Автор: Кузнецов Г.Ф.
Теги: конструкции справочник проектирование деревянные конструкции проектировка промышленных сооружений
Год: 1937
Текст
PROMSTROYPROJECT
Handbook of Industrial Construction
TIMBER CONSTRUCTION
Editor-in-Chief of the volume Eng. G. Ph. KUZNETSOY
Associate Editors: Eng. V. G. PISCHIKOV (ass’t chief Editor), Prol. G. G. KARLSEN,
Eng. V. M. KOCHENOV
PROMSTROJPROEKT
Handbuch fiir Indnstrieban
HOLZKONSTRUKTIONEN
Hanptschriftleiter des bandes Dipl.-Ing. G. F. KUZNEZOW
Schriftleitung: Dipl-Ing. W. G. PISTCHIKOW (Vertr. d. Hauptred.), Proi. G. G. KARL SEN,
Dipl. Ing. W. M. KOTCHENOW
ПРОМСТРОЙПРОЕКТ
СПРАВОЧНИК
ПРОЕКТИРОВЩИКА ПРОМЫШЛЕННЫХ СООРУЖЕНИЙ
ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Главный редактор тома инж. Г. Ф. КУЗНЕЦОВ
Редакторы: инж. В. Г. ПИСЧИКОВ (вам. гдавн. редактора), проф. Г. Г. КАРЛСЕН,
инж. В. М. КОЧЕНОВ
1 9
3 7
ГЛАВНАЯ РЕДАКЦИЯ СТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
МОСКВА —ЛЕНИНГРАД
Набрано и отпечатано в 4-й типографии ОН ТИ «Красный
Печатник».
Директор Ю. Л. Гершовский. Технический директор А. М.
Андреев. Пом. технического директора П. А. Яковлев. Нач.
наборного цеха Б. А. Филиппов. Нач. стереотипного цеха
В. А. Егоров. Нач. печатного цеха Г. А Трейлоб. Нач.
переплетного цеха 3. Г. Пятова.
Контрольный редактор инж. В. А. ЗАМАРАЕВ
Технический редактор Я. И. ШЕВЕЛЕН КО
Корректор Ю. Я. НИКОЛАЕВА
Адрес Редакции: Москва 48, Большие Кочки, д. 17а
«ПРОМСТРОЙПРОЕКТ»
ОПЕЧАТКИ
Строка
Стра-
Стол-
Напечатано
Должно быть
Виновник
бец
вица
сверху
снизу
опечатки
Редбюро спра¬
34
n on 1/ / Jo \2
0,80 Ѵ'Ѵ'Ц*
Лев.
—
15
0,80 V 11—)
вочника
r \ 'шах/
Vmax/
35
Пр.
—
24
0,719
0,779
»
Рисунки граф 3 и 18
Редакция
псменять местами
справочника
40
Таблица 1
В пятой вертикаль¬
ной графе, в строках
1, 2, 10, 14, 16 и
18 пі заменить на пг
Автор
82
Пр.
—
17
1063
2063
»
121
»
і, 2 3,
%
ч. (частей по весу)
Автор и ред¬
4, 5
бюро справоч¬
ника
199
Лев.
26
!* = 4,5:
Ifi = 4,5 6ji== 4,5 х
X 12 — 54 мм
Автор
212
»
19—20
—
4,5
4,5
Редбюро
6
5
справочника
239
Пр
8
—
^max
η =
^шах
п
»
420
Fcm
Р нетто
Таблица 1
1
Арки пролетом 12 м
имеют не 4, а 6 па¬
нелей
9
434
—
—
17
Чѵ
Ч?ѵ
Типография
441
. Лев.
—
10
• · · ·—α39>
• · · · + °Α
Автор
442
Пр.
2
—
буквы Р заменить
Редбюро
4
на q
справочника
450
Лев.
9
буквы Р заменить
Автор
11
на Q
14
15
457
Пр.
___
9
(l2f ^ и * ’ * '
Типография
• · V * * 1 · · · ·
• ·γ2 + 2 11 · · · *
458
Лев.
13
. —
—P2=0;
— Q2-0-0;
Автор
462
»
1
—
Таблица δ
Таблица €
Корректор и
редбюро спра¬
вочника
467
Во всех формулах под
фигурами букву Р за¬
Редбюро
справочника
менить на q
506
Пр.
—
7
2 + cos Δβ
. 2 + COS Δβ
— о
Автор
521
»
1
—
— 0?* — *2
— ad“—*2> . . .
522
Лев.
—
8
пог. см
пог. м
621
»
3
—
.... в шунпеле
.... в тоннеле
Редбюро спра¬
'
1
1
1
вочника
Продолженіи
Стра-
Стол-
Строка
Должно быть
Виновник
вида
бец
»
1
сверху
снизу
Напечатано
опечатки
624
Лев.
—
1
. . (схемы Ѳ и д . . )
(схемы бив....)
Автор
624
Пр.
1
—
. . (схемы в и е . . )
(схемы вид....)
»
638
»
—
25
Рш = 0,6а' н
Рш - 0,6q' ... (Я)
»
»
»
—
23
Рб — 0,6g* h6
Рб =■ 0,6q· . . . (h6)
·>
658
»
10
—
.... sin» Ѳ
sin θ
Редбюро спра¬
вочника
683
»
—
9
2
• * · · 3 — 1,2’
·>
687
12
if.
if ■ · о
Корректор
V . . 83,4а /
V 83,4» 0ΛΊ =
706
Лев.
18
—
S = 2 Fy*
S -» 2FVl
Автор
759
»
6
7
—
fc=
, hi (,β α)
^ (l+y)<- 1 =
= fti [* + 7 +
+ (1 + У)і — ι] ’ ι1)
»
772
Пр.
1
и д · # · ·
• * sin (у + <Ч) *
Sina Sin (y+oi)
»
' 776
Лев.
14
*■”
Ну
... .— Ну
Редбюро спра¬
вочника
809
»
—
14
• · · · ~шщ +
в “ ’ EFa +
Автор
809
Up.
8
—
ητη
ηο = -η ΊΓ
* =
ѵо=~ьГ
»
835
842
Фигуры 55 и 69 поме¬
нять местами; над¬
писи оставить на
месте
Автор и редак¬
ция справоч¬
ника
858
889
Лев.
25
35
0,11 мм
ОСТ 92
0,77 мм
\
Редбюро
справочника
Пр.
10
'
ОСТ 608, 609, 610 и
2618
> действующим ОСТ
Редакция
справочника
Деревянные конструкции.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Широкое применение дерева в промышленном строительстве первой пятилетки поставило перед
советскими инженерами задачу — овладеть техникой проектирования и строительства сложных
сооружений в дереве, создать новые конструктивные схемы, отвечающие масштабам проектируемых
зданий и темпам их возведения.
При малой изученности дерева как строительного материала, при почти полном отсутствии лите¬
ратурных источников как советских, так и иностранных ряд научных учреждений Союза взял на себя
изучение физико-технических свойств древесины для изыскания новых конструктивных решений
в дереве и добился значительных результатов. Особо важная роль в этом вопросе принадлежит сектору
деревянных конструкций ЦНИПС. Благодаря работам научных и проектных организаций — СДК
ЦНИПС, ПРОМСТРОЙПРОЕКТ и др. — новые конструктивные формы поставили дерево в ряд основ¬
ных материалов для несущих конструкций.
Подведение итогов научных работ, систематизация опыта в проектировании и возведении дере_
вянных конструкций, накопленного советскими инженерами за годы широкого применения дерева
в строительстве в Союзе, являются целью настоящего справочника.
Особо глубокое освещение на страницах справочника нашли конструкции, получившие широкое
распространение в практике советского промышленного строительства, как например балки с пере¬
крестной стенкой, сегментные фермы, своды-оболочки, а также типы деревянных конструкций, являю¬
щиеся наиболее индустриальными и призванные завоевать в ближайшие годы широкие области при¬
менения, например кружально-сетчатые своды, балки на пластинчатых нагелях.
Не ограничиваясь подробным освещением этих конструкций, справочник дает принципы кон¬
струирования и примеры решений ряда инженерных сооружений в дереве, как например мачты, башни,
градирни и т. п.
Справочник не затрагивает гидротехнических деревянных конструкций, точно так же как почти
не затрагивает деревянных железнодорожных мостов. Эти два раздела, имеющие специфические осо¬
бенности, должны являться предметом специальных трудов.
Помещая помимо таблиц и графиков, облегчающих расчет и подбор сечений элементов деревян¬
ных конструкций и сопряжений, также целый ряд типовых решений ферм и балок, редакция ставила
перед собой задачу максимально упростить труд по проектированию деревянных конструкций, а глав¬
ное способствовать созданию условий к массовому изготовлению деревянных конструкций, непремен¬
ной предпосылкой чего является стандартизация.
Подводя итоги практики строительства, сектор деревянных конструкций ЦНИПС в настоящее
время проводит пересмотр ТУ и Н на проектирование и возведение деревянных конструкций.
Однако изменения, вносимые в нормы, не могут служить причиной снижения ценности поме¬
щаемого в справочнике материала, так как пересмотр ТУ и Н не меняет типов деревянных конструк¬
ций, не меняет способа сопряжений элементов, другими словами, не меняет методику проектирования
деревянных конструкций.
Для удобства читателей в конце тома в приложении дан проект нового ОСТ на деревянные кон¬
струкции.
Справочник «Деревянные конструкции» является очередным томом Справочника проектиров¬
щика промсооружений.
Первая попытка объединения столь обширного и нового материала по деревянным конструк¬
циям является некоторым оправданием наличию ряда пробелов в справочнике, которые могут быть
выявлены читателями при практическом пользовании.
PREFACE
The wide use of timber in industrial construction during the first Five Year Plan (1928—1932) placed
before the soviet engineers the problem of mastering the technic of design and construction of complex
woden structures and of creating new structural types and designs called for by the scale and speed
ob the construction work.
On account of the limited knowledge of wood as a structural material and the nearly complete
lack of literature on the subject, soviet as well as foreign, a number of scientific organisations in the Soviet
Union, undertook the study of the physico-technical properties of timber in search of new structural
designs and obtained important results.
An especially valuable role in this work was played by the section of timber designs of GNIPS
(Central Scientific Research Institute of Industrial Construction).
Due to the work of scientific and design organizations—the Department of wood construction of
CNIPS, PROMSTROYPROJECT and others—the new constructive forms developed by them have pla¬
ced timbre in the group of the basic materials for load bearing construction.
The purpose of the present handbook is twofold to summarize the results of scientific work
and to systematize the experiences accumulated by soviet engineers in the design and erection of timber
structures during the years of their wide application in the Soviet Union.
Particular emphasis has been placed on designs that have been widely accepted in Soviet Industrial
Construction practice, as for example: beams with webs consisting of diagonal lagging, segmental trusses,
arches with latticed webs, as well as thy pes of timber construction, that might be considered readily adaptable
to prefabrication, that is to production at a central plant and wlrch should win for themselves a wide
field of use in the coming years. Instances of the latter are the latticed arch, and beams composed of two
or three timbers laid one above the other and keyd together at their contact surfaces by hardwood dowels.
The handbook does not merely confine itself to a detailed treatment of these structures; but also
gives the principles of design and examples of solutions of a number of problems covering the design of
engineering structures in timber, such as masts, towers, cooling towers etc.
The handbook does not touch upon timber hydraulic structures or railroad bridges. These are
specific topics and should be considered subjects for special works. The handbook contains tables and graphs
to aid in the computation and in the selection of timber members and connections for them as well as
a whole series of established (or authoritive) standards for the solution of trusses and beams.
In compiling he present handbook the editors have had in mind not only the speeding up of the
work of timber design, but more particularly to create favourable conditions for mass production of timber
gtructures — an indispensible requirement for the standardization of structural members and types.
Drawing conclusions from construction practices, the section of timber design of the Central Scien¬
tific Research Institute for Industrial Construction is at the present time revising the technical specifi¬
cations and standards on timber design and erection.
However, these changes in the standards cannot serve to lessen the significance of the material
included in he handbook since the revision of the Technical Specifications and Standards does not alter
the types of timber structures nor the methods of connecting the members in other words, the revision
does not change the methods of timber structural design.
For the convenience of the reader, the appendix at the end of the volume contains the proposed
new All Union Standards (OST) for «Timber Construction».
The handbook of «Timber Construction» is considered one of the volumes of the Handbook of Indus¬
trial Construction.
The fact that this is the first attempt to compile the widely scattered and new material on timber
construction may be considered some justification for some omissions shat may be apparent to the
readers and users of the handbook.
YOEWORT
Die ausgedehnte Verwendung von Holz im lndustriebau des Ersten Fiinfjahrplans stellte die Inge-
nieure der USSR vor die neue Aufgabe komplizierte Bauten in Holz zu entwerfen und zu errichten. Sie
mussten neue Konstruktionslosungen ausarbeiten, die dem Masstab der zu projektirenden Gebaude und
den Fristen ihrer Aufstellung gerecht werden konnten.
Infolge mangelhafter Erforschung des Holzes als Baumaterial und des fast volligen Fehlens von Quel-
len sowohl in der sowjetischen als auch in der auslandischen Literatur musste eine Reihe von wissenschaft-
lichen Anstalten der Union die Untersuchung der physikalisch-technischen Eigenschaften des Holzes auf
sich nehmen. Dabei wurden betrachtliche Resultate in der Ermittlung neuer konstruktiver Losungen im
Holzbau erzielt. Eine besonders wichtige Rolle bei dieser Frage fielder Abteilung fiir Holzkonstruktionen
des Zentralen Wissenschaftlichen Forschungsinstituts fiir lndustriebau ten (ZNIPS) zu. Unterstiitzt durch
die Forschungen der fiihrenden entwerfenden Organisationen (Promstrojprojekt)stellten diese Resultate
das Holz in eine Reihe mit den Hauptmaterialien fiir tragende Konstruktionen. Die wissenschaftlichen
Arbeiten und die Erfahrungen, welche die sowjetischen Ingenieure in den verflossenen Jahren gesammelt
haben, systematisch zu ordnen — dies bildet das Ziel des vorliegenden Handbuches.
Eine besonders eingehende Beleuchtung haben in ihm diejenigen Konstruktionen gefunden, die
im sowjetischen lndustriebau eine weite Verbreitung erhalten haben, wie z. B. Trager mit kreuzweise
verbretterten Stegen, segmentformige Binder, Gewolbeschalen. Ferner wurden auch diejenigen Holz-
konstruktionstypen behandelt, die sich zu fabriksmassiger Herstellung eignen, und die berufen sind
sich in den nachsten Jahren ein weites Anwendungsgebiet zu erobern z. B. Netzgewolbe und Trager mit
plattenformigen Dubeln.
Das Handbuch beschrankt sich nicht nur auf eine genaue Erlauterung dieser Konstruktionen,
sondern es gibt auch Konstruktionsprinzipien und Losungsbeispiele fiir eine Reihe von holzernen Inge-
nieurbauten wie beispielweise Masten, Turmbauten, Kiihltiirme usw.
Nicht behandelt werden Holzkonstruktionen im Wasserbau, ebenso wie auch Eisenbahnbriicken
aus Holz nur gestreift werden. Diese beiden Kapitel, die spezifische Eigenarten aufweisen, sollen das
Thema besonderer Arbeiten bilden.
Die Schriftleitung stellte sich die Aufgabe, die Arbeit beim Entwurf von Holzkonstruktionen
moglichst zu vereinfachen; deswegen brachte sie ausser Tabellenund Kurventafeln, die die Berechnung
und die Wahl der Querschnitte der einzelnen Elemente und ihrer Verbindungen erleichtern, auch eine
ganze Reihe Standartlosungen fiir Binder und Balken. Auf diese Weise wollte sie hauptsachlich die Vorbe-
dingungfiir eine Massenherstellung von Holzkonstruktionen schaffen, da eben die Standartisierung als
deren Voraussetzung anzusehen ist.
Die Abteilung fiir Holzkonstruktionen des ZNIPS zieht zurzeit die Summe aus der bisherigen
Baupraxis und unterwirft dabei die Bestimmungen fiir Entwurf und Ausfiihrung von Holzkonstruktionen
einer Durchsicht. Die Aenderungen, die die Bestimmungen hierbei erleiden, vermindern jedoch in keiner
Weise den Wert des im Handbuch gegebenen Materials. Denn bei der Durchsicht der Bestimmungen
andernsich weder die Typen der Holzkonstruktionen noch die Art der Verbindungen ihrer einzelnen Teile.
Mit andern Worten, die Methode des Entwerfens von Holzkonstruktionen wird nicht angetastet.
Zur Bequemlichkeit der Leser befindet sich am Schluss des Buches in der Form einer Beilage der
Entwurf der neuen Bestimmungen fiir Holztragwerke—OST (Unionsstandart).
Der Band«Holzkonstruktionen» erscheint als Serienband des «Handbuches fiir lndustriebau».
Der Umstand, dasshier ein erster Versuch vorliegt, einen so umfangreichen und neuartigen Stobb
zusammenfassend zu behandeln, gibt eine gewisse Rechtfertigung fiir das Vorhandensein einiger Lucken
im Handbuch. welche den Lesern bei der Benutzung auffallen diirften.
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ДРЕВЕСИНЫ
. Проф. Е. И. САВКОВ
I. СТРОЕНИЕ ДРЕВЕСИНЫ И ЕЕ ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА
1. Строение древесины
Среди большинства строительных материалов
дерево выделяется неоднородностью своего строе¬
ния, зависящей от характера образования и
условий роста; вследствие этого и свойства
древесины не только не одинаковы в разных
направлениях, но и непостоянны в одном направ¬
лении. Кроме того наличие недостатков, появив¬
шихся или при жизни дерева или же в процессе
его хранения, обработки и эксплоатации, так¬
же оказывает влияние на качество материала.
Различают следующие основные разрезы ство¬
ла (фиг. 1):
Q — поперечный или торцевый;
S — радиальный;
F — тангенциальный (чем дальше от оси ство¬
ла, тем характернее тангенциальный разрез).
СердцевинаМ (сердцевин¬
ная трубка) (фиг. 1)—наиболее
рыхлая и слабая ткань.
Древесина — наслоения
вокруг сердцевины до коры,
от которой древесина отделя¬
ется не эаметным на-глаз кам¬
биальным слоем, отлагающим
в процессе роста дерева на¬
слоения древесины, поэтому
самые старые наслоения дре¬
весины находятся у сердце¬
вины, а наиболее молодые —
у коры.
Ядро, оболонь, спелая древе-
с и и а. В некоторых породах древесина цен¬
тральной части ствола становится с возрастом
более темной и называется ядром, а наружная
остается светлой и называется оболонью (или
заболонью). Помимо цвета оболонь имеет сле¬
дующие отличия от ядра: 1) быстрее сохнет и
увлажняется, 2) легче подвергается загниванию
(почему и не применяется в местах, опасных
в этом отношении, — сырых, плохо проветривае¬
мых), 3) легче выгибается и 4) менее сучковата.
Спелой древесин >й называется дре¬
весина, занимающая место ядра (у некоторых
пород) и обладающая его свойствами за исклю¬
чением ясного отличия по цвету от заболони.
Фиг. 1. Основные
разрезы древесины
В зависимости от наличия в сечении ствола
тех или иных видов древесины различают сле¬
дующие группы древесных пород:
Таблица 1
Группировка древесных пород
Породы
Виды древесины
Группировка
Дуб, акация,
каштан, листвен¬
ница, сосна,
кедр, тополь
Ядро и оболонь
Ядровые
Ясень, ива,
берест
Ядро, спелая
древесина и обо¬
лонь
Ядрово-спелые
Бук, ель, пихта,
липа
Спелая древеси¬
на и оболонь
Спело-древес¬
ные
Граб, береза,
ольха, осина
Оболонь
Оболонные ^
Годовые слои,конусы нараста-"
н и я, сбег. Каждое наслоение, видимое на
разрезе ствола, соответствует годовому периоду
роста и называется годовым слоем. На торцевом
разрезе годовые слои выделяются в виде колец,
а на продольном радиальном разрезе — в виде осе¬
вых сечений конусов, так называемых конусов
нарастания (фиг. 2). Вследствие конусообраз¬
ности ствола по мере приближения к вершине
диаметр его уменьшается. Это уменьшение на¬
зывается сбегом, выражается величиной
уменьшения, приходящейся на 1 м длины,
и в лучших сортах материала не превышает 1—
1,5 см.
Весенняя и летняя древесина.
Годовой слой состоит из более рыхлой и светлой
внутренней зоны — весенней, или ранней,
древесины и более плотной и темной наружной
воны — летней, или поздней, древе¬
сины. Чем больше относительное содержание
летней древесины, тем плотнее, тяжелее и креп-
10
Е. Я. САВКОВ
че древесина. Процентное содержание т летней
древесины подсчитывается по формуле:
>= -yflOO,
(1)
где а — сумма толщин зон летней древесины,
измеряемых на отрезок I радиуса торцевого
сечения.
Сердцевинные лучи. Помимо глав¬
ной массы клеточек, направленных своей дли¬
ной вдоль ствола, в древесине имеется довольно
много тонкостенных слабых клеточек, направлен¬
ных поперек ствола по радиу¬
сам и образующих радиальные
полоски, называемые серд¬
цевинными лучами.
Они имеются во всех породах,
но в некоторых, как например
у дуба или каштана, они бы¬
вают очень крупными, в дру¬
гих же — мелкими, едва за¬
метными. Сердцевинные лучи
берут свое начало или от серд¬
цевины—первичные серд¬
цевинные лучи — или
же на некотором расстоянии
от нее—в торичные серд¬
цевинные лучи, — но все
они доходят до коры.
Сердцевинные лучи являются слабыми места¬
ми древесины и по ним именно и появляются
трещины.
Фиг. 2. Конусы
нарастания
2. Физические свойства древесины
Звукопров одность. При скорости
звука в воздухе, принятой за единицу,
скорость распространения его по древесине и
другим строительным материалам (по американ¬
ским данным) выражается следующими цифрами*
Таблица 2
Относительная звукопроводность древесины и других
стройматериалов
Ясень перпендикулярно волокнам ....
4,0
» параллельно » ....
13,5
Пихта
14,»
Тополь
12,4
Ильм
12,0
Клен
11,8
Дуб
11,2
Бук
9,7
Сосна
9,7
Пробка
1,45
Кирпич
10,6
Гранит
11,5
Таблица 3
Относительная способность поглощения звука
Открытое окно
100,0
Войлок (толщиной 25 мм на расстоянии
75 мм от стены)
78,0
Ковер
20,0
Деревянная обшивка (сосна)
6,1
Штукатурка по драни
3,4
Кирпичная кладка
2,5
С увеличением температуры и влажности дре¬
весины теплоемкость ее увеличивается.
Таблица 4
Теплоемкость древесины и других материалов
Вода ·
1,000
Воздух
0,243
Древесина (в среднем)
0,327
Асбест
0,195
Стекло
0,161
Железо
0,100
Теплопроводность. Вдоль волокон
древесина проводит тепло лучше, чем поперек
волокон; тяжелая и влажная древесина лучше,
чем сухая и легкая.
Теплопроводность разных тел в калориях,
передающихся с одной грани кубического метра
материала на противоположную в течение 1 часа,
при разности температур у этих граней в 1° Ц
по ТУ и Н для теплотехнического расчета ограж¬
дающих конструкций выражается следующими
цифрами:
Таблица 5
Теплопроводность древесины и других стройматериалов
Асбестовый картон
Картон
Пробковая плита
Оконное стекло
Войлок
Железо
Опилки
Вода
Кирпичная кладка в наружных стенах . .
Сосна и ель поперек волокон в наружных
конструкциях
То же во внутренних конструкциях ....
» в торцах, не защищенных от дождя
» в защищенных торцах
Дуб поперек волокон
То же вдоль волокон
0,15
0,15
0,04
0,65
0,04
50,00
0,08
0,50
0,70
0,15
0,12
0,40
0,33
0,20
0,35
Линейное расширение древесины характеризу¬
ется цифрами, приведенными в табл. 6.
Таблица 6
Линейное расширение древесины и других стройматериа¬
лов па 1° Ц
Вдоль
волокон
Поперек волокон
Ясень . . .
.... 0,0000096
_
Бук ....
0,0000610
Каштан . .
.... 0,0000065
0,0000326
Ильм....
0,0000443
Дуб ....
0,0000544
Ель ....
0,0000340
Береза желтая . . 0,0000020
—
*
Другие материалы
Кирпич . .
. . 0,0000056 Гранит .
.... 0,0000087
Бетон . . .
.... 0,0000106
Стекло . . .
. . 0,0000090 Сталь .
Таблица 7
Электросопротивление древесины и других материалов,
выраженное в омах на 1 см3
Медь
0,0000016
Сталь мягкая
0,00 016
Древесина свежесрубленная ....
7 500
Вода
50 000
Древесина сухая
Лед
750 000 000
5 000 000 000
Стекло
90 000 000 000 000
СТРОЕНИЕ ДРЕВЕСИНЫ
11
Влажность. Влага в 1 древесине может
быть связанной (в стенках клеточек) и свобод¬
ной (в полостях). Сначала испаряется свободная
влага, а затем уже связанная. Момент, соответ¬
ствующий отсутствию свободной влаги и наличию
полностью связанной, называется точкой
насыщения волокон.
Влажность древесины выражается формулой:
к = 100%, (2)
где Qi — первоначальный вес древесины;
ф2 — вес ее после высушивания (при темпе¬
ратуре 100° Ц до постоянного веса).
При достаточно длительном пребывании дре¬
весины в воздухе той или иной температуры и
относительной влажности древесинадіриобретает
влажность соответственно диаграмме (фиг. 3).
После вылеживания на открытом воздухе дре¬
весина, получившая окончательную влажность,
называется воздушно-сухой.
Фиг. 3. Диаграмма зависимости влажности древе¬
сины от влажности воздуха
В строительных конструкциях различают сле¬
дующие степени влажности древесины (в %):
воздушно-сухая древесина —12 — 18;
полусухая древесина— 18—23;
сырая древесина— 23—45;
свежесрубленная древесина — 70—80.
Все свойства древесины тесно связаны с ее
влажностью, и поэтому каждая характеристика
древесины должна сопровождаться указанием
влажности. Для сравнения качества древесины
вне зависимости от ее влажности следует давать
характеристику свойств при влажности 15%.
Понижение влажности (высушивание) имеет
следующие практические цели:
а) доведение влажности до степени, соответ¬
ствующей условиям эксплоатации (фиг. 3)
во избежание изменения формы и размеров де¬
талей и растрескивания их;
б) предохранение от загнивания;
в) повышение механических свойств;
г) уменьшение веса.
Усушка и разбухание. Древесина
не изменяет своих размеров, высыхая от самого
влажного состояния до точки насыщения воло¬
кон (т. е. приблизительно до влажности 30%).
При дальнейшем понижении влажности древе¬
сина начинает давать усушку, т. е. умень¬
шается в размерах. Обратное явление — раз¬
бухание (увеличение размеров)—происходит
при увеличении влажности до точки насыщения
волокон.
Чем плотнее древесина, тем большую усушку
она дает.
При высыхании до воздушно-сухого состояния
средняя величина усушки (по немецким данным)
выражается цифрами (в %):
вдоль волокон—0,1;
поперек волокон в радиальном направлении—
3—5;
в тангенциальном направлении—6—10.
При высушивании от свежесрубленного до
абсолютно сухого состояния (по американским
данным) усушка колеблется в пределах (в %):
вдоль волокон-0,10—0,35;
поперек волокон в радиальном направлении—
2,0—8,5;
в тангенциальном направлении—4,0—14,0;
объемная усушка—7,0—21,0.
Таблица 8
Усушка различных пород древесины (в %) (по американ¬
ским данным)
Порода
Радиаль¬
ная
Танген¬
циальная
Объемная
Сосна
2,2-5,9
5,6- 8,2
7,8—12,7
Ель
3,4—4,5
6,6- 7,8
10,4-14,8
Пихта
2,8—4,9
6,6-10,0
10,2-14,1
Лиственница . .
4,2
8,1
13,2
Дуб
3,6-8,0
6,6-14,3
12,1-14,4
Ясень
4,2-5,3
6,5- 8,7
12,6 -15,2
Ильм
4,2-4,9
8,1- 9,5
13,8-14,4
Бук
4,8
10,6
16,2
Береза
6,3-7,4
7,6— 9,0
15,0—16,8
Ольха
4,4
7,3
12,6
Осина
3,3
6,9
11,1
Ива
2,6
7,8
13,8
Тополь
4,1
6,9
11,4
Липа
6,6
9,3
15,8
Приведенные данные показывают, что усушка
вдоль волокон ничтожна, а поперек волокон—
в тангенциальном направлении в общем пример¬
но вдвое больше, чем в радиальном.
Усушка древесины проявляется полностью,
когда высыхание происходит равномерно по
всей толще материала; в этом случае наблюдается
пропорциональность между усушкой и влажно¬
стью древесины (от точки насыщения волокон и
ниже). При неравномерном просыхании (особенно
заметном в толстом материале) прежде всего вы¬
сыхание происходит у наружной поверхности, где
и начинает проявляться усушка; в середине же
толщины высыхание появляется позже, и поэтому
усушка материала не проявляется полностью.
Когда ближайшие к поверхности зоны древесины
уже достаточно подсохнут и следовательно за¬
твердеют, а усушка начнет проявляться глубже,
то там она тоже может быть неполной, будучи
сдерживаема не получившей достаточной усушки
и уже затвердевшей в этом положении наруж¬
ной зоной материала. По этой причине на прак¬
тике при обычном высушивании наблюдается,
что толстый материал дает меньшую усушку,
чем тонкий, сохнущий более равномерно.
Коробление и растрескивание.
Вследствие разной усушки древесины в радиаль¬
ном и тангенциальном направлениях и нерав¬
номерности высушивания материала возникает
его коробление.
Так, большая усушка в тангенциальном на¬
правления вызывает коробление досок в виде
12
Е. И. САВКОВ
вагиба их краев в сторону выпуклости годовых
слоев (фиг. 4). Такого рода коробления материа¬
ла можно избежать правильной его укладкой
при достаточном нагружении, препятствующем
короблению.
Неравномерное высушивание также может
вызывать коробление; например середовая доска
(нижняя, фиг. 4), не дающая коробления при
равномерном высушивании благодаря симмет¬
ричному расположению годовых слоев, может
покоробиться, если одна широкая грань будет сох¬
нуть скорее другой.
Если появляющиеся при высушивании древе¬
сины напряжения превзойдут определенную
М1ІІІІПІІПІІ((Ф1І))ЬИІ:ІІІІІ)І)ІШ
Фиг. 4. Короиление древе¬
сины
величину, то в ней образуются трещины, глав¬
ным образом по сердцевинным лучам (как по
наиболее слабым местам), боковые и торцевые.
Во избежание трещин необходимо высушива¬
ние вести рационально, не вызывая появления
опасных напряжений; для предупреждения тор¬
цевых трещин необходимо задержать испарение
влаги с этих поверхностей путем их закрашива¬
ния масляной краской.
Вес. Удельный вес твердого вещества, из
которого состоят стенки клеточек древесины,
приблизительно одинаков для всех пород и вы¬
ражается величиною около 1,5.
Практически важным является вес единицы
объема древесины в том виде, в каком она при¬
меняется (т. е. с известным содержанием влаги
и воздуха), т. е. так называемый объемный вес;
в этом случае цифры выражают вес в граммах
одного кубического сантиметра, или в килограм¬
мах одного кубического дециметра, или в тоннах
одного кубического метра.
Вследствие зависимости объемного веса дре¬
весины от влажности надо отмечать влажность,
к которой относится данный объемный вес.
Объемный вес (установленный при одинако¬
вой влажности) сильно колеблется не только
для разных пород, но даже и в пределах одной
породы вследствие различной плотности древе¬
сины.
Ниже приведен объемный вес разных пород
из приложения к ОСТ 379.
3. Механические свойства древесины
Вследствие особенностей строения древесины
основной характеристикой ее механических
свойств (в отличие от металлов) является сопро¬
тивление сжатию (главным образом вдоль
волокон), хотя сопротивление его растя¬
жению вдоль волокон значительно больше.
Это объясняется тем, что при растяжении для
передачи усилия приходится подвергать концы
растянутого элемента сжатию поперек волокон
древесины или заставлять ее работать на скалы¬
вание; обоим этим усилиям древесина сопротив¬
ляется слабо. Кроме того самое испытание на
растяжение дает обычно довольно пестрые ре¬
зультаты, в то время как при сжатии вдоль воло¬
кон результаты получаются более оовныѳ и
Таблица 9
Объемный вес древесины
Порода
При влаж¬
ности 10%
В свеже-
срубленном
состоянии
(средний)
Дуб
0,53-1,05
1,03
Ясень
0,57-0,94
0,92
Бук
0,63—0,83
0,97
Акация
0,58-0,85
0,88
Граб
0,62-0,82
0,99
Ильм
0,56—0,82
0,93
Береза
0,51-0,77
0,88
Каштан
0,60-0,72
0,92
Лиственница ....
0,44—0,83
0,83
Сосна
0,31—0,71
0,86
Ольха
0,42—0,64
0,83
Осина ... -
0,43-0,57
0,76
Ива
0,57-0,94
0,73
Ель
0,43-0,63
0,79
Пихта
0,37-0,60
0,83
Кедр
0,40—0,45
0,88
Тополь
0,40—0,57
0,75
Липа
0,32-0,53
0,79
лучше позволяют характеризовать материал.
