрально-нагруженных фундаментов считаетс я равномерно распределенным.

Однако, как указывалось выше, в реальных услови я х контактные напр я жени я имеют криволинейное очертание по подошве фундамента, поэтому их осреднение оказываетс я оправданным только дл я жестких фундаментов, а в некоторых случа я х и дл я фундаментов, имеющих конечную жесткость, так как не вносит существенных погрешностей в окончательный результат расчета. При проектировании гибких фундаментов следует учитывать криволинейность очертани я эпюры контактных напр я жений, а их осреднение допускаетс я только в предварительных расчетах.

Анализиру я формулу (5.1), можно заметить, что до тех пор, пока не найдены размеры фундамента, вес грунта обратной засыпки М-р п, вес фундамента #фц и расчетное сопротивление грунта основани я R я вл я ютс я неизвестными величинами. Поэтому в первом приближении принимают R = R 0, где ^0 — условное расчетное сопротивление грунта основани я , а вес грунта обратной засыпки и вес фундамента зависит от объема параллелепипеда АБВГ и удельного веса материалов, его составл я ющих (рис. 5.11). Тогда с некоторым приближением можно прин я ть: где р — коэффициент, учитывающий меньший удельный вес грунта по сравнению с удельным весом материала фундамента; 7Ф~ удельный вес материала фундамента. В практических расчетах принимают = 20 кН/м3. Условное расчетное сопротивление грунта основани я дл я фундаментов, имеющих ширину 6 = 1 м и глубину заложени я d =2 м, наход я т по данным табл. 5.1 и 5.2. При промежуточных значени я х е и / L условное расчетное сопротивление грунта основани я определ я ют по интерпол я ции.

Значени я ми ^0 допускаетс я пользоватьс я дл я окончательного назначени я размеров фундаментов зданий III класса при определении расчетного сопротивлени я грунта по следующим формулам: при d где 60=1 м; d 0= l м; b и d — соответственно ширина и глубина заложени я фундамента; k — коэффициент, принимаемый дл я оснований, сложенных крупнообломочными и песчаными грунтами, кроме пылеватых песков, & i = 0,125, пылеватыми песками, супес я ми, суглинками и глинами — 0,05; А2 — коэффициент, принимаемый дл я оснований, сложенных крупнообломочными и песчаными грунтами, &2 = 0,25, супес я ми и суглинками — 0,2 и глинами — 0,15; Y ' II — удельный вес грунта, расположенного выше подошвы фундамента.

Рассматрива я наиболее экономически целесообразное решение фундамента, примем в формуле (5.1) p = R 0, а учитыва я выражение (5.2), получим в первом приближении площадь подошвы фундамента в виде Далее подбирают размеры подошвы фундамента. Дл я ленточных фундаментов расчет ведетс я на 1 м длины, следовательно» ширину подошвы наход я т по формуле 6 = Л/1. Дл я фундаментов, имеющих пр я моугольную подошву, предварительно задаютс я соотношением сторон r = l / b , тогда ширина подошвы фундамента 6 = УЛ/Т], дл я круглых фундаментов D = = 2^А/п и квадратных d =А. По полученным значени я м 6, I , D конструируют монолитный фундамент в соответствии с предъ я вл я емыми к нему конструктивными требовани я ми или выбирают ближайший большой блок-подушку сборного фундамента. По результатам расчета провер я ют выполнение услови я (4.9), если оно выполн я етс я , расчет заканчиваетс я , если нет, то во втором приближении уточн я ют размеры подошвы фундамента и т. д. до тех пор, пока среднее давление по подошве фундамента не будет отличатьс я от расчетного сопротивлени я не более чем на 5... 10% в меньшую сторону. В практике проектировани я количество приближений обычно не превышает 2 или 3. Следует заметить, что значение р и R , вход я щих в условие (4.9), в каждом приближении необходимо определ я ть дл я одних и тех же размеров подошвы фундамента. В некоторых случа я х удобно определ я ть размеры подошвы фундамента графическим способом. Дл я этого формулу (5.1) необходимо записать относительно искомой величины в виде Дл я ленточного фундамента это выражение представл я ет собой уравнение гиперболы, поскольку А = Ь-, дл я квадратного или пр я моугольного — параболу, так как Л = &2 или A = r b 2 соответственно.

Выражение дл я расчетного сопротивлени я грунта основани я (4.10) представл я ет собой уравнение пр я мой линии относительно Ъ. Значение искомой величины, в данном случае ею я вл я етс я ширина подошвы фундамента, получают по точке пересечени я двух линий на графике (рис. 5.12). Дл я получени я кривой (5.6) требуетс я не менее трех точек (значений Ь), по которым определ я ют три значени я р (крива я /). Пр я мую 2 стро я т по двум значени я м Ь, одно из которых принимают равным нулю, вычисл я я два значени я R по формуле (4.10). При наличии в основании сло я слабого грунта размеры подошвы фундамента необходимо назначать с учетом выполнени я услови я . 6. Расчет осадок фундаментов по методу элементарного суммировани я . Основные допущени я и услови я применимости.

Осадки, возможные в период строительства и эксплуатации, определ я ют, использу я решени я теории линейно деформируемых сред. Как уже отмечалось выше, основное условие применимости к грунтам теории линейного деформировани я заключаетс я в том, чтобы напр я жени я по подошве фундамента находились в пределах первых двух фаз напр я женного состо я ни я грунта, т. е. соблюдалось условие p ^ R . Помимо данного в методе послойного суммировани я используют и другие упрощающие гипотезы. В частности, считаетс я , что осадка зависит только от вертикального давлени я , создаваемого фундаментом сооружени я , другие компоненты напр я жений не учитываютс я . Предполагаетс я также, что боковое расширение грунта невозможно, а фундамент не имеет жесткости. Осадка основани я в методе послойного суммировани я зависит от вертикального дополнительного давлени я ро, равного разности между средним давлением р и вертикальными напр я жени я ми от собственного веса грунта на уровне центра подошвы фундамента ozg о, так как считаетс я , что грунты основани я уплотнились от действи я собственного веса грунта задолго до начала строительства, т. е. Зна я дополнительное давление, определ я ют его распределение в толще грунтового основани я (рис. 6.1) под центральной точкой подошвы фундамента с помощью формулы (1.4) огр = сфо. В св я зи с тем что вертикальные напр я жени я в грунте основани я убывают постепенно и равны нулю в бесконечности, сжимаемую толщу основани я Нс ограничивают глубиной, на которой вертикальные напр я жени я от действи я дополнительного давлени я не превышают 20% одноименных напр я жений от собственного веса грунта Если найденна я по этому условию нижн я я граница сжимаемой толщи находитс я в слое грунта, модуль упругости которого я , назнача я Нс, исход я из услови я : В цел я х упрощени я расчетов на эпюру вертикальных напр я жений в равном масштабе накладывают вспомогательную эпюру напр я жений от собственного веса грунта, значени я абсцисс которой составл я ют 20 или 10% (в зависимости от грунтовых условий) соответствующего значени я напр я жени я от собственного веса грунта. Точка пересечени я вспомогательной эпюры с эпюрой вертикальных напр я жений от дополнительного давлени я и будет нижней границей сжимаемой толщи грунта основани я . Отыскав значени я я , ее разбивают на элементарные слои, высота которых не должна превышать 0,46, где Ъ — ширина подошвы фундамента.

Данное условие (г^^0,46) следует соблюдать дл я обеспечени я необходимой точности расчета. Если известно среднее напр я жение в одном элементарном слое грунта (см. рис. 6.1), можно легко отыскать его осадку по формуле Тогда полную осадку фундамента можно найти простым суммированием осадок всех элементарных слоев в пределах сжимаемой толщи с помощью выражени я где р —коэффициент, завис я щий от коэффициента бокового расширени я v (нормы рекомендуют принимать бетта = 0,8 дл я всех грунтов тем самым учитыва я некоторую условность расчетной схемы); — среднее напр я жение в t -м элементарном слое; — высота 1-го сло я грунта; — модуль деформации /-го сло я грунта. Метод послойного суммировани я позвол я ет определ я ть осадку. не только центральной точки подошвы фундамента. С его помощью можно вычислить осадку любой точки в пределах или вне. пределов фундамента. Дл я этого следует воспользоватьс я методом 'угловых точек, позвол я ющим строить эпюру напр я жений на вертикали, проход я щей через точку, дл я которой требуетс я расчет осадки.

Аналогично, метод угловых точек позвол я ет, учесть, дополнительную осадку проектируемого фундамента, возможную в результате вли я ни я р я дом расположенных соседних фундаментов. 7. Методы искусственного улучшени я оснований.

Учитыва я рациональные услови я землепользовани я , дл я строительства городов и других жилых объектов следует использовать территории, которые по каким-либо причинам непригодны дл я сельского хоз я йства, в частности заболоченные территории и территории, имеющие сложный рельеф — овраги, балки, а также насыпные грунты отвалов производства и др.

Строительные площадки в этих услови я х оказываютс я сложенными, как правило, из слабых грунтов, использование которых в услови я х природного залегани я приводит к развитию значительных неравномерных осадок фундаментов зданий, а иногда и потере устойчивости грунтов оснований. В таких случа я х даже применение свайных фундаментов не всегда приводит к уменьшению неравномерностей осадок и увеличению несущей способности основани я , поэтому в данном случае наиболее целесообразным оказываетс я искусственное улучшение работы и физико-механических свойств грунтов оснований. К конструктивным методам улучшени я работы грунтов оснований относ я тс я устройство грунтовых подушек, шпунтового ограждени я , использование боковых пригрузок и армирование грунта.

Уплотнение грунтов осуществл я ют с помощью поверхностного и глубинного уплотнени я (причем последнее выполн я ют путем вибрировани я , применени я камуфлетных взрывов, устройства грунтовых и песчаных свай), а также статической нагрузкой с использованием вертикальных дрен и искусственного водопонижени я . Дл я закреплени я грунтов примен я ют химические и электрохимические, термический методы, цементацию, смолизацию, битуминизацию и глинизацию.

Иногда после закреплени я слабые грунты оснований превращаютс я в прочную полускальную породу, несуща я способность которой в дес я тки раз выше первоначальной. Выбор метода улучшени я работы и свойств оснований зависит от особенностей напластовани я грунтов и их свойств, нагрузок, действующих на фундамент, а также конструктивных особенностей зданий и сооружений. 8. Классификаци я свай и свайых фундаментов. методы определени я несущей способности свай. Сва я ми называют погружаемые или сформированные в грунте в вертикальном или наклонном положении относительно длинные стержни, передающие нагрузки на основание за счет лобового сопротивлени я и трени я грунта по боковой поверхности.

Фундаменты из свай часто примен я ют при наличии в верхней зоне грунтов основани я слабых грунтов, когда возникает необходимость передачи нагрузки от сооружени я на более плотные грунты, залегающие в данном случае на некоторой, иногда значительной, глубине. В услови я х современного городского строительства свайные фундаменты используют очень широко.

Большинство жилых и общественных зданий с количеством этажей более дев я ти возвод я т на свайных фундаментах. Это объ я сн я етс я их повышенной несущей способностью по сравнению с фундаментами, возводимыми в открытых котлованах, а также сравнительно меньшей трудоемкостью земл я ных работ.

Различают свайные фундаменты с низким ростверком, промежуточным и высоким.

Низкий ростверк (рис. 9.1,а) расположен ниже спланированной поверхности земли. Явл я я сь частью свайного фундамента и взаимодейству я с грунтом основани я , он способен передавать часть вертикального давлени я на основание по своей подошве и воспринимать горизонтальные усили я . При устройстве ростверка в зоне промерзани я на. него будут действовать нормальные и касательные силы морозного пучени я , поэтому низкие ростверки в пучиноопасных грунтах рекомендуетс я располагать ниже зоны промерзани я или использовать меропри я ти я , направленные на снижение вредного воздействи я в результате промерзани я . В свайном фундаменте с низким ростверком в совместной работе участвуют сам ростверк, сваи и грунт, наход я щийс я в межсвайном пространстве, причем сваи работают в основном на сжатие.

Промежуточный ростверк устраивают непосредственно на поверхности грунта без заглублени я (рис. 9.1,6) и используют при устройстве свайных фундаментов на непучинистоопасных грунтах. В св я зи с тем что верхние слои грунта, как правило, имеют низкую несущую способность, промежуточные ростверки не могут передавать вертикальное давление по своей подошве.

Высокие ростверки расположены на некотором рассто я нии от поверхности земли (рис. 9.1,в). Свайный фундамент с таким ростверком примен я ют под внутренние стены гражданских и жилых зданий с техническими подполь я ми, мостовые опоры и др. Дл я увеличени я жесткости при действии горизонтальных нагрузок, кроме вертикальных, забивают и наклонные сваи. Такие конструкции рассчитывают как плоские или пространственные рамы, в которых ростверк считаетс я жестким или гибким ригелем, а сваи вертикальными или наклонными стойками, работающими на изгиб, внецентренное сжатие или раст я жение. В практике городского строительства примен я ют следующие типы свайных фундаментов; из одиночных свай, ленточных свайных фундаментов, свайных кустов и сплошных свайных полей.

Фундаменты из одиночных свай используют только под легкие, как правило, каркасные здани я , когда нагрузку, передаваемую колонной, может восприн я ть одна сва я . В некоторых случа я х примен я ют так называемые сваи — колонны которые, я вл я я сь одновременно и сва я ми и колоннами здани я , привод я т к существенному снижению трудоемкости строительно-монтажных работ.

Ленточные фундаменты примен я ют в основном под несущие стены и другие прот я женные конструкции. Сваи в фундаменте располагают в один, два или более р я дов в линейном или шахматном пор я дке (рис, 9.2,а). При многор я дном расположении свай ленточный фундамент, име я большую жесткость, способен воспринимать внецентренно приложенную нагрузку без изгиба свай, в то врем я как при однор я дном расположении сваи будут работать на изгиб. Кусты свай (рис. 9.2,6), используют в основном под отдельные опоры (колонны и столбы). Минимальное количество свай в таком фундаменте должно быть не менее трех.

Допускаетс я применение свайного куста и из двух свай, но только в случае, если с помощью проектных и конструктивных меропри я тий удаетс я предотвратить развитие изгиба свай в плоскости, перпендикул я рной оси, проход я щей через обе сваи.

Сплошные свайные пол я (рис. 9.2,е) примен я ют под т я желые многоэтажные и башенные сооружени я , имеющие небольшие габариты в плане.

Свайным полем часто называют также систему свай, размещенных на строительной площадке под стро я щеес я сооружение. Пол я могут состо я ть из одиночных свай, кустов или системы свай под ленточные фундаменты.

Широкое применение в городском строительстве свайных фундаментов обусловлено возрастанием нагрузки от возводимых зданий и сооружений, увеличением объемов строительства на площадках с неудовлетворительными грунтовыми услови я ми, а в некоторых случа я х возможностью получени я более простых и экономически выгодных решений конструкций подземных частей зданий. Сваи различают по услови я м изготовлени я и погружени я , материалу из которого изготовл я ютс я , по способу передачи нагрузки на грунты оснований, а также по размерам и формам поперечного и продольного сечений.

Способы погружени я и типы свай. В практике строительства сваи, изготовл я емые на заводах промышленности строительных материалов, погружают в грунт с поверхности земли или дна котлована с помощью следующих способов: забивки с помощью сваебойных молотов; погружение с помощью вибропогружателей и вибромолотов; вдавливанием статической нагрузкой; завинчиванием.

Забивные сваи погружают в грунт с помощью забивки специальными сваебойными молотами. Дл я обеспечени я целостности сваи при забивке на голову (верхнюю часть) сваи надевают специальный металлический наголовник, в который помещают прокладку из дерева, резины и других упругих материалов, которые хот я и несколько снижают эффективность удара, однако предотвращают от разрушени я материал сваи внутри наголовника. Погружение сваи будет достаточно эффективным и не займет много времени, если вес ударной части молота будет больше, чем вес сваи с наголовником.

Забивку свай трудно осуществл я ть, если в основании наход я тс я гравелистые, крупные, средней крупности плотные пески. В этом случае дл я обеспечени я погружени я свай примен я ют подмыв грунта стру я ми воды под острием свай.

Иногда дл я уменьшени я сопротивлени я грунта погружению сваи последн-ие забивают в предварительно пробуренные лидерные скважины, длина которых должна быть не менее чем на 1 м меньше сваи, а диаметр меньше,, чем диаметр или поперечные размеры сваи.

Погружение свай с помощью вибропогружателей и вибромолотов выполн я ют при наличии в основании песчаных водонасыщенных грунтов. При работе эксцентрикового центробежного вибратора, установленного на головах свай, вертикальные колебани я , передава я сь на грунт, привод я т к его разжижению, в результате чего сва я погружаетс я в грунт при резком снижении трени я по ее боковой поверхности. После прекращени я действи я вибрации через некоторое врем я трение в грунте полностью восстанавливаетс я , а в некоторых случа я х оказываетс я даже несколько большим, чем в первоначальном состо я нии или при погружении свай с помощью забивки.

Вдавливание свай с помощью статической нагрузки обычно примен я ют в тех случа я х, когда свайные фундаменты возвод я т р я дом с уже существующими здани я ми, что часто имеет место в услови я х массовой городской застройки или при реконструкции зданий, когда недопустимо по я вление вибраций, которыми сопровождаютс я забивка и вибропогружение.

Особое внимание следует обращать на водонасыщенные пески и супеси, которые способны уплотн я тьс я под действием колебаний, претерпева я дополнительные осадки.

Погружение свай с помощью .завинчивани я осуществл я ют с помощью специальных винтовых лопастей диаметром до 2 м, располагаемых у остри я . Применение таких свай становитс я целесообразным, если в верхней зоне основани я залегают слабые грунты, подстилаемые плотными, малосжимаемыми грунтами, до которых и производ я т завинчивание.

Винтовые сваи чаще всего используют дл я фундаментов, работающих на выдергивание, и дл я устройства анкеров. Дл я завинчивани я металлических свай при наличии в основании податливых грунтов примен я ют механизмы, аналогичные буровым установкам. Т я желые железобетонные сваи с металлическими лопаст я ми большого диаметра погружают с помощью кабестана, представл я ющего собой полую муфту, надеваемую на голову сваи и приводимую в медленное вращение электромотором с системой приводных шестерен. При завинчивании кабестан закрепл я ют с помощью специальных анкеров.

Основные принципы работы механизмов, примен я емых при погружении свай, а также я х устройство освещены более подробно в курсе технологии оснований сваи подраздел я ют на сваи-стойки и сваи трени я (вис я чие сваи). Сваи-стойки (рис. 9.3,а), прореза я толщу относительно слабых грунтов, передают нагрузку на практически несжимаемые грунты (скальные, полускальные или очень твердые пылевато-глинистые породы). Опира я сь на них, такие сваи практически не получают вертикальных перемещений, следовательно, силы трени я по боковой поверхности отсутствуют и дав- . ление передаетс я только за счет лобового сопротивлени я грунта под острием (п я той сваи). Следовательно, этот тип свай работает подобно сжатым стойкам, наход я щимс я в упругой среде. Сваи трени я (рис. 9.3,6) погружают в сжимаемые грунты. В результате вертикального перемещени я под действием внешней нагрузки по боковой поверхности сваи образуютс я силы трени я FQ , а под острием сваи будет действовать лотовое сопротивление грунта F 0. Сопротивление грунта погружению сваи называют несущей способностью грунта основани я . Дл я вис я чей сваи эта величина будет состо я ть из двух составл я ющих: Дл я удовлетворени я услови я расчета по второй группе предельных состо я ний сваи рекомендуетс я погружать до относительно плотных грунтов, обеспечива я тем самым более полное использование несущей способности материала свай и предельно допустимое значение осадки.

Поуслови я м изготовлени я и погружени я сваи раздел я ют на погружаемые в грунт в готовом виде и сваи, формируемые в грунте оснований. По материалу, из которого изготовл я ют сваи, погружаемые в готовом виде, их подраздел я ют на дерев я нные, железобетонные, металлические и комбинированные. Дерев я нные сваи (рис. 9.4,а) в практике городского строительства примен я ют сравнительно редко из-за возможного загнивани я древесины в грунте основани я при переменной влажности, необходимости экономии древесины и ограничени я сортамента дерев я нных элементов. Такие сваи изготовл я ют из бревен диаметром от 18 до 36 см и длиной от 4,5 до 12 м. При необходимости получени я свай большей длины их стыкуют из отдельных звеньев. Дл я предотвращени я размочаливани я головы сваи при забивке ее защищают металлическим бугелем, а нижний конец сваи заостр я ют дл я облегчени я погружени я . Железобетонные сваи в насто я щее врем я примен я ют наиболее-часто, так как, промышленность строительных материалов выпускает широкий сортамент таких свай, удовлетвор я ющий всем запросам массового строительства.

Железобетонные сваи имеют различные размеры и сечени я . Чаще всего примен я ют сваи с квадратным сплошным (рис. 9.4,6), квадратным с круглой полостью (рис. 9.4,е) и полым круглым поперечным сечением (рис. 9.4,г), посто я нным по всей длине сваи.

Квадратные сваи изготовл я ют с размером поперечного сечени я от 20x20 до 40x40 см и длиной от 3 до 20 м. При необходимости получени я сваи большей длины их стыкуют из отдельных секций, имеющих дл я этой цели закладные детали, позвол я ющие создавать болтовое или сварное соединение. Сваи, имеющие полое сечение, выпускают с наконечником и без него, в последнем случае погружение осуществл я етс я без удалени я грунта из внутренней полости. В сва я х устанавливают продольную и поперечную спиральную арматуру.

Продольную арматуру примен я ют с предварительным напр я жением или без него. Шаг спиральной арматуры в голове и у остри я делают чаще, чем в середине сваи. Дл я воспри я ти я динамической нагрузки при забивке и возникающих при этом значительных поперечных усили я х голову сваи дополнительно армируют 3 ... 5 арматурными сетками (рис. 9.4,6). Дл я исключени я перенапр я жени я в сечени я х свай при транспортировании места строповки фиксируютс я специальными петл я - ми 1, расположенными на рассто я нии 0,2 L от концов сваи, так чтобы в ней при подъеме возникали приблизительно равные изгибающие моменты. Дл я подачи сваи на копер в ней предусматривают отверстие на рассто я нии 0,3 L от головы сваи, в которое устанавливают штырь 2 подъемного троса. Сваи небольшой длины выполн я ют без поперечного армировани я в цел я х экономии металла.

Круглые пустотелые цилиндрические сваи изготовл я ют методом центрифугировани я диаметром от 40 до 80 см при длине от 4 до 12 м и толщине стенок 8 ... 10 см. Сваи диаметром до 60 см делают с закрытым нижним концом в виде остри я . Такие сваи особенно целесообразны в качестве свай трени я , так как имеют большую площадь боковой поверхности на 1 м3 железобетона и, следовательно, я вл я ютс я более экономичными.

Конструкци я цилиндрических свай позвол я ет создавать и составные сваи. Полую круглую сваю, имеющую диаметр от 1 до 3 м, называют сваей-оболочкой. Длина свай-оболочек находитс я в пределах от 6 до 12 м при толщине стенок 12 см. В последнее врем я по я вились новые конструктивные решени я железобетонных свай, имеющих как посто я нное сечение по длине в виде треугольника, тавра, двутавра или крестообразное, так и переменное. В частности, примен я ют пирамидальные (рис. 9.5,а), трапецеидальные (рис. 9.5,6), ромбовидные (рис. 9.5,е), продольно расчлененные (рис. 9,5,г), образующие козлообразную конструкцию после погружени я в результате несимметричного заострени я , сваи с забивным оголовком (рис. 9.5,д) и булавовидные (рис. 9.5. f ). Забивной оголовок уплотн я ет грунт при погружении и сам передает часть нагрузки на основание. В некоторых случа я х применение забивного оголовка позвол я ет увеличивать несущую способность фундаментов в 1,5 ... 2 раза.

Конструкции свай, показанные на рис. 9.5, обладают повышенной несущей способностью по сравнению со сва я ми, имеющими посто я нное поперечное сечение, однако их применение пока ограничено вследствие небольших объемов производства заводами строительных конструкций.

Металлические сваи, как правило, имеют трубчатое сечение, так как их изготовл я ют из труб, реже — тавровое или двутавровое, а также более сложное сечение, создаваемое сваркой прокатных профилей.

Комбинированные сваи представл я ют собой конструктивные элементы, состо я щие из различных материалов.

Например, ниже уровн я подземных вод часть сваи выполн я ют из дерева, а верхнюю— из железобетона.

Иногда используют сваю, состо я щую в верхней части из железобетонной оболочки большого диаметра, котора я объедин я ет дл я совместной работы группу металлических свай, расположенных понизу.

Комбинированные сваи примен я ют также в виде металлической трубчатой оболочки, которую дл я придани я большей жесткости и прочности заполн я ют бетоном. 9. РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ Несуща я способность одиночной сваи определ я етс я из условий работы материала, из которого она изготовлена, и грунта, в кото--рый она погружаетс я . Поэтому сопротивление сваи действию вертикальной нагрузки определ я етс я как наименьша я из величин, вычисл я емых из условий прочности материла сваи и грунта, удерживающего сваю. В идеальном случае расчетна я несуща я способность по материалу должна быть равна несущей способности по грунту, однако в реальных услови я х такое условие трудновыполнимо, поэтому дл я получени я наиболее экономичного решени я необходимо стремитьс я , чтобы полученные расчетные несущие способности были максимально близкими.

Несущую способность свай по грунту и материалу рассчитывают по первой группе предельных состо я ний. 1. Несущую способность свай по материалу определ я ют в фундаментах с низким ростверком из условий прочности в плотных грунтах и устойчивости в слабых — на действие осевой вертикально приложенной сжимаемой силы, как центрально сжатого стержн я . В высоких ростверках материал свай рассчитывают на дополнительное действие изгибающих моментов и горизонтальных сил.

Несуща я способность железобетонной сваи по материалу где N — усиление от расчетных нагрузок, передаваемое на сваю; ус — коэффициент условий работы fyc —0,6— дл я набивных свай и 0,9 — дл я сборных железобетонных свай при размере поперечного сечени я 6^200 мм и Ye = l при 6>200 мм); я достаточно мощных слоев слабых грунтов, в остальных случа я х ср=1; Y & — коэффициент условий работы бетона; Кь — призменна я прочность бетона; А — площадь поперечного сечени я сваи; As — то же, продольной арматуры; Rs — расчетное сопротивление арматуры сжатию.

Согласно действующим нормам, сваи и свайные фундаменты по несущей способности грунтов оснований рассчитывают по формуле где N — расчетна я нагрузка, передаваема я на сваю (продольное усилие от расчетных нагрузок при наиболее невыгодном их сочетании); Fd — расчетна я несуща я способность сваи по грунту; -уь — коэффициент надежности (если несуща я способность определена расчетом или по результатам динамических испытаний без учета упругих деформаций грунта, -^—1,4; если несуща я способность найдена по результатам полевых испытаний грунтов эталонной сваей или сваей зондом и статического зондировани я , а также по результатам динамических испытаний с учетом упругих деформаций грунта, 7 ft = l »25; если несуща я способность сваи определена по результатам полевых испытаний статической нагрузкой, 2. Определение несущей способности по грунту свай-стоек. В св я зи с тем что грунт под нижним концом сваи-стойки значительно прочнее, чем грунт, который окружает ее боковую поверхность, несуща я способность будет зависеть только от прочности грунта под нижним концом сваи, которую определ я ют из выражени я где YC — 1 — коэффициент условий работы; R — расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи. Дл я всех забивных свай, опирающихс я на скальные и крупнообломочные грунты с песчаным заполнителем, а также в случае опирани я на пылевато-глинистые грунты твердой консистенции Я — 20 мПа. Дл я набивных свай и свай-оболочек, заполн я емых бетоном, заделанных в невыветрелый скальный грунт без слабых прослоек не менее чем на 0,5 м: Здесь Ксп — значение нормативного сопротивлени я скальной породы сжатию в воднонасыщенном состо я нии; ^#=1,4 — коэффициент надежности по грунту; ld — расчетна я глубина заделки сваи в грунт; df — наружный диаметр сваи. При опирании свай на невыветрелый грунт без заделки в него расчетное сопротивление определ я ют по формуле где А — площадь опирани я сваи на грунт, принимаема я дл я свай со сплошным сечением равной площади поперечного сечени я ; дл я полых свай при заполненной полости, равной площади поперечного сечени я брутто, в противном случае — нетто. При наличии в основании свай-стоек сильновыветрелых, вывет-релых и разм я гчаемых грунтов нормативное сопротивление назначают по результатам статических испытаний образцов грунта штампами или испытани я свай статической нагрузкой. 3. Определение несущей способности по грунту свай трени я . Несуща я способность свай трени я по грунту зависит от его сопротивлени я погружению сваи, которое развиваетс я как под нижним концом сваи, так и по ее боковой поверхности. В насто я щее врем я достаточно широкое распространение подучили следующие методы определени я несущей способности: практический, основывающийс я на табличных данных СНиПа, динамический, статического зондировани я и испытани я свай статической нагрузкой. В практическом методе несуща я способность свай трени я зави-сит от двух слагаемых, представл я ющих собой сопротивление грунта под нижним концом и боковой поверхности сваи, и определ я етс я из выражени я где Yc = l — коэффициент условий работы сваи; ус% и ycf —соответственно коэффициенты условий работы грунта под нижним концом и по боковой поверхности сваи, принимаемые по данным табл. 10.1 в зависимости от способа погружени я и грунтовых условий на строительной площадке; R — расчетное сопротивление грунта под нижним концом сваи, определ я емое по табл. 10.2; А — площадь поперечного сечени я сваи или площадь камуфлетного уши-рени я , определ я ема я по наибольшему диаметру; и — наружный периметр сваи; /^ — расчетное сопротивление грунта 1-го сло я пс боковой поверхности сваи (табл. 10.3); hi — мощность i - ro ело? грунта, прорезываемого сваей.

Формулу (10.6) допускаетс я примен я ть дл я забивных свай, имеющих квадратное, квадратное с круглой полостью, пр я моугольное и полое круглое сечение диаметром до 0,8 м.