Из других испытаний древесины применяется
испытание на поперечный статический изгиб
(в тангенциальном направлении), на попереч¬
ный изгиб ударом (для характеристики вязкости)
в том же направлении и на скалывание.
Другие испытания, как-то: на раскалывание,
скручивание, твердость, на удержание гвоздей
и шурупов, производятся при выполнении спе¬
циальных работ.
Значительные колебания в плотности строения
древесины даже в пределах одной породы, есте¬
ственно, отражаются и на механических свой¬
ствах, имеющих благодаря этому довольно боль¬
шой диапазон.
Поэтому для правильной характеристики мате¬
риала необходимо производить большое число
испытаний.
Механические свойства древесины имеют не¬
которую взаимную зависимость, которую в об¬
щем можно выразить следующими цифрами:
Растяжение
Сжатие
изгиб
Скалывание
Среэ
II
±
1 1
±
1
1/9—1/30
1/2—1/3
1/6—1,20
3/4
1/14-1/20
1/3—1/4
Предел упругости при изгибе очень близко
подходит (немного превосходя) к крепости на
сжатие вдоль волокон.
Коэфициенты механических свойств, характе¬
ризующие главнейшие породы дерева, приведены
в табл. 10.
4. Влияние на крепость древесины влаж¬
ности, плотности и неправильностей ее
строения
1) Влияние влажности
Механические свойства древесины (за некото¬
рыми исключениями) при увеличении влажности
ее от абсолютно-сухого состояния (влажность
равна 0%) до точки насыщения волокон (влаж-
Таблица 10
СТРОЕНИЕ ДРЕВЕСИНЫ
13
Скалывание
if
*
со
SIIS I-J.S IS IS 1 1 1 1
s
времени, сопр.
в кг/см2
среди.
SIIS ISSSS Ig IS 1 1 1 i
от — до
45— 95
45— 95
77-100
91—154
74-101
65- 75
123-145
Изгиб ударный
коэф. сопротивления
в кем/СМ2
1
о* о о" о* o' о о о* о о* о о* о* о* о" о*
от —до
0,075-0,400
0,049-0,239
0,100-0,251
0,074-0,398
0,073—0,^22
0,100-0,475
0,124-0,677
0,075-0,259
0,100—0,563
0,062-0,350
0,560-1,236
0,185-0,702
0,316-0,517
0,150-1,150
0,150-0,610
0,112-0,350
Изгиб статический
ІІ
15
15
15
15
15
15
15
13
9
11
15
11
15
15
15
15
jl
^ «
среди.
§
1
S
500-1150
286-1150
524-1010
524-1078
898- 703
800-1250
606-1144
608- 891
557-1223
4:·>7- 896
‘ 03—1512
810—1480
1235—1345
700-1700
770- 1300
478- 839
Сжатие вдоль волокон
if
3*
h
1
среди.
llsllslllisllsll
§
1
δ
250-625
162-500
3 і о—565
292-550
256—408
413-670
315—620
Ь43 -490
384-547
280-564
465-715
432-820
571-604
375-725
425-650
259-463
S
I
1
1
1 среди.
здчзгдвдадгздедз.
0000^.00000000000
§
1
δ
0,38-0,70
0,34 - 0,70
0,37-0,57
0,34—0,55
0,39-0,45
0,52—0,80
0,49—0,70
0,41-0,J9
0,44-0,70
0,32—0,49
0,69-0,80
0,53-0,79
0,82-0,86
0,58-0,97
0,62-0,83
0,43—0,57
Порода
Сосна (Бівроп. ч. СССР) .
» (Сибирь)
Ель
Пихта кавказская , . .
Кедр сибирский
Лиственница
Береза (Урал)
Каштан кавказский . . .
Ильм яионскиіі . ...
Тополь Максимовиче . .
Акация
Бук (Кавказ)
Грнб
Ясень (Украина) ....
Дуб
Липа
ность равна 30%) понижаются; поэтому коэфи-
циенты крепости древесины необходимо сопро¬
вождать значком, указывающим на степень еѳ
влажности.
Приведение коэфициента крепости древесины
на сжатие вдоль волокон производится по фор¬
муле:
Яі5 = ЯА[1+а(*-і5)], (3)
где D1S — коэфициент крепости, приведенный к
влажности 15%;
Dk — коэфициент крепости при влажности к
(в пределах от 8 до 23%);
к — влажность в процентах;
а — поправочный коэфициент.
Эта формула позволяет производить сравнение
качества древесины путем приведения ее кре¬
пости к одной и той же (нормальной) влажности
к = 15%.
Аналогичной формулой пользуются для пере¬
счета коэфициентов крепости на изгиб и на
скалывание.
Значения поправочных коэфициентов для раз¬
личных видов сопротивления древесины даны
в табл. 11.
При отсутствии для данной породы точных
поправочных коэфициентов применяется сред¬
няя поправка: для сжатия—0,04, для изгиба и
скалывания — 0,03.
Зависимость модуля упругости сосны от влаж¬
ности к и объемного веса γ выражается сле¬
дующими формулами:
на растяжение:
Е = 100 [(91у1б — 26) (50 — к) + 800]; (4)
на сжатие:
Е = 100 [(81у1Б — 23) (50 — к) + 740]; (5)
отношение ^рпст■ ~ 1,1.
&сжат
2) Влияние плотности
Плотность древесины зависит от количества
вещества стенок клеточек в единице объема дре¬
весины и может быть следовательно охарактери¬
зована приближенно процентным содержанием
летней древесины, а более точно — объемным
весом.
Чем больше содержание летней древесины или
чем больше объемный вес, тем плотнее древесина
и тем выше ее механические свойства.
Зависимость между содержанием летней дре¬
весины и объемным весом для сосны приближенно
может быть выражена уравнением:
γ = 0,012 т + 28,
где γ15 — объемный вес, а т — содержание
летней древесины в процентах.
Зависимость механических свойств сосны от
объемного веса выражается Формулами:
а) для сжатия вдоль волокон:
= (1 035у15 — 105) ± 50; (6)
'б) для изгиба:
В15 = (2 000у15 - 195) ± 100, '(7)
где D1S и Вг- —коэфициенты крепости при влаж¬
ности к = 15%.
и
Е. И. САВКОВ
Таблица 11
Поправочные коэфициенты а для определения сопротивляемости древесины
Сосна
Ясень
Береза
Клен
Листвен¬
ница
Дуб
Пихта
Сжатие вдоль волокон
0,05
0,05
0,045
Шщ
0,04 і
0,050
0,04
0,04
» поперек волокон в тан¬
генциальном направлении ....
0,045
\
Сжатие поперек волокон в радиаль¬
ном направлении
0,035
~ 4 *
с
* -
_
Изгиб в тангенциальном направ¬
лении
0,04
0,035
0,04
0,04
*
0,04
0,03
0,03
Скалывание в тангенциальной плос¬
0,03
кости
—
—
—
—
0,02
Скалывание в радиальной плос¬
0,035
кости
—
—
“
8) Влияние неправильностей строения
Часть недостатков1 здоровой древесины выра¬
жается в неправильностях или повреждениях
формы материала (бурелом, сухобокость, пожар¬
ная подсушина, закомелистость, ройка, сбежи-
стость, кривизна, затеска, облом и пр.),
которые или только портят форму сортамента
или же заставляют при обработке в большей
или меньшей степени перерезать волокна, имею¬
щие неправильное направление, и тем самым
понижать крепость (см. косослой). Другая часть
недостатков нарушает целость строения (разного
рода трещины, серніща, прорость и т. п.); в
зависимости от этих нарушений соответственно
снижается и крепость материала. Наконец третья
часть связана с неправильностью строения дре¬
весины — косослой, свилеватость, крень и пр.
К недостаткам этого рода можно условно от¬
нести и сучки.
Косослоем (фиг. 5) называют отклоне¬
ние волокон древесины от направления образу¬
ющей ствола, благодаря чему волокна следуют
по винтовой линии с большим или меньшим ук¬
лоном, который измеряется величиной отклоне¬
ния на единицу длины ствола (в обыкновенном
материале допускается не свыше 8 см на 1 пог. м,
а в ответственных элементах конструкций —
не свыше 5 см на 1 пог. м).
Американские исследования (фиг. 7) показали,
что понижение механических свойств невелико,
если отклонение волокон не превышает 1/ао»
т. е. 5 см на 1 м длины (кривые характеризуют
понижение коэфициента крепости при изгибе,
модуля упругости, работы при статическом и
ударном изгибе).
Фиг. 7. Диаграмма зависимости механических
свойств древесины от косослоя
Фиг. 5. Косослой Фиг. 6. Неправильность
распиловки
Отклонение волокон при косослое остается и
в пиленом материале и в детали, полученной из
него. Следует однако отметить, что отклонение
волокон от оси детали может получиться и при
прямослойном материале; в случае неправильной
распиловки его может быть получен или как бы
искусственный косослой (аналогично фиг. 5)
или же перерезание годовых слоев под углом
(фиг. 6). Во всех приведенных случаях влияние
отклонения волокон на крепость древесины за¬
висит исключительно от их уклона.
1 Номенклатура приведена в ОСТ 6710 «Пороки
древесины*.
Исследование влияния направления волокон
на механические свойства сосны, произведенные
в Союзе, дали следующие результаты.
Зависимость коэфициента крепости сосны на
сжатие от наклона волокон представлена на
фиг. 8, где по оси ординат отложен коэфициент
крепости в процентах от коэфициента крепости
при сжатии вдоль волокон, а по оси абсцисс —
угол наклона волокон (для разных комбинаций
этого наклона: группа I — наклон в радиальной
плоскости, группа V—наклон в тангенциальной
плоскости, остальные группы — комбинирован¬
ный наклон в той и другой плоскости) 2.
В табл. 12 приведены коэфициенты крепости
сосны на сжатие поперек волокон и на скалыва¬
ние в процентах от коэфициента крепости на
сжатие вдоль волокон.
Зависимость от наклона волокон коэфициента
крепости сосны при статическом поперечном из¬
гибе представлена на фиг. 9.
2 Флаксерман А. Н., Влияние наклона воло¬
кон на механические свойства древесины сосны, Труды
ЦАГИ, вып. 78.
СТРОЕНИЕ ДРЕВЕСИНЫ
15
Таблица 12
Соотношение коэфициентов крепости сосны
Таблица 13
Значения коэфициентов А. и -В к ф-ле (8)
Сжатие
вдоль
волокон
Сжатие поперек
волокон
Скалывание
танген¬
циальное
радиаль¬
ное
танген¬
циальное
радиаль¬
ное
в процентах
100
17
10
19
23
Угол
наклона
Перерез годовых
слоев (при непра¬
вильной распиловке)
КОСОСЛОЙ
а
А
В
А
В
0°
+0,40
—0,042
+0,5
—0,038
3°
+0,25
—0,041
—1,5
—0,022
5°
+0,10
—0,040
—2,0
—0,017
10°
+1,10
-0,028
—4,3
+0,007
12°
+2,00
-0,018
-4,5
+0,011
Зависимость от наклона волокон критиче¬
ского напряжения при продольном изгибе
выражается формулой:
(8)
Ркр = [ва, + Л± + в(-±)*],
где Daо — коэфициент крепости на сжатие
при соответствующем угле наклона волокон;
L — длина образца (от 3 до 54,5 см);
г — радиус инерции;
— —в пределах от 5,25 до 94,2.
В общем можно считать, что для нашей
сосны при наклоне волокон в 5 см на 1 м
(^2о), или а = 3°, понижение крепости (макси¬
мальное для статического изгиба) равно
4-5%.
Углу наклона а = 5° (или 1/12) соответ¬
ствует понижение крепости до 10%.
Свилеватость, т. е. волнообразное
или путаное расположение, волокон, также
сказывается на механических свойствах дре¬
весины.
Фиг. 8. Диаграмма зависимости коэфициента крепости
сосны на сжатие вдоль волокон от косослоя
Крепость свилеватой древесины может сни¬
жаться до 1/3 величины крепости прямослойной
древесины.
Фиг. 9. Диаграмма зависимости коэфициента крепости
сосны на статический изгиб от косослоя
К р е н ь, т. е. твердая древесина широкослой ¬
ной стороны ствола эксцентричного расположе¬
ния годовых слоев, отличается следующими
особенностями механических свойств: крепость
и модуль упругости на растяжение меньше нор¬
мальных, крепость на сжатие и изгиб в свеже-
срубленном состоянии выше нормальных, мо¬
дуль упругости при изгибе как сырой, так и су¬
хой древесины ниже нормального. Применение
такой древесины ограничено вследствие значи¬
тельного коробления и растрескивания, труд¬
ности обработки и большой деформации при из¬
гибе.
С у ч к и. Суковатость древесины также яв¬
ляется недостатком, так как волокна самого
сучка направлены обычно почти под прямым
углом к волокнам древесины, а прилегающие
к сучку волокна ствола обходят его, искривляясь
на большем (сосна) или меньшем (ель) расстоя¬
нии от сучка; все вместе взятое ведет в больший
стве случаев к ослаблению сопротивления дре¬
весины.
Наличие сучка при сжатии древесины вдоль
волокон может привести к снижению крепости
на 30% и более в зависимости от размеров сучка
и размеров сжимаемого сечения.
При сжатии поперек волокон наличие сучка,
напротив, повышает коэфициент крепости.
При поперечном изгибе ослабление материала,
вызываемое сучком, также зависит от относитель¬
ных размеров сучка и сечения материала и от
места расположения сучка.
Особенно сильное ослабление вносит сучок
на растянутой кромке, меньшее — на сжатой
и некоторое усиление при расположении его в
16
Е. И. САВКОВ "
зоне нейтрального слоя, где он может ока¬
зывать сопротивление срезывающему усилию.
Влияние сучков в стойках также зависит от
относительных размеров сучков и стойки и от
расположения их. В тех случаях, когда устой¬
чивость является решающим фактором (при боль-
Штриховкой показан размер максимально
допускаемых сучков от середины к торцам и
от ребер к нейтральной линии. Максимальный
допустимый сучок в какой-либо части балки
должен быть в соответствующей пропорции меж¬
ду допустимыми сучками в середине и у ребра.
Таблица 14
Максимальные допустимые дефекты
Сучки
Трещины
Косослой
Узкая, или горизонтальная
, сторона бруса
Широкая, или вертикальная,
сторона бруса
Торцевые
На всех
сторонах
Гра¬
дация
сортов
Суммарн.
диаметр в
централь¬
ной части
4% L
Максимальный
диаметр в цен¬
тральной части
4zL
Максимальный
диаметр у кон¬
цов
Суммарный
диаметр
в централь¬
ной части
4*L ·
Максимальный
диаметр в цен¬
тральной части
49 L
Свеже-
сруб-
ленпый
Сухой
Централь¬
ная часть
4%L
в долях
ширины
в долях
ширины
предел
в мм
в долях
ширины
предел
в мм
в долях
высоты
в долях
высоты
предел
в мм
в долях
ширины
в долях
1 ширины
наклон
Si
_5
ь
18
Ь
37
h
h
37
Ъ
2 Ь
1
2
8
4
2
8
8
9
W
S%
Ь
ь
4
37
Ь
2
75
h
h
4
75
Ь
4
|ь
1
15
S3
3 ъ
2
зь
8
56
ЗЬ
4
112
h
112
1
11
S4
2 Ъ
Ъ
2
75
Ь
150
2 h
l
h
2
150
Ь
2
ъъ
9
1
ΊΓ
шой длине стойки), влияние сучков относительно
невелико; с увеличением сжимающих напряже¬
ний влияние сучков увеличивается.
Влияние неправильности направления воло¬
кон древесины от сучка (даже если сам сучок
отошел при обработке) будет сказываться ана¬
логично косослою.
На основании изучения влияния недостатков
строения древесины Лесное ведомство США
предложило градацию сортов материала, пред¬
ставленную в табл. 14 согласно схеме фиг. 10.
L—длина материала;
Ъ — ширина узкой, или горизонтальной, сто¬
роны;
h — высота широкой, или вертикальной, сто¬
роны.
Сучки, указанные на фиг. 10, слева от централь¬
ной линии для сорта 2-го допустимы, а справа—
недопустимы, размеры даны в миллиметрах
и в долях ширины и высоты сечения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ванин С. И., Древесиноведение, 1934 г.
2. К р о т о в Е. Г., Технология дерева, 1934 г.
3. М о н р о й И. А., Древесина, 1933 г.
4. Сидоров Н. Я., Строение древесины и ее
физико-механические свойства, 1933 г.
5. Кузнецов И. И., Технология дерева, том
I, ч. I и II, 1932 г.
6. Перелыгин Л. М. и Певцов А. X.,
Механические свойства и испытания древесины, 1934 г.
7. С а в. ков Е. И., Исследования физико-механи¬
ческих свойств древесины сосны, 1930 г.
8. Савков Е. И., Методы физико-механических
испытаний древесины, 1931 г.
9. С а в к о в Е. И. и М у х и н Г. В., Исследова¬
ние модуля упругости древесины сосны, 1931 г.
10. Ф л а к с е р м а н А. Н., Влияние наклона
волокон на физико-механические свойства древесины
сосны, 1931 г.
11. Сборник ЦНИИМОД, Физико-механические свой¬
ства древесины, вып. III, 1934 г.
12. То ж е, Физико-механические свойства древесины
дуба, лиственницы, березы и сосны. Сборник 3, 1934 г.
13. Т о же, К вопросу о замене дефицитных пород
древесины, 1933 г.
РАСТЯЖЕНИЕ
17
Инж. В. В. БОЛЬШАКОВ
II. РАСТЯЖЕНИЕ
1. Лабораторные данные
В работе древесины на растяжение особенно
резко выявляется ее неоднородность (анизо¬
тропность). Для хвойных пород например со¬
противление растяжению вдоль волокон в 10—
30 раз выше сопротивления растяжению поперек
волокон. Этим главным образом и объясняется
большое влияние на сопротивление разрыву
вдоль волокон таких факторов, как косослой,
неправильная распиловка и присучковое откло¬
нение волокон.
1) Растяжение вдоль волокон
Ориентировочные данные о величине времен¬
ного сопротивления древесины растяжению вдоль
волокон приведены в табл. 1.
Как видно из таблицы, эта величина колеб¬
лется в весьма широких пределах, составляя
для сосны в среднем 700—800 кг/см2.
Временное сопротивление древесины одной
и той же породы почтл пропорционально ее
объемному весу. Для сосны эта зависи¬
мость представлена графически на фиг. 1.
Зависимость между временным сопротив¬
лением и влажностью показана на
фиг. 2.
Значение модуля упругости на растяжение
вдоль волокон подобно временному сопротивле¬
нию также весьма непостоянно (табл. 2). На
фиг. 3 дана зависимость между модулем упру¬
гости Е авиационной сосны и ее объемным ве¬
сом; на фиг. 4—зависимость между модулем
упругости Е и влажностью при постоянном объ¬
емном весе. В обоих случаях, как это установлено
работами ЦАГИ, зависимость прямолинейная.
В ТУ и Н 1931 г. расчетный модуль упругости
на растяжение вдоль волокон (а также на сжатие
и изгиб) принят независимо от породы согласно
табл. 3.
Таблица 1
Временное сопротивление дерева растяжению вдоль волокон
Порода
Баушингер
Бауман
влажность
в %
временное
сопротивление
в кг/см2
влажность
в %
временное
сопротивление
в кгісм*
Хвойные
Сосна
от 13 до 18
146-690-1660
12
375- 900-1 797
Ель
» 13 » 35
170-715—2450
12
453-1 684
Пихта
—
—
12
475— 860-1 181
Лиственные
Дуб
12
491-1 080-1 682
Бук
—
—
12
1 345—1 600-1 973
Ясень
1
1
—
—
—
Таблица 2
Модуль упругости дерева
Ко
п/п
Исследователь
Порода
Влажность
в %
Модуль упругости
в кг/см*
Примечания
1
Баушингер
Ель
16
39 000- 90 000-143 000
Сосна
15
39 000-103 0С0—157 000
2
Бауман
Ель
12
160 000
Сосна
12
166 000
Дуб
12
67 000—156 500
Бук
12
185 000
3
ЦАГИ 1 (ВИАМ)
1
Сосна
10
122 000-194 000
Для авиалеса при удельном
15
116 000-180 000
весе у1Б = от 0,4 до 0,6
Ясень ......
10
134 000—179 000
15
125 000-163 000
20
116 000-146 000
Для авиалеса при удель¬
ном весе У]5 = от 0,6 до 0,8.
Среднее* Е = 140 000 кг/см*
при у15 = 0,7
Дуб
10
15
121 000—188 000
113 000-175 000
20
106 000-162 000
1 Савков Е. И. и Мухин Г. В., Исследование модуля упругости древесины-» сосны, Труды ЦАГИ, вып. 107.
Мухин Г. В., Исследование модуля упругости древесины ясеня и дуба, Труды ВИАМ, вып. 11.
Деревянные конструкции
2
18
В. В. БОЛЬШАКОВ
Таблица 3
Значения модуля упругости на растяжение вдоль волокон
согласно ТУ и Н
Влажпость
дерева
Воздушно¬
сухое 12—18%
Полусухое
18-23%
Сырое
23-45%
Модуль
упругости Е
в >.г/слі2
110 000
100 000
80 000
личием сердцевинных лучей, что особенно сильно
сказывается в дубе.
Весьма низкое допускаемое напряжение
[rc+]_L определяется возможностью образования
в дереве при усушке воздушных трещин.
3) Растяжение под углом
Временное сопротивление растяжению под
углом а в функции от временного сопротивления
растяжению вдоль и поперек волокон может
быть выражено формулой 2:
Таблииа 4
Временное сопротивление дерева растяясению поперек волокон
Породы дерева
Временное сопротивление растя¬
жению в кг 1 см2 в направлениях:
Процентное соотношение меж¬
ду временным сопротивлением
в направлениях:
Примечание
продоль¬
ном
танген¬
циаль¬
ном
радиаль¬
ном
продоль¬
ном
танген¬
циаль¬
ном
радиаль¬
ном
Сосна
786-1 712
19- 24
19— 59
100
2,4
4,1
Временное сопротивле¬
Ель
1 423—1 571
26— 40
34— 92
100
2,2
4,2
ние вдоль волокон при¬
Ясень
946—1 579
72—146
98-153
100
8,5
9,2
нято за 100%
Дуб
680— 724
33— 95
68-198
100
10,7
22,6
Объвмнйш вес
0,40 0,45 0,50 0,55 Ο,δΟγ^
Фиг. 1. Зависимость между временным
сопротивлением растяжению и объем¬
ным весом сосны
Фиг. 3. Зависимость модуля упругости Ё на растяже¬
ние авиационной сосны от ее объемного веса при влаж¬
ности 10%
Влажность дереба 5 %
E кг/см2
210000
190000
170000
150000
130000
110000
90Q0G
у
i—
*
г
1_
■UC2S0
2іа^0.43 '
/
/ /
/ /
“ ~
-Л' £
-"-х-
^ w ~
10
15
20 25 30
Влажность
35
40 45
50 %
Фиг. 2. Зависимость между временным со¬
противлением растяжению и влажностью
строительного дерева
Фиг. 4. Зависимость между влажностью и модулем
упругости Е на растяжение авиационной сосны;
у — объемный вес при 10% влажности
2) Растяжение поперек волокон
В табл. 4 приведены величины временного
сопротивления растяжению поперек волокон
(в радиальном и тангенциальном направлениях)
различных пород дерева по данным Баумана-
Ланга Некоторое увеличение R+ в радиаль¬
ном направлении по сравнению с в танген¬
циальном направлении (табл. 4) объясняется на-
fi =
1 +
(£-*>
sin 8/2 α
кг/смг
(1)
где Ra — временное сопротивление растяжению
под углом;
R и — временное сопротивление растяжению
вдоль волокон;
1 Baumann-Lang, Das Holz ais Baustoft, 1927 г. 2 Выведена инж. Г. Г. Тахтамышевым.
РАСТЯЖЕНИЕ
19
R±— временное сопротивление растяжению
поперек волокон;
а — угол между направлениями волокон и рас¬
тягивающей силы.
Форма и размеры об¬
разца. Для углов от
0° до 15° I = 450;
для углов от 30° до
90° I «= 200
Закрепление
концов об¬
разца в зажи¬
мах машины
Фиг. 5. Лабораторный образец для испы¬
тания на растяжение
Фиг. 6. Схема выборки образцов из доски
Я кг/см
900
800
70 0
600
500
400
30 0
200
100
о^О 10° 20° 30° 40° ‘50° 60° 70° 80^90°
1 — по данным лабораторных испытаний СДК ЦНИПС
К и
2 — по формуле: Ва =
1
1
1
А
1
1 ✓
/
И'1 2
'1 ·
\І i
1
1
1
1
Ѵ-і
1 \
\ 1
V 1
1
1
1
\\ '
\і 1
у.
\
\
\
V
\
\ 1
,\
Λ 3
\\
\
\
Ч \
, Ч ч
/
ч-
-*
1 +
sin
3 — кривые минимальных напряжений (а), (б), (в).
Фиг. 7. Временное сопротивление сосны растя¬
жению в зависимости от угла наклона а волокон
к растягивающему усилию
Лабораторные испытания ЦНИПС, послужив¬
шие основанием для вывода этой формулы,
проводились с образцами, форма и размеры кото¬
рых изображены на фиг. 5. На фиг. 6 дана схема
выборки образцов из доски. Материал — авиа¬
ционная сосна.
На фиг. 1 представлен график с тремя кривы¬
ми, дающими характер изменения временного
сопротивления сосны растяжению в зависимости
от угла а.
Первая (опытная) кривая 1 проведена по сред¬
ним точкам, полученным при лабораторных
испытаниях.
Вторая кривая 2 построена по вышеуказанной
формуле для Ra , причем R ц приравнено в чис¬
ленном выражении временному сопротивлению,
полученному при испытаниях для а = 0, а
Rj^ принято равным 0,06 2?ц.
Третья кривая 3—так называемая кривая
минимальных напряжений — построена на ос¬
новании теоретической зависимости напряжения
от угла наклона косой площадки в напряжен¬
ном материале *.
Обозначая напряжение в поперечном сечении
образца, растягиваемого силой ІѴ+, через па =
N+
= —у~ , где Е — плошалъ по¬
перечного сечения, и разлагая
это напряжение по двум вза¬
имно перпендикулярным на
правлениям: вдоль волокон
(нормально наклонной пло¬
щадке 1—2) и поперек во¬
локон (нормально площадке
2—2) (фиг. 8), получим сле¬
дующие зависимости:
чі .
Sin2 а
2* η
a Sin 2α ’
где па — напряжение растя
жения под углом а;
п ц — напряжение растяже
ния вдоль волокон по пло-
■щадке 1—2;
— напряжение растяже¬
ния поперек волокон по пло¬
щадке 2—2;
t η —напряжение екалыва-
Фиг. 8. Распреде¬
ление напряжений
в растягиваемом
образце с наклон¬
ным направлением
волокон
ния вдоль волокон по площад¬
ке 2—2.
Полагая в этих уравнениях па = Ra и строя
соответствующие кривые % получим, что для зна¬
чения каждого данного угла а сопротивление
образца разрыву будет определяться наимень¬
шим из трех значений па , даваемых этими кри¬
выми. Результирующая кривая 3 состоит из
отрезков, дающих минимальные значения па.
Как видно из графика фиг. 7, зависимость меж¬
ду сопротивлением растяжению и углом а,
получаемая по ф-ле (1) (кривая 2), вполне удов¬
летворительно согласуется с теоретической кри-
1 Флаксерман, Влияние наклона волокон па
механические свойства сосны, изд. 1931 г.
2 При построении кривых по уравнениям (2), (3)
и (4) принято п у = R у = 774 кг/см8, п j_ = =
=0,06 R л = 46,4 кг/см* и t ц =77,3 кг/см*, причем напря¬
жение на скалывание взято па основании параллельно
проведенного испытания на скалывание нормальных
образцов с приведением их к 17% влажности.
2*
20
В. В. БОЛЬШАКОВ
ной 3 минимальных напряжений и опытными
данными как ЦНИПС (кривая І), так и иностран¬
ных исследователей. На фиг. 9 пунктиром на¬
несена кривая но данным проф. Баумана,
сплошной линией— соответствующая кривая по
ф-ле (1).
Пунктир—лабораторные данные проф. Бау¬
мана, сплошная кривая — по формуле:
при R и и Rj_, взятых по вышеуказанным лабора¬
торным данным проф. Баумана;
R у — временное сопротивление вдоль волокон;
— временное сопротивление поперек волокон
Фиг. 9. Зависимость между временным
сопротивлением растяжению готтардской
пихты и углом а наклона волокон к на¬
правлению растягивающей силы
2. Растяжение в элементах деревянных кон¬
струкций
1) Допускаемые напряжения
В табл. 5 приведены основные допускаемые
напряжения на равномерное растяжение эле¬
ментов из сосны и дуба, устанавливаемые ЕН
для защищенных сооружений, возводимых из
здорового воздушно-сухого леса (влажностью
не более 18%) с небольшим количеством сучков.
Таблица 5
Основные допускаемые напряжения на растяжение
в кг/елс2 для воздушно-сухой сосны и дуба
Допускаемые напряжения
в кг/см2
Порода
вдоль
поперек
волокон
волокон
Сосна
J00
2
Дуб
J30
6
Сравнительно низкие значения допускаемых
напряжений на растяжение (для сосны напри-
мер [гс+] = 100 кг/см2 при временном сопротив¬
лении 700—800 кг /см2, тогда как для той
же породы [тг ] = 100 кг/см2 при R_= 300—400
кг/см2) обусловливаются:
а) сильным влиянием на сопротивление дре¬
весины растяжению неоднородности ее строения
при наличии косослоя, присучкового откло¬
нения волокон и т. п.;
б) большим влиянием, чем при сжатии, вся¬
кого рода местных пороков, ослабляющих от¬
дельные сечения.
При установлении допускаемых напряжений
на растяжение учтена также существенная раз¬
ница между сопротивлением разрыву лабора¬
торных образцов и работой на растяжение эле¬
ментов деревянных конструкций η натуре,
являющаяся следствием влияния абсолютных
размеров сечений, различных пороков, местных
ослаблений, напряжений, связанных с вынуж¬
денными деформациями отдельных элементов,
и пр.
Кажущийся весьма большим коэфициент за¬
паса на растяжение по отношению к данным ла¬
бораторных испытаний в действительности зна¬
чительно меньше.
2) Центральное растяжение
При растяжении элементов деревянных кон¬
струкций силами, приложенными вдоль оси
элемента, и при симметричном расположении
ослаблений расчет производится по формуле
для центрального растяжения:
, ±-<[»+],
нетто
(5)
где Ν+ — расчетное осевое растягивающее уси¬
лие в элементе;
F'нетто — площадь нетто наиболее ослаблен¬
ного сечения;
[ті+] — допускаемое напряжение на растяже¬
ние вдоль волокон.
Как указывалось выше, влияние механиче¬
ских пороков на работу растянутых элементов
деревянных конструкций в натуре весьма велико.
В целом ряде случаев наличие пороков яви¬
лось причиной аварий деревянных конструкций.
Сопротивление дерева разрыву с увеличением
угла наклона волокон по отношению к действу¬
ющему усилию быстро падает; уже при угле
наклона а = 10° временное сопротивление умень¬
шается на 50%, а при угле а = 30° оно состав¬
ляет всего лишь 20% от временного сопротивле¬
ния растяжению вдоль волокон.
В одной из стропильных ферм на гладких коль¬
цевых шпонках элемент нижнего пояса разор¬
вался при расчетной нагрузке в месте ослабле¬
ния доски кольцевой дорожкой вследствие на¬
личия значительного косослоя и сучка на кромке
доски. Косослой в месте разрушения доходил
до 30 см на 1 пог. м (а^17°!).
Это указывает на недопустимость
косослойного леса 1 для растя¬
нутых элементов и на настоятельную
необходимость применения в этом случае тща¬
тельно отобранного прямослойного материала.
Неменьшее значение, чем косослой, имеет для
работы древесины на растяжение наличие с у ч-
1 Согласно ТУ и Н в ответственных элементах кон¬
струкций допускается косослой не более 5 см на 1 пог. м
(угол а ^ 3°).
РАСТЯЖЕНИЕ
21
ков. Помимо непосредственного уменьшения
рабочей площади поперечного сечения односто¬
роннее расположение сучка вызывает, как пока¬
зано на фиг. 10, эксцентричное приложение
усилия к работающей части сечения а—6 и появ¬
ление изгибающего момента. Поэтому вследствие
наличия сучка, несмотря на центральное прило¬
жение усилия, растянутый элемент работает
эксцентрично.
а
ЛЬ
Фиг. 10. Влияние сучка на работу растянутого элемента
Отклонение волокон около сучка и выпадение
волокон из работы при опиловке доски могут
весьма существенно снизить сопротивление по¬
следней растягивающим усилиям. Особо опасный
случай, когда почти все волокна оказываются
перерезанными, представлен на фиг. 11.
При наличии в растянутых элементах дере¬
вянных конструкций местных ослаблений, хотя
бы и расположенных
симметрично, распре¬
деление напряжений
по площади ослаблен¬
ного сечения будет
все же неравномер-
I ным (в большей или
меньшей степени)
вследствие появления
так называемых м е-
стных напря¬
жений в местах
резкого изменения се¬
чения, весьма значи¬
тельных при наличии
приложенного здесь
же усилия.