Несущую способность набивных свай, в том числе с уширенно п я той, свай-оболочек и свай-столбов также наход я т по формуле (10.6). Различие заключаетс я в значени я х коэффициентов условий работы и расчетного сопротивлени я грунта под нижним концом сваи. В частности, при опирании на лёссовые и лёссовидные грунты ус=0-8, в остальных случа я х yc =-, Q . При использование свай, имеющих камуфлетное уширение, -ус я =1Д а при бетонировании свай подводным способом 7 cR = 0,9. Расчетное сопротивление грунта основани я К дл я свай, формируемых в глинистых грунтах, принимают по табличным данным СНиПа, а дл я песчаных грунтов R определ я ют по формулам, исход я из условий предельного равновеси я массива грунта под сваей.

Коэффициент условий работы уст наход я т по таблицам норм в зависимости от способа изготовлени я свай и типа грунтов строительной площадки.

Значение Д определ я ют по табл. 10. Устройство фундаментов на основани я х, сложенных слабыми грунтами Слабыми считаютс я насыщенные водой сильносжимаемые грунты, которые при обычных скорост я х приложени я внешних нагрузок, свойственных строительному периоду, тер я ют прочность. К таким грунтам относ я тс я пористые пылевато-глинистые грунты в текучем или текучепластичном состо я нии, илы, пески в рыхлом состо я нии и заторфованные грунты.

Однако перечисленные типы грунтов в услови я х природного залегани я могут воспринимать небольшие, медленно возрастающие нагрузки. Состо я ние слабых грунтов оценивают с помощью индекса чувствительности где TI и Т2 ™ соответственно предельные сопротивлени я грунта сдвигу при ненарушенной и нарушенной структуре. Илы, ленточные озерно-ледникового происхождени я и поль-диевые глины, я вл я я сь слабыми грунтами, очень чувствительны к перем я тшо, которое существенно уменьшает их сцепление, угол внутреннего трени я и увеличивает сжимаемость в 2...3 раза и более. При приложении внешней нагрузки к илистым грунтам давление развиваетс я как в скелете грунта, так и в перовой воде, котора я , перемеща я сь в стороны под действием приложенной нагрузки, приводит к образованию гидродинамического давлени я , снижающего устойчивость грунтов основани я , которое, в свою очередь, способствует развитию зон сдвигов, нарушению структуры и сопровождаетс я потерей прочности и ростом деформативно-сти грунта.

Аналогичным образом деформируютс я и заторфо.ванные грунты, имеющие в своем составе сильно разложившиес я органические остатки.

Возведение фундаментов па таких грунтах св я зано с большими трудност я ми, поэтому дл я строительства ответственных зданий и сооружений используют свайные фундаменты или фундаменты глубокого заложени я с полной прорезкой слоев слабых грунтов, При возведении сравнительно легких сооружений прибегают к более экономичным решени я м с помощью искусственного улучшени я свойств оснований. В частности, 'Примен я ют песчаные подушки, которые не только снижают реактивное давление от фундамента, но и плавно распредел я ют его, уменьша я возможность образовани я зон сдвигов, а следовательно, и лерем я тие грунтов. Кроме того, песчана я подушка измен я ет направление фильтрации воды вверх, что снижает гидродинамическое давление, направленное в стороны от фундамента. Дл я уменьшени я развити я неравномерных осадок, исключить которые не всегда удаетс я , прибегают к уменьшению давлени я под подошвой фундамента за счет использовани я уширенной подошвы или сооружени я сплошных плитных фундаментов под всем зданием. Если не удаетс я заранее предсказать вид деформации здани я или сооружени я , используют меры по уменьшению вли я ни я неравномерных осадок на несущие конструкции, о которых уже говорилось ранее (см. § 3.4). В некоторых случа я х примен я ют плавающий фундамент, при устройстве которого вес извлекаемого грунта должен быть равен весу возводимого сооружени я . Однако в последнем случае при разработке котлована необходимо предусматривать меропри я ти я , направленные на сохранение природной структуры, слабых грунтов, 'котора я очень легко нарушаетс я , вызыва я подн я тие дна котлована с последующим развитием осадок разуплотнени я . При эксплуатации зданий и сооружений, возведенных на слабых основани я х, следует обеспечивать неизмен я емость напр я женного состо я ни я . Изменение напр я женного состо я ни я в результате выполнени я различных подсыпок, возведени я т я желых зданий р я дом с уже существующими, 'понижение уровн я подземных вод и т. п. привод я т к росту дополнительных осадок.

Величина последних может достигать аварийных значений при понижении уровн я подземных вод в торфах и заторфованпых грунтах, поскольку образующа я с я зона аэрации в слое названных грунтов, в .которую поступает воздух, способствует интенсификации 'Процессов гниени я и разложени я органических остатков, вызыва я медленное развитие значительных просадок фундаментов зданий и .сооружений.

Изменение напр я женного состо я ни я может оказать вредное вли я ние и на свайные фундаменты в результате возникновени я отрицательного трени я , которое также вызовет рост дополнительных осадок. К слабым грунтам относ я тс я и пески, наход я щиес я в рыхлом состо я нии. Такие пески в обычных услови я х хорошо сопротивл я ютс я внешней нагрузке даже при залегании ниже уровн я подземных вод .при условии, что напр я жени я в них не превышают расчетных сопротивлений. При динамических и сейсмических воздействи я х данный тип грунтов может разжижатьс я и уплотн я тьс я , привод я к катастрофическим осадкам зданий и сооружений. Нар я ду с рассмотренными ранее мерами борьбы с неблагопри я тными я влени я ми, возможными в результате неравномерных осадок (см. гл. 3), при строительстве на слабых грунтах используют и следующие меропри я ти я : 1) проектируют здани я одинаковой высоты; 2) здани я м в плане придают простую конфигурацию (квадратную, круглую, пр я моугольную), так как при наличии излома в плане вход я щие углы получают большую осадку и в примыкающих пр я моугольных част я х здани я возникают деформации кручени я ; 3) здани я м и сооружением придают строительный подъем с учетом ожидаемых неравномерностей осадок, чтобы получить проектное положение после их развити я ; 4) над вводами в здание коммуникаций предусматривают увеличенные отверсти я , чтобы оседающие стены или другие конструкции не оказывали дополнительного давлени я на трубопроводы, а канализационные сети делают с увеличенными уклонами, превышающими ожидаемые неравномерности осадок; 5) в каркасных здани я х предусматривают возможность подн я ти я колонн домкратами, а в высоких здани я х под фундаменты устанавливают пневматические резиновые подкладки дл я выравнивани я крена при неравномерных осадках.

Фундаменты на просадочных грунтах К просадочным грунтам относ я тс я лёссовидные суглинки и лёссы, которые имеют следующие характерные признаки: относительно высокую пористость (около 50%) при однородном зерновом составе (в основном состо я т из пылеватых частиц) и малую влажность.

Вследствие высокой пористости лёссовые грунты часто называют макропористыми, в некоторых случа я х макропоры достигают размеров 0,5... 5 мм и более. В просадочных грунтах из-за наличи я карбонатов при замачивании происходит их быстрое размокание, вызывающее нарушение первоначальной структуры, что приводит к значительному росту осадок. В практике строительства зафиксированы случаи, когда после замачивани я сравнительно большой толщи лёссовых грунтов просадка поверхности грунта составл я ла 2... 2,5 м.

Ориентировочными признаками, по которым можно предварительно судить о возможности просадочности грунтов, я вл я ютс я : а) значение степени влажности 5Г я Я я грунтов с числом пластичности 0,01 ^/ря грунтов с 0,1^/р я грунтов, имеющих 0,14^/р я ют по формуле где е — коэффициент пористости грунта в услови я х -природного залегани я ; eL —коэффициент пористости, соответствующий влажности грунта на границе текучести WL здесь YS — удельный вес твердых частиц грунта; -у» — удельный вес воды.

Количественной характеристикой просадочности я вл я етс я относительна я просадочностъ где hnp — высота образца грунта естественной влажности, обжатого без возможности бокового расширени я напр я жением ог, равным напр я жению, действующему на рассматриваемой глубине ZOT собственного веса грунта ozg и нагрузки от фундамента огр (при расчетах деформаций ssi , p от внешней нагрузки) или только от веса грунта (при расчете деформаций ssi , g от собственного веса грунта); hsat , p — высота этого же образца после замачивани я до полного водонасыщени я при сохранении давлени я ; hn , g — высота этого же образца естественной влажности, обжатого без возможности бокового расширени я напр я жением, равным напр я жению от собственного веса грунта на рассматриваемой глубине.

Относительна я просадочность лёссовых грунтов зависит от внешней нагрузки и оцениваетс я по графикам, получаемым в результате испытаний образцов в компрессионных приборах (рис. 13.1). При давлени я х, соответствующих es ; C я непросадочными. Дл я оценки просадочных свойств грунтов используют начальное просадочное давление ps - L , представл я ющее собой минимальное давление, при котором гру.нт начинает 'про я вл я ть просадочные свойства. Это давление принимают при полевых испытани я х замоченного грунта штампом, равным давлению на пределе пропорциональности зависимости осадка — нагрузка, определ я емой по соответствующему графику, при лабораторных исследовани я х — давлению, при котором es ; = 0,01 (см. рис. 13.1), при замачивании лёссовых грунтов в котлованах — давлению, при котором грунт проседает от собственного веса. В зависимости от условий про я влени я 'просадки толщи inpoca -дочных грунтов на строительной площадке подраздел я ют на два типа: I тип — грунтовые услови я , при которых возможна просадка от внешней нагрузки, а просадка от собственного веса грунтов не происходит или не превышает 5 см; II тип — грунтовые услови я , при которых просадка происходит от внешней нагрузки и собственного веса и значение 'последней превышает 5 см. При расчетах оснований, сложенных лёссовыми грунтами, по деформаци я м расчетное (сопротивление принимают равным про-садочному давлению # — psi , если имеетс я возможность устранени я просадки с помощью снижени я давлени я по подошве фундамента, в противном случае — значению, вычисленному ,по формуле (4.10) с использованием характеристик фп и с\, определенных дл я грунтов, наход я щихс я в водонасыщенном состо я нии. Если имеетс я возможность полного исключени я замачивани я лёссовых грунтов, расчетное сопротивление грунта основани я допускаетс я определ я ть по формуле (4.10) с использованием расчетных характеристик я данного грунта при установившейс я влажности. Дл я назначени я предварительных размеров подошвы допускаетс я пользоватьс я условными расчетными сопротивлени я ми дл я просадочных грунтов, которые приведены в нормах.

Требовани я расчета по (второй группе предельных состо я ний в грунтовых услови я х I типа считаютс я удовлетворенными, если в пределах просадочной толщи сумма вертикальных напр я жений от собственного веса грунта и внешней нагрузки не превышает начального лросадочного давлени я , т. е. Gzg + Ozp ^ Psi . Во всех остальных случа я х требуетс я выполн я ть расчет осадок.

Расчет оснований, сложенных просадочными грунтами по деформаци я м, производ я т по условию: где s — осадка, вычисленна я в предположении отсутстви я просадочных свойств, т. е. как дл я непросадочных грунтов; ssi — деформаци я основани я в результате просадки грунтов; su — предельно допустима я осадка дл я данного типа здани я . После определени я просадки провер я ют выполнение услови я (13.5), если оно не выполн я етс я , то назначают способ устранени я просадочности лёссовых грунтов. При I типе грунтовых условий по просадочности и толще про-садочных грунтов в пределах 5... 6 м примен я ют следующие способы. 1. Уплотнение грунтов с помощью т я желых трамбовок после доведени я влажности грунта до оптимальной {рис. 13.3,а). Этот способ примен я ют, если глубина заложени я фундамента 1,5...2м, так >как толщина остающихс я под ними слоев просадочных грунтов, составл я я 3,5... 4 м, допускает уплотнение с помощью трамбовок. 2. Уплотнение .и устройство подушек из непросадочных местных грунтов.

Данный метод примен я ют, если не удаетс я уплотнить грунт с помощью трамбовани я на требуемую глубину.

Подушку устраивают над уплотненным слоем просадочного (рис. 13.3,6). 3. Устройство свайных фундаментов с прорезкой всей толпой просадочных грунтов с целью передачи давлени я на непросадочные подстилающие слои грунта (рис. 13.3,е). 4. Уплотнение грунтов подводными взрывами с использованием предварительного замачивани я , дл я чего снимают перед замачиванием верхний слой грунта в зоне предполагаемой застройки, на спланированное дно выемки насыпают песок, а выемку обваловывают. Затем в полученный котлован наливают воду и после замачивани я просадочной толщи производ я т взрывы, которые, наруша я структуру грунта, способствуют его уплотнению (рис. 13.3, г). При II типе грунтовых условий по просадочности примен я ют следующие способы ее устранени я : 1) устройство свайных фундаментов с прорезкой просадочной толщи (рис. 13.3,в); 2) закрепление грунтов методами, изложенными >в § 12.4 (рис. 13.4, а); 3) уплотнение грунтов с помощью грунтовых свай (рис. 13.4,6); 4) устройства свайных фундаментов из набивных свай с уширенной п я той (рис. 13.4,0); 5) уплотнение грунтов с помощью предварительного замачивани я и взрывов в скважинах с последующим уплотнением 'верхнего сло я с помощью т я желых трамбовок или подводных взрывов.

Использование перечисленных выше меропри я тий по устранению просадочности св я зано с существенными дополнительными материальными затратами, поэтому при застройке территории относительно легкими жилыми и общественными здани я ми целесообразно принципиально иное решение, исключающее возможность замачивани я толщи просадочных грунтов в основании сооружений. Такое решение можно получить с помощью конструктивных меропри я тий, предотвращающих поступление в грунт дождевых, производственных, хоз я йственных и подземных вод (при подн я тии уровн я последних), а также испарени я влаги с поверхности земли. Дл я исключени я поступлени я в грунт дождевых вод прибегают к специальной компоновке генеральных планов и предъ я вл я ют особые требовани я к планировке территории. Если при планировке не удаетс я сохранить природный рельеф, то после нее грунт тщательно утрамбовывают и покрывают асфальтом, дерном и др.

Удаление дождевых вод с территории осуществл я етс я с помощью кюветов, канав или дождевой канализации, причем особое внимание следует обратить на отведение вод от фундаментов. Дл я этого обратную засыпку тщательно трамбуют при оптимальной влажности, устраива я поверху водонепроницаемую отмостку, с которой вода отводитс я с помощью лотков в канавы, или канализационную систему. Дл я предотвращени я поступлени я в просадочные грунты производственных и хоз я йственных вод используют специальные правила устройства трубопроводов. В частности, напорные трубопроводы водопровода и теплосетей необходимо выполн я ть из стальных труб, допускающих искривление при местных случайных просадках грунтов, чугунные трубопроводы прокладывают в туннел я х, позвол я ющих быстро обнаруживать утечки.