На фиг. 12 пред-
I ставлено симметрич¬
ное ослабление рас¬
тянутого элемента ко¬
сыми шпонками с
указанием характера
Фиг. 12. Характер распреде- распределения в этом
ления растягивающих на- случае силовых линий
пряжений в ослабленном ко- и растягивающих нор-
СОЙ призматичеиСкой_шпонкой мальных напряжений
в ослабленном попе¬
речном сечении а—а.
Следует отметить еще один фактор, вызываю¬
щий дополнительные напряжения в растя¬
нутых элементах стержневых систем.
Обычно нижний пояс деревянных ферм рас¬
считывается на центральное растяжение в пред¬
положении идеальных шарниров в узлах, тогда
как в действительности в большинстве случаев
он выполняется в виде неразрезного бруса.
Длина последнего определяется сортаментом
лесоматериалов и часто равна длине нескольких
панелей.
При упругих и рыхлых деформациях (про¬
гибах) системы в неразрезном нижнем поясе
возникают дополнительные напряжения
от изгиба, достигающие своих* наибольших
эначений в узлах, где нижний пояс, как правило,
имеет ослабления врубками, шпонками и т. п.
Обычно эти дополнительные напряжения рас¬
четом не учитываются — отчасти вследствие
затруднительности точного их учета, отчасти
потому, что при нормальных схемах сквозных
деревянных конструкций эти дополнительные
напряжения невелики.
На фиг. 12 дан пример стропильной фермы,
нижний пояс которой при ее прогибе испытывает
вследствие своей неразрезности дополнительные
напряжения от изгиба 1.
Все перечисленные факторы, трудно поддаю¬
щиеся учету, весьма сильно снижают в реаль¬
ных условиях работы сооружения те коэфициенты
запаса, которые имеют место при растяжении
элементов в лабораторных условиях.
Чтобы обеспечить необходимую прочность
растянутых элементов деревянных конструкций,
необходимо соблюдение следующих условий.
а) Следует весьма осторожно подходить к
выбору соответствующих допускаемых напря¬
жений, учитывая, что они являются критерием
для оценки только некоторых средних напряже¬
ний, получаемых в предположении равномерного
распределения напряжений по сечению, и что
наибольшие фактические напряжения в отдель¬
ных случаях весьма значительно (в несколько
раз) превосходят эти средние расчетные напря¬
жения.
б) Необходимо учитывать возможное влияние
на растянутые элементы деформаций системы,
а при назначении генеральных размеров послед¬
ней и при проектировании отдельных ее частей
стремиться свести это влияние до минимума
путем надлежащего конструирования.
в) Не следует допускать при проектировании
деревянных конструкций значительных местных
ослаблений сечения растянутых элементов (при
симметричном ослаблении более 50%, при
несимметричном — более 40%).
г) Следует избегать несимметричного ослабле¬
ния сечений рабочих элементов, вызывающего
1 При учете этих напряжений расчет следовало бы
вести по формуле для сложного сопротивления,
определяя напряжения от изгиба на основе замеренных
или вычисленных деформаций узлов.
22
В. В. БОЛЬШАКОВ
внецентренное растяжение в опасном (ослаблен¬
ном) сечении. В том случае, если такое ослабле¬
ние неизбежно, надо обеспечивать равномерное
распределение напряжений в наиболее опасном
ослабленном сечении соответствующим конст¬
руированием.
Примером может служить изображенный на
фиг. 14 опорный узел брусчатой стропильной
фермы, решенный на лобовой врубке, в котором
равномерное растяжение в опасном ослаблен¬
ном сечении 1—1 затяжки обеспечено центриров¬
кой опорной площадки.
Фиг. Кь: Центрировка по
ослабленному сечению, обес¬
печивающая равномерное ра¬
стяжение в ослабленном се¬
чении 1—1
д) При расчете растянутых элементов, имею¬
щих ряд ослаблений, следует учитывать воз¬
можность разрушения не только по ослаблен¬
ному сечению 1—1 (фиг. 15), но и по ломаной
линии 1—2—3—4.
Нетрудно подсчитать длину I между осями
нагелей, необходимую из условия равнопроч-
ности на разрыв растянутого элемента по ослаб¬
ленным сечениям 1—1 и 1—2—3—4.
бленного нагелями растянутого элемента
Сопротивление разрыву:
по сечению 1—1:
N'+ = b(h — 2d) [л+];
по сечению 1—2—3—4:
ІѴ;'= b(h-Zd) [тг_4_] + Z [ί].
Полагая ІѴ+ = Ν+, из условия равнопрочности
получим:
d|>+] = ФЬ
откуда
7 _ d ЕЧ-З
1 [ί]
при [л+] = 100 кг/см2 и [ί] = 12 кг/см* для воз¬
душно-сухой сосны I X 8І1.
Этот результат указывает на нецелесообраз¬
ность применения шахматного размещения на¬
гелей для получения более компактного стыка 2,
так как такое размещение потребует большей
длины стыка, чем прямая расстановка нагелей,
вследствие необходимости обеспечить ослаблен¬
ный элемент от косого разрыва. Вместе с тем шах¬
матная расстановка без поперечного сближения
рядов и с учетом ослабления по ломаной линии
представляется вполне целесообразной.
е) В процессе производства работ по изготовле¬
нию деревянных конструкций следует произво¬
дить тщательный отбор лесоматериала для
растянутых элементов с целью обеспечить их от
вредного влияния местных пороков и дефектов.
8) Внецентренное растяжение
Выше мы видели, что в целом ряде случаев
элементы деревянных конструкций одновремен¬
но с растяжением подвергаются изгибу. Послед¬
ний может быть вызван:
а) эксцентрично приложенной растягивающей
силой;
б) несимметричным ослаблением сечения;
в) нагрузкой элемента, помимо осевого растя¬
гивающего усилия, силами, приложенными нор¬
мально к оси элемента.
■ » 1 Г I ■ І1 HIT
ABC
Фиг. Іо. Работа на сложное сопротивление ниж¬
него пояса стропильной фермы вследствие мест¬
ной нагрузки в панелях от прогонов подвесного
потолка
Расчет в этом случае производится по формуле
сложного сопротивления:
К+ i М Гп+1 <^\п Λ /с\
Fнетто Wnemm0[nu] ^ +
где —. осевое растягивающее усилие в эле¬
менте;
Fнетто — площадь нетто опасного (ослаблен¬
ного) сечения;
М — изгибающий момент от действия сил,
нормальных к оси бруса, или внецентренного
приложения силы ІѴ+; в последнем случае
М = N+ е,
где е — эксцентриситет силы Ν^_ относительно
оси ослабленного сечения;
^кетто — момент сопротивления опасного
(ослабленного) сечения относительно той же
оси;
i Справедливо только при данном числе рядов.
2 Для всех нагелей кроме гвоздей.
СЖАТИЕ
23
0^_] — допускаемое напряжение на растя¬
жение;
Іпи\ — допускаемое напряжение на изгиб.
Примером внецентренного растяжения в ре¬
зультате эксцентричного приложения растяги¬
вающей силы может служить основное сечение
2-—2 несимметрично ослабленного нижнего поя¬
са фермы, опорный узел которой изображен на
фиг. 14.
Случай одновременного действия растяжения
и поперечного изгиба представлен на фиг. 16.
Вследствие размещения прогонов подвесного
потолка между узлами нижний пояс стропиль¬
ной фермы работает на сложное сопротивление.
Ввиду неразрезности пояса на протяжении двух
панелей опасным сечением является сечение 1—1
в узле В, где мы имеем ik/max при наибольшем
ослаблении сечения.
Обычно напряжения от изгиба достигают зна¬
чительной величины (по сравнению с основными
напряжениями от центрального растяжения),
что требует существенного увеличения сечения
пояса, а потому описанное решение, как правило,
не рекомендуется.
Наконец в ряде случаев изгиб растянутых
элементов может явиться следствием пластиче¬
ских деформаций и сопровождающего их прогиба
всей системы в целом. Возможность эта, не уч¬
тенная при проектировании, в особенности
при наличии значительных местных ослаблений
растянутых элементов, нередко вызывает ава¬
рии деревянных конструкций.
Иною. В. П. СИНИЦЫН
III. СЖАТИЕ
1. Лабораторные данные
Ί) Сжатие вдоль волокон
Разрушение древесины при сжатии происхо¬
дит вследствие местного продольного изгиба во¬
локон и вдавливания твердых летних волокон
в более мягкие весенние. Характер разрушения
образцов от сжатия виден на фиг. 1.
объемного веса, места взятия образца в стволе,
влажности 1 и т. д.
2) Сжатие под углом к направлению волокон
Сжатие под углом к направлению волокон
может иметь место например в следующих слу¬
чаях':
а) при косослое (волокна наклонены в танген¬
циальной плоскости);
Фиг. 1. Разрушение при сжатии вдоль волокон
Фиг. 2. Разрушение при сжатии под углом к волокнам
Крепость (временное сопротивление) древе¬
сины на сжатие для основных пород СССР
можно в среднем принять: для сосны пв =
= 400 кг/см2 и для дуба ігв = 500 кг/см2. Вели¬
чина временного сопротивления древесины сжа¬
тию зависит от условий произрастания, величины
б) при неправильной распиловке (волок¬
на наклонены обычно в радиальной плос¬
кости);
1 Зависимость крепости древесины от зтих факторов
освещена в статье «Строение древесины и ее основные
свойства» Е. И. Савкова.
24
В. П. СИНИЦЫН
в) в сопряжениях (врубки, нагельные и шпо¬
ночные сопряжения), при пересечениях стоек
с прогонами, в деревянных подкладках под фер¬
мы и других аналогичных случаях.
Сжимающая сила может при этом действовать
под углом к направлению волокон, лежащим
или в плоскости радиальной (по радиусу -годо¬
вых слоев) или же тангенциальной (по касатель¬
ной к годовым слоям).
В зависимости от величины этого угла меняется
и характер разрушения образцов. При углах
от 0° до 5° разрушение вызывается обычно мест¬
ным выпучиванием волокон. При углах от ί0°
до 45° наблюдается разрушение от ярко выра¬
женного скалывания. При углах более 60°
после начала разрушения возможно дальней¬
шее увеличение нагрузки, так как сопротивля¬
емость возрастает за счет уплотнения волокон
древесины (фиг. 2). Величиной, характеризующей
крепость древесины на сжатие под углом, явля¬
ется напряжение в момент начала разрушения
образца. Этот момент легко отмечается на испы¬
тательной машине, совпадая с резким уменьше¬
нием сопротивляемости, и обусловливается сдви¬
гом летних слоев по весенним или раздавли¬
ванием более слабых весенних слоев.
%
Как для наклона волокон в тангенциальной
плоскости, так и для наклона их в радиальной
плоскости характерны резкое падение сопротив¬
ляемости при изменении угла наклона от 0° до
50°—60° и несколько замедленное падение ее
при дальнейшем увеличении угла.
При нагружении образцов из хвойных пород
под углом к направлению волокон в тангенци¬
альной плоскости получены значительно боль¬
шие разрушающие нагрузки, чем при загруже¬
нин под углом в радиальной плоскости. При
действии силы перпендикулярно к направлению
волокон крепость на сжатие составляет в случае
действия силы тангенциально к годовым слоям
при больших углах 15%, а в случае действия
силы радиально всего лишь 8% от временного
сопротивления сжатию вдоль волокон.
3) Предел пропорциональности и модуль упру¬
гости
Упругие свойства древесины характеризуются
пределом пропорциональности пПр. проп и мо¬
дулем упругости Е.
Величины предела пропорциональности, по¬
лученные различными исследователями для сжа¬
тия вдоль волокон, сильно разнятся.
По опытам Ланга и других авторов
предел пропорциональности достигает
50—75% от временного сопротивления
сжатию. Рошем было получено для
хвойных пород значение пПр. проп =
= 140 кг/см2. Обычно при расчетах
берут среднее значение предела про¬
порциональности п-пр. проп = 120 —
140 кг/см2.
Значения модуля упругости на сжа¬
тие Е для хвойных пород по различным
исследованиям колеблются в среднем
между 105 000 и 178 000 кг/см2. Зави¬
симость величины модуля упругости
от объемного веса древесины и ее
влажности дана в статье «Строение
древесины и ее основные свойства»
Е. И. Савкова.
Для воздушно-сухой сосны с влаж¬
ностью 15% модуль упругости на сжа¬
тие принимается по нашим нормам:
Е— 110 000 кг/см2.
Для сжатия перпендикулярно к на¬
правлению волокон модуль упругости
значительно меньше; в этом случае на¬
пример по Бауману для сосны Е =
= 5 000—6 000 кг/см2.
2, Расчет сжатых элементов
^ ЗД 45 60 75 90 i) Допускаемые напряжения
Фиг. 3. Зависимость крепости на сжатие от угла
правлениями силы и волокон
Результаты испытаний представлены в виде
кривых на фиг. 3. Сплошная кривая соответству¬
ет углу наклона волокон в радиальной плоскости,
пунктирная — в тангенциальной плоскости.
Для исключения влияния влажности и других
побочных причин сопротивление древесины при
действии силы под углом выражено в процентах
от сопротивления древесины при действии силы
вдоль волокон.
между на- ТУ и д принимают следующие ос¬
новные допускаемые напряжения на
сжатие: для сосны вдоль волокон [л_] =
= 100 кг/см2, поперек волокон — 15 кг/см2, для
дуба вдоль волокон [л_] = 130 кг/см2, по¬
перек волокон — 30 кг/см2.
Применение других пород дерева, а также
условия влажности, марка древесины, степень
защищенности сооружения, его класс и другие
факторы учитываются введением соответствую¬
щих поправочных коэфициентов.
СЖАТИЕ
, 25
2) Расчет на центральное сжатие
Поверка сечений на центральное сжатие про¬
изводится для наиболее ослабленного сечения
по формуле:
Ν_
5 <[*-].
■с нетто
где ІУ_ — сжимающее усилие;
Fнетто — площадь нетто наименьшего попереч¬
ного сечения (за вычетом всех ослаблений)
[л_] — допускаемое напряжение на сжатие
для данной марки древесины, вида сооружения
и пр.
В случае, если ослабление сечения произве¬
дено для помещения шпонок, нагелей и других
сопряжений, воспринимающих часть расчет¬
ного усилия ІѴ_, последнее может быть соответ¬
ственно уменьшено на эту часть.
Сжатие в чистом виде встречается
весьма редко; обычно сжатие сопрово- Ψ
ждается продольным изгибом.
сечения
При достаточной длине разрушение
стержня происходит после потери
устойчивости, сопровождающейся боль¬
шими поперечными деформациями оси
элемента. Разрушающая нагрузка в
этом случае меньше нагрузки, которую
мог бы выдержать элемент, работая
на чистое сжатие, и зависит от его
гибкости.
Величина критической силы при
продольном изгибе для элемента, шар¬
нирно опертого обоими концами, опре¬
деляется обычно по следующим фор¬
мулам:
а) При гибкости у >100 — по фор¬
муле Эйлера:
р — (i)
гкр 12 · \ХІ
где Е — модуль упругости древесины
на сжатие;
I — наименьший момент инерции
сечения;
I — расчетная длина элемента.
б) При гибкости —<100 — по фор¬
муле Тетмайера:
<[»_].
где N_ — сжимающее усилие;
F — расчетная площадь, равная по ТУ и Н
Fбрутто всего сечения в том случае, если симмет¬
ричное ослабление в опасном сечении не превы- .
шает 25%, или у FHemmo при ослаблении, боль¬
шем 25%;
[и_] — допускаемое напряжение на сжа¬
тие;
<р — коэфициент уменьшения напряжений,
при продольном изгибе, определяемый отноше¬
нием критического напряжения к временному
сопротивлению, т. е.:
<р-.
Пкр
пв
(5)·
пр
= 293-1,94-
(2)
Фиг. 4. Расчетная кривая коэфициента φ пр ТУ и Н
Для определения величины φ ТУ и Н дают
следующие формулы:
где пкр—критическое напряжение в элементе.
В зависимости от породы дерева и пр. формула
Тетмайера может иметь другие численные зна¬
чения входящих в нее величин.
Практически при расчете сжатых стоек на
продольный изгиб вместо формул Эйлера и Тет¬
майера пользуются коэфициентами φ снижения
допускаемых напряжений при продольном из¬
гибе.
В этом случае расчет производится по форму¬
лам:
для —>100:
<Р =
3 000 .
(ІГ
для — ■< 100:
φ = 1,00 — 0,007 у.
(6)
Р)
2Ѵ_
"ΊΓ
<[га_] φ
(3)
Величину φ можно определять также по графику
фиг. 4. Специальные исследования 1 показали,
1 Флаксерм.тн (ЦАГИ), Синицын (ЦНИПС) и др.
26
В. П. СИНИЦЫН
что значения φ, даваемые ТУ и Н, сильно пре¬
уменьшены для гибкостей<100.
Разница между найденными величинами φ
и значениями <р по ТУ и Н для гибкостей — =
= 20—60 доходит до 30%.
В результате исследования ЦНИПС эмпири¬
чески получены следующие значения φ:
для 80:
φ= зюо .
Для < 80:
φ = 1,00 — 0,0001 -і — 0,0000337 (у )2 -
- 0,00000057 (у)3.
1.0
0.9
0,8
0.7
0; 6
С. 5
04
0.3
0.2
01
Г"
—V
\
\
\
\
\
ч
\
\
\
1
h
~Р~
1
\
\
\
\
\
\
i
\
\
\
\
,\
\
V
\
к
\
X.
“О
I ii i і
&
,40 . 60 .
I I I І'І I I I I I I I
б) к = 1, если оба конца шарнирно закреп¬
лены;
в) к = 0,8, если один конец заделан, а дру¬
гой закреплен шарнирно;
г) к = 0,65, если оба конца заделаны
(фиг. 6).
При расчете и конструировании сжатых стер¬
жней, заделанных одним или двумя концами,
необходимо обеспечить воспринятие изгибающего
момента, появляющегося в месте заделки, путем
соответствующих конструктивных мероприятий.
Момент, могущий возникнуть в сечении за¬
делки, определяется по формуле:
Μ
[п.
где W6pymm0 — момент сопротивления сечения;
φ — коэфициент уменьшения напряжения;
ІѴ_ — сжимающее усилие;
F — площадь поперечного сечения.
Необходимо отметить трудность осу¬
ществления полной заделки деревян¬
ного элемента. Слабая сопротивляе¬
мость древесины смятию перпендику¬
лярно к волокнам и возможность ее
усушки приводят к повороту заделан¬
ного сечения. Поэтому при неизбеж¬
ности заделки необходимо по возмож¬
ности увеличивать плечо пары мо¬
мента, чтобы уменьшить сминающие
М = Wk (- і 'і *=
1VJ. гѵ брутто [n_] \φ 1J p »
(8)
усилия.
1
о)
b)
Фиг. 6. Тшіы закрепления концов
стержня
Поверка на продольный изгиб про¬
изводится для опасного сечения по
ф-лам (3) или (4).
Опасными сечениями являются:
t а) для консольного (заделанного
i i i i i i i Ъ одним концом) стержня — сечения у
45 50 ^ заделки;
б) для стержня, шарнирно опертого
Фиг. 5. Кривая коэфициента φ по последним данным ЦНИПС обоими концами, — сечения в средней
0, 5, 10 , 15
1 I I I I I I ί I I I 1 М
О 5 10
20
i ч
80 , 100.
I I I I I I I I 1 I
25
120 ,140 ,160
11 i i 11 ίI1 μ Jili и
jlL
15
20
30 35 40, 45 , 50
. 1 1 1 1 ГI 1 I 1 I I I I I I 1і 1 і
180 , 200
i i i 1 i i i
25
30
35
40
На фиг. 5 дана кривая <р, построенная по этим
формулам, и для сравнения нанесена пунктиром
кривая по ТУ и Н.
При ином (нешарнирном) закреплении концов
стержня величина критической силы, а следо¬
вательно и коэфициента φ будет иной. Влияние
характера закрепления учитывается тем, что
вместо действительной длины элемента берут
«расчетную» длину, которая получается умноже¬
нием действительной длины на «коэфициент
приведения», учитывающий характер закреп¬
ления концов, т. е.:
^расч
где коэфициент к имеет следующие значения:
а) к = 2, если один конец заделан, а другой
свободно нагружен;
части длины;
в) для стержня, шарнирно опертого одним
концом и заделанного другим, — сечения у за¬
делки и сечения на Ѵз длины от шарнирного
конца;
г) для стержня, заделанного обоими концами,—
сечения у заделок и в средней части длины.
Кроме поверки на продольный изгиб обяза¬
тельна поверка ослабленных сечений на простое
сжатие. При этом должно удовлетворяться
условие:
Ν_
• < о_],
г нетто
где FHemmo—площадь нетто стержня (за выче¬
том всех ослаблений).
Подбор сечений элементов на продольный из¬
гиб можно производить по графикам фиг. 7,8, 9.
СЖАТИЕ
27
Огзошу}
20000 <0000 о '<.0 2,0 3.0
Примеры пользования номограммой
Дано:
N= 18 000 кг;
I = 3,52 м;
[п_]= 1и0 кг/см2;
находим d = 20 см.
Дано:
I = 4,4 At;
d = 24 саі;
[n_ ] = 80 кг/см2;
находим Ν_= 1 780 кг.
Дано:
Ν= 12 000 кг;
d = 18 см;
[п ]= 100 кг/см2;
находим 1= 3,4 At.
ц
_±_
/У_-18000 /гг £-3.52*
Л> 17800 £“4,4Л/
/V_=12000/f2 4=3.4*
Фиг. 7. Графики для расчета на продольный изгиб стержней круглого сечения
Пример расчета на продоль¬
ный изгиб стержня сплошного
сечения. Круглая стойка из Еоздушно-
сухой сосны диаметром 18 см нагружена силой
N_ = 8 000 кг. Длина стойки I = 3,6 м\ опира-
ние концов — шарнирное. Требуется проверить
стойку на продольный изгиб и определить до¬
пускаемую сжимающую силу.
Отношение расчетной длины стержня (в дан¬
ном случае равной его действительной длине)
к диаметру:
По графику фиг. 4 для -j = 20 находим:
<р = 0,44.
Напряжение:
п.
N.
F
8 000 · 4
3714 · 182
= 31,4 <100 . 0,44 =
= 44 кг/см2.
Наибольшая допускаемая сжимающая сила:
N m„= F [л_]?>= 3,144~ 182 · 100 · 0,44 = 11 200 кг.
4) Расчет на продольный изгиб стержней состав¬
ного сечения
а) Подбор сечения и поверка
напряжений
При расчете стержней составного сечения не¬
обходимо различать два возможных случая про¬
дольного изгиба:
1. Продольный изгиб относительно материаль¬
ной оси, проходящей через центры тяжести всех
отдельных сечений, составляющих стержень
(фиг. 10, а и б, ось X—х). Изгиб стержня
в этом случае происходит в направлении оси
У~У-
2. Продольный изгиб относительно оси, не
пересекающей центров тяжести всех отдельных
сечений (фиг. 10, а и б, ось у—у и фиг. 10, е,
оси X—X и у—у\.
28
В. П. СИНИЦЫН
Примеры пользования номограммой
Дано:
N = 16 000 кг;
I = 4,18 м;
[п_ ] = 100 хз/слі2;
находим h=19 см.
ЛЫ6000 кг /,= 4.18*
Дано:
h = 18 см;
I = 4,6 м;
[п ]= 70 кг/см2;
находим N = 8 600 кг.
AL= 8600^2 /.-4,6*
Дано:
N = 24 000 кг;
h = 22 см;
[п_] =100 кг/см2;
находим I = 4,6 слі.
#.**24000 кг £=4,6*
Фиг. 8. Графики для расчета на продольный изгиб стержней квадратного сечения
Для случая продольного изгиба относительно
материальной оси справедливы правила расчета,
данные выше для стержня сплошного сечения.
Величина критической силы зависит в этом слу¬
чае только от гибкости всего стержня относи¬
тельно оси X — Ху и в расчет вводится соответ¬
ствующее значение φχ.
Для случая продольного изгиба относительно
свободной оси критическая сила, воспринимае¬
мая стержнем составного сечения, как показали
опыты, всегда меньше критической силы для
сплошного стержня с теми же площадью попе¬
речного сечения и гибкостью.
Уменьшение критической силы, а следователь¬
но и допускаемой нагрузки происходит по сле¬
дующим причинам: 1) расчленение стержня на
отдельные, обычно соединенные не на всем их
протяжении элементы уменьшает его жесткость
на изгиб; 2) связи, соединяющие отдельные эле¬
менты, не вполне жестки (за исключением
клея).
Неизбежные практически эксцентриситеты
приложения силы и искривления оси стержня вы¬
зывают неравномерное распределение нагрузок,
приходящихся на каждый из элементов состав¬
ного стержня.
Величина критической силы в этом случае
зависит как от гибкости всего стержня в целом
относительно оси у — у, так и от гибкости от¬
дельных ветвей элемента, а также и от характера
связей.
Расчет составных стержней на продольный
изгиб относительно свободной оси производится
по ф-лам (3) или (4):
Ν_
-у < І>_] · Ψ
где ψ — коэфициент уменьшения допускаемого
напряжения при продольном изгибе, определяе¬
мый с учетом гибкости отдельных составляющих
элементов.
СЖАТИЕ
29
Примеры пользования номограммой
Дано:
(n_J =100 кг/сле2;
N=12 т;
Ъ = 18 СМ;
1 = 3,4 м;
находим h = 15 см.
Дано:
[п_] = 100 кг/слі2;
N = 10 τη;
h = 16 см;
l = 4,6 м;
находим 6 = 20 см.
Дано:
[п_]= 70 тсг/слс2;
Ν_= 14,5 τη;
h = 17 слі;
i = 3,2 лі;
находим 6 = 16 X
Дано:
[η_] = 100 кг I см2;
h = 10 см;
6=14 слі;
і= 2,6 м;
находим N = 6 600 кг.
Примечания: 1. Номограммы составлены для [п_] = 100 кг/слі2. в случае иных допускаемых напряже¬
ний ширину следует увеличить умножением на где [Л—] — допускаемое напряжение сжатия.
2. Если при расчетах величина 6 получится”меныне, чем h, то следует произвести.перерасчет с тем, чтобы
получить 6 > h или путем специальных мероприятий исключить продольный изгиб относительно оси X — X.
>4
-~к.
ΛΉ2 ОООА'г L =3 4
А/.-ЮОООКг £=46 м /Ѵ=!4500 кг і=Ъ.Ін А'_=6600А'г £ = Z,6>u
Фиг. 9. Графики для расчета на продольный изгиб стержней прямоугольного сечения
У
Фиг. 10. Поперечные сечения составных стержней
Для случая, представленного на фиг. 10, а
и в, при продольном изгибе относительно оси
У— у:
<Р = <РУ- Ψι·>
где φν—коэфициент, определяемый по гибкости &
всего стержня в целом;
φ1 — коэфициент, определяемый по гибкости
или отношению —■ отдельной ветви сечения;
Іу — расчетная длина всего стержня . при
продольном изгибе относительно оси у—у\
іу — радиус инерции всего сечения относи¬
тельно оси у — у\
го
в. п. СИНИЦЫН
Іг — расчетная длина отдельной ветви, при¬
нимаемая равной расстоянию между крайними
связями прокладок (болтами, гвоздями и т. д.);
г± — радиус инерции поперечного сечения
составляющего элемента относительно оси, па¬
раллельной оси у—у;
— размер поперечного сечения одного эле¬
мента, взятый в направлении, перпендикуляр¬
ном оси у—у.
Для облегчения расчета составных стержней
при определении величины радиуса инерции от¬
носительно оси у—у можно пользоваться табл. 15.
Р
Фиг. 11. График для определения силы сдвига при продольном
изгибе
При поверке напряжений в стержнях состав¬
ного сечения должно удовлетворяться следую¬
щее условие:
N_
тивном случае не будет удовлетворена основная
предпосылка о совместной работе элементов,
составляющих стержень.
Если сдвигающие усилия ничем не восприня¬
ты, то допускаемая нагрузка на стержень равна
только сумме нагрузок, воспринимаемых отдель¬
ными элементами, с длиною последних, равной
полной длине всего стержня.
При расчете на продольный изгиб стержня с
шарнирно закрепленными концами величина
сдвигающего усилия в швах составного попе¬
речного сечения на половине длины стержня
определяется по формуле:
Tih = к А [п„\ М_ _ ЛіѴ_ (9)
о Ксдв г [n_ ] \ q>y / F 9 Ѵ 7
где ксдв—коэфициент, учитывающий умень¬
шение жесткости (на изгиб) составного
сечения с увеличением числа элементов
(табл. 6);
S — статический момент части сечения,
сдвигающейся по рассматриваемому шву
относительно оси у — у\
z — расстояние наиболее удаленного во¬
локна от оси у — у;
[пи]
— отношение допускаемых напря¬
жений на изгиб и на сжатие, принимаемое
равным 1,1;
N_ — сжимающее усилие;
F — площадь сечения стержня;
<Ру — коэфициент уменьшения допус¬
каемого напряжения относительно оси
У — У·
Для стержней с иным закреплением
концов сдвигающее усилие, полученное по
указанной ф-ле (9), соответствует не по¬
ловине длины стержня, а некоторой опре¬
деленной ее части, равной половине рас¬
четной длины.
При значениях φ, близких к единице,
формула для TlJ2 дает величины, близкие
к нулю. Однако практически в стержнях
неизбежны вследствие искривлений, экс¬
центриситета приложения силы и других
факторов моменты, обусловливающие по¬
явление сдвигающих усилий. Поэтому в
таких случаях связи следует назначать
конструктивно, сообразуясь со степенью
, гибкости ветвей, их количеством и возмож¬
ностью неравномерного распределения уси¬
лий по сечению. Для практического при¬
менения ф-лу (9), определяющую величину
сдвигающего усилия, удобно представить
в виде:
-*/2_
= βΝ,
(10)
где
β i. . 5 . ίηη) (_J Λ
Ρ ксд° г-F [n_]U« 1)
причем за <pmIn принимается наименьшее из зна¬
чений <рх и φ = φν · φγ в случае сечения по фиг. 10,
а и б или ψ = ψχ · <р2 и φ = <ру · φχ в случае се¬
чения по фиг. 10, в.
б) Расчет связей на сдвигающие
усилия
При изгибе стержней составного сечения в
швах между элементами составного стержня
появляются сдвигающие усилия,
которые должны быть учтены и полностью вос¬
приняты соответствующими связями, в про¬
Величина β является функцией коэфициента
продольного изгиба φ и соотношения размеров
поперечного сечения стержня — количества до¬
сок элементов, составляющих стержень, их тол¬
щины и расстояний между ними. Для определе¬
ния величины β можно пользоваться графи¬
ками фиг. 11, 12 и 13.
Характер распределения сдвигающих напря¬
жений по длине стержня легко установить,
если принять, что продольный изгиб стержня
происходит (в первой стадии) по синусоидаль¬
ной кривой. В этом случае сдвигающие напряже-
0,90
0.30 0.40 0.50 0,60 0,70 0.80 0,90 1.00 if
Фиг. 12. График для определения силы сдвига при продольном
ивгибе
Р
Фиг. 13. Графин* для определения силы сдвига при
продольном изгибе
32
В. П. СИНИЦЫН
ния распределяются по косинусоиде, и эпюра
сдвигающих напряжений будет иметь вид, пред¬
ставленный на фиг. 14,а. Для упрощения рас¬
чета ТУ и Н заменяют эту эпюру прямоуголь¬
ной (фиг. 14,6), считая, что сдвигающие усилия
распределяются равномерно по всей длине стер¬
жня. Исходя из этого предположения, проклад¬
ки и связи необходимо распределять равномерно
по всей длине.
При определении расстояния между проклад¬
ками следует по возможности стремиться к рав-
нопрочности стержня на продольный изгиб
относительно осей х—х и у—у, определяя длину
отдельной ветви Іх из условия равенства:
<Рі ■
<Рх
кладке ставить такое же количество нагелей,
гвоздей, шпонок и т. д., как и в остальных
прокладках. Опыты показали, что если сред¬
няя прокладка не имеет достаточного числа свя¬
зей, то продольный изгиб может произойти по
S-образной кривой с заметным уменьшением
величины крити¬
ческой нагрузки.
в) Примеры ра¬
счета состав-
ныхстержней
Пример 1. Тре¬
буется рассчитать
на продольный из¬
гиб элемент верх-
Если допускаемое напряжение на продольный
изгиб относительно оси х—х не использовано
полностью, то для определения расстояния меж-
.ду прокладками достаточно соблюдения условия:
к
Ψι~
где к — коэфициент использования сечения,
определяемый по формуле:
к ~ ТО ~ МпГі'
Связи, соединяющие элементы составного стер¬
жня и прокладки в одно целое, должны быть
плотными и по возможности жесткими. Обычно
прокладки присоединяются гвоздями, нагелями и
другими плотными соединениями (возможно при¬
менение клея, зубчато-кольцевых
шпонок и т. п.).
Узловые соединения, служащие
.для прикрепления стержней фер¬
мы. в расчет на сдвигающие уси¬
лия не вводятся, так как они
3 к ап юнко аМ 6
\болт ф 25 мм
Зубчато-кольцеЬая шпонка
С/-16 ; болт ф 25 мм
* I
Фиг. 14. Эпюры сдви- /#
гающих усилий при у
продольном изгибе Фиг. 15. К примеру расчета
него пояса стропильной фермы длиною I = 2,90м.
Дано: усилие 7Ѵ_ = 22 500 кг; поперечное сече¬
ние состоит из четырех досок 20 х 5 см с рас¬
стоянием между ними 5 см (фиг. 15).
Гибкость относительно оси х—х:
1 ^12 14 5·
T~~W~
<РХ = 0,65.
Радиус инерции от¬
носительно оси у—у
по табл. 3:
гу= 11,27 см;
гибкость относитель¬
но оси у — у:
h 290 _ -
КГ - ТШ ~
<Ру = 0,82.
Коэфициент использования сечения:
N 22 500
F[n_]
20 · 5 · 100
= 0,56 <0,65.
Фиг. 16. К примеру расчета
обычно полностью нагружены основными усили¬
ями, действующими в элементах фермы, и допол¬
нительной нагрузки от сдвигающих усилий при
продольном изгибе воспринять не могут.
Прокладка, стоящая в середине длины стер¬
жня, также не воспринимает сдвигающих усилий,
так как в этом месте последние равны нулю;
поэтому поставленные на ней связи в расчет на
«сдвиг вводить не следует. Однако из конструк¬
тивных соображений необходимо в средней про¬
Ввиду того что напряжение относи¬
тельно оси X — X на продольный изгиб
полностью не использовано, находим ив
условия:
Ъ = = 0-683·
По графику фиг. 4 при <рг = 0,683 находим
^ 13; при кг = 5 см расстояние между про¬
кладками Іх — 13-5 = 65 см. Ставим прокладки
через 62,5 см.
СЖАТИЕ
33
Сдвиг в стержне при продольном изгибе воз¬
можен по швам I—I и II—ІІ\ для шва 1—і
имеем по графику фиг. 13:
тіг =β Ν- = 0,06 · 22 500 = 1 350 кг;
для шва II—II имеем по тому же графику:
Г*2 = 0,08-22 500 = 1 800 кг.
Число рабочих прокладок на половине длины
стержня равно двум, так как прокладку в сере¬
дине стержня в расчет не вводим (фиг. 16).
На каждую прокладку действует максимальное
сдвигающее усилие:
т = Ц“® = 900 кг,
для воспринятыя которого ставим зубчато-коль¬
цевую шпонку.
Проверяем напряжение в опасном сечении
стержня:
Ψχ = 0,65; <ру = 0,82;
І1 ^ 625 = 12,5;
hi 5 ' *
φ1 = 0,70; φ = q>y · <рг = 0,82 · 0,7 = 0,57.
Следовательно <pmin = 0,57;
N_ _ 22 500
F
400
= 56 < 100 · 0,57 = 57 кг/см2.
%,
φ1 = o,65,
_k_ _ 0,463 = 0,713;
φ 0,65
соответствующая гибкость:
отсюда требуемое
— ~ 40,
ту
320
40
= 8 см.
по г
Для сечения из трех элементов при b = 5 см
по табл. 2 находим гу = 8,29 см.
Тогда действительная гиб¬
кость (относительно оси
У —у)·
^ 320 оо η
ΐς = ‘8,29 = 38·7
и
<РУ = 0,725.
Величину сдвигающего
усилия в швах сечения на¬
ходим по графику фиг. 12:
β= 0,12
и
TlJ2 βΝ = 0,12 - 12 500 =
= 1500 кг.
*· 390
с. л у
3200;—
С Л *7
Г4Т
ч
Л
D4/
•"Р оУи
04/ ■
04/
♦р—390—■"
'ИИ !
! ВВ!
• 1 i —- 1—
:
І! L_
СП7
іг~tz
ГП7
"1
ОУ/
оу/
о о/
<-.-===-1 1- =—1 L~^
Фиг. 17. К примеру гасчета
Фиг. 18. К примеру рас¬
чета
Пример 2. Требуется сконструировать из до¬
сок сжатый стержень длиною 3,20 м, нагружен¬
ный силой Ν— = 12 500 кг. Опирание концов—
шарнирное, материал — воздушно-сухая сосна
марки, соответствующей классу сооружения.
Задаемся шириной отдельной доски b = 18 см,
тогда
1 _ 320 _ 17 8
ΊΓ Ϊ8 17’8
<Рх = 0,57.
Необходимая площадь сечения определится
из уравнения:
ІѴ_ 12 500
F =
[η_] φ 100 · 0,57
220 см2.
Проектируем сечение из трех досок 18 X 5 см
с площадью F = 3 · 18 · 5 = 270 см2.
Коэфициент использования сечения:
к =
12 500
F [п J 270 · 100
= 0,463 < 0,57.
Задаемся ориентировочно длиной отдельной
ветви =70 см, тогда
І1 = 1° = 14
hi 5
Прокладки ставим на гвоздях 0 5 мм\ гвозди
должны проходить через первую доску, прокладку
и входить в среднюю доску на длину не менее
Необходимая длина гвоздя Ігв = 50 + 50 +
+ 2*2+31 + 8 = 143 мм, ставим гвоздь 0
5,0, длиною 150 мм.
Т„ = 76 кг.
Необходимое число срезов на половине длины
стержня в каждом шве равно:
j*l/2
m = = Чг ~ 20 срезов.;
так как рабочих прокладок на половине длины
две, то в каждую прокладку вабиваем по 12 гвоз¬
дей с каждой стороны. Конструкция стержня
и разбивка гвоздей в прокладках даны на фиг.
17 и 18.
Действительная длина отдельной ветви Іх
(измеряемая между крайними рядами гвоздей)
равна:
h = 320-2 - 7,5 - 4 - 24_ = 69>7 Cjlt β 70 «ш.
Действительная гибкость отдельной ветви:
Деревянные конструкции
3
в. П. СИНИЦЫН
34
φ1 = 0,66.
Проверяем напряжения на продольный изгиб:
φχ = 0,57; ψ = <ру · φ1 = 0,725 - 0,66 = 0,48,
следовательно <ршіп = 0,48 и
N 12 500
= -jP= "2^ο— = 46,3 < 100 · 0,48 = 48 кг/см2.
5) Расчет стержней, опертых в промежуточных
точках
При наличии промежуточных закреплений стер-
жня за расчетную длину на продольный изгиб
следует принимать расстояние между осями
закреплений. В промежуточных опорах стержня
возможно появление при этом опорных реакций,
которые необходимо учесть при конструирова¬
нии закреплений.
Ввиду того что направление опорной реакции
неизвестно, закрепление необходимо осуществить
с двух сторон. За величину опорной реакции
можно принимать 4—2% от наибольшего из уси¬
лий, действующих в смежных с опорой панелях
стержня х.
В ряде конструкций приходится встречаться
со случаем, когда сжатые стержни кроме закреп¬
лений на концах имеют дополнительные закреп¬
ления— опоры в пролете. Примером может слу¬
жить сжатая стойка, проходящая через несколь-
Фиг. 19. Закрепление
прогонов
в) Расчет стержней с переменным моментом
инерции
Стержни с непрерывно меняющимся по длине
моментом инерции встречаются в деревянных
конструкциях довольно часто. Критическую си¬
лу, воспринимаемую таким стержнем при про¬
дольном изгибе, можно определить по формуле:
л%Е μΐ т„-
дт шах
1Укр — 12
л2ЕІ
расч
(И)
Влияние изменения I учитывается тем, что
в расчетную формулу на продольный изгиб
вместо действительного момента инерции подстав¬
ляется приведенный расчетный момент инерции:
^ расч = А^тах*
но этажей и закрепленная в ме¬
стах ее примыкания к между -
Форма стержня
1χ = 2F (0,5·7ι#)*
μ = 0,20 + 0,80
= 0,34+ 0,66
μ= 0,61 + 0,39
h
^max
Іо
^max
Фиг. 20. Значения коэфи-
циентов приведения для
стержней с переменным
моментом инерции
Р
этажным перекрытиям. Верхний сжатый пояс
стропильной фермы также проходит через не¬
сколько панелей и закреплен в узловых точках.
Закрепление от продольного изгиба в плоскости
фермы обеспечивается самой конструкцией фер¬
мы; закрепление же от изгиба из плоскости фер¬
мы следует учесть при постановке прогонов.
Пример такого закрепления дан на фиг. 19.
Величина коэфициента приведения зависит
как от величины концевых моментов инерции,
так и от формы стержня. Для стержней с перемен¬
ным I значения коэфициента μ приведены на
фиг. 20 и могут определяться пи графику фиг. 21. 11 Berechnungs und Entwurfsgrundlagen fur Bautei-
le aus Holz im Hochbau DIN E 1052, Bauingenieur 1931,
вып. 52.
СЖАТИЕ
35
Здесь даны формулы для двух стержней с пря¬
молинейными поясами и одного симметричного
стержня с поясами, изогнутыми по параболе.
Стержни рассматривались как сплошные, но с
допущением, что момент инерции Іх достаточно
точно выражается в виде:
Ix=2F(0,5hx)\
где F — площадь сечения одного пояса;
hx — расстояние между поясами в любой точке
стержня.
3. Расчет элементов, работающих на сжа¬
тие с изгибом
Расчет стоек, нагруженных эксцентрично нор¬
мальной силой или одновременно нормальной
силой и изгибающим моментом, производится
по формуле:
N_
1 расч
· +
М
Wn
Г П_]
\пА
<[*-], (12)
где N— — расчетное сжимающее усилие в стер¬
жне;
Fpac4— расчетная площадь сечения;
Wнетто — момент сопротивления нетто для оси,
относительно которой происходит поперечный
изгиб;
М — изгибающий момент, равный в случае
эксцентричного воздействия нормальной силы
М = Ne,
где е — эксцентриситет;
φ — коэфициент уменьшения допускаемого на¬
пряжения при продольном изгибе.
Пример. Проверить напряжение в стойке
каркасного здания из полусухой ели марки,
соответствующей классу сооружения. Высота
стойки 5,0 м, поперечное сечение 8 X 20 см.
Стойка нагружена осевой силой ІѴ_ = 2 500 кг
и поперечной горизонтальной ветровой нагруз¬
кой q = 60 кг/м (фиг. 22). Продольный изгиб
стойки относительно оси у—у невозможен ввиду
наличия обшивки.
Расчетное напряжение в стойке;
2 500 18 800
- 160 . 0,4 533
= 71 <81,0 кг/см*,
где 81,0 = 100 · 0,9 · 0,9 — допускаемое напря¬
жение для полусухой ели.
4. Расчет арок и сводов
Теоретические исследования показали, что кри¬
тическая сила для сжатого арочниго (или свод¬
чатого) криволинейного стержня зависит от
формы стержня, закрепления его концов и вели¬
чины центрального угла арки. При сжатии,
возникающем от равномерно распределенной по
всему пролету нагрузки, критическую силу
можно определять по формуле:
Νκρ =
π*ΕΙ
(Λββ)2
л2ЕІ
расч
(13)
где ка — коэфициент приведения к расчетной
длине, зависящий от формы арки, условий ее
опирания, количества шарниров и величины
центрального угла арки;
5 — длина дуги арки (фиг. 23).
Число шарниров
α°
Два
Три
15°
0,562
0,722
30°
0,568
0,730
40°
0,574
0,738
50°
0,582
0,748
60°
0,594
0,764
70°
0,606
0,719
80°
0,625
0,804
90°
0,647
0,832
Фиг.
23. Значения
коэфи-
циенюв к
Фиг. 22. К примеру расчета
По графику фиг. 4 для — = = 25 нахо¬
дим:
φ = 0,4.
Расчетный изгибающий момент в балке на двух
опорах с равномерно распределенной нагрузкой:
л ж 60 · 52 .00
М = = —8— = 188 Кгм.
Площадь сечения стойки Я х 20 см, F = 160
см2, момент сопротивления W = 533 см*.
Таким образом криво линейность стержня учи¬
тывается тем, что в расчетные формулы продоль¬
ного изгиба прямолинейных стержней вводится
расчетная длина стержня:
^ расч = s * к а·
Теоретические исследования дают следующие
значения ка:
для двухшарнирной арки (свода):
К =
0,5л
для трехшарнирной арки (свода):
К
0,65π
где а — половина центрального угла арки. Учи¬
тывая необходимость повышения коэфициента
надежности для криволинейных стержней, ТУ
и Н приводят несколько увеличенные величины
коэфициентов приведения для определения сво¬
бодной длины арок и сводов, а именно;
для двухшарнирной арки:
7 0,56π
3*
36
В. Я. СИНИЦЫН
для трехшарнирной арки:
*.=
0.72я
і/~~2 2
ря — а
Фиг. 23 дает значения для различных типов
арок в зависимости от величины центрального
угла.
Если кроме нормальных сил в арке (своде)
действуют изгибающие моменты, например от
одностороннего загружения, то поверка напря¬
жений может производиться по ф-ле (12) для слож¬
ного сопротивления, причем в опасном сечении
должно быть удовлетворено условие:
Ν_ М [п_]
РнеттоФ ^нетто [пи] ^ ^ ^
Для двух- и трехшарнирных арок опасными
в отношении продольного изгиба являются се¬
чения, расположенные примерно в первой и по¬
следней четвертях длины арки.
Для арок (сводов) составного сечения коэ-
фициент уменьшения напряжения при продоль¬
ном изгибе должен определяться с учетом гиб¬
кости отдельных составляющих элементов точно
так же, как и для соответствующих прямолиней¬
ных стержней составного сечения.
Сдвигающее усилие продольного изгиба в швах
арки (свода) составного сечения определяется
по обычной формуле:
Т =
If _!?.
Ксд* г\п_]
*)
N_
F
и может быть принято действующим на протя¬
жении приблизительно Ѵ4 длины s арки.
Все обозначения имеют здесь тот же смысл,
что и в ф-ле (9) для прямолинейного стержня.
Вычисленное сдвигающее усилие должно быть
воспринято соответствующими связями.
Кроме поверки устойчивости арок в плоскости
их кривизны должна быть произведена поверка
на продольный изгиб из плоскости арки. В этом
случае расчетная длина принимается равной
расстоянию между точками прикрепления жест¬
ких поперечных связей.
Таблицы радиусов инѳртши сечений, состоящих из раз¬
ного числа досок
Общая формула, выражающая величину радиуса
инерции ти = для случая, когда сечение состав¬
лено из пластинок равной толщины а и удаленных одна
от другой на расстояние Ь, приводится к виду:
г« = Y j| + К(а+ЬЯ
где К — коэфициент, зависящий от числа пластинок,
входящих в состав сечения, именно:
для сечения, состоящего из одной доски
» » »
» » »
» » »
» » »
» » >
» двух досок
* трех »
ь четырех »
ь ПЯТИ Ь
» шести »
.К = 6
. К-: 1/4
. К = 2/з
. К = 11/4
. К = 2
тс - 8’75
-К-~Г
3
δ
в
хз
о
м
а
В
BL
5*
Ф
V
©_ іа ©
\
оГсОСо'ф «ΨΛΦΝ
Q0OOH
гЧ f—1
со ^ ю
HrirtH
•°\
\
ОО ^ О N О -ί1 ОО
tvC^CO^©^ ООтНЩН
ео оо со 00
t» еэ оо со
Фдалн
© φ © ©
00 Оі Оі О» ВООи
Н W ^ со СО СО іЛ ю
ГІПНН Н |Н Н н
ф
ОО Ф — Ь» ф —i і П Оі
СМ © 00 О СО СО I—1 со
■Ф 05 Ф о
03 г-со ©
© —1 со
Φ © Lf? І-Н
оо*оо"оо оі οΓσΓοο
т-Гі-Г еГеі
HrtHH
со φΓφΓιη“
гН гН І-Н і-Н
ео
ао © —1 оо щисоо
00 і-Н СО СМ
if? О CD —)
t» со oo -φ
г-- со © ©
© © о ©
Ь·“ СО 00 00 00 ОІ Оі о
і-Н
rl И гч ri
см' со" ф' Ф~
І-Н і-Н і—( г-н
гѵі
OS Л N 00
o^iROt^o ео со г-ι г-
ONN eo
e^ оо ео оі
© © г-н 00
Φ О © r-^
е-Г с-' с-“ ао~ оо' оо" οι оі
©“ ©' -Г і-Г
смсо'со'фГ
г-н 1—( г—ι І-Н
© © см © © ео ^ ем
ЬОМЮ 00 г^ со СМ
ОО СО Оі іП
СО JO Ф
ΓΗΝΦΟ
О © гН ь-
cor-t^o г-' оо осі оі
о» о“ о“ <—Г
Нггт-І
см“ оі со со
О
σ? © er © φ © φ
N.eooo co_ co_ —_ N
© if? Ь-
еі^со Φ ©
со © © со
© — © ea
со со со е» г-' t>T оо~ ао'
зГогГ ^“©
г-ч І-Н
i—“ еі см“ со*
нінн-н
©
Ососоо t— © © ©
00 О Уі СО О0_ —_ см
— со ©
ао со_ ©_ Ф_
® см © СО'
tfi «о СО со" со“ t-' t-' 00
оо“ Оі Оі о“
і-Н
— і-Геіеі
ОО
ΟΝ'ΐΗ ΟΟ CO —11>.
С If? 00 —4 СО CD е-1 t-—
СО © «О 03
СО 00 -ф о
© © см ©
© — см
© ©' ifitD ©'©'оГс-'
оо оо © о
©“ -Г І-Н сі*
I—1 І-Н I—( I—(
О N Λ OJ о N M Оі
OO^O^CO^CD 05 — ι— см
»л г-ι ао φ
ОО ф 05^if?
—1 СО © S4
I— CD 03 оо
φ © ©' ксГ «Гео со* е-'
00 00 ©
о о -Г-Г
І-Н І-Н г-4 тН
®
—i оо ео со *-> оз © -н
«ЮОО^-н ф СО со оо
Ф О t--
СО © if? О
Ф -Н © -Э
СО 71 Г- СО
Φ Φ Ф* i<i © © © CD
e-Tt^Too“©
озсо'гн
NOiNin ΝΟΚΜ
00 О СО СО 03 N h- СО
о Г- Φ —(
©_ о «о
00 © см о
ρ·.Ν.Μ.®
©
eo ф' ф“ ф' -Фюосо“
со' |>Г оо“ оо“
©“ Оі ©' ©“
г-н гН
©
r^ireo© оо со ^ os
If? 00 —· - со If? о
СО СО О 00
CD N ООП
© ез © г»
ОЭ_© о ©
ф
со“ со“ V ф“ ф' ф' ©“ со'
со е- оо
ао σΐ с“ о'
ео —· оо со ф со 05 со
ео со оо —_ ф^ см оо
СО О г *
ОЮгі
ем © t>- φ
t^CM^OO φ
ф
сосо'со'ф -ф -Ф ю lo'
со' О·' C-' оо
00 © © о
©
© СО Ф СМ г-1 05 -о Ό
О ГО С0_05 N+OO
© tN. Ф
(ΜΝΠ©
5 о © S
со
со со“ со“ со“ Ф Ф © «о
со со еі е·
00 © © О
со
Ф СМ О 05 Мй'мл
00 ^ Ф СО 05 СМ ОТ СО
со φ — ©
© Ю І-Н СО
СО ф —ч <31
СМ^ОО^Ф^©
см" со“ со“ СО СО ф' Ф -і
іо © еіе-
со со“ ©' аГ
іг
О ОО І> ѵО СО 03 05 СО
СО 30 , ΝΟΛΗ
Ф —1 оо со
N СО ОО ф
Ф г-ч © ©
ci
ei csT ео“ со“ со ф ф ©
ю со со оГ
00 00 © ©
о
о 05 СО Ό
со со 05 см іл ео 05
—1 00 со со
ІГЗ О со с?з
і-Н © © ф
ос со_©_©
csT csf ОІ «О со“ со“ -ф“ Ф
ЮФСОЕ»
t» СО 00 ©
05 00 ιΟ -Φ СО —<00
00— -#Ν О СО 05 Φ
© СО і-Н ©
Г>. ф о
СО 03 © І-Н
«-Γ οΓ ei ci со“ со' ф“
ю кгГсо'аі
ьГеГ'оо аГ
о
TfCONH © 05 СО -Φ
•Ф^С^СО СО 00 ФО
еэ © е- ш
© см г- со
ео — оо ©
© © о ©
т-Гі-Г см“ сі сі еГ .С -Ф
•ф" іа іа <о
©“ 1>Г 00 осГ
у
if? © Ю О 10^0 ©_©
©_©_©_©_
® ©.®я
еіеосо“·^*" -ф“»л©“ьГ
00 © ©' т-4
см' со' ф' ©*
ПННН
/ а
В таблицах все размеры даны в сантиметрах,
Таблиц а 2
Течение из трех досок тллпптеЛ л
0
1
2
2.5
3
3,5
4
4,5
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
а
2,5
2,16
2,96
3,74
4,15
4,55
4,95
5,36
5,76
6,17
6,98
7,79
8,60
9,42
10,23
11,05
11.86
12,68
13,4')
14,31
2
3
2,64
3,38
4.17
4,57
4,97
5,38
5,78
6,18
6,59
7,40
8,21
9,02
9,84
10,65
11,46
12,28
13,09
13,91
14,72
3
3,5
3,03
3,81
4,60
5,00
5 40
5,80
6,21
6,61
7,01
7,82
8,63
9,44
10,26
' 11,0?
11,88
12,70
13,51
14,32
15,14
3,5
4
3,46
4,24
5,03
5,43
5,81
6,-3
6,63
7,04
7,44
8,23
9,06
9,87
10,68
11,49
12,30
13,11
13,93
14,74
15,56
4
4,5
3,90
4,67
5,46
5,86
6,26
6,66
7,06
7,46
7,86
8,67
9,48
10,29
11,10
11 91
12,72
13,53
14,35
15,16
15,97
4,5
5
4,33
5,11
5,89
6,29
6,t9
7,09
7,49
7,89
8,29
9,10
9,90
10,71
11,52
12,33
13,14
13,96
14,77
15,58
16,39
5
6
5,20
5,97
6,76
7,15
7,55
7,95
8,35
8,75
9,15
9,95
10,75
11,5о
12,37
13,18
13,99
14,80
15,61
16,42
17,23
6
7
6,06
6,84
7,62
8,02
8,41
6,81
9,21
9,60
10,00
10,81
11,61
12,41
13,22
14,03
14,84
15,64
16,45
17,26
18,08
7
8
6,93
7,70
8,49
8,88
9,27
9,67
10,07
10,46
10,86
11,66
12,46
13,27
14,07
14,88
15,68
16,49
17,30
18,11
18, 2
8
9
7,79
8,57
9,35
9,74
10,14
10,53
10 93
11,32
11,72
12,52
13,32
14,12
14,92
15,73
16,54
17,34
18,15
18,96
19,77
9
10
8,66
9,43
10,21
10,61
11,00
11,39
11,78
12,19
12,58
13,38
14,18
14,98
15,77
16,58
17,39
18,19
19,00
19,81
20,62
10
11
9,53
10,30
11,08
11,47
11,46
12,26
12,65
13,05
13,44
14,24
15,04
15,83
16,64
17,44
18,24
19,05
19,85
20,66
21,46
И
12
10,39
11,17
11,94
12,34
12,73
13,12
13,52
13,91
14,31
15,10
15,90
16,69
17,49
18,29
19.10
19,90
20,70
21,51
22,32
12
13
11,26
12,03
12,81
13,20
13,59
13,99
14,38
14,77
15,17
15,96
16,76
17,55
18,35
19,15
19,95
20,75
•Л ,56
22,36
23,17
13
14
12,12
12,90
13,67
14,07
14,46
14,85
15,24
15.64
16,03
16,82
17,64
18,41
19,21
20,01
20,81
21,61
22,41
23,22
24,02
14
15
12,99
13,76
14,54
14,93
1
15,71
16,11
16,50
16,90
17,68
18,43
19,27
20,07
20,87
21,67
22,47
23,27
24,07
24,87
15
Щ
I
Таблица 3
Сечение из четырех досок толщин off а
0
1
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
1
I ь
2,5
У,89
3,98
5,08
5,64
6,19
6,75
7,30
7,86
8,42
9,53
10,65
11,76
12,88
13,99
15,11
16,23
17,34
18,46
19,58
2
3
3,46
4,56
5,66
6,21
6,76
7,32
7,87
8,43
8,99
10,10
11,21
12,33
13,44
14,56
15,68
16,79
17,91
19,03
20,14
а
3,5
4,04
5,13
6,23
6,78
7,34
7,89
8,45
9,00
9,56
10,67
11,78
12,90
14,0L
15,13
16,24
17,36
18,48
19,59
20,71
3,5
4
4,62
5,71
6,81
7,36
7,91
8,46
9,02
9,57
10,13
11,24
12,Ь5
13,47
14,58
15,69
16,81
17,93
19,04
20,16
21,27
4
4,5
5,20
6,29
7,38
7,93
8,49
9,04
9,59
10,15
10,70
11,81
12,92
14,<4
15,15
16,26
17,38
18,49
19,61
20,72
21,84
4,5
5
5,77
6,86
7,96
8,51
9,06
9,61
10,17
10,72
11,27
12,38
13,49
14,61
15,72
16,83
17,95
19,06
20,18
21,29
22,41
5
6
6,93
8,02
9,11
9,66
10,21
10,76
11,31
11, S7
12,42
.3,53
14,64
15,75
16,86
17,97
19,09
20,20
21,38
22,43
23,54
6
7
8,08
9,17
10,26
10,81
11,36
11,91
12,46
13,02
13,57
14,67
15,78
16,89
18,00
19,11
20,23
21,34
22,45
23,57
24,68
7
8
9,‘?4
10,32
11,42
11,96
12,51
13,06
13,61
14,16
14,72
15,82
16,93
18,01
19,15
20,26
21,37
22,48
23,59
24,70
25,82
8
Ѳ
10,39
11,48
12,57
13,12
13,67
14,21
14,76
15,32
15,87
іи, 97
18,1-8
19,18
20,29
21,40
22.51
23,62
24,73
25,85
26,96
9
10
11,55
12,63
13,72
14,27
14,82
15,37
35,92
16 47
16,02
18,12
19,22
20,33
21,44
22,55
23,66
24,77
25,88
26,99
28,10
10
И
12,70
13,79
14,88
15,42
15,97
16,52
17,07
17,62
18,17
19,27
20,37
21,48
22,59
23,69
24,80
25,91
27,02
28,13
29,24
11
12
13,86
14,94
16,03
16,58
17,12
17,67
18,22
18,77
19,32
20,42
21,52
22,63
23,73
24,84
25,95
27,08
28,16
29,27
30,39
12
13
15,01
16,10
17,19
17,73
18,28
18,83
19,37
,9,92
20,47
21,57
22,67
23,78
24,88
25,99
27,09
28,20
29,31
30,42
31,53
13
14
16,17
17,25
18,34
18,88
19,43
19,98
20,53
21,07
21,62
22,72
23,-2
24,93
26,03
27,14
28,24
29,35
30,46
31,56
32,67
14
15
17,32
18,40
19,49
20,04
20,59
21,13
21,68
22,23
22,78
23,87
24,97
26,08
27,18
28,28
29,39
30,50
81,60
32,71
33,82
15
Таблица 4
Сечение из пяти досок толщипой а
0
1
2
2,5
8
3,5
4
4,5
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
2,5
3,61
5,00
6,40
7,11
7,81
8,52
9,22
9,93
10,63
12,04
13,45
14,87
16,28
17,69
19,11
20,52
21,93
23,35
24,76
2,5
3
4,33
5,72
7,12
7,83
8,53
9,23
9,94
10,64
11,35
12,76
14,17
15,58
16,99
18,41
19, S2
21,23
22,64
24,06
25,47
3
3,5
5,05
6,44
7,84
8,55
9,25
9,95
10,66
11,36
12,06
13,47
14,88
16,29
17,71
19,12
20,53
21,94
23,36
24,77
26,18
3,5
4
5,77
7,16
8,56
9,26
9,97
10,67
11,37
12,08
12,78
14,19
15,60
17,01
18,42
19,85
21,24
22,66
24,07
25,48
26,89
4
4,5
6,50
7,89
9,28
9,98
10,69
11,39
12,09
12,79
13,50
14,91
16,32
17,73
19,14
20,55
21,96
23,37
24,78
26,20
27,61
4,5
5
7,22
8,61
10,00
10,70
11,41
12,11
12,81
13,51
14,25
15,62
17,03
18,44
19,85
21,26
22,67
24,08
25,50
26,91
28,32
5
6
8,66
10,05
11,45
12,14
12,85
13,55
14,25
14,95
15,65
17,06
18,47
19,88
21,28
22,69
24,10
25,51
26,93
28,34
29,75
6
7
10,10
11,49
12,89
13,59
і4,29
14,99
15,69
16,39
17,09
18,50
19,90
21,31
22,72
24,13
25,54
26,95
28,36
29,77
31,18
7
8
11,55
12,94
14,33
15,03
15,73
16,43
17,13
17,83
18,53
19,93
21,34
22,74
24,15
25,56
26,97
28,38
29,79
31,20
32,61
8
9
12,99
14,38
15,77
16,47
17,18
17,87
18,57
19,27
19,97
21,37
22,78
24,18
25,59
27,00
28,40
29,81
31,22
32,63
34,04
9
10
14,43
15,82
17,21
17,91
18,61
19,31
20,01
20,71
21,41
22,81
24,21
25,62
27,02
28,43
29,84
31,25
32,65
34,06
35,47
10
11
15,88
17,26
18,66
19,35
20,05
20,75
21,45
22,15
22,85
24,25
25,65
27,06
28,46
29,87
31,27
32,68
34,09
35,50
36,91
11
12
17,32
18,71
^0,10
20,80
21,49
22,19
22,89
23,59
24,29
25,69
27,09
28,50
29,90
31,30
32,71
34,12
35,52
36,93
38,34
12
13
18,76
20,15
21,54
22,24
22,94
23,63
24,33
25,03
25,73
27,13
28,53
29,93
31,34
32,74
34,15
35,55
36,96
38,37
39,78
13
14
20,21
21,59
22,99
23,68
24,38
25,08
25,77
26,47
27,17
28,57
29,97
31,37
32,78
34,18
35,59
36,99
38,40
39,80
41,21
14
15
21,65
23,04
24,43
25,12
25,82
26,52
27,22
27,92
28,61
30,01
31,41
32,81
34,22
35,52
87,02
38,43
39,83
41,24
42,65
15
Ьэ
ili
S'
i i i
1
Сечение из шести досок толщипой а
Таблица 5
0
1
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
2,5
4,33
6,02
7,72
8,57
9,42
10,27
11,12
11,98
12,83
14,53
16,24
17,95
19,65
21,86
23,07
24,77
26,48
28,19
29,90
2,5
3
5,20
6,89
8,58
9,43
10,29
11,13
11,99
12,84
13,69
15,40
17,10
18,81
20,51
22,22
23,92
25,63
27,34
29,05
30,75
3
3,5
6,06
7,75
9,45
10,30
11,15
12,00
12,85
13,70
14,55
16,26
17,96
19,67
21,37
23,08
24,78
26,49
28,20
29,90
31,61
3,5
4
6,93
8,62
10,31
11,16
12,01
12,86
13,71
14,56
15,41
17,12
18,82
20,53
22,28
23,94
25,64
27,35
29,06
30,76
32,47
4
4,5
7,79
9,48
11,18
12,03
12,87
13,72
14,57
15,43
16,28
17,93
19,68
21,39
23,09
24,80
26,50
28,21
29,92
31,62
33,33
4,5
5
8,66
10,35
12,04
12,89
13,74
14,59
15,44
16,29
17.14
18,84
20,54
22,25
23,95
25,66
27,36
29,07
30,77
32,48
34,19
5
6
10,39
12,08
13,77
14,62
15,47
16,32
17,17
18,02
18,87
20,57
22,27
23,97
25,68
27,38
29,08
30,79
32,49
34,20
35,91
6
7
12,12
13,81
15,50
16,35
17,20
18,05
18,89
19,74
20,59
22,29
23,99
25,70
27,40
29,10
30,81
32,51
34,22
35,9.2
37,63
7
8
13,86
15,54
17,23
18,08
18,93
19,78
20,62
21,47
22,32
24,02
25,72
27,42
29,12
30,83
32,53
34,23
35,94
37,64
39,35
8
9
15,59
17,27
18,96
19,81
20,66
21,51
22,35
23,20
24,05
25,75
27,45
29,15
30,85
32,55
34,26
35,56
37,66
39,37
41,07
9
10
17,32
19,01
20,70
21,54
22,39
23,24
24,08
24,93
25,78
27,43
29,18
30,88
32,58
34,28
35,98
37,68
39,39
41,09
42,79
10
11
19,05
20,74
22,43
23,27
24,12
24,97
25,81
26,66
27,51
29,21
30,90
32,60
34,30
36,00
37,71
39,41
41,11
42,81
44,52
11
12
20,78
22,47
24,16
25,00
25,85
26,70
27,54
28,39
29,24
30,94
32,63
34,33
36,03
37,73
39,43
41,13
42,84
44,54
46,24
12
13
23,52
24,20
25,82
26,74
27,58
28,43
29,27
30,12
30,97
32,66
34,36
36,06
37,76
39,46
41,16
42,86
44,56
46,26
47,97
13
14
24,26
25,93
27,62
28,47
29,31
30,16
31,01
31,85
32.70
! 34,39
36,09
37,79
39,49
41,18
' 42,89
44,59
1 46,29
47,99
49,69
14
15
25,98
27,67
29,35
30,20
31,04
31,89
32,74
33,58
34,43
ί 36,12
37,82
39,5 ί
41,22
i 42,91
, 44,61
! 46,31
i 4S,01
49,72
61,42
16
. СИНИЦЫН
ПОПЕРЕЧНЫЙ ИЗГИБ
39
Сечение из одной доски толщиной а
.