Канализационные коллекторы (безнапорные трубопроводы) устраивают в водонепроницаемых лотках, отвод я щих воду в смотровые колодцы. 1-3. Методы и средства приложени я испытательных силовых воздействий. При освидетельствовани я х сооружений нередко возникает необходимость в повторном определении характеристик материала как дл я контрол я и уточнени я отдельных данных, так и дл я вы я снени я вли я ни я времени и условий эксплуатации на эти характеристики. При способе вз я ти я образцов, св я занном с нарушением сплошности, возвращение к той же точке (а иногда и к тому же один раз уж e ослабленному элементу) я вл я етс я вообще исключенным. В ре-те случаев вопрос о степени соответстви я результатов испытаний образцов фактическому поведению того же материала непосредственно в сооружении остаетс я открытым. При способе оценок по механическим характеристикам поверх-честного сло я новые замеры непосредственно вблизи тех же точек нежелательны, поскольку един раз приложенные силовые воздействи я могут исказить результаты повторных испытаний. Точки дл я новых замеров приходитс я выбирать на достаточном удалении от ранее прин я тых, что затрудн я ет возможность сопоставлени я и прозерок. Все эти затруднени я отпадают, если примен я ть не разрушающие методы оценки, которые имеют следующие преимущества: возможндсть быстрого выполнени я измерений в любом количестве точек конструкций; отсутствие необходимости в нарушени я х сплошности, а также повреждени я х (даже незначительных) поверхности провер я емого элемента; возможность получени я самых разнообразных данных о качестве и состо я нии материала — его физико-механических характеристик; данных о нарушении сплошности и других местных дефектах; о его составе и структуре; определение толщин при доступе лишь с одной стороны и т. д.; возможность неоднократного повторени я всех измерений.

Следует отметить некоторые особенности неразрушающих методов, усложн я ющие их применение. 1. Неизбежность суждени я об определ я емых параметрах по «косвенным» физическим показател я м, как например, скорости распространени я ультразвуковых волн в провер я емом материале, интенсивности поглощени я ионизирующих излучений и т. п. Дл я перехода от непосредственных данных измерений к числовым значени я м определ я емого параметра требуетс я , естественно, знать существующую между ними зависимость, нос я щую обычно, не функциональный, а коррел я ционный характер.

Правильный выбор соответствующих услови я м эксперимента коррел я ционных кривых я вл я етс я при этом одним из основных факторов, вли я ющих на достоверность получаемых результатов.

Следует отметить, что по существу способ определени я прочности бетона и Древесины (имеющих неоднородную структуру) по механическим характеристикам поверхностного сло я также носит коррел я ционный характер. 2. Применение неразрушающих методов контрол я требует соответствующей, часто довольно сложной аппаратуры. Дл я работы с таким оборудованием и приборами, и в особенности дл я их проверок, необходимо наличие специально подготовленного квалифицированного персонала.

Несмотр я на указанные затруднени я , преимущества неразрушающих методов настолько бесспорны, что внедрение их в практику строительства (как при освидетельствовани я х, так и при самом производственном процессе) принимает в насто я щее врем я все более широкие размеры.

Неразрушающие методы контрол я Акустические методы Ультразвуковые методы Применение ультразвуковых методов Другие акустические методы Ионизирующие излучени я Применение рентгеновского и гамма-излучений Нейтронные излучени я Магнитные, электрические и электромагнитные методы Дефектоскопи я металла Толщине метр и я . Определение напр я жений Определение положени я арматуры в железобетоне, толщины защитного сло я и диаметра стержней Определение влажности древесины Контроль проникающими жидкост я ми и газами Контроль герметичности соединений Вы я вление трещин, выход я щих на поверхность Другие неразрушающие методы контрол я 2. Основные измерительные приборы дл я поведени я статистических и динамических испытаний. При статических испытани я х определ я ют: основные показатели, характеризующие работу исследуемого объекта под нагрузкой, а именно — перемещени я и деформации; усили я и напр я жени я в элементах исследуемых конструкций; значени я вспомогательных факторов, оказывающих вли я ние на результаты испытаний. При испытани я х примен я ют приборы как с непосредственным отсчетом значений измер я емой величины, так и измерительные пре-образователи, позвол я ющие осуществл я ть измерени я дистанционно, что существенно расшир я ет возможности эксперимента.

Преобразователи позвол я ют автоматизировать процесс измерени я и регистрации значений контролируемых величин и выполн я ть измерени я в местах, не доступных дл я приборов с (непосредственным отсчетом.

Выпускаютс я измерительные устройства дл я следующих основных измерений: линейных перемещений — прогибомеры, сдвигомеры, индикаторы и преобразователи линейных перемещений; угловых перемещений — клинометры, отвесы и т. д. и преобразователи угловых перемещений; линейных деформаций — тензометры и преобразователи линейных деформаций; усилий— динамометры и преобразователи сил; напр я жений — преобразователи напр я жений бетона, грунта и т. д.; плотности — плотномеры и преобразователи плотности; температуры и влажности —термометры, влагомеры и преобре-зователи температуры и влажности. При сколько-нибудь значительном количестве установленных приборов и необходимости проведени я неоднократных измерений по ним наиболее целесообразным я вл я етс я централизованное сн я тие-отсчетов с помощью соответствующих регистрирующих устройств в том числе, и с автоматической регистрацией показаний (с выдачей результатов цифропечзтающими аппаратами, а также в виде перфолент, магнитных записей и с непосредственным вводом получаемых данных в ЭВМ). Однако в целом р я де случаев — при небольшом количестве точек измерений, несложных испытани я х или при отсутствии измерительных устройств, приспособленных дл я централизованных измерений, приходитс я пользоватьс я приборами, требующими сн я ти я показаний непосредственно на месте. 4. Применение ультразвуковых методов Отметим несколько наиболее характерных примеров.

Определение динамического модул я упругости.

Скорость распространени я упругих колебаний v св я зана с динамическим модулем упругости дан и плотностью в провер я емого материала соотношением справедливым дл я случа я продольных колебаний в стержне (одномерна я задача). Определ я в экспериментально скорость распространени я волны колебаний в элементе, длина .которого велика по сравнению с его поперечными .размерами, находим 1дНН = ^2Р, если плотность материала известна. В массивных и плитных конструкци я х, т. е. дл я случаев трехмерной (пространственной) и двухмерной задач, а также дл я поперечных колебаний зависимость между -Един и V определ я етс я более сложными соотношени я ми, в которые, кроме р, входит также и коэффициент Пуассона ц, рассматриваемого материала. Дл я одновременного нахождени я всех трех параметров (сдин, р и ( i ) необходимо сопоставление, по крайней мере, трех экспериментов по определению v , произведенных в разных услови я х: с применением продольных и поперечных колебаний и в конструкци я х разной размерности — пространственных, плитных Н стержневых.

Определение толщины при одностороннем доступе. В серийно выпускаемых дл я этой цели толщиномерах используетс я непрерывное излучение продольных ультразвуковых волн регулируемой частоты. На рис. 14 пунктиром показан график распространени я колебаний (условно отложенных не вдоль, а поперек направлени я луча) по толщине стенки. Дойд я до противоположной ее грани, волна отражаетс я и идет в обратном направлении. Если провер я емый размер h точно равен длине полуволны (или кратен этой величине) и противоположна я пластинки при этом резко возрастают ( я вление резонанса), JTO сопровождаетс я соответствующим увеличением разности потенциалов на ее поверхност я х. Замер я в соответствующую резонансную частоту f и^ зна я ско-зость v распространени я волн по длине 2А (суммарный ход пр я мого и отраженного лучей), находим провер я емую толщину по формуле Дл я стали скорость продольных ультразвуковых волн практически посто я нна ( v = 5,7-105 см/сек), что дает возможность, мен я я частоту в пределах от 20 до 100 тыс. гц, надежно измер я ть толщины стенок от долей миллиметра до нескольких сантиметров.

Определение глубины трещин в бетоне.

Излучающий и приемный преобразователи А -и В .располагаем симметрично относительно краев трещины, на рассто я нии1 а друг от друга (рис. 15). Колебани я , возбужденные в А, придут в В по кратчайшему пути АСВ = У4/г2 + а2, где Л — глубина трещины. При скорости v на это потребуетс я врем я определ я емое экспериментально.

Глубину трещины находим из соотношени я где скорость v определ я етс я обычно на неповрежденных участках поверхности. По указанному методу могут быть исследованы трещины глубиной до нескольких метров. Следует однако иметь в виду .следующее: значени я v на поверхности и в глубине массива могут .несколько отличатьс я ; длина пути АСВ немного возрастет в случае невертикальности трещины и, наоборот, может существенно уменьшитьс я при наличии в трещине воды, я вл я ющейс я хорошим проводником ультразвуковых волн. В ответственных случа я х следует поэтому данные, полученные дл я глубоких трещин, провер я ть рассмотренным контрольным бурением (см. рис.6). Отметим также другие, практически наиболее важные области применени я ультразвуковых методов. В бетонных и железобетонных конструкци я х: определение прочности бетона (ГОСТ 17624—72) по коррел я ниолности зависимост я м между скоростью распространени я ультразвуковых волн и прочностью бетона на сжатие, устанавливаемым путем параллельных ультразвуковых и прочностных испытаний образцов бетона заданного состава и режима 'изготовлени я (при контроле вновь изготовл я емых конструкций и деталей) или образцов, извлеченных из возведенных сооружений. В случае невозможности выемк-и образцов из уже эксплуатируемых конструкций ориентировочное определение прочности бетона возможно по рекомендуемой в ГОСТ 17624—72 зависимости; . контроль однородности бетона в сооружени я х; вы я вление и исследование дефектов в бетоне сквозным прозвучиванием (возможным и -при значительных толщинах бетона — до 10 м и более) и путем измерений на поверхности конструкций; о наличии и характере дефектов и повреждений суд я т при этом по изменени я м скорости прохождени я ультразвуковых волн в пределах отдельных участков поверхности (так называемый метод годографа, т. е, графика скоростей); определение толщины верхнего ослабленного сло я бетона, расположени я слоев разной .плотности я т. п.

Наличие арматуры в железобетонных конструкци я х не мешает применению ультразвуковых методов, если направление прозвучивани я не пересекает арматурные стержни и не совпадает с ними. В металлических конструкци я х: импульсна я дефектоскопи я швов сварных соединений в стальных и алюминиевых конструкци я х (ГОСТ 14782—69); дефектоскопи я основного материала; толщинометри я ; определение толщин защитных металлических покрытий; вы я вление ослаблени я сечений коррозией. В дерев я нных конструкци я х и конструкци я х с применением пластмасс: проверка физико-механических характеристик, проверка качества и дефектоскопи я основного материала; дефектоскопи я клееных соединений и стыков. 5. Обследование конструкций и сооружений. Цель, задачи и особенности методики проверки.

Освидетельствование сооружений складываетс я из следующих операций, выполн я емых полностью или частично в зависимости от поставленных задач и состо я ни я исследуемого объекта: 1) ознакомление с документацией; 2) осмотр объекта в натуре; 3) обмеры —проверка генеральных размеров конструкций (пролетов, высот и т. д.) и контроль сечений элементов; 4) вы я вление, установление характера и регистраци я трещин и повреждений; 5) проверка качества материала в сооружении и контроль состо я ни я стыков и соединений. В отдельных случа я х, например в предварительно напр я женных конструкци я х, приходитс я определ я ть также усили я и напр я жени я , фактически имеющие место в исследуемых элементах. В результате освидетельствовани я с учетом данных соответствующих перерасчетов даетс я обща я оценка состо я ни я сооружени я и' в случае необходимости решаетс я вопрос о проведении статических и динамических испытаний.

Ознакомление с документацией и осмотр сооружени я К изучению документации целесообразнее приступать после предварительного (рекогносцировочного) осмотра объекта. При освидетельствовании сооружений, предназначенных к сдаче в эксплуатацию, необходимо ознакомитьс я с проектной и строительно-монтажной документацией, где следует обратить особое внимание на акты скрытых работ. При освидетельствовании объектов, наход я щихс я в эксплуатации, дополнительно должны быть изучены акты передачи в эксплуатацию, паспорт сооружени я , журналы эксплуатации, документы о произведенных ремонтах и другие имеющиес я материалы, характеризующие службу сооружени я . Осмотр сооружени я я вл я етс я наиболее ответственной частью освидетельствовани я . Его начинают с установлени я соответстви я между предъ я вленной документацией и сооружением в натуре. Вы я вленные расхождени я фиксируютс я , оцениваютс я и устанавливаютс я их причины. В объектах, сданных в эксплуатацию, провер я етс я устранение недоделок, отмеченных в актах приемки. Далее производитс я детальный (по возможности) осмотр элементов сооружени я , начина я с наиболее ответственных: осматриваютс я опорные части, заделки и соединени я и провер я етс я их состо я ние и услови я работы; осматриваютс я св я зи, настилы и прочие элементы, обеспечивающие надлежащую пространственную работу сооружени я , и провер я етс я правильность их опирани я и креплени я ; устанавливаетс я наличие в конструктивных элементах ослаблений и надрезов, сколов и других дефектов; вы я вл я етс я наличие коррозии, гниени я и других повреждений материала, ухудшающих работу конструкций и снижающих несущую способность сооружени я . Отмечаетс я (при осмотре — визуально) наличие осадок, деформировани я и взаимных смещений элементов. По результатам осмотра даетс я предварительна я оценка состо я нию сооружени я в целом и намечаетс я план дальнейшего проведени я освидетельствовани я (инструментальных съемок, проверки качества материала в сооружении и т. д.). Проверка основных геометрических параметров и конфигурации сооружени я При освидетельствовании должны быть проверены главнейшие размеры конструктивной схемы: длины пролетов, высоты колонн и другие геометрические параметры, от соблюдени я заданной величины которых зависит напр я женно-деформированное состо я ние элементов конструкций в процессе их службы. В отдельных случа я х (если это важно с точки зрени я эксплуатации или при наличии обнаруженных при осмотре отклонений) провер я етс я также горизонтальность перекрытий, соблюдение заданных уклонов, вертикальность несущих элементов и ограждений и т. д. В сооружени я х сравнительно простого очертани я и незначительных по размерам эти контрольные измерени я не я вл я ютс я сколько-нибудь сложными и выполн я ютс я с помощью стальных рулеток, отвесов, нивелиров и т. д. При освидетельствовании же крупных сооружений и объектов сложной конфигурации примен я ют специальные инструменты дл я 18 ускорени я процесса съемки и обеспечени я ее точности. Так, проверки по вертикали производ я тс я инструментами вертикального визировани я , позвол я ющими производить сноску точек по высоте на 100 м и более с погрешностью, не превышающей ±2 мм. Дл я нивелировани я в тесных и труднодоступных местах целесообразно примен я ть гидравлические нивелиры, обеспечивающие высокую точность измерений. При необходимости проверки больших пролетов (в 100 м и более), как например рассто я ни я между центрами опорных площадок уже возведенных мостовых опор, примен я ютс я новейшие светодальномеры, ускор я ющие процесс съемки и обеспечивающие точность пор я дка 1/25000 определ я емой длины. Дл я быстрой и надежной фиксации наружного очертани я и размеров освидетельствуемого объекта целесообразно примен я ть стеоеофотограмметрическую съемку (подробнее рассматриваемую в третьем разделе данного курса). Проведение замеров с применением указанных специализированных инструментов, требующих тщательной предварительной выверки и учета р я да поправок, осуществл я етс я квалифицированными геодезическими группами.

Контроль сечений и проверка очертаний ответственных элементов В тех случа я х, когда провер я емые элементы доступны дл я измерений, замеры сечений и проверка очертаний достаточно просты и выполн я ютс я обычно средним техническим персоналом. Дл я ускорени я и облегчени я измерений в последнее врем я предложен р я д приспособлений, например шаблоны с автоматической фиксацией отклонений от заданных размеров, чем в значительной степени уменьшаетс я возможность ошибок при проведении контрол я . Более сложной я вл я етс я задача определени я толщин в конструкци я х, доступных при измерени я х лишь с одной стороны.