Ти
a
ru
a
ru
a
ru
a
ru
2,5
0,72
6
1,73
12
3,46
18
5,20
24
6,93
з
0,87
7
2,02
13
3,75
19
5,49
25
7,22
3,5
1,0L
8
2,31
14
4,04
20
5,77
26
7,51
4
1,15
9
2,60
15
4,33
21
6,06
27
7,79
4,5
1,30
10
2,89
16
4,62
22
6,35
28
8,08
δ
1,44
11
3,18
17
4,91
23
6,64
29
8,37
30
8,66
ЛИТЕРАТУРА
1. ТУ и Н «Деревянные конструкции и сооружения»,
1931 г.
2. Синицын В. и М о р д к и н С., К вопросу о
расчете на продольный изгиб составных стержней сплош¬
ного сечения, «Проект и стандарт» № б за 1933 г.
3. Пи с чико в В. Г., Продольный изгиб деревян-
Таблыца 6
Коэфициенты kCQe, учитывающие уменьшение жесткости
составных стерясней
Число
швов
ксдв
Число
швов
ксдв
Число
швов
ксдв
Число
швов
ксдв
1
1,01
5
1,11
9
1,32
13
1,73
2
1,03
6
1,15
10
1,40
14
1,89
3
1,05
7
1,20
11
1,49
15
2,09
4
1,08
8
1,26
12
1,60
ных составных стержней, «Проект и стандарт» № 2—3,
1935 г.
4. Плешков П. Ф., О продольном изгибе дере¬
вянных составных стержней, «Проект и стандарт» № 2
за 1935 г.
5. Иванов В. Ф., Деревянные конструкции граж¬
данских сооружений, ч. 1, Госстройиздат 1933 г.
Иною. М. Е. КАГАН
IV. ПОПЕРЕЧНЫЙ ИЗГИБ
і. Распределение внутренних напряжений
в изогнутом брусе. Расчет на прочность
Опыты, проведенные Винклером и Баушин-
гером \ показали, что внутренние напряжения
в сильно изогнутом деревянном брусе распреде¬
лены по криволинейному закону, причем ней¬
тральная ось лежит ближе к растянутой зоне
(фиг. 1, а). Понижение нейтральной оси в сто¬
рону растянутой зоны объясняется неоднород¬
ностью строения древесины и различными моду¬
лями упругости при сжатии и растяжении.
Cwomue
а) б)
Фиг. 1. Распределение на¬
пряжений по высоте изги¬
баемого бруса: а — действи¬
тельное, б — принимаемое
при расчете
Хотя сопротивление растяжению выше сопро¬
тивления сжатию, окончательное разрушение,
как правило, происходит вследствие разрыва
растянутых волокон. Это обстоятельство (по
Бауману) связано с тем, что по мере приближе¬
ния к моменту излома в связи с продольным
изгибом волокон в сжатой зоне появляются
складки, значительно увеличивающие напряже¬
ния в растянутой зоне.
Результаты испытаний Баумана 2 показали
однако, что при расчете на изгиб можно (с неко-
1 Е. Winkler, Vortrage uber Bnickenbau, HOlzerne
Brucken 1887 r.; Bauschinger H., Untersuchungen
uber die Elastizitat und Festigkeit von Fichten und Kiefern
bauholzern. Mitteilungen aus Laboratorium Technischen
Hochschule Munchen 1883 r.
2 R. Bauman, Die bisherigen Ergebnisse der Holz-
pnifungen der Malerialpriifungsanstalt an der Technischen
Hochschule, Stuttgart 1922 г.
торым приближением) пользоваться формулой
Навье, выведенной из закона плоских сечений
(фиг. і, б) в предположении равенства модулей
упругости сжатия и растяжения; следует только
помнить, что краевое напряжение при изгибе
является условной величиной, лежащей между
действительными краевыми напряжениями в сжа¬
той и растянутой зонах.
Основными формулами при расчете на проч¬
ность являются:
при простом изгибе:
М . r i
гг нетто
(1)
где М — расчетный изгибающий момент;
Wиетто — расчетный момент сопротивления
нетто поперечного сечения;
[пи] — допускаемое напряжение на изгиб;
при косом изгибе:
где МХУ Му — изгибающие момен¬
ты относительно осей х и г/, а Wx,
Wy— моменты сопротивления от¬
носительно тех же осей (фиг. 2).
Для прямоугольного сечения,
обозначая:
- № ==JL== г
wy “да ь
получим:
ТЛ7 _ Мх + сМУ tP\
ѵѵя '
(2
Фиг. 2. Косой
изгиб бруса
В некоторых случаях коэфициент с для прямо
угольного сечения может быть принят равным
отношению изгибающих моментов Мх и
Мх .
Му ’
Му'·
С =
подставляя это отношение в выражение
лучаем:
Wx=
х [пи]
и со ответственно:
2 Му
[*«] ’
(4)
по-
(5)
40
Μ. Ε. КАГАН
Таблица 1: Мшахі ■ ”}ax , у в вавиеимостл от -у при |η«] = ПО кг/с^и* и.
№
п/п
Способ эагружения и тип
закрепления балки
Af ^
max
•^max
l
/ 'max \
qV> PH
kl eT · fta и
Eh
\ l 'пѵие
1
2
\ іС^
ql2
2
1 gZ3
« £/
1 щі
~ ~Ш
^ ^max
, Л· - -Е——^
12 /
- PI
1 PZ2
3 El
2 щі
3 £/i
5 /max-
16 Z
3
адшп5пш^'<?
ql*
8'
5 gZ3
354 El
5 mz
24 Eh
1
4
) ^ ГР ^
+ ?
1 PZ2
48 Ml
i щі
6 Eh
5 /щах
4 l
5
ΪΡ- .р=_.
+ I1
1,83 PZ3
48~ ЕІ
0,229 Ж
0 911 ^max
^—*—г
6
ΪΡ *P.}P-y
+ И
^ 2
2,375 PZ2
48 ЁТ
0,198 ж
1,05 -Цаі-
7
<?Z2
12
1 gZ3
384 El
1 n2Z
16 Eh
10 /max
3 z
8
|=^=»
+ ^-1
* 8
1 PZ2
192 El
1 nil
12 Eh
5 ^max
2" Z
9
+ 0,0703gZ2
0,0054
El
■»'“ж
1,355 -™ax-
- 0,l25gl2
0,087 Ж
2,409 —ma—
10
c?br{b
— 0,188gZ2
PI 2
0,0093
0,099 77
2,096 ^max
11
+ 0,207PZ
p/2
0,0160
1,432 ^max
12
— 0.096PZ
-
-
-
13
:Р^шдг^пГпіир ^ sc =■ 0,1465Z
— 0,0625gi2
0,0052 |jy
«»&
1,125 —“ax—
14
^ ac =0,151
— 0,0637gZ2
0.0051 g-
0,159 ж
1,316 J-^X—
15
O^JJXlijmfrr^'^ χ t= 0,161
— 0,0672gZ2
0,0046
£/
0,138 Ж
1,515
16
, HiiUllLMIMrrfmir» Q - - Λ 1-71
— 0,0705gZ2
0,0042
E1
·>■'«%
1 755 '^max
17
ТЦІіш.іціір^іцп Φ xz=0,l8Z
- 0,0738<?Z2
0,0038
«“ж
„ Anax
2 Ί-
18
С=Т^Э? *=0Д9І
— 0,07 7gZ2
0,0034 І7
0,083 Ж
2,380 maI—
19
* ^ X=:0,20Z
- 0,0800gZ2
1
0,0030 ^
одаВІ
2,788
20
* —n\
t 4 sc = 21131
wcbCis- ~ 1
-0,08339I2 j 0,0026 j 0,063
О ^09
З,„л —
ПОПЕРЕЧНЫЙ ИЗГИБ
41
Е — 110 000 ке/см2 и вспомогательных величин ^ ^ m*x j
прие,
%кв и л %Kef
Таблица 1
Эквиваленты, нагр. по отнош.
к балке, свободно лежащ, на двух
опорах с равном, распред, нагрузкой
При гц, = НО ж/см* и £ — 110 000 ks/cjkS для
по Л^щах
по ^тах
/ _ 1
/ — 500
1
400
1
"зоо
1
2 50
1
200
1
150
1
W
Aq
9,65
4
Б
6,67
8
10
13,3
20
Р
25,6 ~
3
3,75
5
6
7,5
10
15
Q
й
9,6
12
16
19,2
24
32
43
'*Рт
12
15
20
24
30
40
60
8 Р
3 1
2,928
8,73
10,92
14,55
17,46
21,84
29,10
43,62
4
3,8 т
10,10
12,63
16,83
20,20
25,26
33,66
50,52
2
Т9
0,2д
32
40
53,3
64
80
106,7
160
Р
1
ο·*Τ
24
30
40
48
60
80
120
0,562q
0,4165
-
-
-
-
-
-
-
0,4165
22,98
28,73
38,27
45,96
57,46
76,54
114,92
Л.ь -рг
р
0,716 -j-
20,2
25,25
33,63
40,4
50,5
67,20
101,0
р
1,C5G -р
р
1,156^-
13,79
17,24
22,96
27,58
34,48
45,92
68,96
0,768
-
-
-
-
-
-
-
-
0,5д
0,45
12
15
20
24
30
40
80
0,51Од
0,3885
12,58
15,82
20,96
25,16
31,64
41,92
63,28
0,539д
0,3555
14,49
18,12
24,16
28,98
36,24
48,32
72,48
0,564д
0,3235
16,81
21,00
28,00
33,62
42,00
f.6,00
84,00
0,5905
0,2925
19,41
24,27
32,36
38,82
48,54
64,72
97,08
0,616q
0,2615
22,72
28,41
37,87
45,44
56,82
75,74
113,64
0,64д
0,23?5
2С,32
32,89
43,85
52,64
65,78
87,70
1
131,56
0,GG6g
0,25
32
40
53 3
G4 j 80 J 106,7
160
42
Μ. Ε. КАГАН
2. Временное сопротивление. Предел дол¬
говременного сопротивления. Расчетная
жесткость
Принимая пи = 110 кг/см2 и Е = 110 000 т/см2,
имеем:
_ i ооо /
h - k l *
Согласно ТУ и Н временное сопротивление
изгибу при испытании образцов 2 χ 2 х 30 см
должно быть не менее:
для воздушно-сухой сосны марки 0 — 600 кг/см1 2
ь » » » 1 — 500 »
» воздушно-сухого дуба » 0 — 800 »
» » » » 1 — 700 »
Необходимо отметить, что на величину времен¬
ного сопротивления весьма влияет быстрота
приложения нагрузки. При быстром возраста¬
нии действующих сил временное сопротивление
оказывается больше, чем при медленном росте
их. Чем медленнее процесс разрушения дерева
вообще, тем меньшее напряжение способно вы¬
звать его разрушение.
Предельное напряжение, которое не вызывает
разрушения дерева при сколь угодном продолжи¬
тельном действии сил, принято называть пре¬
делом долговременного сопротивления.
Инж. Ф. Белянкиным был установлен предел
долговременного сопротивления изгибу для боль¬
шого количества древесных пород \
В табл. 2 указан предел долговременного со¬
противления для сосны, ели и дуба.
Таблица 2
Предел долговременного сопротивления
Порода
Предел долго¬
временного со¬
противления
в ьг/см2
Предел долговремен¬
ного сопротивления
в процентах от вре¬
менного сопротив¬
ления
Сосна ....
4Я0
80,5
Ель
410
74,8
Дуб
680
80,0
Кроме прочности элементы деревянных
конструкций должны, как правило, обладать
необходимой жесткостью, характеризуе¬
мой обычно относительным прогибом, т. е. отно¬
шением максимального прогиба к расчетному
пролету.
В табл. 1 (стр. 40) для большого количества
частных случаев указаны:
/ _ и ql3
Г ~ Al F'f
и
/ _ , PI*
Т~ Л* EJ
в зависимости от того, является ли нагрузка
равномерно распределенной или сосредоточен¬
ной.
Для балок с поперечным сечением, симметрич¬
ным относительно горизонтальной оси 2, отно¬
сительный прогиб — может быть выражен фор¬
мулой:
/_ j, _[p«] J
I ~ к Eh *
1 Долговременное сопротивление дерева. «Строи¬
тельная промышленность» № 11—12, 1932 г.
2 См. еще раздел IV. «Балки простейшего вида», «Де¬
ревоплита», «Конструктивный строительный подъем».
В табл. 1 указаны -і- в зависимости от приня¬
того -γ для большого количества случаев балок,
встречающихся в практике. Для сечений, несим¬
метричных относительно оси изгиба (например
для пластин), можно пользоваться той же табли¬
цей, следует только вместо фактической высоты
сечений h подставить удвоенное расстояние
2пах от нейтральной оси сечения до крайнего наи¬
более напряженного волокна балки и в дальней¬
шем исходить из расчетного краевого напряжения.
В случае, если пи не равняется 110 кгІсм2%
высоту сечения можно определить по формуле:
где hm — высота поперечного сечения, найденная
по таблице.
Допускаемый относительный прогиб опреде¬
ляется назначением сооружения.
В обычных междуэтажных перекрытиях до¬
пускается относительный прогиб:
Jmai ^ __
I ^ 400
1
250·*
В элементах обычных покрытий (прогонах, вспо¬
могательных строительных ногах, обрешетке и
т. п.):
I ^ 150 250 ’
если сохранность водоизоляционного ковра и
другие эксплоатационные условия не требуют
большой жесткости конструкции.
При определении прогиба модуль упругости
на изгиб следует принимать независимо от породы:
при сухом лесе Евс = 110 000 кг/см2
» полусухом лесе Епс= 100 000 »
» сыром лесе Еср = 80 000 »
Расчет на скалывание при изги-
б е производится по формуле:
(6)
где ' Q — поперечная сила в рассматриваемом
сечении;
S — статический момент сдвигающейся части
поперечного сечения относительно нейтральной
оси;
I — момент инерции поперечного сечения бал¬
ки;
Ъ — ширина поперечного сечения балки на
той высоте, где определяется скалывающее на¬
пряжение;
[ tu] — допускаемое скалывающее напряжение 3
при изгибе.
Необходимо отметить, что расчет на скалыва¬
ние при изгибе призматической балки прямоуголь¬
ного сечения в обычных деревянных конструкциях
не производится:
1) д л я свободно лежащей б а л-
к и:
а) с равномерно распределенной нагрузкой —
при 5;
з См. «Скалывание», стр. 43.
СКАЛЫВАНИЕ
43
б) с сосредоточенным грузом посредине — при
Ζ/Λ>?, 5;
2) для двухпролетной неразрез¬
ной балки с равными пролетами и равномер¬
но распределенной нагрузкой — при 6,25;
3) для средних пролетов равно-
моментното балочн о-к о н с о л ь ню-
г о прогона с равномерно распределенной
нагрузкой — при Ζ/Λ > а0;
здесь I — расчетный пролет балки;
h — высота прямоугольного сечѳния балки.
Во всех этих случаях сдвигающие усилия
будут меньше допускаемых даже при полном
использовании напряжения на изгиб.
ТУ и Н установлены следующие основные
допускаемые напряжения на из¬
гиб и на скалывание при изги-
б е:
для воздушно-сухой сосны [пи] = 110 кг/см2,
іч] = 22 кг/см2,
для воздушно-сухого дуба [дм] = 130 кг/см2,
[ tu[ = 35 кг/см2.
Для других пород дерева, а также в зависи¬
мости от класса, назначения сооружения и влаж¬
ности леса к основным допускаемым напряже¬
ниям следует вводить поправочные коэфициенты
согласно ТУ и Н.
ЛИТЕРАТУРА
1. ТУ и Н, Деревянные конструкции и сооружения,
глава «Основные положения» и «Поперечный изгиб»,
1931 г.
2. Гестеши Г., Деревянные сооружения, ГТИ,
1931 г.
3. Керстен К., Современные инженерные дере¬
вянные конструкции, Гострансиздат, 1932 г.
4. Каган М. Е., Номограммы для расчета балок
прямоугольного сечения на изгиб, «Строительная про¬
мышленность» № 6 за 1931 г.
5. Проф. Иванов В. Ф., Деревянные конструкции
гражданских сооружений, ч. 1, Госстройиздат, 1933 г.
6. Инж. Большаков В. В., Деревянные кон¬
струкции, уроки 1 и 2.
йУЖ. Г. Г. ТАХТАМЫШЕВ
V. СКАЛЫВАНИЕ
1. Лабораторные данные
Крепость сопряжений, работающих на скалы¬
вание, определяется главным образом характе¬
ром распределения скалывающих напряжений
по площади скалывания. Значительная неравно¬
мерность распределения напряжений, особенно
характерная для «одностороннего44 скалывания
в сопряжениях, где растянутый элемент прикреп¬
ляется путем врезки и упора в него сжатого эле¬
мента (фиг. 1), не позволяет использовать всей
площади скалывания. Перенапряжение на не¬
большом участке площади скалывания угрожает
крепости всего сопряжения, так как по достиже¬
нию на этом участке наибольшим скалывающим
напряжением гшжх временного сопротивления уча¬
сток разрушается, эпюра скалывающих напряже¬
ний автоматически перемещается на соседний
еще целый участок и вызывает дальнейшее скалы¬
вание всего сопряжения. Пластичность древе¬
сины при скалывании столь незначительна,
что не в состоянии выравнять приложенных
по площади скалывания напряжений. В менее
часто встречающемся на практике случае «проме¬
жуточного» скалывания, когда площадь скалы¬
вания . заключена между вызывающими скалы¬
вание силами (фиг. 2), напряжения распреде¬
ляются более равномерно, а следовательно со¬
пряжение при той же площади скалывания обла¬
дает большей прочностью.
Обычный условный расчет на скалывание
предполагает равномерное распределение напря¬
жений и позволяет определить среднее напряже¬
ние по формуле:
X =—Р—
СР If Ъ '
где lt — длина площади скалывания;
Ъ — ее ширина.
Если обозначить ітлх — r\tcp, то будем иметь:
р = У** шах
Л
Отсюда видно, что чем больше «коэфициент
неравномерности» η, тем меньше допустимая
по скалыванию нагрузка.
Для исследования закона распределения ска¬
лывающих напряжений можно рассматривать
элементы конструкций, работающие на скалыва¬
ние, как изгибаемые балки (фиг. 3, а и б). Высота
Фиг. 1. Одностороннее
скалывание
Фиг. 2. Промежуточ¬
ное скалывание
этих балок обычно весьма велика по отношению
к пролету, превышая его, как правило, в не¬
сколько раз. Исследуя распределение сдвигаю¬
щих напряжений по высоте сечения, Ф. Блейх 1
установил следующий закон распределения сдви¬
гающих напряжений по высоте сечения для «про¬
межуточного» скалывания (фиг. 3, а):
^max = [іД “Ь 0,02 Ί“
+ 0,25arctgf]£, (1)
где lt — высота балки (длина площади скалыва¬
ния);
е — плечо между силами скалывания;
1 Блейх Ф., Железные мосты.
44
Г. Г. ТАХТАМЫШЕВ
Ь — ширина балки (ширина площади скалы¬
вания);
Р — скалывающее усилие.
Применяя метод Блейха для случая «односто¬
роннего» скалывания (фиг. 3, б), Б. М. Знамен¬
ский 1 получил формулу, выражающую закон
а б
Фиг. 3. Схема приложения сил
при промежуточном (а) и односто¬
роннем (б) скалывании
распределения скалывающих напряжений при
«одностороннем» скалывании:
2 [і.І + 0,02 (А)2+0,25 arc tg ^
'max — 4 · \ I
4 + —
1 + 30 sin» 0,16 —
Фиг. 4. Эпюры скалывающих напряжений при
промежуточном скалывании
Формула эта хорошо согласуется с опытными
данными, приведенными в работе Е. М. Знамен¬
ского.
Фиг. 5. Эпюра скалывающих напряжений
при одностороннем скалывании
Как видно из ф-л (1) и (2), равномерность рас¬
пределения скалывающих напряжений зависит
i Знаменский Е. М., Технический отчет по
теме «Скалывание». ЦНППС, 1933 г.
от отношения -j длины площади скалывания
к эксцентриситету между силами скалывания.
На фиг. 4 и 5 показаны эпюры распределения
скалывающих напряжений при «промежуточном»
(фиг. 4) и «одностороннем» (фиг. 5) скалывании
при различных величинах — .
Следует отметить, что при ~ > 7 площадь
эпюры скалывающих напряжений сохраняется
Фиг. 6. График допускаемых напряжений
при одностороннем (II) и промежуточном
(I) скалывании
нейшем удлинении участка скалывания разру¬
шающее усилие остается постоянным.
Принимая в ф-лах (1) и (2) tm&x равным величине
разрушающего скалывающего напряжения, делен¬
ного на коэфициент запаса, можно построить
график (фиг. 6) допускаемых напряжений [г]ср =
= для «промежуточного» (I) и «односторон¬
него» (И) скалывания. Этот график вполне под-
■
1
ft)·
„ эм
V
•1
V
\
> <
> N
к
Л)
п
• ·
о
- -испыт. I934a
испьтШЪ-ЪЪг
О 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 II 12 13 14
Фиг. 7. График зависимости между средним
напряжением скалывания [ί] и отношением
— при одностороннем скалывании
тверждается экспериментальными данными, на¬
несенными на график фиг. 7.
На величину среднего разрушающего напряже¬
ния помимо отношения оказывает существен¬
ное влияние местоположение тяжного болта
или опоры, погашающих возни, дощлй в солря*
СКАЛЫВАНИЕ
45
ясениях изгибающий момент. Результаты испы¬
таний образцов с различным отношением І при
различном местоположении болта по длине уча¬
стка скалывания приведены на графике фиг. 8.
Фиг. 8. График зависимости между средним на¬
пряжением скалывания [ί] и отношением ~-
при различном расположении стяжного болта
2. Расчет элементов деревянных конструк¬
ций на скалывание
Величины основных допускаемых напряжений
на скалывание сосны и дуба (согласно ОСТ
7063) приведены в табл. 1.
Таблица 1
Основные допускаемые напряжения на скалывание
в кг/см2
Сосна
Дуб
Род напряжения
II
II
±
Примечание
[По
[Пэо
[По
[Пэо
1. Скалывание
при изгибе и
в других слу¬
чаях расчета
по наиболь¬
шему напря¬
жению 1шах
22
35
Только для
максимально¬
го напряже¬
ния
2. Скалывание
без отди ра¬
ння волокон
в предполо¬
жении его
равномерного
распреде¬
ления
12
6
20
10
Допускаются
при условии
учета длины
скалывания
вдоль волокон
не свыше
7-кратпой
глубины вру¬
бки, а поперек
волокон не
свыше 4—5-
кратной глу¬
бины врубки
3. Скалывание в
щековых
врубках
8
14
Если скалывающее усилие направлено под
углом а к волокнам, допускаемое напряжение
определяется по формуле:
С*1а
[По
1 + (гіь ~ *)sln*“
(3)
В этом случае расчет производится условно
в предположении равномерного распределения
скалывающих напряжений (за исключением π. 1
таблицы) по формуле:
« = -£· <4>
где t — напряжение на скалывание;
Р — скалывающее усилие;
F — площадь скалывания.
Весьма вредное влияние на сопротивление
скалыванию оказывают трещины, могущие в
ряде случаев вывес.и из работы всю рабочую
площадь скалывания. При малой длине плоскости
скалывания возможно возникновение по площади
скалывания отдирающих усилий. Поэтому не
следует допускать слишком коротких участков
скалывания, ограничивая их величиной
h
где 7івр — глубина врезки.
Во всех случаях, где это допускают условия,
следует длину lt скалываемого участка назна¬
чать не менее 1е.
Для предотвращения отдирающих усилий от
перекоса сжатого элемента следует скреплять его
с растянутым элементом при помощи болта,
скобы или глухаря.
Разрушающее скалывающее напряжение зна¬
чительно понижается также при неравномерном
распределении напряжений по ширине пло¬
щади скалывания. Характерным примером этого
являются щековые врубки, в коих неравномер¬
ность распределения напряжений предопреде¬
ляется самой схемой приложения скалывающих
усилий, вызывающих кручение скалываемой части.
Разрушение таких врубок происходит обычно
при среднем напряжении г = 12—17 кг/см1
для обычного отношения = 8 —10. В то жѳ
время лобовые врубки из той же древесины при
обычном отношении -у = 3—4 разрушаются при
среднем напряжении t = 40 кг/см2.
Фиг. 9. График зависимости между допускаемым напря¬
жением скалывания [/] кг/см* и отношением при одно¬
стороннем скалывании для лобовых и щековых врубок
Практически при расчете щековых врубок при
= 8—10 и аналогичных им сопряжений сле¬
дует понижать величину [ί] до 5 кг/см2, для ло¬
бовых же врубок при — 3—4 и аналогичных
им сопряжений допускать [ί] = 12 кг /см2. В слу¬
чае необходимости произвести расчет при иных
значениях —· можно пользоваться графиком
фиг. 9, дающим зависимость между допускаемым
напряжением на скалывание и отношением
для двух случаев: 1) когда скалывающие напря¬
жения распределены неравномерно лишь по длине
площади скалывания (случай, соответствующий
лобовой врубке) и 2) когда скалывающие напря¬
жения распределены неравномерно и по длине и
по ширине площади скалывания (случай, соответ¬
ствующий щековой врубке).
46
Г. Г. ТАХТАМЫШЕВ
Ипж. Г. Г. ТАХТАМЫШЕВ
ΎΙ. СМЯТИЕ
1. Лабораторные данные
1) Особенности работы древесины на смятие
Смятие является одним из наиболее благопри¬
ятных напряженных состояний древесины. Бла¬
годаря тому что смятие представляет собою мест¬
ное поверхностное явление, на характер его
почти не влияют пороки древесины (косослой,
сучковатость, трещины), сильно сказывающиеся
при других напряженных состояниях древесины
в конструкции.
Диаграмма испытаний на смятие указывает
па большую пластичность дерева, харак¬
теризуемую значительным участком текучести,
весьма ценную при назначении допускаемого
напряжения. Благодаря пластичности местная пе¬
регрузка одного из работающих на смятие уча¬
стков вызывает усиленную деформацию его,
которая неизбежно вовлекает в работу другие
менее нагруженные участки сопряжения; таким
образом пластичность гарантирует совместную
работу отдельных смыкаемых участков сопряже¬
ния и позволяет допускать для смятия меньшие
запасы прочности, чем для скалывания и растя¬
жения.
Хорошо иллюстрируя сущность явления, испы¬
тания образцов не могут дать однако представ¬
ления о действительном соотношении между
сопротивлениями сжатию и смятию древесины
в конструкциях в силу малости размеров образ¬
цов и отсутствия в древесине их пороков, обыч¬
ных в строительной древесине. Очень поучитель¬
ны в этом отношении испытания, проведенные
с сосновыми образцами сечением 14 х 14 см,
изготовленными из обычной строительной древе¬
сины (табл. 2).
Таблица 2
Временное сопротивление сосновых образцов сечением
14x14 см (по данным ЦНИПС)
Род напряжения
Времег
сопротив
в кг/см2
іное
ле ние
в %
Сжатие
283
100
Смятие при необработанных торцах
(из-под пилы)
266
94
М
1ΞΞ
Фиг.. 1. Схемы приложения сил при местном смятии
Как видно из табл. 2, в
этом случае сопротивле¬
ние древесины смятию
мало отличается от ее
сопротивления сжатию.
Объясняется это тем, что
обычные пороки древе¬
сины сильнее понижа¬
ют ее сопротивляемость
сжатию, чем сопроти-.
вляемость смятию (ср.
табл. 1).
2) Смятие вдоль волокон
При испытании малых чистых кубиков, постав¬
ленных один на другой торцами, разрушающие
напряжения получаются меньшими, чем jipn сжа¬
тии одного кубика.
Разрушение от смятия вдоль волокон проис¬
ходит в этом случае от вмятия более плотных слоев
древесины в менее плотные с последующим рас¬
плющиванием волокон обоих торцов.
В качестве примера в табл. 1 приведены резуль¬
таты испытания сосновых образцов в лаборато¬
рии ЦНИПС
Таблица 1
Временное сопротивление сосновых образцов (по данным
ЦНИПС)
Род напряжения
Временное
сопротивление
в кг/см2
в %
Сжатие
443
100
Смятие при чисто обработанных
торцах
400
90
Смятие при необработанных торцах
358
(из-под пилы)
81
1 Тахтамышев Г. Г., Отчет по теме «Смятие»
за 1933—1934 гг.
8) Смятие поперек волокон
При смятии поперек волокон следует разли¬
чать два случая: 1) сплошное смятие (по всей
поверхности) и 2) местное смятие (на части по¬
верхности).
Сплошное смятие поперек волокон не отличает¬
ся от сжатия поперек волокон, так как поверх¬
ностный слой одного образца не вминается в дру¬
гой образец, а только передает ему сжимающую
нагрузку.
Местное смятие отличается от сплошного бо¬
лее благоприятной работой древесины. При мест¬
ном смятии внешняя нагрузка воспринимается
частично нижележащими слоями древесины, ра¬
ботающими на сжатие, частично — поверхност¬
ным слоем, работающим на растяжение и изгиб
(фиг. 1). Поэтому во всех тех случаях, когда
возможна хорошая работа на растяжение и из¬
гиб поверхностного слоя древесины (т. е. когда
направление сминаемых волокон перпендику¬
лярно сминающей кромке), сопротивление мест¬
ному смятию значительно выше сопротивления
смятию по всей поверхности. Если волокна парал¬
лельны сминающей кромке, эта поддержка
почти отсутствует, ибо дерево плохо работает на
растяжение и изгиб поперек волокон. Этим и объ¬
ясняется отсутствие ощутимой разницы между
СМЯТИЕ
47
сопротивлением древесины смятия 1-го и 2-го
ЛТз сказанного следует также, что при смятии
вдоль волокон разница между местным и сплош¬
ным смятием не имеет практического значения.
При достаточной длине концов волокон
(фиг. 1) и одинаковой деформации Я влияние
сил *АТ+ на °бщее сопротивление смятию 7ѴГ.
а следовательно и на напряжение смятия пг =
Ne' утаптываемое в расчете, тем больше, чем
меньше абсолютная длина с сминаемой площадки.
Зависимость напряжения пс от величины с
выражается в этом случае кривой гиперболиче¬
ского вида (фиг. 2), полученной в результате ис¬
пытаний сосновых образцов, имевших высоту h
от 5 до 25 см.
Определение допускаемого напряжения на смя¬
тие 1-го рода может быть произведено путем
уменьшения допускаемого напряжения на сжатие
поперек волокон І>_]^ на коэфициент к. Значе¬
ние коэфициента к для сосны в зависимости от
абсолютных размеров длины площадки смятия
с можно брать по графику фиг. 2. При этом долж¬
на быть обеспечена достаточная длина концов
волокон -γ- > h, где h — высота бруса, но не
меньше 10 см.
Для дуба и других твердых пород зависимость
А· от с еще не установлена, однако можно предпо¬
лагать, что величины к будут иметь меньшие
значения при тех же значениях с, чем у сосны,
вследствие меньшей разницы между крепостью
древесины вдоль и поперек волокон. Наоборот,
у более рыхлых пород эта разница больше, и сле¬
довательно коэфициент к будет принимать боль¬
шие значения.
И
о
V
\
Ч
ss
Q .
0 2 4 5 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
Фиг. 2. График зависимости между шириной пло¬
щадки смятия с и величиной к, где к =
4) Смятие под углом
При смятии под углом а 1 2 сопротивление дре¬
весины зависит в основном от крепости древе¬
сины вдоль и поперек волокон. Зави¬
симость между па и а наглядно поясняется кри¬
вой минимальных напряжений 3, устанавлива¬
ющей зависимость между искомым напряжением
па (фиг. 3), напряжением п ц, действующим по
1 Смятием 1-го рода называется смятие по всей ши¬
рине бруса на части его длины, смятием 2-го рода—смя¬
тие па части ширины и длины.
2 а — угол между направлениями волокон и усилием
смятия.
3 Ф л а к с е р-м а н ІО. Н., Влияние наклона во¬
локон на механические свойства древесины сосны, ЦАГИ,
вып. 78, 1931 г.
площадке, нормальной к волокнам, напряжением
пj_, действующим по площадке, совпадающей
с направлением волокон, и tg. Эти зависимости
моіут быть выражены в виде трех равенств (1),
смятии под Фиг. 4. Построение кривой минималь-
углом ных напряжений
Приняв в правой части равенств (1)—(3) на¬
пряжения п и, и г у соответственно равными
допускаемым напряжениям на сжатие вдоль
волокон [л_] и, на сжатие поперек волокон [л_]^
и на скалывание вдоль волокон [t] ц, получим три
кривые, приведенные на фиг. 4. Эти кривые
дают для любого угла а величину допускаемого
напряжения [лс]а из условий: сжатия вдоль во¬
локон, сжатия поперек волокон и скалывания
Фиг. 5. Зависимость между сопротивлением смя¬
тию па и углом а° для воздушно-сухой сосны в
процентах от пс при а = 0°
вдоль волокон. Наименьшая из этих трех
величин для каждого угла а и будет допускае¬
мым напряжением [лс]а. Соединяя плавной кри¬
вой минимальные значения ординат всех трех
кривых, получим кривую допускаемых напряже¬
ний на смятие в зависимости от угла а.
Указанную зависимость можно получить так¬
же, принимая для строения древесины ромби-
48
Г. Г. ТАХТАМЫШЕВ
ческую систему кристаллов 1. Получающаяся
в этом случае формула
α η и ' '
COS аУ Η - sin^ α
Пі_
хорошо согласуется с опытными данными. Пока¬
затель степени для различных напряженных
состояний древесины имеет различные значения.
При смятии γ колеблется от 2,8 для хвойных
до 2,4 для твердых пород. На фиг. 5 и 6 даны тео¬
ретическая кривая и результаты испытаний сосны
и дуба, проведенные в лаборатории ЦНИПС.
па %%
Фиг. 6. Зависимость между сопротивлением смя¬
тию па и углом о° для воздушно-сухого дуба в
процентах от па при а = 0°
2. Расчет элементов деревянных конструк¬
ций на смятие
В табл. 3 приведены допускаемые (согласно
ОСТ 7063) напряжения на смятие для сосны и
дуба.
Таблица 3
допускаемы© напряжения на смятие для дуба и сосны
Род напряжения
Сосна
Дуб
II
_1_
II
±
1. Смятие по всей поверхности
2. Смятие в щеновых и нож-
80
15
110
30
ничных врубках
80
20
110
40
3. Смятие в дисковых шпонках
4. Смятие под шайбами и в на¬
80
35
110
65
гельных сопряжениях . . .
5. Смятие на части длины, в
кольцевых шпонках и лобо¬
80
45
по
85
вых врубках
ЬО
25
по
50
Для промежуточных углов а величины допус¬
каемых напряжений на смятие \пс]а определяют¬
ся по графикам фиг. 7 и 8 или по формуле:
С«Л»= , , (5)
^ \[Пс)±
-1
j sin2 а
где [Пс] ц и [лс] j_ — соответствующие для данного
случая допускаемые напряжения на смятие при
углах а = 0° и а = 90°. Направление силы
смятия принимается при этом всегда нормальным
к площадке смятия.
1 Th. KOllmann, Der Bauingenieur JS& 19/20 от li/Y
4934 г.
Расчет на смятие производится по формуле:
т<К]. (б)
где Ne— сила смятия;
F — площадь смятия;
\пс\ — допускаемое напряжение смятия для
данного случая.
Фиг. 7. График допускаемых напряжений на смятие
в зависимости от угла а для воздушно-сухой сосны
Фиг. 8. График допускаемых напряжений на смятие
в зависимости от угла а для воздушно-сухого дуба
Поправки на марку леса, влажность и класс
сооружения производятся по указаниям единых
норм.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ
ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Пуоф. Г. Г. ЕАРЛСЕЕ
I. ОБЩИЕ СООБРАЖЕНИЯ ПРИ ВЫБОРЕ И КОНСТРУИРОВАНИИ СОПРЯЖЕНИИ
ЭЛЕМЕНТОВ
1. Основные положения
Кустарное производство древности заставляло
строителя внимательно выискивать и использо¬
вать в соответствии с заданием индивидуальные
особенности, ненормальности роста и даже по¬
роки дерева. Корни и сучья, «кокоры», «му¬
товки», «пасынки», «крень» нередко определяли
основные формы кустарного деревянного судо¬
строения, детали примитивного жилищного строи¬
тельства и формы кустарных орудий сельско¬
хозяйственного производства и средств сообще¬
ния.
Современное индустриальное строительство
широчайших масштабов и высоких темпов исклю¬
чает возможность индивидуального отбора случай¬
ных свойств стройматериалов.
Массовое строительство, связанное с многократ¬
ным повторением однородных производственных
операций над однородными элементами, может
быть индустриализовано только в условиях:
1) членения сооружения на более или менее
дробные элементы и 2) стандартизации этих
элементов.
Стандартизация элементов должна в то же время
обеспечивать возможность получения всего не¬
обходимого для строительства ассортимента кон¬
структивных решений путем возможно более
простого сопряжения этих элементов между со¬
бой.
В воздушно-сухих инженерных деревянных
конструкциях такой основной элементарной стан¬
дартной единицей не могут-служить бревна даже
прямые и ошкуренные, так как вследствие кони¬
ческой формы они с трудом сопрягаются, не дают
равнокрепких конструкций, высыхая же, не¬
избежно покрываются глубокими трещинами.
Напротив, доски и брусья легко, без растрес¬
кивания, подвергаются облагораживающему воз¬
действию горячей камерной сушки и сравнитель¬
но просто сопрягаются в сплошные или ажур¬
ные «пакеты».
Поэтому в инженерных деревянных конструк¬
циях именно доска и брус и являются основны¬
ми рабочими стандартными единицами.
Деревянные конструкции
Влияние на крепость деревянных конструкций
отдельных сучков, косослоя и других природных
дефектов дерева, неизбежных в каждой доске,
можно обезвредить применением так называе¬
мого «принципа дробности», характеризуемого
раздроблением силового потока и воспринятием
его рядом параллельно работающих элементов
конструкции. Принцип дробности позволяет ком¬
пенсировать дефект одного элемента повышенным
использованием нормальной крепости смежных
с ним элементов. По теории вероятности можно
не опасаться совпадения однородных пороков
в одном и том же рабочем сечении и потому
можно считать, что достаточная надежность дере¬
вянной конструкции в целом всегда обеспечена
ва счет некоторого, вполне допустимого перена¬
пряжения отдельных ее частей.
В особо ответственных сооружениях вообще
не следует ставить надежность деревянных кон¬
струкций в зависимость от крепости одного из
ее элементов.
Чем мельче проведено членение элементов,
чем большее число их приходится на каждое
рабочее сечение, тем меньше влияние дефектов
каждого из них на надежность работы конструк¬
ции в целом.
В этом смысле фанерные деревянные конструк¬
ции, в которых толщина элементарного шпона
доведена до 1 мм, осуществляют указанный прин¬
цип дробности наиболее совершенно и обеспечи¬
вают даже при значительном количестве элемен¬
тарных дефектов большую надежность работы
конструкции в целом.
Дальнейшее дробление дерева на отдельные
волокна и фибриллы, находящее применение
в бумажном, картонном и мэсонитовом произ¬
водствах, и тем более химическое расслоение
древесины в пластмассах лишают дерево его луч¬
ших конструктивных качеств — большой удель¬
ной крепости, рассредоточенно, но организован¬
но работающих древесных волокон и гвоздимо-
сти—и поэтому для строительства практического
значения не имеют.
Совместная «кооперированная» работа элемен¬
тов деревянной конструкции возможна лишь при
4
50
Г. Г. КАРЛСЕН
наличии достаточной податливости в работе
каждого из них и достаточной в то же время моно¬
литности их сопряжения.
Только в том случае, если неизбежные внецент-
ренность и неравномерность загружения и неиз¬
бежные отступления от идеальной однородности
материала компенсируются достаточными по ве¬
личине упругими или пластическими деформа¬
циями, без снижения сопротивления, можно рас¬
считывать на замещение слабых элементов бо¬
лее сильными — смежными с ними — в порядке
«взаимного страхования».
Аналогичное явление имеет место в четырех-
и шестиосных «грузовиках». Внутренняя стати¬
ческая неопределимость их приводила бы к опи-
ранию машины всего лишь в двух или в лучшем
случае трех точках и к последовательному раз¬
рушению отдельных перенапряженных частей
ее, если бы совместная работа их не обеспечива¬
лась упругой податливостью рессор и пневма¬
тических резиновых шин.
Совместная параллельная работа частей де¬
ревянной конструкции может перейти в после¬
довательное разрушение их, если каждая из
частей не в состоянии сохранить полную силу
рабочего сопротивления при деформациях, до¬
статочных для включения в совместную работу
всех частей конструкции.
Основное конструктивное преимущество стали
перед деревом определяется наличием харак¬
терной для работы стали зоны значительных
пластических деформаций, протекающих при
напряжениях несколько ниже временного сопро¬
тивления материала (кривая М фиг. 1).
Если разрушение происходит от разрыва или
от скалывания вдоль волокон, для работы дерева
вдоль волокон характерен внезапный обрыв
кривой Dt (фиг. 1) при незначительных деформа¬
циях. Количество работы, затрачиваемой на раз¬
рушение металлического стержня, значительно
превышает количество работы, затрачиваемой
на скалывание или на разрыв равнопрочного
деревянного стержня.
Если же разрушение определяется смятием
дерева, то работа его характеризуется пологой
кривой D з (фиг. 1); кривая Ds тем по ложе, чем
больше угол а между силой и волокном.
Если разрушение деревянной конструкции
определяется разрывом или скалыванием вдоль
волокон жестко сопряженных между собою
элементов, деформации, предшествующие раз¬
рушению одного из элементов, могут оказаться
недостаточными для вовлечения в совместную
работу всех параллельно работающих элементов,
и конструкция может разрушиться в результате
последовательного перенапряжения и разруше¬
ния ее частей.
В металлических конструкциях включение
в работу всех элементов определяется пласти¬
ческими деформациями самого материала, в
деревянных же конструкциях совместная работа
частей должна быть обусловлена податливостью
сопряжений, разрушение которых должно тре¬
бовать затраты большого количества работы.
Только последовательным приложением прин¬
ципа дробности можно обезвредить местные
дефекты дерева; только плотными и податливыми
сопряжениями можно обеспечить совместную
работу дробных элементов, составляющих кон¬
струкцию.
Чем больше начальные «рыхлые» деформации
сопряжения (участок А—В кривой D2) (фиг. 1),
т. е. чем меньше начальная плотность сопряжения
и чем круче при этом кривая деформаций, тем
больше опасность разрушения одного из эле¬
ментов конструкции до того, как смежный с ним
элемент успеет включиться в работу (кривые
Dt и D,).
Поэтому жесткие хрупкие сопряжения, кото¬
рые даже при очень тщательном исполнении не¬
избежно обладают разной степенью начальной
«рыхлости», вообще должны быть изъяты ис капи¬
тальных деревянных конструкций.
Только плотные и достаточно податливые со¬
пряжения, дающие характерную для смятия кри¬
вую работы Х)3 (фиг. 1), могут, компенсируя ма¬
лую пластичность материала, обеспечить новым
деревянным конструкциям надежность не ниже
надежности металлических конструкций.
2. Характеристика основных типов
сопряжений
Сопряжения элементов деревянных конструк¬
ций автоматически должны обеспечивать началь¬
ную плотность соединения.
Разрушение их должно определяться не скалы¬
ванием, а смятием; эти два основных положения
определяют развитие сопряжений в новых дере¬
вянных конструкциях.
1) Врубки
Переход от жестких биссектрисных — щековых
и лобовых (кроме трехлобовых) — врубок к более
податливым—о ртого на ль ным—оправдан стрем ле-
нием увеличить пологость кривой диаграммы
D3, увеличить равномерность распределения ска¬
лывающих напряжений и тем самым уменьшить
опасность скалывания врубки по частям 1
Начальная плотность сопряжений на врубках
должна быть обеспечена индустриальной заго¬
товкой с точным шаблонированием элементов и
с применением правильно высушенного леса.
Деревянные конструкции на врубках трудо¬
емки, требуют внимательного отбора материала
и квалифицированного исполнения; в них трудно
приложим принцип дробности. В дальнейшем
применение деревянных конструкций на врубках,
повидимому, будет ограничено сборно-разбор¬
ными и безметальными, «нержавеющими» деревян¬
ными конструкциями.
2) Сопряжения на деревянных шпонках
Значительно легче индустриализируются сопря¬
жения на специальных «крепях», работающих на
сжатие (шпонки) и на изгиб (нагели).
1 Подробнее см. «Врубки» стр. 53 и след.
ВЫБОР И КОНСТРУИРОВАНИЕ СОПРЯЖЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ
51
В развитии безметальных шпоночных сопряже¬
ний внутреннее противоречие между требования¬
ми мощности сопряжения и податливости его,
необходимой в многорядовых сопряжениях, на¬
шло свое разрешение в пластинчатых нагелях
благодаря применению нового индустриального
метода прорезывания призматических гнезд цеп¬
нодолбежным станком.
В старой поперечной шпонке (фиг. 2, а) плот¬
ник-кустарь ценил податливость в поперечном
смятии дерева и возможность путем подклинива-
ния обеспечить плотное заполнение гнезда даже
при неточном его изготовлении.
В противопоставлении этой маломощной, но
плотной и податливой поперечной шпонки, мощ¬
ной, но крайне жесткой продольной шпонке
(фиг. 2,6) не учтены основные требования, обу-
Фиг. 2
словливающие надежность работы сопряжений
деревянных конструкций: даже улучшенная смяг¬
ченная форма (фиг. 2, в) косой продольной шпон¬
ки не избавляет сопряжение от начальной не¬
плотности и не обеспечивает ему податливости,
необходимой для совместной работы ряда шпо¬
нок. Надежность многорядовых сопряжений на
продольных шпонках на деле оказалась недоста¬
точной.
Пластинчатые нагели полностью сохраняют
податливость поперечных шпонок, обладая в то
же время большей мощностью, поскольку разру¬
шение пластинчатых нагелей определяется не
скалыванием поперек волокон, а смятием и изги¬
бом (фиг. 2, г). Начальная плотность сопряже¬
ния на нагелях, автоматически обеспечиваемая
работой цепнодолбежного станка, может быть
еще более увеличена за счет поперечного разбу¬
хания предварительно подсушенных (до 2—3%
влажности) пластинчатых нагелей.
Если при этом учесть, что пластинчатый нагель
обладает двухсторонним действием, что он, как
и все нагели, не даёт распора и следовательно
может быть отнесен к безметальным сопряжениям,
следует признать, что после изобретения пластин¬
чатых нагелей применение продольных призма¬
тических деревянных шпонок вообще стало не¬
целесообразным.
3) Сопряжения на металлических шпонках
Несколько сложнее оказалась индустриализа¬
ция металлических узловых шпоночных соеди¬
нений, связанная с изготовлением специальных
агрегатов и приспособлений.
Гладкая кольцевая шпонка (Тухшерера), не¬
смотря на весьма рациональную для центральных
узловых сопряжений кольцевую форму, дискре¬
дитировала себя вследствие чрезмерной жест¬
кости получаемых сопряжений.
Неудачное неплотное осуществление сопряже¬
ний на кольцевых шпонках кустарными мето¬
дами и применение сырого леса низкого качества
выявили свойственные им коренные недостатки
и определили катастрофически низкую надеж¬
ность кустарных деревянных конструкций на
гладких кольцевых шпонках. Благополучное
существование в експлоатации ряда советских
и заграничных деревянных конструкций на этих
шпонках не может служить показателем доста¬
точной надежности их. На фиг. 3 показано «хруп¬
кое» (внезапное) разрушение от скалывания
и частичного разрыва растянутого стыка на коль¬
цевых шпонках в однорядовом сопряжении при
хорошем качестве работы и применении подсу¬
шенных лесоматериалов.
Зубчато-кольцевая шпонка автоматически обес¬
печивает начальную плотность соединения.
Разрушение сопряжений на зубчато-кольце¬
вых шпонках характеризуется смятием гнезда
при значительных деформациях даже в растяну¬
тых стыках.
После перехода к массовому производству
зубчато-кольцевых шпонок и необходимых для
них обжимных приспособлений применение глад¬
кой кольцевой шпонки, и то лишь в улучшенном
виде (ромбическая шпонка), может быть допу¬
щено только в сборно-разборных конструкциях.
Фиг. 3
Зубчато-кольцевая шпонка является харак¬
терным примером приложения принципа дроб¬
ности к решению самой крепи. Равномерно рас¬
пределенное по всему кольцу дробное и точечное
приложение усилий обусловливает значительное
увеличение поверхности и фронта скалывания,
исключающее хрупкое разрушение сопряжения
от скалывания.
Кроме того дробное приложение усилий в со¬
пряжениях поперек волокон вовлекает в работу
существенно уширенный фронт сопротивления
смятию (Ъ' > Ъ, фиг. 4).
T.NC Σ
ППІ Ilii!
Этим вовлечением в работу большого количе¬
ства волокон определяется увеличенное расчет¬
ное сопротивление поперек волокон зубчато-
кольцевой шпонки, в 21/*—3 раза превышающее
соответственное расчетное сопротивление гладкой
кольцевой шпонки того же диаметра.
4) Нагельные сопряжения
Не менее эффективно приложение принципа
дробности в нагельных сопряжениях.
В сопротивлении скалыванию решающее зна¬
чение имеет не столько длина скалываемой по¬
4*
52
Г. Г. КАРЛСЕН
верхности, сколько ширина ее, т. е. фронт при¬
ложения скалывающих усилий.
При уменьшении диаметра нагеля с сохране¬
нием того же фронта скалывания существенно
снижается напряженность сопротивления скалы¬
ванию и вместе с тем увеличивается гибкость
нагеля, т. е. податливость всего сопряжения
в целом.
При жестких нагелях больших диаметров раз¬
рушение растянутого стыкового нагельного со¬
пряжения всегда определяется внезапным его
скалыванием. В этом отношении нагель из высо¬
косортной стали не имеет никаких преимуществ
перед простым дубовым или березовым нагелем;
наоборот, обмятие дуба поперек волокон и по¬
перечный изгиб его увеличивают податливость
сопряжения и тем самым способствуют лучшему
распределению нагрузки между отдельными на¬
гелями.
Чем меньше диаметр нагелей, тем меньше опас¬
ность скалывания нагельного сопряжения.
Гвозди диаметром не выше 6 мм обеспечивают
максимальную надежность соединения, мало за¬
висящую от наличия случайных дефектов, суч¬
ков, косослоя и трещин в сопрягаемых частях.
Дробное приложение усилий обеспечивает зна¬
чительную мощность работы гвоздевого сопряже¬
ния и поперек волокон; как и зубчато-кольце¬
вая шпонка, гвоздь поперек волокон работает
не слабее, чем вдоль волокон.
Начальная плотность гвоздевых сопряжений
обеспечивается забивкой гвоздей в сплоченные
пакеты без предварительной прорезки или свер¬
ления гнезд.
Большое значение в работе гвоздевых сопряже¬
ний имеют также плотное ващемление гвоздя
в гнезде и достаточное сопротивление его выдер¬
гивающим усилиям; эта связывающая роль гвоз¬
девых сопряжений и исключительная быстрота
и простота гвоздевых работ определяют основные
преимущества гвоздевых сопряжений перед на¬
гельными.
Большемерные гвозди «крестового» сечения
сохраняют все эти преимущества при условии
применения скоростного огнестрельного метода
их забивки или специальных заточек острия.
С обеспечениехм массового производства гвоз¬
девых патронов и гвоздеметов можно будет
заменить гвоздями крестового сечения болтовые
нагели не только в мостах и сводах-оболочках
больших пролетов, но и в стропильных фермах
и арках средних пролетов; однако в строитель¬
стве ближайших лет тонкие болтовые нагели еще
будут иметь широкое применение.
5) Прочие виды сопряжений
Значительно уже использование в деревянных
конструкциях крепей, работающих на сдвиг
(клей) и на растяжение (стяжные болты, скобы
и другие крепи преимущественно монтажного
значения).
Ограниченность применения в нашем строитель¬
стве клея определяется главным образом трудно¬
стями технологического порядка: недостатком
пиломатериалов, прошедших камерную сушку,
недостатком в производстве водоупорных клеев,
в прессовом оборудовании и опытных кадров
столяров. Однако даже в Германии, несмотря
на высокую степень механизации производства
деревянных конструкций, клееные конструкции
смогли получить лишь ограниченное применение,
главным образом вследствие чрезмерной жест¬
кости клеевых сопряжений.
Отсутствие податливости в клееном шве обу¬
словливает при усушке дерева образование трещин
в толстых пакетах иногда даже при продольном
сплачивании досок. Вследствие существенного
различия коэфициентов продольной и попереч¬
ной усушки дерева, выявляющегося при пересе¬
чении элементов под углом, обычные узловые
сопряжения на клею вообще невозможны.
Только в клееной фанере усушка и разбухание
тонких шпонов уже не в состоянии разорвать
клееного шва.
Таблица
Основные виды сопряжений элементов деревянных конструкций
Схема
Р
L.
Наименование
Спец, рабочие «крепи*
Распор и связи
Сопряжения
на
врубках
Специальных рабочих
крепей нет (как правило,
знакопостоянная работа)
Распора нет. Связь только
за счет трения в торцах,
нужны монтажные болты
Фиг. 5
т -х/
■>/1 *т
и. 'Q
'' Ί-
. 0 1 .η
_^Ѵ-7 /V
1 *7
Сопряжения на
растянутых крепях
Крепи есть и работают
на растяжение
(знакопостоянно)
Распор есть—отрицательный
(обжатие), обеспечивает
надежную связь
Фиг. <)
Сопряжения
на шпонках
Крепи есть и работают
на сжатие
(знакопостоянно)
Распор есть — положитель¬
ный; связующие болты
обязательны
Фиг. 7
jr
? ;
п
~]
^
И
Т
Сопряжения
на нагелях
Крепи есть и работают
на изгиб
(знакопереіменно)
Распора нет, нужны
только монтажные связи
(болты)
Фиг. 8
та»
. *г
Сопряжения
на клею
Крепи есть и работают
на сдвиг
(знакопеременно)
Распора нет,
связь создается самой
работой клееного шва
Фиг. 9
ВРУБКИ
53
В фанерных (гвоздевых и клееных), сборных
«деревянных конструкциях и в гнутых элементах
сборных деревянных конструкций из тонких
досок и брусочков водоупорные клеи с перехо¬
дом на заводское производство деревянных кон-
струкций смогут найти оптимальные формы стро¬
ительного применения.
3. Выводы
В результате завершения индустриализации
производства деревянных конструкций существо¬
вавшее до сих пор бессмысленное многообразие
типов сопряжений будет заменено небольшим
количеством стандартных сопряжений, из ко¬
торых основными—оптимальными — будут:
А) безметальные: 1) узловые врубки, 2) цилин¬
дрические и пластинчатые деревянные нагели,
3) клей;
Б) металлические: 4) зубчато-кольцевые шпон¬
ки, 5) гвозди — проволочные и крестовидного
сечения, 6) стяжные болты и 7) ногтевые шайбы.
Все виды сопряжений элементов деревянных
конструкций могут быть систематизированы по
основной работе сопрягающих крепей, либо
вовсе отсутствующих (во врубках) либо работа¬
ющих на растяжение, сжатие (шпонки), изгиб
(нагели) или на сдвиг (клей).
На фиг. 5, 6, 7, 8 и 9 (см. таблицу) показаны
первичные схемы основных типов сопряжений
элементов деревянных конструкций, из которых,
логически развиваясь, сформировались новые со¬
временные формы сопряжения элементов.
Ипж. М. Д. АННЕНКОВ
П. ВРУБКИ
1. Общие указания для проектирования и
расчета врубок
Врубкой называется сопряжение элементов
деревянных конструкций, передающее усилия
от одного элемента другому непосредственно
через плоскости смятия и скалывания, без вспо¬
могательных рабочих частей.
Ниже рассматриваются только современные
врубки, применяемые в инженерных конструк¬
циях; устаревшие плотничные врубки, находя¬
щие еще применение в жилищном строительстве,
не приводятся.
При проектировании врубок надлежит руко¬
водствоваться следующими указаниями ТУ и Н.
«§ 64. При проектировании сопряжений на врубках
следует по возможности применять врубки, в ко¬
торых рабочие поверхности смятия получаются сквоз¬
ным пропилом; применение врубок, требующих дол¬
бежной работы, не рекомендуется.
§ 65. Врубки, как правило, должны быть просты
в исполнении, иметь по возможности ясную схему рас¬
пределения усилий по рабочим поверхностям и доступ¬
ны для осмотра при эксплоатации конструкции. Глухих
гнезд и врубок, задерживающих воду, следует избегать.
§ 66. В сжатых стыках или пологих сопряжениях
передача усилий должна по возможности происходить
непосредственно «торец в торец»—без промежуточных
деревянных подушек или элементов с поперечным на¬
правлением волокон.
§ 67. В случае передачи усилий в одной и той же
врубке одновременно непосредственно рабочему элемен¬
ту и «двухстепенно» (через вкладыши или накладки)
в работе врубки следует учитывать сопротивление смя¬
тию вкладышей с коэфициентом 0,50—0,80 в зависи¬
мости от плотности и жесткости присоединения и?, а
также в зависимости от большей или меньшей опасности
перенапряжения основных рабочих элементов (скалы¬
вание) 1.
§ 68. Ввиду трудности в производстве работ избежать
наличия в местах, ослабленных врубками, сучков, тре¬
щин, косослоя и других пороков, а также ввиду наи¬
большей опасности загнивания древесины в надрезан¬
ных местах, ослабление элемента конструкции вруб¬
ками во всяком случае не должно превышать:
при симметричной врубке 0,60
» односторонней » 0,50
от цельной площади сечения.
§ 69. В многорядовых сопряжениях и в статически
неопределимых системах следует проектировать площади
скалывания, исходя из уменьшенного на 20% допускае¬
мого напряжения [ί].
Основные усилия, учитываемые при расчете
врубок, определяются следующим образом.
Сминающее усилие определяется как резуль¬
тат графического разложения действующего сжи¬
мающего усилия по направлениям, перпендику¬
лярным плоскостям смятия.
Допускаемое напряжение смятия определяется
в зависимости от угла а между действующим
усилием и направлением волокон 2. Кроме того
вводятся поправочные коэфициенты к, зависящие
от влажности, класса сооружения и марки леса.
Скалывающее усилие определяется с учетом
трения (кщ, = 0,3) только в том случае, если обес¬
печена работа стяжного болта независимо от на¬
чального его натяжения (см. ТУ и Н, § 6 и 7).
Необходимая по расчету длина плоскости
скалывания должна быть не более семикратной
глубины врубки.
Если эта длина получается по расчету менее
четырехкратной глубины врубки, то ее следует
назначать все же не менее четырехкратной глу¬
бины врубки.
Расчет ослабленных врубкой элементов (на
сжатие или растяжение) должен производиться
с учетом ослабления сечения, причем следует
также учитывать возможность появления в ослаб¬
ленном сечении изгибающих моментов от внецен-
тренно действующих сил.
2. Расчет и конструирование узловых со¬
пряжений на врубках
Расчет врубок в основном сводится к опреде¬
лению расчетных усилий, действующих на отдель¬
ные плоскости смятия и скалывания, и поверке
напряжений по этим плоскостям. Во все::
случаях практики сминающие и скалывающие
усилия могут быть определены графическим
разложением усилий, действующих в сопрягае¬
мых элементах конструкции. Соответствующие
силовые многоугольники приведены при рассмот¬
рении отдельных врубок. Графический расчет
дает простое, быстрое и достаточно точное для
практических целей решение. Для полноты па¬
раллельно приводятся формулы аналитического
расчета врубок, существенно облегчаемого при¬
менением специальных графиков.
1 Рекомендовать такое сопряжение нельзя.
2 См. «Смятие», стр. 46 и след.
54
М. Д. АННЕНКОВ
Для узловых сопряжений элементов инженер¬
ных конструкций наиболее часто применяются
врубки: лобовые, щековые, трехлобовые и нож¬
ничные.
1) Лобовые врубки с одиночным зубом
Основным типом лобовой врубки с одиночным
зубом является биссектрисная врубка (фиг. 1),
в которой плоскость смятия ас направлена^ по
биссектрисе угла у, а плоскость смятия cd —
параллельно оси растянутого элемента. При
таком расположении плоскостей смятия усилие
в подкосе может быть разложено на две состав¬
ляющие N/ и Nе", являющиеся расчетными
для плоскостей ас и cd. При расчете на смятие
силами трения пренебрегают. Однако исследова¬
ния показали, что усилие Nc" обычно погашается
силой трения в плоскости ас и что фактически
плоскость ас воспринимает полное усилие N—
Ввиду того что коэфициент трения (при покое)
дерева по дереву в среднем доходит до ктр= 0,65
(соответствует углу трения атр= 33°), то, оче¬
видно, при (Zj < атр= 33° площадка ас целиком
воспринимает все усилие ІѴ_, площадка cd не
работает и корытообразное гнездо aede (фиг. 1)
поэтому неконструктивно. Направлять плоскость
ас по биссектрисе также не имеет смысла, так
как это отнюдь не улучшает условий смятия.
Единственной конструктивно оправданной ло¬
бовой врубкой следует поэтому признать орто¬
гональную к подкосу (фиг. 2).
Глубина врезки h' не должна превышать 0,40 h
для элементов круглого сечения или из брусьев
и 0,30 h для элементов из досок на ребро.1
Для устранения дополнительных изгибающих
моментов в подкосе рекомендуется плоскость
смятия ас направлять по оси подкоса.
Во избежание же дополнительных моментов
в ослабленном сечении растянутого пояса —
центрировать врубку по центру тяжести этого
сечения.
вить «подбалку», прикрепляемую к поясу гвоздя¬
ми или шурупами. Подбалка кроме того позволяет
легко фиксировать положение опорной подушки
и создает упор для шайбы стяжного болта.
Постановка стяжного болта обязательна, но
работа его по ТУ и Н при расчете не учиты¬
вается.
Стяжной болт вступает в работу при аварии
узла вследствие скалывания опорной призмы и
предупреждает мгновенное раз¬
рушение всей конструкции.
Диаметр стяжного болта на¬
значается по конструктивным
соображениям в пределах от
12 до 19 мм в зависимости
от размеров сопрягаемы эле¬
ментов.
При расчете лобовой врубки
основные допускаемые напря¬
жения на скалывание и смятие
принимаются равными (для
сосны):
на смятие:
\.пс\а =о = ^
К]а = 90 = 25 кг/см*; ;
на скалывание:
[ί] = 12 кг/сми.
Расчет лобовой врубки за¬
ключается в определении необходимой глубины
врезки h' и длины скалываемой части lt (фиг. 2).
Фиг. 2. Рекомендуемый тип лобовой врубки
Для лобовой врубки с одиночным зубом рас¬
четные формулы имеют вид:
Fc^H * \-ηΔβ ^ N'c', (1)
= (2)
где Nc = N—\
■Nt == Nc cos β = N- cos β.
Для прямоугольного сечения (фиг. 2):
\\0
Фиг. 1. Неправильная форма лобовой врубки
Ввиду возможности появления в растянутом
поясе неучтенных моментов рекомендуется ста-
1 Применение лобовой врубки для дощатых кон¬
струкций должно быть оправдано особыми соображениями,
так как другие типы врубок в этом случае более выгод¬
ны.
Fi-
Ъ = —а . Ъ; Ff = L · Ь.
cos β τ τ
Таким образом из условия смятия плоскости ас:
из ф-лы (1):
Ύ ' Ν_· cos β
= г- — ;■ (з)
b · hH Lnc]
ВРУБКИ
55
ί _ Ν_· cos β _ [ηΰ]β ь/
ь-лн[«] “ [«Ι Λ'
расчетная длина плоскости скалывания lt
должна быть не более семикратной глубины врез¬
ки, т. е. должно быть соблюдено условие:
Глубина врезки Ъ! может быть определена не¬
посредственно по графику (фиг. 3).
Для круглого сечения (фиг. 4) ур-ния
(1)—(2) остаются в силе, но в отличие от прямо-
Л' см
Для облегчения расчета приведены графики
фиг. 5 и 6, непосредственно дающие зависимость
между ω, h' и dQ (фиг. 5) и между h\ Ъ и d0
(фиг. 6).
При пользовании графиками фиг. 5 и 6 расчет
лобовой врубки при круглых элементах произ¬
водится так:
а) по ф-ле (7) определяется потребная из усло¬
вия смятия площадь сегмента ω;
б) по графику фиг. 5 для определенных со
и d0 находится h'\
в) по графику фиг. 6 для определения h' и
d0 находится Ъ;
г) после определения со и Ъ при заданных
[пс]а и [ί] находится по ф-ле (8) lt.
Пример 1. Требуется рассчитать ортогональную
лобовую врубку (фиг. 2).
Дано: N— = 6 000 кг, Ъ = 15 см, k = 18 см,
β = 40°. Поправочный коэфициент к основному
допускаемому напряжению кн = 0,65.
Определение глубины врезки h' производим
по графику фиг. 3.
Параметр:
Р
N-_ 6 000
kHb “ 0,65 · 15
620.
По графику фиг. 3 находим: h' = 11,3 см [со¬
ответствует ф-ле (3)].
Фиг. 4. Лобовая врубка в элементах круглого сечения
угольного сечения площадь смятия определяется
по формуле:
-- ~ ~ β
Fc =
8 cos β Vl80 ^
и соответственно
-sin φ
)= —
} cos β
Ft
h · ь.
(4)
(5)
где Ъ = 2 У h' (г0— /г'),
ω — площадь сегмента при глубине врезки h';
φ — центральный угол сектора, определяемый
по ф-ле (6):
8іпт=-£-~ · (в)
Подставляя значения Fi и Fi в ф-лы (1) и (2),
получим:
N_ cos β
lt =
N_ cos β
b · ku [t]
• \ηΛβ ’
ω [η0]β
~ЪЦГ
<7 h'.
(7)
(8)
Площадь сегмента ω определяет глубину врез¬
ки h' при данном диаметре d0.
Ввиду того что глубина врезки более 0,40 h,
сечение элементов должно быть увеличено или
же применена врубка с двойным зубом (см. ниже).
Высота бруса, соответствующая глубине вруб¬
ки h' = 11,3 см, равна:
т 11,3 ооо
h — Λ . — 28,2 см.