Наиболее грубым (и сравнительно еще недавно — единственным) способом измерени я толщин было просверливание или, что хуже — пробивка отверстий в соответствующих местах провер я емых конструкций.

Способ этот трудоемок и в большинстве случаев крайне неудобен даже при условии последующей заделки отверстий, так как св я зан с нарушением сплошности материала и возможностью повреждений. При освидетельствовани я х же конструкций, требующих сохранени я герметичности (как, например, в уже эксплуатируемых резервуарах даже самое аккуратное сверление каких-либо отверстий вообще недопустимо. Все эти затруднени я отпадают при применении дл я целей «тол-щинометрии» современных неразрушающих, методов контрол я , рассматриваемых в следующей главе.

Разумеетс я , применение этих методов требует наличи я соответствующей аппаратуры и подготовленного дл я работы с ней персонала.

Осадки и смещени я Сведени я об осадках и взаимных смещени я х отдельных чаете;-; сооружени я должны быть получены перед его освидетельствованием от геодезической службы. Эти данные провер я ютс я на месте выборочными контрольными измерени я ми. В случае отсутстви я или недостаточности указанной документации и вы я вленных при осмотре признаков осадок и смещений дл я их уточнени я должна быть организована геодезическа я съемка.

Надежным признаком, позвол я ющим судить о наличии неравномерных осадок, я вл я етс я развитие легко отличимых по их внешнему виду осадочных трещин в сооружении. В качестве примера на рис. 4 показаны трещины, по я вл я ющиес я в перемычках многоэтажного каменного здани я при осадках середины фасада {рис. 4, б) и при оседании краев здани я (рис. 4, а). При установлении наличи я осадок и смещении необходимо вы я вить их причины и решить вопрос о требуемых профилактических мерах, например усилении фундаментов и т. д.

Развитие трещин и раскрытие швов Обнаруженные при осмотре трещины, сколы, раскрыти я швов и другие аналогичные дефекты, не подлежащие немедленному устранению, должны быть тщательно измерены и отмечены как на самом объекте, так и на соответствующих схемах. Все эти данные передаютс я затем эксплуатационникам дл я дальнейших наблюдений за состо я нием сооружени я . В строительной практике наиболее распространенным (но несовершенным) способом наблюдени я за трещинами я вл я лось пер: крытие их гипсовыми ма я ками. При продолжающемс я расширен!, трещины ма я к лопаетс я , и по ширине образовавшейс я в нем щел можно судить об интенсивности раскрыти я трещины под ма я ком; однако уменьшение трещины может быть вы я влено с трудом. Надлежащую сохранность самих ма я ков трудно гарантировать, и способ этот в насто я щее врем я не может быть рекомендован. Дл я фиксации как раскрыти я , так и уменьшени я ширины трещин и швов, а также сдвигов вдоль них, используют р я д приемов.

Простейшим я вл я етс я наблюдение за изменением взаимного положени я лары меток, нанесенных на поверхность объекта по обе стороны наблюдаемой трещины или шва. Дл я длительных измерений пользуютс я различными перекрывающими трещину или шов приборами— щелемерами (в том числе, и электрического принципа действи я ) как поверхностными (накладными), так и глубинными. По своему устройству такие приборы аналогичны тензометрам (см. следующий раздел). Дл я определени я глубины трещин, выход я щих на поверхность, строители примен я ют гибкие металлические щупы различной толщины.

Однако они не могут дать исчерпывающего представлени я о действительной глубине трещин, постепенно, как правило, сужающихс я . Точные з-амеры производ я тс я путем .применени я новейших физических методов исследовани я , как например, с использованием ультразвуковых излучений (что подробнее рассмотрено в следующих главах). В массивных бетонных .блоках при исследовании глубоких трещин пользуютс я методом подсечки (рис. 6), Как видно из этого рисунка, под углом 45—60° к плоскости распространени я трещины пробуривают р я д скважин.

Отверсти я их перекрывают тампонами и в скважины нагнетают воздух или воду .под давлением в несколько атмосфер, переход я последовательно от одной скважины к другой. О глубине проникновени я трещины суд я т при этом по выходу из нее воздуха или 'по я влению на поверхности (у ее краев) мокрых п я тен. В заключение следует отметить, что поведение трещин, швов, расстройства соединений и т. п. я вл я ютс я важными показател я ми состо я ни я сооружени я . Внимательное наблюдение за швами и соединени я ми (и трещинами, если они имеютс я ) при правильной сценке полученных данных позвол я ет своевременно поставить диагноз о скрытых нежелательных я влени я х, происход я щих в сооружении, и прин я ть необходимые профилактические меры, не дожида я сь серьезных нарушений его работоспособности. 6. Испытани я строительных конструкций, статистической нагрузкой (цель и задачи изготовлени я и оборот конструкций, освидетельствование В зависимости от объекта и цели эксперимента устанавливаютс я : 1) несуща я способность, характеризуема я нагрузкой, при которой наступает потер я прочности или устойчивости объекта испытани я ; 2) жесткость, характеризуема я значени я ми перемещений, пре-дельным'и 'с точки зрени я возможности 'нормальной эксплуатации-объекта; 3) трещиностойкость (в первую очередь дл я .бетонных и железобетонных конструкций); трещины должны или вообще не по я вл я тьс я , или раскрытие их не должно исключать или затрудн я ть эксплуатацию вследствие потери непроницаемости, развити я 'Коррозии !и т. д.; при определении трещиностойкости устанавливают также значени я нагрузки, -при которой образуютс я трещины более допустимых по услови я м эксплуатации.

Задачи испытаний 1. При приемочных испытани я х (при передаче законченных сооружений в эксплуатацию .и промежуточных приемках в процессе строительства) провер я ютс я состо я ние объекта и соответствие показателей его работы проектным и нормативным требовани я м. 2. Испытани я уже эксплуатируемых сооружений производ я тс я : дл я проверки возможности продолжени я нормальной службы объекта под эксплуатационной нагрузкой; необходимость такой проверки (если она не предусмотрена в плановом пор я дке правилами эксплуатации) -может возникать .при по я влении значительных повреждений, например после пожара и в других аналогичных случа я х, -став я щих под сомнение работоспособность сооружени я ; дл я вы я снени я возможности повышени я эксплуатационной нагрузки при реконструкции объекта или изменении характера его , использовани я . 3. Испытани я конструкций и деталей при их серийном изготовлении производ я тс я путем выборочных испытаний отдельных об-.раз'Цов .продукции с доведением до разрушени я . Задачей испытаний в данном случае я вл я етс я установление фактической несущей способности и других характеристик испытываемых образцов продукции с распространением полученных результатов на всю изготовленную партию. 4. Научно-исследовательские испытани я и испытани я опытных, объектов производ я тс я : при применении новых конструктивных решений и дл я апробации новых методов расчета; при использовании новых строительных материалов с характеристиками, требующими .проверки под действием нагрузки; при особых режимах эксплуатации, например в пол я рных или тропических услови я х, под действием волн и морской воды и т. л. Такие испытани я могут производитьс я или непосредственно в натуре, или лабораторным путем с искусственным обеспечением необходимого ,режима. С точки зрени я , воздействи я процесса испытаний на самые объекты, необходимо различать: объекты, которые после их испытани я должны быть сохранены дл я эксплуатации,— в этом случае, по я вление в результате испытани я каких-либо неисправимых повреждений или нежелательных остаточных деформаций недопустимо, объекты, не предназначенные дл я дальнейшей эксплуатации, — в этом случае, если это необходимо дл я решени я поставленных задач, объект может быть доведен до разрушени я . Выбор элементов дл я испытани я При приложении .нагрузки к сооружению в работу вовлекаютс я или все его конструктивные элементы, или лишь отдельные их совокупности, ближайшие к месту загружени я . Так, нагрузка, приложенна я к проезжей части моста в любом месте по длине его пролета, обусловливает по я вление внутренних сил во всех элементах по я сов и решетки несущих ферм; не включаютс я в работу лишь отдельные так называемые «нулевые» стержни. При испытани я х подобного рода сооружений нескольких положений нагрузки бывает достаточно дл я обеспечени я .интенсивной работы всех главнейших элементов.

Задача выбора элементов при назначении программы испытаний сводитс я в данном случае к решению вопроса, где именно целесообразнее размещать измерительные приборы дл я оценки работоспособности и состо я ни я сооружени я в целом. С иным положением приходитс я иметь дело в .большинстве объектов промышленного it гражданского строительства, состав--ленных обычно из многочисленных однотипных элементов в определенном их сочетании. Так, например, в многоэтажном промышленном здании каркасного тжта нагрузка, приложенна я на небольшом участке какого-либо из перекрытий, передаетс я на фундаменты через ближайшие ригели « колонны; колонны ».ригели, удаленные -на несколько пролетов от места загружени я , почти невовлекаютс я .в работу. Слабо или совсем не деформируютс я примыкающие ненагруженные плиты того' же перекрыти я , и практически совершенноне работают перекрыти я других этажей. При исследовани я х подобного рода сооружений выбор элементов дл я испытани я св я зан непосредственно с выбором места приложени я нагрузки. При этом руководствуютс я следующими соображени я ми: 1) количество загружаемых элементов должно быть минимальным, во избежание чрезмерных затрат времени и средств, необходимых дл я проведени я статических испытаний; 2) испытани я ми должны быть охвачены все основные виды несущих элементов исследуемой конструкции. В .первую очередь испытывают элементы, работающие наиболее интенсивно, и элементы с обнаруженными в них дефектами и повреждени я ми, надлежаща я работоспособность которых сомнительна; 3) отбирают элементы с возможно более четкой схемой статического опирани я и закреплени я . При прочих равных услови я х желательно выбирать элементы, свободные от дополнительных, св я зей с привыкающими част я ми сооружени я , которые могут вносить трудноучитываемые искажени я в работу исследуемых элементов. При отборе образцов серийного изготовлени я дл я их контрольных испытаний исход я т из следующих соображений. Дл я суждени я о качестве изделий рассматриваемой партии должны быть испытаны наилучшие и наихудшие образцы. Отбор дл я статических испытаний производитс я на основании осмотра, контрол я неразрушающими 'Методами и .предварительной вибрационной проверки.

Усредненна я оценка даетс я по. результатам испытани я образцов в состо я нии, наиболее характерном дл я большинства изделий данной партии. Выбор схемы загружени я Нагрузочна я схема уточн я етс я одновременно с выбором элементов дл я испытани я , поскольку эти задачи взаимосв я заны.

Выбранна я схема распределени я нагрузок должна обеспечить по я вление в исследуемых элементах необходимых напр я жений и деформаций, достаточных дл я вы я влени я определ я емых характеристик, но при этом следует учитывать имеющиес я реальные возможности (наличие определённых видов нагрузки и загрузочных приспособлений) и стоимость испытани я . Последнее очень существенно, .поскольку уменьшение требуемой нагрузки упрощает и удешевл я ет процесс проведени я испытаний и позвол я ет укладыватьс я в более короткие сроки при нагружении и разгрузке. 7. Проведение, отработка и оценка результатов статистических испытаний.

Больша я трудоемкость и стоимость статических загружений, нар я ду с трудностью (а в отдельных случа я х и невозможностью) повторени я испытаний требуют тщательной предварительной отработки их программы.

Правильность ее выбора в значительной степени предопредел я ет как эффективность всей предсто я щей работы, так и надежность всех данных, получаемых в результате испытани я . Перед началом испытаний должна быть проведена необходима я подготовка: смонтированы нагрузочные приспособлени я и подготовлена нагрузка; установлены лодмости и ограждени я ; обеспечено, если это вызываетс я услови я ми испытаний, дополнительное освещение мест установки приборов; согласованы перерывы в эксплуатации исследуемого объекта и т. д.

Предварительные подсчеты. Уточн я етс я требуема я испытательна я нагрузка и определ я ютс я соответствующие этой нагрузке значени я перемещений, деформаций, напр я жений и усилий, возникающих в исследуемых элементах .конструкций. Такие подсчеты я вл я ютс я продолжением перерасчетов, выполн я емых по результатам освидетельствовани я (см. выше раздел два, гл. IV ) и производ я тс я с учетом всех вы я вленных отри этом отступлений от проекта, уточненных характеристик материала, обнаруженных ослаблений и т. д. В сооружени я х с не я вно выраженной расчетной схемой (допускающей выбор нескольких возможных вариантов) предварительные подсчеты должны быть выполнены по всем этим схемам.

Сравнение с результатами испытаний позвол я ет в дальнейшем выбрать из них наиболее близкую к действительной работе сооружени я . Аналогично поступают в отношении модул я упругости и других характеристик материала, если до начала испытани я значени я их не могут быть надежно определены. Эти подсчеты ведутс я в пределах возможных диапазонов с дальнейшим уточнением фактических значений по результатам испытаний, Размещение приборов Перед испытанием составл я етс я схема расположени я измерительных приборов с указанием их типа и характеристик. При этом учитываютс я -следующие положени я : 1) измерени я наиболее ответственных параметров, определ я ющих работоспособность сооружени я , следует (дл я исключени я возможности ошибок) дублировать, примен я я приборы различного принципа действи я . Так, например, прогиб ферм, измеренный с помощью лрогибомеров, целесообразно -провер я ть 'путем нивелировани я ; 2) к группам однотипных приборов добавл я етс я контрольный, наход я щийс я в тех же услови я х, но расположенный на элементе, не участвующем в работе сооружени я . Изменение показаний контрольного прибора позвол я ет учесть вли я ние внешних факторов на результаты измерений и внести в них соответствующие поправки; 3) в то же врем я не следует без особой в этом необходимости увеличивать общее число устанавливаемых приборов.

Лишние приборы удлин я ют сн я тие отсчетов и, не принос я особой пользы, усложн я ют проведение испытаний и обработку их результатов; 4) при прочих равных услови я х приборы нужно устанавливать там, где измер я емые показатели достигают наибольших значений.

Нецелесообразно ставить приборы в зоне «нулевых» отсчетов (например, тензометры вдоль нейтральной оси изгибаемого элемента), поскольку даже небельшие погрешности измерений в данном случае будут сильно искажать получаемые результаты. 1. Размещение приборов при измерении прогибов. 2. Размещение приборов при измерении углов наклона. 3. Размещение приборов при измерении деформаций. § 3. Основные работы, выполн я емые в процессе испытани я Установка приборов и подготовка к наблюдени я м Измерительные приборы должны быть закреплены на испытываемой конструкции заблаговременно дл я обеспечени я стабильности их показаний, а также защищены от внешних воздействий и случайных повреждений. Перед длительными испытани я ми наблюдение за (показани я ми установленных приборов целесообразно провести в течение суток до загружени я дл я вы я влени я (и учета в дальнейшем) изменений их показаний при суточных колебани я х температуры.

Поверхности нагружаемых конструкций в зонах возможного по я влени я трещин бел я тс я дл я облегчени я наблюдений во врем я испытаний.

Существующие повреждени я отмечаютс я как на объекте, так и в соответствующих ведомост я х (если это уже не было сделано ранее в процессе предварительного освидетельствовани я ). Р я дом с установленными приборами в пор я дке последовательности вз я ти я отсчетов краской нанос я т их номер.

Провер я етс я удобство доступа ка« « приборам, так и к элементам конструкций, подлежащих наблюдению, достаточность их освещени я и т. д.

Провер я етс я выполнение всех требуемых мер по технике безопасности.

Предварительное загружение Предварительное загружение я вл я етс я начальным контрольным этапом испытани я . На этом этапе провер я ют; готовность и надлежащее действие всех подготовленных приспособлений, в первую очередь нагрузочных; надежность креплени я и правильность показаний установленных приборов, а также окончательно отрабатывают намеченный процесс проведени я испытани я . Интенсивность предварительного загружени я принимают обычно равной первой ступени нагрузки, предусмотренной программой испытани я . Вы я вленные во врем я загружени я неудовлетворительно работающие приборы подлежат исправлению или замене. При этом может быть два случа я . Случай 1. Исследуетс я объект, неоднократно подвергавшийс я действию внешней нагрузки. В этом случае нет оснований ожидать сколько-нибудь заметного изменени я его состо я ни я в результате еще одного загружени я перед началом испытаний.

Показани я всех установленных приборов должны были бы, следовательно, после сн я ти я предварительной нагрузки вернутьс я к своим первоначальным значени я м.

Невозвращение показаний может быть результатом: 1) так называемой обкатки, т. е. небольшого вполне допустимого смещени я «нул я » прибора при первом цикле загружени я . Прибор как бы прирабатываетс я к объекту и при следующих циклах дает надежные показани я ; 2) дефектной установки (котора я должна быть исправлена) или неудовлетворительного состо я ни я самого прибора, подлежащего замене.

Случай 2. Исследуемый объект нагружаетс я впервые. При первом загружении сооружений и отдельных конструкций возможно по я вление остаточных перемещений и деформаций, обусловленных обм я тием соединений и мест опирани я , осадками нагружаемых опор, взаимными смещени я ми элементов и т. д.

Невозвращение приборов на нуль после сн я ти я первой нагрузки не может при этом рассматриватьс я как показатель дефектности их установки. Дл я вы я влени я неудовлетворительно работающих приборов в данном случае требуетс я внимательное наблюдение за изменением их показаний как при приложении первой нагрузки, так и при постепенном ее сн я тии. 3-3. Запись показаний приборов Непременным условием я вл я етс я максимально возможное соблюдение одновременности записи по всем установленным' приборам.

Наилучшим образом это требование обеспечиваетс я при автоматической регистрации показаний. При обычной записи число приборов, поручаемых каждому наблюдателю, должно быть по возможности небольшим. После записи показаний по всем приборам рекомендуетс я делать повторный отсчет по первому из них.

Разность двух последовательных показаний дает важную дл я оценки результатов характеристику интенсивности развити я пластических деформаций после каждой ступени нагружени я . Помимо записи показаний приборов, должны тщательно отмечатьс я : 1) врем я записи и 2) услови я проведени я испытани я (данные об изменени я х температуры и других атмосферных факторов, случайные толчки и удары, воспринимаемые исследуемыми конструкци я ми и т. д.), которые могут быть использованы при оценке получаемых результатов.

Наблюдени я за состо я нием нагружаемого объекта Перед: началом испытаний отмечают все трещины, сколы и другие повреждени я , обнаруженные в элементах нагружаемых конструкций. После приложени я каждой ступени нагрузки производитс я повторный их осмотр дл я вы я влени я как вновь по я вл я ющихс я повреждений,.так и степени развити я уже имеющихс я . Отметки на поверхности элементов осуществл я ют нанесением краской тонкой черты р я дом с каждой трещиной (но не поверх нее); аналогично, с небольшим отступлением, обвод я т контуры сколов и других повреждений. Концы трещин отмечают поперечным штрихом, р я дом 'С которым пишут ступень нагрузки, соответствующей отмечаемой длине трещины.

Совокупность таких отметок дает нагл я дную картину постепенного развити я повреждений по мере роста испытательной нагрузки.

Повреждени я отмечаютс я в специальных ведомост я х, а также (что очень целесообразно) нанос я тс я от руки с примерным соблюдением масштаба на форматках с вычерченной на них разверткой контролируемых деталей.

Аналогично должны отмечатьс я и расхождени я в швах и соединени я х, искривлени я и взаимные сдвиги элементов и т, д. В процессе загружени я и после окончани я испытани я необходима фотосъемка, особенно поврежденных мест.

Снимки я вл я ютс я важным документальным подтверждением результатов испытани я . Наличие серии таких фотографий значительно облегчает как обработку полученных данных, так и их оценку. 8. Испытание строительных конструкций динамической нагрузкой.

Динамические испытани я , как правило, менее трудоемки и провод я тс я быстрее, чем испытани я статические, св я занные с приложением н сн я тием громоздкой нагрузки и длительным выдерживанием ее на объекте *. Но, с другой стороны, при динамических испытани я х требуетс я обеспечение безотказного действи я р я да механизмов (источников динамических воздействий, регистрирующих приборов и т. д.) и четкое соблюдение синхронности их включени я и работы.

Разработка программы, предусматривающей все взаимосв я занные детали предсто я щих испытаний, я вл я етс я поэтому первым и наиболее важным предварительным этапом.

Подготовительные работы — крепление конструкций, устройство подмостей и ограждений, подводка освещени я к местам установки приборов н т. д., остаютс я , в основном, теми же, что и при статических испытани я х.

Дополнительно необходимы: устройства дл я креплени я вибрационных машин и приложени я ударных нагрузок; амортизирующие прокладки, предохран я ющие элементы сооружени я от повреждений при ударах; устройства дл я искусственного возбуждени я толчков при пропуске подвижной нагрузки и т. д. Меры по технике безопасности дополн я ютс я установкой ограждений у механизмов, создающих динамические воздействи я ; при пропуске подвижной нагрузки на больших скорост я х предусматривают меры дл я исключени я возможности несчастных случаев.

Размещение приборов и проведение испытаний Приборы должны быть помещены в тех сечени я х и точках объекта, где наиболее отчетливо могут быть вы я влены значени я определ я емых параметров.

Поскольку при динамических испытани я х в р я де случаев примен я ютс я довольно сложные приборы (имеющиес я в распор я жении испытательных групп обычно в ограниченном количестве), существенна возможность неоднократного использовани я одного и того же прибора с установкой его в разных позици я х.

Вызываемое этими перестановками некоторое увеличение длительности всей работы компенсируетс я сокращением количества необходимой аппаратуры и обслуживающего ее квалифицированного персонала. Так же как и при статических испытани я х, наиболее ответственные измерени я рекомендуетс я дублировать и примен я ть дл я сопоставлени я результатов приборы различного принципа действи я . В то же врем я не следует без достаточного дл я этого основани я увеличивать общее количество точек измерени я во избежание ненужного усложнени я как самого испытани я , так и обработки его результатов.

Отметчики времени. Дл я анализа записи динамических процессов и сопоставлени я показаний, установленных в разных местах приборов, необходимо четко отмечать врем я измерени я . Такие отметки синхронно нанос я тс я :на все диаграммы при замыкании слаботочной цепи, в которую должны быть включены регистрирующие устройства всех действующих приборов.

Замыкание цепи производитс я или автоматически, например, при нажатии специально установленных педалей при въезде и сходе подвижной нагрузки с объекта, или включением (вручную специального контакта в нужный момент времени. Дл я повторных отметок, например через каждые 10—30 сек, попользуют «контактные часы», регул я рно с заданной частотой замыкающие цепь.

Испытани я ударной нагрузкой Ударные испытани я просты, требуют минимальной подготовки и сравнительно несложного оборудовани я . Наиболее удобны ударные испытани я дл я сравнительной оценки динамических характеристик однотипных конструкций, 'например свай, 'балок и плит перекрытий.

Однако, чем массивнее исследуемые элементы, тем слабее сказываетс я на них действие удара, что требует применени я более чувствительной аппаратуры или увеличени я силы удара, чем практически .и ограничиваетс я -возможность применени я данного метода испытаний.

Определ я емые характеристики.

Частоту и интенсивность затухани я собственных колебаний, возникших в результате удара, определ я ют путем обработки записанных виброграмм. Очень важно, что значени я рассматриваемых параметров не завис я т от силы удара, Это дает возможность провер я ть и уточн я ть полученные данные путем повторной записи при дополнительных ударных воздействи я х.

Возможно также использование одного и того же прибора с установкой его в разных позици я х. При ударных испытани я х могут быть исследованы также скорости распространени я ударных волн, установлена форма колебаний (что, однако, удобнее делать вибрационным путем), а также исследована чувствительность сооружени я к действию ударов, например, дл я вы я снени я возможности работы на данном объекте подлежащего установке прецизионного оборудовани я . Если дл я сравнительных оценок параметров однотипных конструкций требуетс я уточнение только частот собственных колебаний, то вместо самопишущих приборов могут быть использованы многоя зычковые частотомеры (см. рис. 109), что значительно упрощает проведение испытаний.

Испытани я вибрационной нагрузкой При испытани я х вибрационной нагрузкой в исследуемых конструкци я х возбуждаютс я вынужденные колебани я в широком диапазоне частот, включа я зону резонанса.

Вибрационные испытани я позвол я ют наиболее полно и всесторонне вы я вить динамические характеристики обследуемых объектов. Но, с другой стороны, дл я их проведени я требуютс я специальные вибрационные машины и наличие возможности креплени я я пуска их на объекте.

Определ я емые характеристики. При вибрационных испытани я х получают «резонансные кривые», дающие значени я измеренных величин (перемещений, деформаций и т. д. в функции частот возмущающих сил. При обработке этих кривых могут быть получены частоты собственных колебаний исследуемых элементов и интенсивность затухани я возникших колебаний. При поддержании строго стабильного режима работы вибрационной машины регистрирующие приборы могут быть использованы неоднократно, с перестановкой их с места на место. При этом дл я определени я перемещений можно пользоватьс я не только записывающими приборами (что предпочтительнее), но и приборами с визуальным отсчетом.

Определение частоты собственных колебаний можно производить даже без установки каких-либо измерительных приборов на самом объекте, поскольку момент резонанса может быть четко вы я влен по положению «пики» на кривой расхода энергии вибрационной машины.

Испытани я эксплуатационной нагрузкой Основным преимуществом рассматриваемых испытаний я вл я етс я возможность получени я данных о действительной работе как всего сооружени я в целом, так и отдельных его элементов в эксплуатационных услови я х. В случае, когда исследуемое сооружение уже эксплуатировалось или полностью подготовлено к использованию, такие испытани я не требуют сколько-нибудь сложной подготовки и могут быть выполнены в кратчайшие сроки. К недостаткам таких испытаний относ я тс я : многообразие, а в р я де случаев и неопределенность возникающих силовых воздействий и трудность выделени я вли я ни я отдельных факторов; затруднительность, а иногда и практическа я невозможность повторени я испытаний с точным воспроизведением тех же условий - загружени я , например, при повторных пропусках безрельсового транспорта и т. п. При испытании эксплуатационной .нагрузкой определ я ют следующие характеристики: значени я перемещений, деформаций и усилий, возникающих в элементах сооружени я под действием эксплуатационной нагрузки; определение частоты собственных колебаний по наступлению состо я ни я резонанса и по частоте затухающих собственных колебаний, возникающих после резкого выключени я или остановки действи я нагрузок; недопустимые (т. е. вызывающие чрезмерные перемещени я , деформации и напр я жени я ) режимы работы установленного оборудовани я или скорости пропуска подвижной нагрузки.

Особенности испытаний эксплуатационной нагрузкой. При исследовани я х динамических воздействий от стационарно установлен-- ного оборудовани я необходимо, кроме наблюдений при нормальном режиме ^его работы, проведение таких же измерений при т я желых услови я х: ускоренном пуске, резком торможении и т. д. При испытани я х подвижной нагрузкой должны быть предусмотрены: наиневыгоднейшее расположение пропускаемой нагрузки (т. е. вызывающее наибольшие усили я в исследуемом объекте), критические ее скорости (соответствующие состо я нию резонанса), резкое торможение и т. д. При пропуске безрельсового транспорта должны быть, кроме того, воспроизведены вертикальные удары, возможные при наличии неровностей полотна (имитируемых специально уложенными подкладками), и горизонтальные воздействи я при резком изменении направлени я движени я машин (например, объезд на быстром ходу преп я тстви я , установленного на проезжей части). Дл я предотвращени я возможности несчастных случаев, св я занных с пропуском подвижной нагрузки на больших скорост я х, должны быть прин я ты предохранительные меры: установлены ограждени я , предупредительна я сигнализаци я и т. д. 1. Расчетные методы сооружений дл я определни я сейсмических нагрузок. Метод сосредоточени я масс. определение величин масс по особому сочетанию нагрузок.

Облада я широким частотным спектром, землетр я сени я вызывают резонансные колебани я сооружений Аначиз записей движени я почвы при землетр я сении позвол я ет установить закономерность между частотой и ускорением ма я тника приборов-так называемую спектральную кривую. По эгои кривой в зависимости от динамических характеристик сооружени я опреде-л я ют расчетный коэффициент динамичности р.;, которым оцениваетс я обща я реакци я конструкции на движение основани я . В процессе колебаний сооружение деформируетс я части его общей массы, смеща я сь друг относительно друга, приобретают неоди-наковые ускорени я . При определении расчетной сейсмической на-грузки это я вление учитываетс я коэффициентом формы колебании.

Предполагаетс я , как обычно в динамике упругих систем, что колебани я конструкции при сейсмическом воздействии складываютс я из взаимно независимых колебаний по собственным частотам р± Каждой частоте (форме) составл я ющих колебании соответствхет определенна я измен я юща я с я по гармоническому закону инерционна я нагрузка.

Некотора я величина ее расходуетс я в процессе колебаний на преодоление внутреннего неупругого сопротивлени я , ха-пактеризуемого затуханием колебаний.

Основна я же дол я bih ( t }инерционных сил вызывает упругую реакцию конструкции, максимальное значение которой называетс я сейсмической нагрузкой.

Вычисаение общей сейсмической нагрузки на сооружение, как суммы зависимых от времени слагаемых Sik ( t ), крайне затруднительно.

Поэтому практический расчет строитс я на самосто я тельном рассмотрении максимумов Sik ( t ) этих слагаемых.

Сейсмическа я сила, действующа я на часть сооружени я с массой mh , условно прин я той сосредоточенной в точке k расчетной схемы, соответствующа я тону i , определ я етс я выражением откуда следует, что произведение коэффициентов pfriife ПРИ' ближенно показывает, во сколько раз ускорение рассматриваемой точки k больше ускорени я основани я (/оКоэффициент сейсмичности /Сс, представл я ющий собой отношение ускорени я основани я сооружени я к ускорению силы т я жести (/ Cc = !/ o / g )> зави' сит от района строительства и определ я ет интенсивность предполагаемого сейсмического воздействи я на конструкцию. Таким образом, силы Sik я вл я ютс я статическим эквивалентом динамической нагрузки.

Каждой форме Xi собственных колебаний сооружени я соответствует определенный вид статической нагрузки Sik и определенное напр я женное состо я ние конструкции (рис. III .6). Из-за различи я частот pi максимумы этих нагрузок можно считать несовпадающими между собой по времени. Весь дальнейший расчет после вычислени я сейсмических сил Sik и определени я соответствующих усилий я вл я етс я обычным расчетом конструкции на заданную статическую нагрузку.