0,4 ’
При заданном /3=40° потребная площадь
смятия F/ = есть величина постоянная при
всех соотношениях между Ъ и /г, и следовательно
h · Ъ = const. Это позволяет использовать най¬
денное значение h = 28,2 см для окончательного
назначения размеров сечения:
h · Ъ = 28,2 · 15 = 423 см2·
Принимаем сечение h · Ъ = 21 · 20 = 420 см
~ 423 см2. Глубина врубки h' ^ 0,4 h = 8,5 см
Длина скалываемой части:
h =
Να , , _ 42
[ί] “ 12
8,5 = 30 см;
0)CMz
■T (liV- · <p—sin <p) ,
где φ определяется по формуле:
sin *- . ± = 2 V V (do - V)
2 do do
Фиг. 6. График зависимости между площадью сегмента и>, хордой
сегмента Ь и диаметром круга do; Ъ = 2 К Л' (do — h')
ft
ЛНЯЯЯЯОЯ
ВРУБКИ
57
принимаем:
lt = 40 см.
Пример 2. Требуется рассчитать врубку при
круглых элементах.
Дано: N— = 6 000 кг; кн = 1; dQ = 20 см;
[nj«_ 40 = 42 КгіСмК
Из ф-лы (7):
N— cos β __ 6 000-0,765
ku [nc]g 1 · 42
по графику фиг. 3, в которых за параметр сле-
(N_h
дует принять _ж
bkH
Для второго зуба:
Nc = (Ж_)а cos 14°
(см. силовой многоугольник, фиг. 7), где 14° со¬
ответствует наклону шпонки относительно оси
подкоса при соотношении Іш = khm.
h" , h"
= 110 см*.
По графику фиг. 5 для ω = 110 см2 и d0 = 20
имеем:
Л'= 7,7 < 0,40 rf0'
По ф-ле (8):
jyi'/ ___ ™^
С COS α2 ~ COS {β + 14°)
[лс]а2 = 1-Л^0-И4° *
Ур-ние (1) примет вид:
• Ь;
COS (0
140) * [Λί.·]^4-<4° ^ (Ν— )2 ros 14°
<°[ПС] β 110.42
— 20 см,
b[i] 19,5-12'
где Ь = 19,5 см (по графику фиг. 6).
Принимаем lt = 30 см τζ 4h'.
2) Лобовые врубки с двойным зубом
В том случае, когда расчетное усилие
не может быть воспринято одиночным
эубом, можно запроектировать второй
зуб в виде дубовой или сосновой встав¬
ной шпонки (фиг. 7).
Врубка с вставной шпонкой дает до¬
статочно плотное сопряжение, чего
нельзя сказать про лобовую врубку
с двойным зубом, сделанным непо¬
средственно у подкоса, применявшуюся
в прежних деревянных конструкциях.
Зуб самого элемента делается ортого¬
нальным к оси подкоса, а вставная
шпонка прямоугольной с обычным со¬
отношением Іш = 4 Ьш. Глубина вре¬
зок h' и h" должна быть не более 0,40Л,
как для лобовой врубки с одиночным
зубом; желательно, чтобы h" было больше h'
(от 1,0h' до 1,5А7).
При проектировании врубки задаются обычно
соотношением h" ^ 1,5h' или передают на
каждый зуб половину расчетного усилия под¬
коса. При этом глубина врезки вставного зуба
h" получается больше h', так как допускаемое
напряжение смятия в гнезде вставной шпонки,
определяемое углом а2 > а, будет меньше, чем
в гнезде зуба подкоса.
При расчете на скалывание следует понижать
допускаемое напряжение на 20% (как для много¬
рядового сопряжения), ибо совместная парал¬
лельная работа обоих зубьев не может считать¬
ся вполне обеспеченной.
Расчет врубки с двойным зубом также произ¬
водится по приведенным выше ф-лам (1) и (2).
Все входящие в расчетные формулы величины
могут быть получены из чертежа и силового
многоугольника (фиг^ 7) или аналитически.
Для первого зуба:
,, (N_)i cos β
h 7.T. Г Ί » (За)
Фиг. 7. Лобовая врубка с вставной шпоикой
откуда
ЪГ =*
(JV )2 cos 14° cos (β + 14°)
b · kfi [nc]
и соответственно
ν·
inc\ /3+14°
[ί]
/3+14°
ЬГ.
(36)
(46)
Кроме расчета врубки на смятие и скалыва¬
ние необходима поверка болта, воспринимаю¬
щего распор шпонки Ош. Из силового много¬
угольника (фиг. 7) усилие на болт:
N6 = Qui=z №-)ш * sin 14°·
(9)
bkH [η0]β 9
(iV_h cos β __ [пс]д
‘ it]
bkH[t]
h\
(4a)
Пример 3. При выполнении лобовой врубки
с одиночным зубом (пример 1) оказалось необ¬
ходимым увеличить размеры сечения. Требуется
спроектировать этѵ врубку g двойным вубом.
Дано: Ж-= 6 000 кг; кн = 0,65; 0 = 40°;
b = 15 см; h = й 8 см.
Принимаем:
(N-)г == (N-)2 = = 3 000 кг.
Для первого зуба параметр р для расчета по
графику фиг. 3 равен:
где (N—)1 — усилие, приходящееся на первый
вуб. Ур-ния (За) и (4а) могут быть решены
Р =
(Ν_)
bku
3 000
15 · 0,65
= 310.
58
М. Д. АННЕНКОВ
По параметру р = 310 и углу β = 40° находим:
h' = 5,6 см;
далее по ф-ле (4а):
„ [ηΰ]α=β 7 , 42 к - . П7 /
^ ^— h .— ^ »5,6 — 30 см < 7/г. .
Для второго зуба:
по ф-ле (36):
-г# 3 000 · 0,97 · 0,588 к оо
h ~ 15 . 0,65 · 33 ~ 5,33 Мі
по ф-ле (46):
Ц’ = II · 5,33 = 14,7 см.
Принимаем Λ" = h' = 5,6 см. При конструи¬
рований соблюдаем, чтобы было не менее 4h".
Усилие, воспринимаемое болтом [по ф-ле (9)]:
N6 = Qm = 3 000 . 0,242 = 726 кг.
Принимаем болт 0 12 мм.
кости смятия ае. Исходя из предпосылок, из¬
ложенных при рассмотрении лобовой врубки,
нужно считать, что усилие Nc уравновешивается
трением в плоскости ае, и только в тех случаях,
когда N£ более силы трения, т. е. когда угол аг
больше угла трения, вступает в работу плос¬
кость ес.
По ТУ и Н 1931 г. при расчете врубок силы
трения не учитывались, вследствие этого кон¬
структивно правильной считалась биссектрис-
ная врубка, расчет которой производился по
допускаемому напряжению \пс\ £ > [ηΛα = β-
В настоящее время испытания показали, что
силы трения заметно ухудшают сопротив¬
ляемость врубок смятию; поэтому нормальной
следует признать не биссектрисную врубку, а
ортогональную к подкосу 1 (фиг. 9), в которой
усилие в подкосе Ν— целиком воспринимается
плоскостью смятия, нормальной подкосу.
Несколько пониженное напряжение на смя¬
тие оправдывается до известной степени нерав¬
номерным распределением напряжений смятия
3) Щековые врубки
а) Общие замечания
Щековая врубка (фиг. 8 и 9) представляет
собою сопряжение дощатых элементов, в которых
.’выбраны (в плоскости досок) треугольные гнез-
по плоскости ае, однако последние испытания
указывают на возможность повышения [/&<.] без
ущерба запасу прочности врубок. При расчете
щековых врубок допускаются напряжения (для
сосны): на смятие [гсс]а_0 = 80 и [>с1а_90 = 20
кг/см2 и на скалывание [ί] = 8 кг /см2.
Значительно меньшее, чем в ло¬
бовых врубках, допускаемое на¬
пряжение на скалывание обус¬
ловлено опасностью отдирания
волокон.
Треугольная щековая врубка
применяется при углах β = от
18° до 35°.
При углах β > 35° сопротив¬
ляемость смятию падает при одно¬
временном повышении опасности
отдирания волокон.
б) Расчет ортогональной щеко-
вой врубки
Общи® расчетные ур-ния (1) и (2) остаются
в силе и для треугольной щековой врубки:
. FI- kH[nc-\e>N' = N-'
Ft ■ Μ ί] > Xt = Ν+ = Ν- cos β.
Обычно ширина площадки смятия (глубина
врезки в каждую доску) назначается одинаковой:
«з
тимьян ;і ; г
—: іі -тЫ
-
■штя>л 1 |! і!
_4J
ЪС = Ъ’С· fiy
где Ъс — общая ширина площадок смятия;
п — число площадок смятия;
Ъ'с — ширина площадки смятия в каждой
Фиг. 8. Щековая врубка с произвольным направлением
плоскости смятия
да е опорными площадками. По этому признаку
врубку часто называют «треугольной щековой».
Эта врубка применяется главным образом для
опорных узлов дощатых ферм с малым углом
наклона верхнего пояса (β <; 20°).
На фиг. 8 изображена треугольная щековая
врубка с произвольным направлением плос¬
доске.
При этом на каждую площадку смятия при¬
ходится равная часть усилия N/.
Необходимая общая ширина площадок смя¬
тия должна быть равна:
^ іѵ_
^ hofc* [η„]ρ · ^
1 В дальнейшем «ортогональная к подкосу треуголь¬
ная щековая врубка» именуется для краткости «орто¬
гональная треугольная врубка».
ВРУБКИ
59
Расчетная длина плоскости скалывания долж¬
на быть не более семикратной глубины врезки.
Рекомендуется принимать lt >1Ъ'С даже в тех
случаях, когда по расчету требуется значитель¬
но" меньшая длина.
Исходя из этого, при
lt = 7 Ъ’с =
площадь скалывания
Ft = lt h0 cos β · η = 7bch0 cos β,
Фиг. 9. Щековая врубка, ортогональная к подкосу.
Расчетные формулы: а) из условия смятия — ф-ла (9);
б) из условия скалывания — ф-ла (10)
где в запас прочности за ширину площадки ска¬
лывания принята не вся ширина доски, а только
ее часть, соответствующая площадке смятия ае.
Сопротивление врубки скалыванию опреде¬
ляется по ф-ле (2):
Nt = N— cos β = Ft · [ί] · кн = lbcha cos β [£] · кн,
откуда общая ширина площадок:
Ν_
Ъс = 7Λ0[ί]Α« '
(10)
Пример 4. Требуется рассчитать треугольную
ортогональную врубку опорного узла (фиг. 9).
Дано: N = 10 000 кг; β = 30°, поправочный
коэфициент на влажность кн = 90.
Из условия смятия по ф-ле (9):
ІѴ_
h°bc = lnc]phK
10 000
46 · 0,9
= 242 см2.
Из условия скалывания по ф-ле (10)
lt = 7b'c (семикратная глубина врезки):
N-
h°bc = 7ТГ] kH
10 000
7 . 8 . 0,9
= 199 см2.
при
Принимаем: h0 = 20 см, Ъс = 12 см, или Ъ = G см,
тогда с
hQbc = 20 · 12 = 240 см2,
что примерно равно необходимой площади
242 см2, определенной из условия смятия.
в) Треугольная врубка для со¬
пряжения растянутых элемен¬
тов (фиг. 10)
Эта врубка часто применяется для узлов
кольцевой замкнутой конструкции, причем обыч¬
но к* = h, а плоскость смятия се направлена
Треугольная врубка для сопряжения растянутых
элементов
Фиг. 10. Расчетные формулы: а) из условия смя¬
тия— ф-ла (11); б) из условия скалывания —
ф-ла (12)
по биссектрисе угла у. Если узловая нагрузка А
(фиг. 10) передается на узел через элементы,
примыкающие к обоим растянутым стержням,
то усилие Nc, перпендикулярное к се, воспри¬
нимается непосредственно плоскостью смятия
се без участия сил трения, а плоскости ас и cd
усилий не воспринимают, что должно быть учте¬
но при конструировании врубки узла. Эта вруб¬
ка рассчитывается как обычная биссектрисная.
Расчетные уравнения имеют вид:
Fo · l>Jα · К > N'c\
Ft Μ Κι ^ Nt.
При h = tiQ и at = a' = α = ~~ имеем:
Fc= h cos аЪс = h cos у- Ъс\
Nc = Nt cos a = N+ cos ~ 3
Nt = N+.
60
М. Д. АННЕНКОВ
Ив условия смятия:
ье>
h ΙηΛβ/2 h«’
При If =1Ъ'о = 1 · -^
(11)
Ft = lth ■ n = 7 h ■ n = Ibji,
где lth — площадь скалывания, соответствующая
каждой площадке смятия одной доски;
п — число плоскостей скалывания, равное
числу площадок смятия.
Ур-ние (2) принимает вид:
nch[t]kH>Nt = N+,
отсюда из условия скалывания:
Ье>
N,
7 h [ f] kji
(12)
Из двух значений общей ширины Ьсі полу¬
ченных по ф-лам (11) и (12), расчетным является
большее.
Пример 5. Требуется рассчитать треуголь¬
ную врубку при растянутых элементах (фиг. 10).
Дано: ІѴ+ = 12 000 кг; кн = 1, β = 45°.
Ширина элементов одинакова, т. e. h = h0.
Врубка биссектрисная:
% = а' = а = JL = 22°30'.
Из условия смятия по ф-ле (11):
hbc>
N,
\пс\ βΐ2^Η
12 000
56 . 1
= 224 см2.
Из условия скалывания по ф-ле (12):
hbc>
7 [t] kH
12 000
7.8*1
= 224 см2.
Принимаем: h — 22 см и bc = 10 см, или соот¬
ветственно для элемента из двух досок /г = 22 см
и ъс = 5 см.
В зависимости от конструктивных особенно¬
стей сооружения врубка должна быть стянута
стяжным болтом или же скреплена двумя-
тремя гвоздями.
4) Трехплоскостные врубки
а) Общие замечания
Трехплоскостные врубки также относятся
к «щековым врубкам», но отличаются от тре¬
угольных щековых наличием специальной опор¬
ной подушки, уравновешивающей двумя плос¬
костями составляющие усилий в подкосе и поя¬
се (или в двух других примыкающих элементах)
и надежно фиксирующей положение опорной
реакции фермы. Кроме наличия опорной подуш¬
ки для трехплоскостной врубки характерны:
а) отсутствие смятия поперек волокон;
б) значительно меньшее отдирание волокон
скалываемых поверхностей.
Недостатком этой врубки является необхо¬
димость особенно тщательного изготовления ее.
Трехплоскостная врубка с произвольно
направленными плоскостями смятия в практи¬
ке употребляется сравнительно редко и при¬
ведена как пример решения задачи в общем
виде. Обычно применяются трехбиссектрисные
врубки, у которых все три плоскости смятия
направлены по биссектрисе, и двухбиссектрис-
иые врубки (фиг. 22), у которых направлены по
биссектрисе только две плоскости смятия.
б) Расчет трехплоскостных
врубок
При расчете трехплоскостных врубок делает¬
ся ряд допущений.
Прежде всего предполагается, что по всем
трем плоскостям смятия осуществляется одно¬
временное соприкосновение всех шести поверх¬
ностей элементов узла.
Далее считается, что по каждой из трех плос¬
костей смятия, напряжения распределяются
равномерно и что следовательно равнодей¬
ствующие напряжений смятия приложены в
серединах каждого из участков смятия. Направ¬
ление этих равнодействующих принимается нор¬
мальным к площадкам смятия.
Перечисленные допущения, весьма облег¬
чающие расчет трехплоскостных врубок, яв¬
ляются общепринятыми. Однако необходимо
отметить, что эти допущения не вполне обосно¬
ваны и несовместимы с принципом центрирова¬
ния усилий в элементах фермы.
При произвольном направлении плоскостей
смятия расчетные уравнения имеют вид (фиг. 11):
Fc[ncY
Fc [пс]" · кн > N'c\
F'c''[ncY'.kH>Nc"
FM-kH>Nt,
(13)
где F'c,F’c\Fc" — площади смятия;
Ft — площадь скалывания;
[raj', OJ", [ncY'—основные допускаемые напря¬
жения на смятие соответству¬
ющих площадок;
[ί] — основное допускаемое напряже¬
ние на скалывание;
кн — поправочный коэфициент к ос¬
новному допускаемому напря¬
жению (на влажность, класс
сооружения и т. п.).
Из силового многоугольника (фиг. 11) имеем:
Ν·~ жтг8Ш“г:
ІѴ_
NY = —— sin а':
sm γ0
Nr=-
Sin Уі
sm α ;
Nt = N'c cos Qj + NY' · cosa3 = ІѴ+; *,
(14)
кроме того:
\-nc\ — [пс1аі ИЛИ a'y
[Пс\ = \.nda2 ИЛИ ат,\
\-пс\ [иДзз ИЛИ аггг
(15)
(допускаемое напряжение определяется большим
из двух углов, указанных в индексе).
Определив по ф-лам (14) и (15) расчетные
усилия и допускаемые напряжения, определяют
потребные площади смятия и скалывания по
ф-ле (13).
в) Трехбиссектрисные врубки
с тремя равнопрочными плос¬
костями смятия
Для трехбиссектрисной врубки с произволь¬
ными углами гр1 и гр2 расчетные ур-ния (13), (14)
и (15) принимают вид:
Fc 1>с] αχ · кн > N'c\
Fc [лс] a2 · kn^>Nc’\ ( .
Fr[nc]a3-kH>Nr;
FM-kH>Nt.
ВРУБКИ
61
Из силового многоугольника (фиг. 12) и соот¬
ношения между углами ylt у>3 следует:
β
Ψι — 180—β\
= аГ = 90 - (-f + f-) ; vt = fi + h;
= «'" = ·£ j %-180-ft;
yo = ^ = 180-f =90+ f;
П = V~- = 180 - |-1 =90+ 4 :
^ ^ iV_ · sin ψχ sin (180 — /8) _
(17)
sin у»
sin (180— βι)
= ж sinff .
N Ns^p1=n_
sin ν'»
= N-
Sin /3χ *
e sin (β + /gj) _
sin (180 —ft.)
sin Q8 + fa)
sin 0!
Фиг. ll. Трехплоскостная щековая врубка с произ¬
вольными углами
Подставляя эти значения в ур-ния (14), по¬
лучим:
Νό = ІѴ_ ■
m = N-
N'c" = N- ■
cos
V*
о
cos )
ДJ
№
+
V>3
βι
sin
2
cos
2
=
ІѴ— .
cos
ѴЧ
sin
£
= iV- —
2
= ІѴ_
sin
v,
о
cos
_ft
о
Sin Vi COS
Sin Ѵз Sin
Vi
sin 0 · cos ( T + -γ)
:: N- V2 „ 2/ = N- ·
Sin 0! COS
Nt = N+=N-· -n-^ = TV.
1 + sin Vj
= ΛΓ— A,.
sin (β + fil) .
Sin /?!
(18)
Далее:
Ы' = [»*]«,;
кг = [«Jo.;
[ПсТ'=1пЛа3·
Наконец ие выражения (16) имеем:
2JV1 cose,
(19)
ы=
Ь’с =
Ы” =
h ■ tndajfe» ’
2N" COS a,
ή · [nc]a#fcw *
2N'c" · COS a,
h * ΜαΛ* ’
[nc]a.bc
^ “ [i] . m
- 7
m ’
(20)
где m—число плоскостей скалывания;
62
М. Д. АННЕНКОВ
Ъс — необходимая суммарная ширина пло¬
щадок смятия;
ОД, — основное допускаемое напряжение на
. смятие (при определении lt для [лД,
нужно брать бблыиую из величин [njai
и 1>]в2)·
Расчет врубок производится по ф-лам (16),
(18) и (19) или же с помощью графиков фиг.
14 и 15 (см. примеры).
ную врубку по фиг. 16 можно рекомендовать
взамен треугольной щековой (фиг. 9), которая
нерациональна из-за смятия под бблыиим углом
(малое допускаемое напряжение на смятие и
большая опасность отдирания волокон).
При одинаковой ширине сминаемых площа¬
док допускаемое напряжение обычно полностью
используется только по одной из них (в частном
На фиг. 12 представлена врубка при элемен- случае при β = 45° полностью^ используется
тах равной ширины, т. е. при h1 = h0 = h. напряжение по площадкам оа и ое).
Такое соотношение наиболее распространено В обычных трехбиссектрисных врубках (фиг.
в решетчатых конструкциях, так как одно¬
образие сортамента значительно упрощает кон¬
струирование ферм и производство работ.
При h = ht и h0 > h (фиг. 13) схема врубки
и силовой многоугольник не изменяются и ур-ния
(18) и (19) остаются в силе. Для опорного узла
обычно назначают h = h0 = h1 при = 90°
(фиг. 16). При угле β > 35° трехбиссектрис-
12, 13 и 16) напряжения смятия по каждой
площадке зависят от величины сминающего
усилия (ІѴ.С, Nc или Ν'") и ширины площадки
Ъс, Ъс или Ъ с. По допускаемому напряжению
на смятие для каждой площадки и усилиям
ІѴС, Nc, Nc могут быть определены необ-
ВРУБКИ
63
ходимые размеры площадок &с, Ъс' и [см.
ф-лу (20)]. Очевидно в общем случае Ь'с ф ф
недонапряжение двух других. Например для
опорного узла фиг. 16 при β < 45° ширина всех
площадок смятия определяется по ф-ле (20)
шириной Ъс\ наиболее напряженной из
них, остальные же площадки будут недо-
напряжены.
При β = 45° одинаково напряженными
окажутся площадки Ъс' и Ье'\ а площадка
Ъс'" окажется недонапряженной.
Во всех рассмотренных случаях точка О
пересечения плоскостей смятия совпадает
с геометрическим центром узла. Однако
можно определить такое положение цен¬
тра плоскостей смятия Οχ, при котором
в каждой из них будут возникать напря¬
жения, равные допускаемым (фиг. 17).
Решая задачу в общем виде (фиг. 17)
по ф-лам (16), будем иметь:
Р'с [»е]аі К = °а ■ ЪЛηΔαιΚ = N'c;
Р'с К]а2 К = йе_· ЬС К']*Л = Nc'\ ■ (16а)
oe-bc[nc]a3kH = Nr,
суммарная ширина площадок
Р'о'[пс[ аг к
где Ье-
смятия.
Решая эти уравнения относительно Ъс и
заменяя ІѴ', N'c’ и N'c" их значением по*
ф-ле (18), получим:
N_ -к' к" Ν_ · кш
оа [пс]а
] [пс]
а2
Х-2
ОС [Пс] 0
COS αχ
Таким образом:
XI Μαχ _ Х2 [Пс]а2
к' COS αχ к" COS α2
Отсюда:
— h — χχ
и ос = .
COS α·2 COS аз
(h — xl) [nc]az
к'" COS аз
Фиг. 16. Характерное решение опорного узла дощатых решет¬
чатых конструкций на трехбиссектрйсной врубке при в «= от
40° до 50°
[Пс]а · COS α3 krrr
(2іу
[пс1аз · COS αχ
Μαχ COS α2
+ 1
кГ
к' 1
2 1 Μα2 COS αι
Определение хг и х2 может быть сделано по
графикам фиг. 18 и 19.
Из фиг. 17 следует, что равнопрочная трех-·
биссектрисная врубка может быть осуществлена
при h0 > Χχ + я2. На фиг. 20 представлена
врубка опорного узла при h0 = Χχ + s2.
Ширина врезки определяется из условия
смятия любой из трех плоскостей по ф-лам (16а)..
т. е.
Р'с ■ ОД,, К = оа ■ Ъс [пс]аі кн = N'c,
отсюда
= =
N' COS αχ
Ν_ · к' COS αχ
oa [η€]αικΗ
(22)
кн χ1 \-Ύιο\αχ^Η’ *1 t^clax^ii
Величина N'cІѴ_ · /c' определяется по ф-ле (18)
ф Ь"с'; однако из конструктивных соображе¬
ний ширина Ьс для всех трех площадок прини¬
мается равной. Поэтому, производя расчет по
наиболее напряженной площадке, получают
г) Трехплоскостные врубки с
металлическими тяжами
Трехплоскостные врубки весьма рациональ¬
ны для промежуточных узлов ферм с металли¬
ческими растянутыми элементами (железо-дере¬
вянные фермы). На фиг. 21 и 22 представлены
64
М. Д. АННЕНКОВ
две схемы таких узлов. На фиг. 21 показан
промежуточный узел в виде трехбиссектрис-
ной врубки, возможной лишь при отсутствии
внешней нагрузки, передающейся через пояс¬
ные доски.
Можно рекомендовать графическое решение
задачи путем построения силового многоуголь¬
ника и самой врубки, откуда по масштабу мо¬
гут быть определены все необходимые расчетные
величины для ур-ний (16).
Расчет таких врубок на смятие производится
так же, как и обычных трехплоскостных вру¬
бок, т. е. по ф-лам (18), (19) и (20).
Р
д) Примеры расчета трехбис-
сектрисных врубок
Пример 6. Требуется рассчитать по графику
фиг. 14 и 15 трехбиссектрисную врубку опор¬
ного узла по фиг. 11.
ш
На фиг. 22 представлен ѵзел фермы с внеш¬
ней нагрузкой на поясе. Усилия А, Ν+ и R
(Д — равнодействующая усилия в поясе Νη·
и внешней нагрузки Р) уравновешиваются
усилиями смятия.
Нормальной схемой такого узла является
двухбиссектрисная. Можно рекомендовать бис-
сектрисность плоскостей ос и оа, тогда ах =
= а' и а3 = а'". Пересечение усилий смятия
N/ и Ν/" определяет направление и вели¬
чину усилия Ne". При этом а2 ф а", т. е.
биссектрисность третьей плоскости смятия ое
не имеет места
Аналитический вывод формул для N/, Nc" и
N/" и значений углов а", а2 и φ в этом случае
довольно громоздок и пользование им неудобно.
ϊ ΖΞ7ΓΓ F—ϊ
1
ί
μ V,
1
1
[
1
1
1
\
1
, /И
i Д,.. ,ι
L L
1
_j в
Фиг. 20. Характерное решение опорного узла дощатых
решетчатых конструкцпй на трехбиссектрисной врубке
при β = от 30° до 40°. Положение центра плоскостей
смятия определяется равнопрочностью трех плоскостей
смятия
Дано:
h = hQ= кг = 20 см.
β = 30°; β1 = 90°; кн = 0,9; Ν- = 10 000 кг.
ВРУБКИ
es
По ф-лам (17):
1. at = 15°; a2 = 30°; а3 = 45°; ψ3 = β + β, = 120°.
2. По графикам фиг. 14 и 15 [или по ф-ле (18)]:
Щ = 0,71ІѴ - 7 100 кг
N'c' = 0,37JV_ = 3 700 »
Щ" = 0,26i\L_ = 2 600 »
Nt = 0,865Ж_ = 8 650 »
3. По графику (стр. 48) (допускаемые на¬
пряжения под углом):
["Jax = 65 кг1см*' [гес]02 = 45 кг/см?;
К]аз = 32 Щ'смК
Фиг. 21. Трехплоскостная врубка с металлическим
тяжем при отсутствии внешней нагрузки на поясе.
По ф-лам (20):
т, 2-7100
°е 20 · 65
, 2 - 3 700
°с 20 - 45
т = 2- 2600
с 20 · 32'
0,966
0,90'
0,866
0,90
0,707
0,90
= 11,7 см\
= 7,9 см;
= 6,4 см.
Принимаем большее значение: Ъс = 6; ~ 12 см,
что соответствует доскам толщиной 6 см (т. е.
Ь0 = 6 см и 6 = 6 см). Длина скалываемой
части врубки по ф-ле (20):
_ [пс]аі Ь'
[ί] ‘ т
65 · 11,7
12 · 4
= 16 см,
что удовлетворяет условию:
где т — число плоскостей скалывания и соот¬
ветственно число врезок.
G достаточной для практики точностью раз¬
мер lt можно измерять от точки а. Для большей
безопасности в данном случае рекомендуется
принять:
= 7 -w = 7ir = 21 «*·
Пример 7. Требуется рассчитать верхний узел
фермы (фиг. 21). Дано: N— = 10 000 кг; β = 80°;
& = 60o;/cw = 0,90.
1. По ф-лам (17);
αι —γ = 40°; аа=90-(4'+^)=20‘>;
««, = ·£ = 30°.
2. По графикам фиг. 14 и 15:
N’c = k' . ІѴ_ = 0,40 · 10 000 = 4 000 кг
Νό' = k" . N- = 0,74 - 10 000 = 7 400 »
Ν;" = k"'-N_ = 0,50 - 10 000 = 5 000 »
Nt = Ni = kt - = 0,74 - 10 000 = 7 400 »
3. По графику на стр. 48:
Κ]αι = 35 кгIсм2', [/гJa2 = 59 кг/см2;
lnc\az = кг/см2.
Фиг. 22. Характерное решение промежуточного узла
двухбиссектрисной врубки при наличии внешней^ нагруз¬
ки на поясе при биссектрисных плоскостях ос и саз
аі = а = -γί
βι .
а3 = а = —;
угол а определяется из
ctg a'
= β2 — а';
sin (а. +
β
где φ определяется из
tgv =
sin Ді
- — eos ft
Деревянные конструкции
5
66
М. Д. АННЕНКОВ
4. По ф-ле (20) определяем площадь сечения
элементов, удовлетворяющих условию смятия
врубки:
b'h =
2» 4 000 · 0,766
35 - 0,90
= 194 см2
2- 7 400-0,342
Ь h=—59 70790-= 95
Ь"к =
2j_5 000 -_0,866
45 - 0,90
= 214
Из ф-лы (21) или по графикам 18 и 19:
хг = 0,50/г;
= 0,81/і.
Из ф-лы (22):
г, _ N— · fef ’ C0SQi _ 4 950 · 0,793
* XI [nc]ai * Ън ~ 0,50/i · 37,5 - 0,72 ·
Фиг. 23. Коньковый узел фермы
Сечение должно быть принято равным или боль
ше 214 см2. Принимаем Ьс = Ь0 = Ьх = 12 см;
т 214 ,Q
h = = 18 см.
5. Сечение металлического тяжа:
N \
тр +
7 400
1 100 :
: 6,72 см2.
Пример 8. Требуется рассчитать коньковый
узел фермы (фиг. 23), спроектированный в виде
трехбиссектрисной врубки, из условия равно-
прочности трех плоскостей смятия (см. общий
чертеж равнопрочной врубки фиг. 20).
Дано: і\Г_ = 15 000 кг; β = 75°; ft = 75°;
kM = 0,72; h0 = h1 = h.
По ф-ле(17):
а, = 37°30'; а2 = (θ0 - = 15°;
а3 = 37°30'.
По графику фиг. 14 имеем k' = 0,33, таким об¬
разом:
N' = k' · N- = 0,33 - 15 000 = 4 950 кг.
По графику на стр. 48:
[“da, = 37>5 кг!см2.
откуда
bch =
4 950 ♦ 0,793
0,50 · 37,5 · 0,72
= 292 см2.
Принимаем:
h = 16 см;
Ъ — 18 см = 3-6 см,
где 6 см — толщина каждой доски {h · Ьс = 288 =5:
^ 292 см2);
h0 = хх + Хг — 0,50/г + 0,81/г = 1,31 h = 21 см
(см. общий чертеж фиг. 20);
hx = (h — Χχ) -f x2 = 0,50Λ + 0,81Λ = 21 см.
5) Ножничные врубки
а) Общие замечания
Ножничные врубки применяются в решет¬
чатых сквозных системах с растянутыми стой¬
ками и сжатыми подкосами из дерева.
На фиг. 24, 25 и 26 показаны ножничные
врубки без наконечника и с наконечником из
дуба.
Применение дубовых наконечников позво¬
ляет максимально использовать рабочие сми¬
наемые площади, кроме того отделить, заготовку
более сложных и ответственных элементов
наконечников от заготовки.
ВРУБКИ
67
Ножничные врубки требуют исключительно
точной столярной работы. Применение их мо¬
жет быть оправдано только возможностью кон¬
струирования всех, узлов фермы без металли¬
ческих рабочих частей, что весьма важно для
сооружений, подверженных действию сернистых
аі определяется из силового многоугольника
(фиг. 29):
tga1=
Площадки смятия ахех и а2е2 проек-
тируются нормально к равнодейству¬
ющей Nc' и Nc".
Для расчета таких узлов можно осо¬
бенно рекомендовать графический спо¬
соб нахождения всех усилий из много¬
угольника (фиг. 29).
Для полноты ниже дается аналити¬
ческое решение этой же задачи.
При известных ІѴ__, Nc" = А, βχ и
• 2 Для решения уравнений (23) имеем:
*1
Фиг. 24. Ножничная врубка без наконечника
Ni9 = А = Nt;
Nc = n:
Sin /?2
Sin aj 1
F'c = a. ez ■ Vc' =
Ft = n · h>2 ·
Величины at и Nc определяются по номограм¬
ме фиг. 30.
г) Примеры расчета ножнич-
(26) ныхврубок
Пример 9. Требуется рассчитать ножнич¬
ную врубку (фиг. 31) при сосновом конце
(или сосновом наконечнике).
5*
63
М. Д. АННЕНКОВ
Дано: ІѴ__ = 5 400 кг; hx = 18 см; h2 = 15 см;
lH == 15 см; β1 = 50°; β2 = 40°; /ск = 1,00.
Для = 50° и
kH · /:i
5 400
1,00 · 18
= 300,
по графику фиг. 27:
■> Ъ'с = 6,7 см.