Предпосылки, положенные-в-оенову нор^4ахивнош__метода,_2ас-чета, относ я тс я прежде всего к движению основани я сооружений— 'колебани я грунта представл я ютс я как сумма затухающих сдвинутых по фазе синусоид. Такой зависимостью можно описать весьма сложные процессы, включа я импульсивные воздействи я . В строгом смысле это представление, однако, недостаточно корректно, так как землетр я сение — процесс случайный. Тем не менее, количественные характеристики, полученные путем обработки акселерограмм статистическими методами [1], не противоречат выводам, полученным на основе предположенного закона движени я [3]. Собственно сооружение представл я етс я упругой системой, основание которой перемещаетс я совместно с грунтом. В действительности при сильных землетр я сени я х несущим конструкци я м приходитс я работать за пределами упругости. Как показывает опыт, жесткость сооружений при этом может уменьшатьс я в несколько раз [9]. В таком случае фактическа я работа конструкции (рис. III .7) характеризуетс я реакцией, меньшей, чем сейсмическа я нагрузка, вычисл я ема я дл я линейной упругой системы. Таким образом, эта расчетна я предпосылка направлена на повышение надежности проектируемых сооружений. Нельз я отождествл я ть колебани я грунта и фундамента [8], [9], [24]. Б. К. Ка-рапет я н отмечал при взрывах уменьшение сейсмического ускорени я на фундаментах в пределах 10—80%. 'Правда, в отдельных случа я х наблюдалось и обратное я вление. По нашим наблюдени я м, при сейсмических воздействи я х пор я дка 4—5 баллов низкочастотные колебани я грунта и фундамента совпадают, а высокочастотные (по отношению к основному тону собственных колебаний здани я ) на фундаменте оказываютс я значительно меньшими.

Следовательно, можно полагать, что учет взаимодействи я сооружени я с грунтом может снижать степень Рис. III .7. Сопоставление графиков работы условно прин я той линейно деформируемой конструкции и фактической нелинейной Рис. III .8. График коэффициента А — расчетный график, прин я тый в СН я П; Б — графики, полученные М. Ф. Барштейном путем статистической обработки акселерограмм [!); В — график, построенный [3] по материалам С. В. Медведева {131 сейсмического воздействи я , определ я емого в насто я щее врем я по сейсмограммам jj ) унта.

Существенные упрощени я приходитс я принимать в св я зи с определением расчетных значений коэффициента Pi , который зависит от характеристик сейсмического спектра, периода Ti собственных колебаний сооружени я , затухани я колебаний и измен я етс я во времени. Дл я удобства практического пользовани я нормативный график рг представлен только как функци я 7 и вычислен при значени я х декремента колебаний 0,1 дл я грунта и ~0,3 дл я конструкции. Из рис. III .8 видно, что этот график достаточно хорошо подтверждаетс я исследовани я ми, проведенными различными методами. И тем не менее известны примеры землетр я сений (рис. III .9), характеризующиес я спектральными кривыми, которые не полно вписываютс я в «типовой» график. Более «жесткие» спектры на этом рисунке получены на скальных и очень плотных грунтах, менее «жесткие» с максимумом ускорений на больших периодах, характерны дл я особо крупных массивов аллювиальных грунтов иуда-ленных очагов. К сожалению, подобный экспериментальный материал, отражающий геологическую специфику районов, крайне ограничен, не обобщен и в нормах пока не отражен.

Расчетный график pi (рис. III .8, А) относитс я к сооружени я м с затуханием колебаний сравнительно большим —к здани я м с несущими стенами и другим бетонным и каменным конструкци я м, в работе которых на горизонтальную нагрузку существенную роль играют деформации сдвига.

Металлоконструкции сооружени я малой жесткости (мачты, башни, трубы и др.) облада ют затуханием, существенно меньшим. Это значит, что коэффи циент динамичности дл я таких конструкций имеет повышенное зна чение (рис. ШЛО). Предвидеть при проектировании конструкци затухание колебаний с точностью, необходимой дл я пользовани подобным графиком, трудно.

Поэтому, чтобы избежать грубых оши бок в практической работе, дл я расчета сооружений с пониженны? затуханием в СНиП предусмотрен' дополнительный коэффициенл повышающий значени я pi , определ я емые нормативным графикол рис. Ш.8А Прин я тые сейчас значени я коэффициента сейсмичности %с, оп редел я ющегос я уровнем ускорений колебаний грунта оснований, су гдествуют с начала столети я . Уже в 1937 г. В. С. Цшохер и В. А Быховский отмечали их условность [20]. По данным С. В. Me две дева, сейсмические ускорени я грунта в 2—4 раза выше соответст вующих значени я м /Сс. Но едва и эти наблюдаемые ускореню должны приниматьс я дл я расчета сооружений [3]. Во-первых, ана лизиру я записи приборов, сейсмологи обычно отмечают максиму мы, а они не могут определ я ть общую инерционную нагрузку нг конструкцию. Во-вторых, как об этом упоминалось, следует разли чать движение грунта и фундамента сооружени я . Наконец, экономически нецелесообразно принимать расчетную сейсмическую на грузку такой, чтобы она обеспечивала полную сохранность массо вой застройки при максимально возможном землетр я сении — я влении, локальном и крайне редком. И нормы, как известно допускают некоторые повреждени я зданий (исключающие жертвь: и большой ущерб). Таким образом, определенное различие межд}наблюдаемыми ускорени я ми грунта и расчетными закономерно. Обзор основных предпосылок расчета сейсмической нагрузки показывает, что они могут вносить большие или меньшие погрешности в его результаты и задачей исследователей на ближайшее врем я я вл я етс я углубленный анализ и должна я количественна я оценка факторов, определ я ющих эти погрешности. Что же касаетс я результатов расчета в общем, то они, как это показано в начале главы, неплохо согласуютс я с наблюдаемыми последстви я ми землетр я сений. Кроме расчета проектируемые дл я сейсмических районов здани я и сооружени я должны отвечать изложенным в СНиП конструктивным требовани я м, отражающим продолжительный -опыт сейсмостойкого строительства.

Результаты 8-балльных землетр я сений в Петропавловске-Камчатском и Ташкенте свидетельствуют, что существующие нормы проектировани я оправдали себ я . Следует отметить, что все известные способы практического расчета конструкций на сейсмостойкость неизбежно содержат р я д условностей; с накоплением опыта и знаний эти способы будут совершенствоватьс я . Тем не менее, если учесть реальные возможности в отношении исходных данных и необходимость широко пользоватьс я такими расчетами, станут я сными несомненные достоинства методики СНиП: она позвол я ет производить обсто я тельный динамический анализ сооружений различной сложности, ув я зана с расчетами конструкций на прочие (несейсмические) нагрузки и допускает дальнейшее свое развитие. 2. Периоды и коэффициенты форм собственных колебаний сооружений.

Приближенные методы их определени я . Как мы уже отмечали в первом параграфе этой главы, оценка несущей способности материалов при действии на них сейсмических нагрузок представл я ет исключительные трудности, св я занные как с нестационарностыо самих воздействий, так и с недостатком опытных данных, характеризующих услови я прочности при различных динамических загружени я х. В св я зи с этим действующие нормы СНиП II - A . I 2-69 учитывают специфику вли я ни я сейсмических нагрузок на прочность материалов пока приближенно путем введени я в правую часть услови я прочности при расчете по первому предельному состо я нию коэффициента условий работы m кр. В четвертом параграфе было показано, что многократное действие динамической нагрузки приводит к более резкому снижению критической силы, чем это имеет место в случае разрушени я элемента от потери прочности. В св я зи с этим при расчете элементов, разрушение которых определ я етс я услови я ми устойчивости, принимать коэффициент условий работы ткр>-1 не следует. При оценке сейсмических сил дл я определени я периодов и форм собственных колебаний сооружений необходимо знать величину динамического модул я упругости различных материалов.

Имеющиес я в насто я щее врем я опытные данные (см. предыдущий параграф) показывают, что в расчетах можно прин я ть динамические модули упругости большинства материалов (стали, бетона, кладок) равными статическим модул я м упругости. Дл я бетонов и кладок в качестве последних могут быть прин я ты начальные модули деформаций.

Напомним, что начальным модулем деформации называетс я его величина при о = 0. 3. Методика расчета сейсмических нагрузок на здани я и сооружени я по СНиП-7-81. Строительство в сейсмических районах.

Статические расчеты провод я тс я на действие заданных нагрузок, собственного веса, температуры, сейсмических нагрузок или комбинации этих воздействий с подбором арматуры или проверкой прочности элементов.

Возможен расчет железобетонных плит и оболочек с учетом трещинообразовани я и пластических деформаций в бетоне. Дл я пространственных тонкостенных подкрепленных конструкций, выполненных из материалов с заданной диаграммой напр я жение-деформаци я , возможен расчет с учетом как физической, так и геометрической нелинейности.

Расчет строительных конструкций проводитс я с учетом требований строительных норм и правил (СНиП 2.01.07-85* “Нагрузки и воздействи я ”, СНиП II-7-81* “Строительство в сейсмических районах” и СНиП 2.03.01-84* “Бетонные и железобетонные конструкции”). Расчет на вынужденные колебани я проводитс я на действие переменных во времени нагрузок, в том числе нагрузок сейсмического типа.

Последние задаютс я либо только функци я ми ускорени я основани я , и в этом случае расчет ведетс я по традиционной методике, либо функци я ми перемещений, скоростей и ускорений, что дает возможность учитывать скорость распространени я сейсмической волны. По результатам расчета определ я ютс я перемещени я узлов, усили я в элементах конструкции, а также нагрузки на оборудование (спектры ответов). Расчет на собственные колебани я проводитс я как без учета, так и с учетом начальных усилий от собственного веса, приложенных нагрузок, температуры и сил инерции вращени я . В насто я щее врем я р я дом ведущих научно-исследовательских и проектных организаций страны по заданию Госстро я России ведетс я работа по пересмотру действующей главы СНиП II-7-81 *. В новые нормы будут включены новые положени я . При подготовке новых положений российских норм учитывались рекомендации международных организаций по сейсмостойкому строительству: МАСК, ИСО и Комиссии Европейских статусов. В частности, подробно анализировались европейские нормы по сейсмостойкому строительству - Еврокод 8. Во-первых, формулируетс я пон я тие 'сейсмостойкость' здани я или сооружени я . Это пон я тие включает в себ я цели, которые необходимо достичь в результате проектировани я и строительства, и услови я , при которых эти цели должны достигатьс я . Цели: состо я ние здани я после землетр я сени я должно допускать его дальнейшую эксплуатацию с некоторыми ограничени я ми (например, в жилых домах без выселени я жильцов, в производственных здани я х - без остановки технологического процесса). При этом, конечно, не исключен последующий ремонт некоторых элементов здани я . Услови я : цели достигаютс я при воздействи я х, параметры которых указаны на картах сейсмического районировани я и в нормах. Таким образом, при других услови я х, когда воздействие отличаетс я от прогнозируемого, цели проектировани я в сейсмических районах не достигаютс я . Прогноз сейсмической опасности сложен и не всегда достоверен.

Известны случаи, когда по уровню воздействи я он оказывалс я заниженным на один-два балла.

Поэтому нова я формулировка пон я ти я 'сесмостойкость' предполагает корректировку целей проектировани я и условий их достижени я . Предполагаетс я одновременное достижение двух целей: не только обеспечение дальнейшей эксплуатации здани я (с ограничени я ми) после землетр я сений, указанных на картах сейсмического районировани я , но и обеспечение общей устойчивости и необрушени я сооружени я после возможного землетр я сени я более высокой интенсивности, при этом в конструкци я х могут иметь место значительные остаточные деформации, повреждени я и даже разрушени я ограждающих и некоторых несущих конструкций.

Первый уровень воздействи я принимаетс я соответствующим карте сейсмического районировани я , т.е. по действующим нормам.

Второй уровень принимаетс я по результатам специального анализа геологической и сейсмологической обстановки в районе строительства. Этот уровень может существенно превышать первый уровень (до 1 балла). Таким образом, измененна я формулировка пон я ти я 'сейсмостойкость' предусматривает обеспечение безопасности населени я даже в тех случа я х, когда прогнозные оценки сейсмологов на картах СР оказываютс я неточными. Во-вторых, в проекте норм рассматриваютс я критерии сейсмостойкости. Это один из основных вопросов теории и практики сейсмостойкого строительства.

Критерии необходимы не только при проектировании, но и при оценке сейсмостойкости существующих зданий, разработке рекомендаций по повышению сейсмостойкости зданий, поврежденных землетр я сени я ми, при анализе эффективности систем сейсмозащиты и т.д. При анализе работы конструкций в упругой стадии деформировани я обычно используютс я 'силовые' критерии типа : 'наибольшие усили я , возникающие в элементах конструкций при сейсмических воздействи я х, должны быть равны или менее несущей способности элемента'. В упругопластической стадии деформировани я конструкций, при которой происходит перестройка структуры сооружени я и изменение физико-механических характеристик его элементов, силовые критерии уже не могут использоватьс я . Здесь нужны критерии деформационные.

Использование в качестве критери я сейсмостойкости не силовых, а деформационных параметров - одна из особенностей предлагаемой концепции сейсмостойкого строительства.

Практическа я реализаци я этой схемы расчета св я зана с необходимостью решени я сложных вопросов, рассмотрение которых выходит за рамки данной статьи. В-третьих, важным положением новых норм проектировани я в сейсмических районах я вл я ютс я рекомендации о необходимости учета закономерностей процесса перестройки структуры сооружени я при сейсмических воздействи я х высокой интенсивности.

Анализ последствий землетр я сений, а также теоретические и экспериментальные исследовани я подтверждают целесообразность допущени я локальных разрушений в здани я х при расчетных уровн я х воздействи я . Считаетс я допустимым, если возникают повреждени я степени не более 2 по действующей сейсмической шкале.

Примерно на такой уровень повреждений ориентированы действующие нормы и соответствующие расчетные коэффициенты в них.

Однако СНиП не содержит указаний, в каких именно элементах конструкций допускаютс я повреждени я и какова их предельна я степень.

Совершенно очевидно, что некоторые элементы здани я должны работать почти упруго при любых уровн я х воздействи я , а значит повреждени я в них вообще недопустимы, а другие в некоторых случа я х могут быть полностью выключены из работы.

Элементы конструкций имеют различную степень ответственности за возможный переход всего здани я в предельное состо я ние, поэтому параметры состо я ний элементов не могут приниматьс я одинаковыми.

Использование этого положени я позвол я ет отказатьс я от принципа равнопрочности элементов в здании и осуществл я ть регулирование, а в р я де случаев, планирование механизма разрушени я сооружени я . В-четвертых, рассматриваютс я сейсмические воздействи я , которые следует учитывать при проектировании. В частности, факторы непосредственной и дополнительной сейсмической опасности.

Предлагаетс я учитывать уровни воздействи я , их спектральный состав, эффективную продолжительность колебаний, направление вектора сейсмического воздействи я . В определенных случа я х целесообразно учитывать возможность про я влени я отдельных импульсных движений грунта, а также волновой характер сейсмического пол я основани я . Некоторые аспекты учета сейсмических воздействий в силу их недостаточной изученности или неопределенности параметров могут носить лишь рекомендательный характер и поэтому не должны включатьс я в СНиП. В проекте норм учитываетс я повтор я емость сейсмических воздействий как фактор дополнительной сейсмической опасности.

Соответствующие расчетные коэффициенты прин я ты по материалам научно-исследовательских работ. При выполнении пр я мого динамического расчета в качестве воздействи я могут использоватьс я имеющиес я акселерограммы или синтезированные записи движени я грунта. В-п я тых, методы расчета на сейсмические воздействи я должны допускать возможность оценки критериев сейсмостойкости. Иными словами, в результате расчетов должны быть определены деформационные параметры дл я всех несущих элементов сооружени я и их соединений. Кроме того, должна быть обеспечена возможность сравнени я полученных параметров с их предельно допустимыми значени я ми, соответствующими предельному состо я нию сооружени я в целом.

Известно, что напр я женно-деформированное состо я ние сооружени я при сейсмическом воздействии я вл я етс я весьма сложным и в полной мере не определ я етс я ни одним из известных методов расчета. В нормах России, как и в кодах зарубежных стран, используютс я простые инженерные методы расчета, хот я их основные положени я и соответствующие параметры базируютс я на результатах широких теоретических и экспериментальных исследований и на материалах инженерного анализа последствий землетр я сений. Это св я зано с пониманием того, что неопределенность внешних характеристик (воздействи я , региональные услови я ) больше неопределенности внутренних параметров сооружени я (разброс и изменение во врем я землетр я сени я прочностных и деформативных характеристик, сложность и нестационарность расчетно динамической модели, неустойчивость процесса перехода здани я в предельное состо я ние и др.). Вместо нерационального усложнени я расчетов представл я етс я более правильным использовать своего рода 'принцип суперпозиции', полага я что деформированное состо я ние сооружени я при сейсмических воздействи я х я вл я етс я результатом нескольких воздействий.

Конечно, применение этого принципа дл я конструкций, деформирующихс я в упругопластической стадии, нуждаетс я в дополнительной аргументации, однако дл я оценочных расчетов он, по нашему мнению, может быть использован.

Практически предлагаетс я выполн я ть несколько расчетных проверок на различные по характеру и виду воздействи я . Например: на горизонтальные сейсмические воздействи я по различным направлени я м, на вертикальные сейсмические воздействи я , на кручение вокруг вертикальной оси сооружений, на дополнительные усили я от вертикальных нагрузок с эксцентриситетом, возникающим в результате деформации здани я и основани я при сейсмических воздействи я х. 4. Общие требовани я к объемно-планировочному и конструктивному решению зданий, проектируемых в сейсмоопасных районах.

Антисейсмические швы Взаимна я св я зь стен, кроме армировани я мест пересечени я сетками, обеспечиваетс я железобетонными (иногда армокирпичными или армокаменными) горизонтальными антисейсмическими по я сами. Их применение предложено К. С. Завриевым. Эти по я са устраиваютс я по всем продольным и поперечным (внутренним и наружным) стенам зданий на уровн я х всех междуэтажных и чердачных перекрытий и надежно св я зываютс я с ними, образу я единую замкнутую систему.

Антисейсмические по я са играют большую роль в повышении сейсмостойкости каменных зданий. Их роль в следующем: 1) они улучшают взаимную св я зь стен; 2) усиливают кладку при работе ее в плоскости стены, преп я тству я развитию в последней косых трещин; 3) усиливают по я са кладки в районах перемычек, помога я воспринимать возникающие в них усили я при действии на здани я горизонтальных сил; 4) будучи св я заны с перекрытием повышают их жесткость и монолитность Отростки по я сов вместе с небольшими участками примыкающей к ним кладки легко вырываютс я из поперечных стен, после чего при следующем сейсмическом толчке неразв я занна я в поперечном направлении продольна я стена тер я ет устойчивость и опрокидываетс я . По я са армируютс я продольной арматурой и св я зываютс я поперечными хомутами. В углах и пересечени я х по я сов рекомендуетс я устанавливать косые стержни.

Некоторые детали по я сов показаны на рис. V -9. Верхние по я са, расположенные на уровне чердачного перекрыти я , не зажаты весом вышележащих стен и поэтому без специальных мер по улучшению их св я зи со стеной могут быть при толчке сдвинуты по плоскости контакта с кладкой. Во избежание этого рекомендуетс я из по я са вверх и вниз на 25—30 см выпускать арматуру, располага я ее на рассто я нии примерно 50 см друг от друга по длине стены. Была сделана попытка применить взамен монолитных сборные железобетонные по я са, однако распространение она пока не получила, что св я зано как с необходимостью увеличени я номенклатуры сборных изделий, так и с затруднени я ми при монтаже по я сов, не исключающем при этом использование монолитного бетона дл я заполнени я стыков.

Следует отметить, что при плохом сцеплении в кладке эффективность по я сов заметно снижаетс я . Так, например, при землетр я сении в Скопле были четко установлены взаимные горизонтальные сдвиги этажей, происход я щие ло плоскост я м по я сов.

Известные сомнени я в этом отношении дали и исследовани я моделей, выполненные В. А. Быховским [ V - l '2 a ]. При плохом сцеплении в кладке и высокой сейсмичности целесообразно усиление стен по я сами дополн я ть включени я ми не вертикальной арматуры в растводе, а вертикальных железобетонных элементов. Такое меропри я тие рекомендуетс я в Нормах р я да стран. В том случае когда вертикальные элементы став я тс я достаточно часто (на рассто я нии 4,0—6,5 м) друг от друга, такое решение приводит к каркасной конструкции. В насто я щее врем я дл я перекрытий в здани я х с кирпичными и каменными стенами в основном примен я ютс я сборные железобетонные настилы — сплошные или многопустотные (с круглыми -пустотами). 5. Методы антисейсмического усилени я зданий.

Антисейсмические по я са. армирование узлов сопр я жени я стен.

Вертикальные железобетонные включени я в стенах. Блоки марки не ниже 50 дл я наружных и внутренних стен предусмотрены сплошными из бетона с объемным весом у= 1200ч- 1600 кГ/м3 (керамзитобетон, шлакобетон и др.)- Толщина блоков наружных стен в зависимости от их материала и расчетных температур — 50 или 60 см.

Сантехнические блоки железобетонные.

Кладка стен предусмотрена в двух вариантах: двухр я дной (при блоках весом до 3 Т) и четырехр я дной (блоках весом до 1,5 Т). Перекрыти я из сборных крупных панелей опираютс я на наружные и внутренние продольные стены. Б поперечном направлении дл я повышени я сейсмостойкости на участках с дверными .проемами устанавливаютс я сборные железобетонные рамы (рис. V -15, в). Соединение блоков внут-ренных стен между собой и с железобетонными рамами производитс я сваркой закладных деталей и замоноличиванием бетоном вертикальных пазов между блоками. Кроме этого, поверх каждого р я да блоков в межсекционных поперечных и внутренней продольной стенах устраиваютс я монолитные железобетонные обв я зки, из которых выпускаютс я анкеры, заход я щие примерно на 30 см в вертикальные швы выше и ниже расположенных блоков, что и обеспечивает образование шпонок, преп я тствующих сдвигу блоков одного р я да относительно другого.

Железобетонные по я са (рис. V -15, V -16) с двух сторон окаймл я ют сантехнические блоки поперечных стен лестничных клеток и одновременно св я зывают их с перекрыти я ми и продольными наружными стенами. Дл я св я зи наружных стен с перекрыти я ми из блоков перемычек запускаютс я анкеры в обв я зку; в обв я зку заход я т также анкеры, приваренные с помощью закладных деталей к плитам перекрытий. Между анкерами, выпущенными из блоков-перемычек и плит перекрытий, пропускаетс я продольна я арматура диаметром 12 мм, св я занна я , кроме этого хомутами диаметром 6 мм, расположенными через 20 см друг от друга. После укладки с вибрированием бетона и установки вышерасположенных блоков обеспечиваетс я хороша я св я зь между перекрыти я ми и стенами.

Детали подвальных стен, фундамента и карниза, прин я тые в рассматриваемом проекте.

Вертикальные стыки меле ду блоками наружных стен заполн я ютс я теплым бетоном марки не ниже 50, а между блоками внутренних стен _ т я желым бетоном М100. Следует отметить, что в св я зи с большой усадкой бетона и температурными деформаци я ми стен, а также в св я зи с их работой при небольших (но значительно более частых, чем .с расчетной силой) землетр я сени я х, сцепление между бетоном вертикальных швов и бетоном блоков со временем может быть нарушено, что снизит сопротивление стен вертикальному сдвигу. Чтобы повысить сопротивление стыков сдвигу, необходимо поверхности блоков, образующих после монтажа вертикальные -стыки, делать с углублени я ми и выступами, как, например, показано на рис. V -1'8, а.

Укладку бетона в стыки следует производить с вибрированием. При двухр я дной разрезке соединение соседних блоков сваркой закладных деталей следует осуществл я ть на трех уровн я х {вверху, внизу и посередине блока). При четырехр я дной разрезке вместо закладных деталей могут быть использованы вертикальные стержни по гран я м блока и арматурные каркасы, укладываемые в горизонтальные монтажные швы, как показано дл я наружных стен.

Вертикальные швы между блоками должны заполн я тьс я бетоном с тщательной предварительной очисткой и смачиванием поверхности пазов.

Закладка вертикальных стыков кирпичной кладкой или камн я ми недопустима. 7. Требовани я к выполнению кирпичной кладки в сейсмических районах.

Издели я и материалы.

Категории кладки.

Каменна я (в том числе кирпична я ) кладка в несущих конструкци я х зданий, возводимых на сейсмически активных территори я х, примен я етс я уже много тыс я челетий. Ни по одному виду строительных конструкций нет столь многочисленных данных о поведении при землетр я сени я х, как по каменным сооружени я м. К сожалению, эти данные еще мало обобщены, что ограничивает возможности решени я многочисленных задач при проектировании каменных сооружений дл я сейсмических районов.

Значительно меньше, чем, например, в области сейсмостойкости железобетона, может почерпнуть инженер-проектировщик и из экспериментально-теоретических исследований, объем которых применительно к конструкци я м из кирпича и камн я незаслуженно мал.

Методы расчета несущей способности каменных конструкций отличаютс я большой степенью идеализации их реальных свойств и условий работы под действием сейсмических и других нагрузок. В какой-то степени несовершенство методов расчета компенсируетс я повышенными коэффициентами запаса прочности, принимаемыми при проектировании каменных конструкций, а также конструктивными ограничени я ми, которые предусматриваютс я нормами.

Однако и при этих услови я х о сейсмостойких каменных конструкци я х можно говорить только, если обеспечиваетс я надлежащее качество их выполнени я по проектам, учитывающим их специфические особенности.

Невыполнение этих условий ведет к разным повреждени я м не только при сильных, но даже и при относительно слабых землетр я сени я х.

Каменные здани я , применимые в сейсмических районах, отличаютс я сравнительно малыми периодами собственных колебаний. Дл я таких сооружений СНиП разрешает при определении сейсмических сил ограничиватьс я учетом только первого (основного) тона колебаний.

Величина последнего (в сек) при средних грунтовых услови я х может быть приближенно найдена по эмпирической формуле где п — число этажей в здании. Так как согласно табл. 1.2 высота каменных зданий с несущими стенами ограничиваетс я 5 этажами, то у примен я емых на практике сооружений период Т обычно не превышает 0,3—0,4 сек, что по действующим нормам соответствует максимально возможной величине р = 3 (или близкой к ней величине). По этому признаку каменные здани я могут быть классифицированы как жесткие. Дл я зданий такого типа нормами СИиП разрешаетс я не проводить специальных расчетов величин р и т, а определ я ть их произведение п'О табл. IV . 1. .уменьшение интенсивности сейсмических воздействии в св я зи с повышением плотности грунтов учитываетс я нашими нормами путем соответствующего снижени я сейсмичности площадки (см. гл. I ), Наоборот, при плохих грунтовых услови я х сейсмичность площадки увеличиваетс я . Измерени я колебани я грунтов при землетр я сени я х показали, что дл я плотных грунтов максимальные интенсивности колебаний относ я тс я к высоким частотам (близким частотам их собственных колебаний), по мере же снижени я плотности грунтов максимальные интенсивности сдвигаютс я в сторону низких частот. Таким образом, при одном и том же землетр я сении одинаковые по конструктивным решени я м здани я , будучи возведенными на раз-'ушчных основани я х, могут оказатьс я подвергнутыми различным сейсмическим воздействи я м. По данным К. Сюэхиро, при землетр я сении 1923 г. в Токио жесткие здани я перенесли его лучше в низменной части города, где основанием служили рыхлые аллювиальные отложени я , чем в верхней, где основани я были представлены плотными делювиальными грунтами [33]. Аналогичные факты были отмечены при землетр я сении в Северном Мюсаши (Япони я ) 1931 г. и Краснопол я нском (вблизи Сочи) землетр я сении 1955 г. [9]. Иде я см я гчени я сейсмического воздействи я на жесткие кирпичные (каменные) здани я в св я зи с податливостью основани я была попул я рна у древних зодчих Средней Азии [3]. Имеютс я такие примеры, когда между скальным основанием и фундаментом устраивались подушки из рыхлой земли и песка.

Такова, например, конструкци я мавзоле я на горе Тахт и Сулейман (близ г. Ош Киргизской Хот я примеры, говор я щие в пользу строительства жестких сооружений на податливых основани я х и, наоборот, податливых сооружений на жестких основани я х, не единичны, все же, учитыва я всё многообразие про я влени я землетр я сений на поверхности земли, пока трудно говорить о количественных рекомендаци я х в этом направлении. Можно, например, указать такие районы, территори я которых при одних (эпицентральных) землетр я сени я х подвергалась корот-копериодным колебани я м, а при других (с удаленными эпицентрами) превалировали длиннопериодные колебани я . В первом случае более чувствительными будут жесткие сооружени я , во втором— более гибкие. Во врем я Калифорнийского землетр я сени я 1952 г. на территории, удаленной от эпицентра, больше пострадали высокие (более гибкие) здани я , тогда как вблизи — низкие [45]. За исключением некоторых частных случаев, СНиП предусматривает расчет зданий на действие только горизонтальных сейсмических сил. При удаленных эпицентрах величина вертикальных сейсмических воздействий мала и ею можно пренебречь, однако при эпицентральных землетр я сени я х вертикальные сейсмические силы могут быть достаточно большими.

Возникающие при этом ускорени я все же значительно меньше ускорени я силы т я жести, и поэтому при толчке вниз сейсмические нагрузки, суммиру я сь с вертикальными нагрузками, действующими на здание до землетр я сени я , не вызывают опасных перенапр я жений.

Сейсмические силы, направленные вверх, уменьшают сжимающие напр я жени я , возникающие в сечени я х до землетр я сени я , не мен я я при этом знака этих напр я жений. Такое воз-действие обычно не опасно дл я прочности металлических, железобетонных и дерев я нных сооружений. Дл я каменных же конструкций уменьшение продольных сжимающих напр я жений а0 в сечени я х горизонтальных швов приводит к снижению сопротивлени я сдвигу по швам Ясдв, что следует из известной формулы Кулона Ren и / — касательное сцепление и коэффициент трени я камн я по шву.

оценка нематериальных активов в Калуге
оценка ноу хау в Туле
оценка машин для наследства в Липецке