Пример 10. При данных примера 9 требуется
рассчитать ножничную врубку с дубовым на¬
конечником:
для βχ = 50° и
Ν_
k1t · hi
V5 400
1,00 . 18
= 300
по графику фиг. 28:
Фиг. 25. Ножничная врубка с наконечником. Узел ниж¬
него пояса фермы
Фиг. 28. Ножничная врубка с наконечни¬
ком. Опорный узел фермы
Из производственных соображений целесо
образно принять равностороннюю врезку:
Ъ'с = Ьц = 8 см > 7,8 см.
для β2 = 40° к
Ν_
hH · hi
5 400
1,00 · 15
= 360
Глубина врезки определяет минимальные по графику фиг. 28:
размеры элементов; исходя из условия ослаб¬
ления сечения не более 50%, получаем: Ьё = 4,2 см.
b = 8 см :
Принимаем!
Ъ2 = 16 см.
Ъ'с = Ъё = 5 см.
Расчет на скалывание по ф-ле (25) дает: Таким образом минимальные размеры элемен-
5 400-0,766 „ тов (при разносторонней врезке):
Ь = 87 и. і,о.» °11·5 «*·
Ъ = 5 см (ослабление 2,5 см),
Принимаем lt = 16 см, что соответствует че¬
тырехкратной глубине врезки. Ъ.А = 10 см (ослабление 5 см).
ВРУБКИ
69
Пример 11. Требуется рассчитать опорный
узел (фиг. 26) в виде ножничной врубки с ду¬
бовым наконечником.
Дано:
рг = 30°; h± = 18 см; ки — 0,903
β2 = 60°; h2 = 15 см;
JV_ = 6 000 кг; h0 = 15 см.
6c или 6c
по графику фиг. 28:
Ье' = 3,9 см.
Принимаем: Ъ/ — Ье" = 4 см (перенапряже¬
ние в плоскости агег равно приблизительно 5%).
Принятая ширина площадки смятия опре¬
деляет минимальные размеры элементов.
Фиг. 28. График для расчета ножничной врубки при
дубовом наконечнике и Ді+ /?2 = 90°; график составлен
при
[пс]а = о «= 80 кг/см* \
г ПЛ , „ для сосны
[Пс\а = 90 “ 20 кг/CAt2 I
и
Іпе]а ^ 0 НО кг/см2 і
Гпе]а β до = 40 кгісм* ) ДЛЯ ДУ°а
[см. ф-лу (25)]
Можно принять:
h = 1 \ = 7 · А = 14 см.
Фиг. 27. График для расчета ножничной
врубки при сосновом наконечнике и
β i + βа = 90°; графики составлены при
[пс]а = 0 = 80 «г/ом· и [пс\а = до =
«= 20 кг/см*
Для βί = 30° и
Пример 13. Требуется рассчитать узел верх*
него пояса в виде ножничной врубки с дубовым
наконечником (фиг. 29). Дано: ІѴ— =8 500 кг;
усилие в стойке А: Ν/' = 3 000 кг; hx = 20 см;
кп = 0,90 (для сосны) и кн' =1,0 (для дуба).
h2 = 16 см,
N_
kH · hi
6 000
0,90 · 18
= 370
по графику фиг. 28:
h0 = 16 см,
β2 = 45°, ft = 35°.
Для β2 = 45° и
Ъе = 4,2 см.
Для β = 60° и
Ν_
hH · hi
6 000
0,90 · 18
= 370
JV_ = 8 500 2
N" 3 000 —
c
ио графику фиг. 30 находим:
Ν', = 2.25JV0' = 6 750 кг; а, = 18°30'.
70
М. Д. АННЕНКОВ
Следовательно:
а[ = β1 — α1 = 35° — iS°30' = 1бс30'*
bc =
N1
ho
COS αχ
' h-н [тіс]
6 750 . 0,948
16 · 0,90 . 64
= 6,96 см,
Ν''
Ьс Мм [пЛЛ
где для дуба:
3 000
16 · 59
= 3,18
см\
кн = 59 кг/см2;
для сосны:
кн [nj0 = 0,90 · 80 = 72 кг(см2 > 59 кг/см2.
Принимаем разностороннюю врезку:
в поясе Ь/ = 7 см (по 3,5 см с каждой стороны);
в стойке Ъс" =4 см (по 2 см с каждой стороны).
Отсюда минимальные размеры элементов (фиг.
29):
Ьг = 7 см 1 из условия ослабления не
Ъ2 = 2 · 4 = 8 см I больше 50%;
lt = 7 ■ = 14 см
(lf принято равным семикратной глубине врезки
гнезда стойки).
Фиг. 29. Ножничная врубка с внешней нагрузкой на
верхний пояс
где для дуба:
К[пс]аі = 1 · 93,5 кг/см2 = 93,5 пг\см2\
для сосны
ки\.^Ла[ = ®»90 · 64 = 57,6 кг\см2 < 93,5 ке/см2і
3. Надежность узловых сопряжений на
врубках
О надежности того или иного типа сопряже¬
ний судят прежде всего по надежности кон¬
струкции на сопряжениях этого типа в целом,
но отнюдь не по коэфициектам запаса в отдель¬
ных ее частях.
Если напряжение смятия превзойдет в 1,5—2
раза допускаемое, то это вызовет лишь более
значительное обмятие сминаемой поверхности
и соответствующее увеличение деформаций,
но, как правило, не повлечет разрушений кон¬
струкции.
Если напротив местное перенапряжение бу¬
дет иметь место в скалываемой плоскости, то
возможны последовательное скалывание от¬
дельных участков сопряжения и вследствие
этого разрушение узла и всей конструкции в це¬
лом.
Прочность сопряжений на врубках в значи¬
тельной мере определяется точностью их вы¬
полнения, к сожалению зависящей от индиви¬
дуальной квалификации рабочего. Всякая не¬
точность тем более опасна, чем сильнее она
может влиять на распределение и величину
скалывающих напряжений.
Наконец необходимо отметить особое влия¬
ние на надежность врубок качества лесомате¬
риалов и их влажности.
В случае применения недостаточно просу¬
шенного материала возможно полное или час¬
тичное разрушение работающих на скалыва¬
ние поверхностей только вследствие внутрен¬
них напряжений от усушки даже при отсутст¬
вии внешней нагрузки.
Наличие хотя бы небольших внутренних на¬
пряжений существенно понижает сопротивля¬
емость врубок скалывающим усилиям, возни¬
кающим при действии внешней нагрузки.
Поскольку надежность всей конструкции на
врубках зависит от возможности скалывания
какой-либо незначительной части элемента,
приходится признать, что большинство врубок
ВРУБКИ
71
вообще не может быть допущено в современном
инженерном строительстве и применимы лишь те
врубки, в которых опасность скалывания может
быть предотвращена.
скрепить податливыми связями (зубчато-коль¬
цевые шпонки, нагели). Исходя из изложен¬
ного, основными формами врубок следует при¬
знать:
Ai"
Врубки, приведенные на фиг. 21, 22, в этом
отношении можно признать удовлетворитель¬
ными.
Удовлетворительны также и врубки по фиг.
23, если упорные прокладки и накладки отойки
а) лобовые врубки, у которых «аварийный
болт» является надежной страховкой на случай
разрушения узла от скалывания;
б) щековые треугольные врубки и трехплос¬
костные врубки, у которых сжатый элемент
72
Г. Г. КАРЛСЕН
упирается в соответствующую прокладку, скреп¬
ленную с основными элементами надежными по¬
датливыми связями (гвозди, зубчато-кольце¬
вые шпонки, болтовые нагели малого диаметра
и пр.);
Nc=A
Фиг. 32. Рекомедуемая форма узловых сопряжений
в) трехплоскостные врубки с металлическими
растянутыми элементами (тяжами) по схеме
фиг. 21 и 22.
На фиг. 32, 33, 34 даны основные формы узло¬
вых сопряжений, удовлетворяющих поставлен¬
ным выше требованиям.
Фиг. 33. Рекомендуемая форма узловых сопряжений
Фиг. 34. Рекомендуемая форма увловых сопряжений
ЛИТЕРАТУРА
1. Технические условия и нормы (ТУ и II) проекти¬
рования и возведения деревянных конструкций, изд.
1931 и 1933 гг.
2. Технические отчеты испытания врубок в секции
деревянных конструкций ЦНИПС за 1930—1934 гг.
3. К а р л с е н Г. Г., Деревянные конструкции (сооб¬
щение, заслушанное в марте 1929 г. на Высших курсах
по организации капитального строительства).
Проф, Г. Г. КАРЛСЕН
III. СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА
РАСТЯНУТЫХ КРЕПЯХ
Деревянные сооружения нередко решаются
в виде смешанных железо-деревянных конструк¬
ций.
Дерево, легко сопрягаемое в сжатых стыках
простым «лобовым упором», трудно сопрягается
при наличии растягивающих усилий. Этот не¬
достаток дерева легко компенсируется выпол¬
нением растянутых элементов из железа (стали)
в виде растянутых крепей.
Коэфициент использования сечения в растя¬
нутом стыке для металла с применением сварки
легко доводится до 1,0; при наличии прокладок
СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ НА РАСТЯНУТЫХ КРЕПЯХ
73'
и накладок для дерева он обычно составляет
О ?—о,9. Этим, с одной стороны, и хорошей ра¬
ботой дерева на продольный изгиб — с другой,
объясняется малый вес железо-деревянных стро¬
пильных ферм, имеющих стальные растя¬
нутые и деревянные сжатые стержни;
вес таких ферм меньше веса соответственных
цельно-металлических или цельно-деревянных
сквозных конструкций.
Несомненно арочные и сводчатые конструкции,
в которых растяжение будет восприниматься
металлическими затяжками, а сжатие и из¬
гиб — деревянной аркой или деревянным сво¬
дом, получат широкое применение.
Только в химической промышленности, в
паровозных депо, в гидротехнических дере¬
вянных конструкциях и вообще в условиях,
способствующих коррозии стали, а также при
опасности разрушения стали от аварийного воз¬
действия высоких температур в дальнейшем
придется решать конструкции, как правило,
без применения металла, на клею, врубках,
дубовых нагелях и т. п.
Во всех смешанных конструкциях с растяну¬
тыми металлическими стержнями необходимо
избегать местного ослабления по¬
следних. Все присоединения и стыки дол¬
жны решаться с избыточной крепостью сечения
для того, чтобы при вынужденных деформациях
металлический стержень подвергался упругой и
пластической вытяжке по всей рабочей длине,
а не только в ослабленной части его. При длине
стержня более 1—2 м сварка в стыках должна
производиться с избыточным добавлением метал¬
ла, болтовая нарезка должна осуществляться
только в утолщенных горячей осадкой частях
круглых стержней и т. п.
Соблюдение этого требования имеет особенно
большое значение в случае вероятности много¬
кратного появления вынужденных деформаций
в результате попеременного разбухания и усы¬
хания сопрягаемых деревянных частей поперек
волокон, а также при многократном напряжен¬
ном воздействии на металл температурных ко¬
лебаний; в таких случаях местное ослабление
недопустимо даже в коротких (меньше 1 м)
растянутых крепях, поскольку при наличии
местных ослаблений местные перенапряжения
при многократной повторяемости неизбежно
приводят к преждевременному разрушению
металла от усталости.
Для обеспечения химической равнопрочности
в смешанных железо-деревянных конструкциях
сталь должна быть защищена от коррозии тща¬
тельной лакировкой или оцинковкой, а дерево
от гниения — «суперобмазкой». Особенно необ¬
ходимо проведение этих мероприятий во внут¬
ренних скрытых частях конструкций, в которых
наиболее вероятно вредное воздействие диферен-
циальной конденсации и в которых затрудне¬
но применение антикоррозийных мероприятий
в последующем.
Если возможен хотя бы и местный аварий¬
ный нагрев затяжки до t° > 400°, внешние
части металла должны быть защищены от не¬
посредственного воздействия высоких температур
асбестовыми или иными огнестойкими обмаз¬
ками и обмотками.
Применение в деревянных конструкциях ко¬
ротких металлических стыковых или узловых
накладок должно быть обосновано технико-эко¬
номическим анализом. Как правило, из сообра¬
жений равнопрочности стыковые накладки сле¬
дует решать в дереве, прибегая к металлу лишь
при стесненных габаритах, т. е. в случаях, когда
действительно необходимо использование кон¬
центрированной крепости стали.
Для обеспечения хорошего проветривания
деревянных частей ширина металлических на¬
кладок должна быть минимальной. Это необ¬
ходимо также и потому, что широкие цельные
накладки препятствуют неизбежным усушке и
разбуханию дерева поперек волокон и могут
вызвать появление в нем продольных трещин.
Лучше применить 2—4 узких полосы, чем одну
широкую.
Простейшим типом накладок «ногтевого типа»
являются обычные строительные скобы. При
диаметре шипа скобы более б—8 мм гнездо для
шипов должно быть рассверлено на глубину
х/3—2/з длины шипа; при соблюдении этого
требования сопряжения на скобах могут рас¬
считываться, как нагельные сопряжения с пол¬
ным защемлением нагеля-шипа в месте загиба
скобы.
В дальнейшем в сборно-разборных деревян¬
ных конструкциях крепление металлических
накладок, как правило, будет осуществляться
специальными ногтевыми шайбами или тарель¬
чатыми шпонками. Крепление металлических
накладок, охватывающих дерево с двух сто¬
рон, сквозными рабочими нагелями и е-
допустимо ввиду неизбежности несовпа¬
дения отверстий, разновременно засверленных
в двух накладках и в скрепляемом деревянном
элементе. При отсутствии ногтевых шайб и
невозможности сквозного сверления сквозь ме¬
талл и дерево металлические накладки сле¬
дует крепить на односрезных глухарях, шуру¬
пах или гвоздях.
Во всех случаях крепление металлических
накладок должно быть податливым; диа¬
метр глухарей должен быть по возможности не
более половины нормального диаметра болто¬
вого нагеля, т. е. (Іглух<С l^dH (см. ТУ и Н 1931 г.,
фиг 89); глубина заделки глухаря нормально
составляет 5—6 &глух\ гнездо для глухаря
сверлится диаметром от 0,8 (Іглух до Ь,Ъ(17Лух,
глубиной менее длины глухаря на 2 <іглух. При
двухстороннем креплении накладок длина глу¬
харей должна быть менее половины толщины
скрепляемого деревянного элемента.
При соблюдении указанных требований пре¬
дельное количество нагелей в ряду и количество
рядов нагелей по длине накладки не ограничи¬
вается *.
В качестве основного крепления узла сопря¬
жения на растянутых крепях имеют в инженер¬
ных деревянных конструкциях ограниченное
применение; одним из немногих примеров са¬
мостоятельного использования этой формы со¬
пряжения является основной узел кружально¬
сетчатого свода «Цольбау» (фиг. 1).
Характерной особенностью этого типичного
сопряжения на растянутых крепях является
«отрицательный распор», прижимающий сопря¬
гаемые элементы друг к другу (ІѴС, фиг. 1).
Силы трения Ттр, возбуждаемые этим попереч¬
ным обжатием, препятствуют скольжению сжа-
1 О работе глухарей, шурупов и гвоздей в виде рас¬
тянутых крепей на выдергивание, продавли-
вание шляпки и разрыв см. «Нагельные соединения»,
«тр. 100 ж след.
74
Г. Г. КАРЛСЕН
того элемента при поперечной усушке дерева
и тем самым уменьшают натяжение болта, хо¬
мута или скобы; к сожалению это свойство
отрицательного распора не может быть исполь¬
зован© в целях снижения диаметра болта, так
как при неизбежном периодическом разбухании
дерева силы трения, изменив направление, не
/Ѵ_
Фиг. 1
только не будут облегчать работу болта, но,
напротив, будут даже увеличивать его натяже¬
ние. Поэтому болт рассчитывается на полную
силу Νί% (а не Ν6% тр.)
Резко выраженное влияние усушки и разбу¬
хания на работу сопряжений на растянутых
крепях является одной из основных причин
малой применимости их в капитальных дере¬
вянных конструкциях.
В растянутых стыках на растянутых крепях
(фиг. 2 и 3) влияние деформаций усушки и раз¬
бухания может быть снижено путем уменьше¬
ния угла β (между направлением сопрягаемых
элементов и направлением растянутых кре¬
пей). Уменьшение угла β не только снижает
влияние усушки и разбухания, но уменьшает
также усилие ІѴб, растягивающее болты. Ниж¬
ний предел уменьшения угла β, вызывающий
чрезмерное увеличение длины самих болтов,
определяется главным образом экономическими
и производственными соображениями.
Надежность работы всего сопряжения опре¬
деляется главным образом его сопротивлением
«на скалывание», которое зависит не столько от
длины скалываемых поверхностей, сколько от
их ширины.
В сопряжениях, работающих только на рас¬
тяжение (по схеме фиг. 2), tg/? можно принимать
равным около */4; дальнейшее значительное
уменьшение β мало эффективно, поскольку оно
устраняет благоприятное влияние трения, вы¬
зываемого поперечным обжатием, и не увеличи¬
вает в значительной мере сопротивления скалы¬
ванию.
В элементах, работающих на растяжение и
изгиб при наличии небольшой поперечной и про¬
дольной силы, 1%β может быть увеличен до Ѵз
(фиг. 3); при этом угле в защищенных сооруже¬
ниях, как правило, еще можно пренебречь влия¬
нием усушки и разбухания на величину продоль¬
ных смещений.
Применение сопряжений по схеме фиг. 2 и 3
оправдывается только при стесненных попереч¬
ных габаритах при отсутствии специальных ног¬
тевых шайб или при наличии знакопеременных
нагрузок. В некоторых случаях такое соедине¬
ние может быть оправдано, несмотря на его не¬
совершенство и трудоемкость исполнения, необ¬
ходимостью последующего подтягивания растя¬
нутого стыка.
При этом между торцами сопрягаемых эле¬
ментов конечно оставляется соответствующий
зазор Δ I (фиг. 3).
Нормально растянутые стыки надеж¬
нее и экономичнее конструируются с
накладками и прокладками, на гвоз¬
дях или цилиндрических нагелях. Спла¬
чивание брусьев в балках составного
сечения следует поэтому осуществлять
тоже не на растянутых крепях, а на
гвоздях или на пластинчатых нагелях,
тем более, что растянутые крепи, как
и косые шпонки, работают только в
одном направлении и знакопеременных
усилий воспринимать не могут
Сопряжения на растянутых крепях
получили весьма широкое и ответствен¬
ное применение в виде вспомогательных свя¬
зующих стяжных болтов и хомутов.
Стяжные болты, как правило, служат центро¬
выми направляющими при сборке деревянных
конструкций; они облегчают монтаж деревянных
конструкций и обеспечивают при правильной
эксплоатации плотное сопри¬
касание элементов в узлах и
стыках.
Кроме того при правильных
размерах и рациональном раз¬
мещении стяжных болтов мо¬
жет быть достигнуто сущест¬
венное увеличение надежности
конструкции.
В узловых и стыковых со¬
пряжениях на врубках или
шпонках стяжной болт, как правило, в пре¬
делах расчетных нагрузок работает только на
незначительное растяжение, обусловленное на¬
чальной затяжкой или влиянием распора от
основной рабочей крепи.
В случае разрушения основной крепи болт
вступает в работу как нагель; при чрез¬
мерной жесткости сечения болта последний,
почти вовсе не увеличивая надежности сопря-ѵ
жения, может, не изгибаясь, выколоть край
доски.
Фиг. з
СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ НА РАСТЯНУТЫХ КРЕПЯХ
75
Если болт достаточно тонок (соответ¬
ственно толщине сопрягаемых досок), то
он изгибается ранее, чем произойдет ска¬
лывание; изогнувшись, болт начинает ра¬
ботать как цепь и натяжением своим
создает значительное трение, препятству¬
ющее полному разрушению сопряжения;
особенно велико значение работы болта
как цепи в жестких — хрупких—соедине- _
ниях, способных разрушиться от скалы- - Nfl
вания при малой затрате работы. В не¬
которых старых брусчатых ДК удач¬
но расставленные болты предотвра¬
щали внезапное аварийное обруше¬
ние всей конструкции. В сопряжениях на
податливых крепях значение гибкости
болта не так велико, однако и здесь в це¬
лях увеличения надежности сопряжения
сечение стяжных болтов и количество их
следует назначать с таким рас¬
четом, чтобы изгиб болта и
возбуждение трения вследствие
цепного натяжения болта на¬
ступали ранее, чем произой¬
дет выкалывание конца.
Если диаметр болта (фиг. 4)
не определяется монтажными
или специальными расчетными
соображениями, его следует
назначать не более нормаль¬
ного диаметра болтового на¬
геля, предусматривающего пол¬
ное использование нагельной
работы болта на изгиб. Лучше
ставить несколько более тон¬
ких болтов вместо одного тол¬
стого.
Фиг. 4
Фиг. 5
Болты и шайбы (дюймовый сортамент)
Фиг. 6
d
F нетто
Кб
D
с
Gi
Gr в кг
Gut,
в кг
в мм
в дм
в сл*2
в кг
в мм
в мм
в кг
квадр.
шестигр.
квадр.
кругл.
6,35
Ча
0,175
192
12,7
2
0,25
0,0108
0,0102
0,0061
0,0047
7,94
б/.в
3/8
0,295
324
16,2
2,5
0,39
0,0212
0,0200
0,0145
0,0138
9,53
0,441
485
19,6
3
0,56
0,0366
0,0346
0,0252
0,0194
12,40
Ч*
0,784
862
25,4
4
1,00
0,0867
0,0817
0,0596
0,0459
15,88
Б/з
1,311
1 442
31,2
4
1,54
0,1605
0,1515
0,0887
0,0609
19,05
3/4
1,961
2 157
36,9
5
2,22
0,2673
0,2533
0,1797
0,1387
22,23
7/в
2,720
2 992
41,6
6
3,03
0,3969
0,3759
0,2824
0,2170
25,40
1
3,575
3 932
47,3
7
3,98
0,6001
0,5701
0,4158
0,3208
28,58
I1/®
4,497
4 946
53,1
8
5,04
0,8375
0,7955
0,5880
0,4530
31,75
іч*
5,768
6 344
57,7
8
6,22
1,1041
1,0472
0,7810
0,6030
34,92
13/8
6,837
7 520
63,5
9
7,47
1,4516
1,3796
0,1382
0,7957
38,10
8,388
9 226
69,3
Ю
8,95
1,8851
1,8071
1,3400
1,0320
41,28
1б/8
9,495
10 444
75,1
10
10,50
2,4088
2,2883
1,5470
1,1910
44,45
13/4
11,311
12 442
80,8
11
12,10
3,0122
2,8622
1,9420
1,4990
50,80
2
14,912
16 403
92,4
13
15,91
4,3923
4,1793
3,0990
2,3900
d — внешний диаметр резьбы;
Тнетто — ослабленное—полезное сечение болта;
Кб— допускаемое растягивающее усилие при [тц_] = 1100 кгісм2;
D 2d — наибольший размер гайки.
76
Г. Г. КАРЛСЕН
При условии соблюдения этого требования
можно рассчитывать на 1,5—2-кратное увели¬
чение аварийной надежности работы каждого
болтового нагеля, снабженного гайкой, головкой
поэтому учет трения здесь вполне оправдан, а
влиянием попеременных усушки и разбухания
дерева здесь можно пренебречь.
При назначении размеров стяжных болтов
я
Ѳ
и
Ѳ
и шайбами, поскольку угол β (фиг. 4) поворота
рабочего сечения нагеля при достаточной началь¬
ной натяжке его, как правило, не превышает
угла трения (~ 17°) даже при аварийных смеще¬
ниях.
В этой работе болта расчет ведется на аварий¬
ное однократное и сравнительно кратковремен¬
ное использование его в виде, растянутой крепи;
для лобовой врубки опорного узла деревянной
конструкции (фиг. 5) можно тоже считаться с
возбуждением сил трения в случае аварийного
скалывания конца растянутого бруса.
В основном расчете врубки длина скалываемого
конца растянутого бруса теоретически может опре¬
де ляться с у четом внутреннего тренияТтр .А=0,3 А,
возбуждаемого только опорным давлением А.
ШГІОНКИ
77
При определении сечения стяжного болта,
работа которого вовсе не учитывается в основ¬
ном расчете, аварийная сила натяжения его
принимается равной:
N+, = (Л_) tgfi = (N_) tg [90° - («» + 17е)].
т е. в предположении уже происшедшего скалы¬
вания и с учетом не только трения Ттѵ.А, но и
трения Ттр.б от натяжения болта. Поскольку
и эта N-\-б сила при аварийном смещении неиз¬
бежно еще несколько уменьшится за счет нагель¬
ной работы болта и изгиба его, расчетное ава¬
рийное напряжение на разрыв самого болта может
быть принято равным 0,6—0,8 от временного
сопротивления на разрыв болтового железа.
Нормальные размеры болто^, соответствующих
им шайб и т. д. приведены в табл. 1 и на
фиг. 6.
ІУ. шпонки
поскольку встречный характер приложения уси¬
лий обеспечивает при расчете по нормам доста¬
точно равномерное распределение в шпонке
промежуточных скалывающих напряжений а.
Скалывание концевых частей сопрягаемых эле¬
ментов в растянутых сопряжениях вызывается,
напротив, весьма неравномерным распределением
скалывающих напряжений; разрушение растя¬
нутых стыков на призматических и гладких
кольцевых шпонках, как правило, наступает
вследствие комбинированного разрыва и скалы¬
вания в результате перенапряжения ближайших
(к месту приложения усилия) участков. Внезап¬
ность и катастрофичность такого разрушения
требуют ограничения применения и особо осторож¬
ного проектирования сопряжений этого типа.
Для того чтобы параллельная работа двух и
более крепей была надежной, необходимо обеспе¬
чить достаточные вязкость и податливость каж¬
дой из крепей (в том числе и шпонок), дабы разру¬
шение наступало не от скалывания, а от смятия
дерева. Диаграмма работы дерева на смятие
(даже вдоль волокон) имеет зону пластических
деформаций, вполне достаточную для обеспече¬
ния совместной работы параллельно включенных
элементов сопряжений.
Надежность зубчато-кольцевой шпонки обус¬
ловлена дробным приложением усилий при со¬
ответственном увеличении поверхности скалыва¬
ния.
Достоинство ногтевых накладок заключается
в том, что они обеспечивают благодаря вдавли¬
ванию когтей или зубцов начальную плотность
сопряжения независимо от качества исполнения.
2. Призматические (линейные) шпонки
Призматические шпонки представляют собой
первичную форму шпонки; они применяются при
продольном сплачивании и сращивании брусьев
и обтесанных бревен; в узловых сопряжениях
эти шпонки неприменимы. Основным недо¬
статком призматических шпонок в работе на рас¬
тяжение является сильное ослабление рабочего
сечения брусьев сквозным пропилом.
1 Составлены инж. Новиковым А. А. в Промстрой-
проекте.
2 См. «Скалывание», стр. 43 и след.
1. Общие сведения
Шпонками называется группа соединений,
характеризуемых следующими признаками:
1) сама соединяющая «крепь» работает пре¬
имущественно на сжатие;
2) опрокидывающая шпонку пара продольных
сил Т уравновешивается парой сил поперечного
распора.
Обыкновенная косая шпонка (фиг. 1) является
классическим примером крепления такого рода.
Усилия Т, действующие в элементах, сжимают
шпонку и одновременно создают опрокидываю¬
щий момент М = Thmn.
Полученный момент погашается парой попе¬
речных сил, создающей момент М2 = Q Ішп.
Наличие этой пары обусловливает необходи¬
мость постановки рабочих связей, воспринимаю¬
щих распор шпонки.
Из условий равновесия непосредственно опре¬
деляется:
Ма = М1 я Q = Т^.
Чип
Разрушение шпоночного сопряжения при не¬
котором превышении расчетной нагрузки воз¬
можно вследствие:
а) разрушения самой шпонки;
б) разрушения скрепленных ею частей;
в) разрушения рабочих связей сопряжения.
Наибольшую опасность представляет разру¬
шение шпоночных сопряжений от скалывания
или разрыва скрепляемых частей.
Скалывание самих шпонок (фиг. 5) обычно не
является причиной разрушения сопряжений,
Вес Р болтов с шайбами и гайками для метри¬
ческого и дюймового сортамента дан на графиках1 2
фиг. 7 и 8.
a^3,5d — диаметр шайбы или сторона квад¬
рата шайбы;
с ^ 0.25d — толщина шайбы;
— вес 1 м болтового металла;
дг — вес головки + вес гайки + вес болто¬
вого металла при гайке;
дш — вес одной шайбы.
. Вес металла в одном болтовом сопряжении:
GM = (0А + 03 + 2<7ш),
где S0 — суммарная толщина (в метрах) сопря¬
гаемых досок, в которой должны быть учтены
щели между досками (приблизительно по 2 мм
на каждую щель) и возможное производственное
разбухание самих досок (2 — 4%).
Инж. В. Ф. ГАУЗЕ
78
В. Ф. ГАУЗЕ
1) Поперечные деревянные шпонки
Направление волокон шпонки перпендику¬
лярно к направлению волокон рабочего элемента
(фиг. 2 и 3).
Сопряжения на таких шпонках отличаются
’небольшой мощностью вследствие малого допу¬
скаемого напряжения на смятие и скалывание
шпонки поперек волокон. В случае усушки
ішпонка дает большие деформации сопряжения.
Плотность сопряжения должна быть обеспечена
іподклиниванием. Сопряжение податливо в работе.
а) Поперечная натяжная дубо¬
вая шпонка
Эта шпонка состоит из двух клиньев, загоня¬
емых в гнездо навстречу друг другу (фиг. 2).
Применяется только в кустарном производстве
для продольного сплачивания сжатых или изги¬
баемых элементов.
Шпонки нормальной длины Ішп = 47гшп рас¬
считываются на смятие дуба поперек волокон;
короткие шпонки Ішп < ЪЬшп рассчитываются
на скалывание.
Эксцентричное приложение усилий создает
опрокидывающий момент М = Т · кшп, пога¬
шаемый парой Qmn · Ішп.
При достаточной длине шпонки
усилие Qmn передается сопрягаемым элементам
через трение рабочих поверхностей в гнезде.
При тщательном изготовлении шпонка может
воспринимать знакопеременные усилия.
Для установки шпонок в элементах тщательно
прорезаются гнезда. Затем элементы собираются
на болты и шпонки загоняются в заготовленные
гнезда. В первое время эксплоатации необходима
периодическая подклинка шпонок.
б) Ц и л и н д р и ч е с к а я дубовая шпонка
Такая шпонка дает плотное, но слабое сопря¬
жение (фиг. 3). Расчет ведется на скалывание
дуба шпонки поперек волокон. Распор опреде¬
ляется по формуле:
О rp dfim Тшп
ХШП ± шп O/f О
Шшп *
При сборке в собранной и стянутой на болтах
конструкции засверливаются отверстия для шпо¬
нок. Сверла должны иметь ведущее по щели
«жало». Шпонки загоняются в гнезда в виде слег¬
ка заостренных в конце точеных цилиндриче¬
ских стержней из тщательно высушенного дуба.
2) Продольные деревянные шпонки (фиг. 4 и 5)
Направление волокон шпонки приблизитель¬
но соответствует направлению усилия и волокон
в сплачиваемых элементах. Мощность сопряже¬
ния значительно выше по сравнению с предыду¬
щей группой. Ввиду большой жесткости сопря¬
жения даже при тщательной пригонке в много¬
рядовых сопряжениях все же может произойти
последовательное скалывание по частям.
Фиг. 3
а) Продольная косая шпонка
Шпонка имеет форму косого или прямоуголь¬
ного параллелепипеда (фиг. 4). Последняя дает
несколько более податливое сопряжение и поз¬
воляет дія долбежки гнезд применять цепно¬
долбежный станок. Обычно шпонка выполняет¬
ся из дуба, но ввиду работы шпонки только на
сжатие вдоль волокон дуб может быть заменен
отборной сосной.
Продольная шпонка применяется главным об¬
разом для сплачивания брусьев в составных
балках. Применение ее в дальнейшем не реко¬
мендуется ввиду опасности скалывания соедине¬
ния по частям. В настоящее время в СССР она
вытесняется пластинчатыми нагелями (системы
Деревягина)1.
Косая шпонка является типичным примером
крепи, работающей на сжатие. Возникающий
вследствие эксцентричного приложения усилия
Т распор погашается натяжением болта.
Косая форма шпонки дает возможность вос¬
принимать усилие только одного знака.
1 См. «Балки на пластинчатых нагелях системы
Деревягина».
шпонки
7&
Сопряжение — жесткое и при кустарном изгото¬
влении недостаточно плотное.
При кустарном, производстве гнезда зареза-
ются в каждом элементе порознь. Применение
цепнодолбежного станка позволяет зарезать гнез¬
до в сплоченных, изогнутых (в случае балок),
стянутых болтами элементах с автоматической
точностью без пригонки. Шпонки закладываются
в гнезда без натяжения.
б) Продольная прямая дубовая
шпонка
Прямая шпонка отличается от косой только
своим расположением; направления волокон
прямой шпонки и волокон сплачиваемых брусьев
совпадают (фиг. 5).
Схема работы та же, что и у косой шпонки.
Усилие Т воспринимается шпонкой, работающей
на смятие и на скалывание. Величина распора
та же, что и в косой шпонке. Единственным пре¬
имуществом прямой шпонки перед косой является
ее способность при тщательном изготовлении
воспринимать знакопеременные усилия.
Шпонка дает жесткое, недостаточно плотное
сопряжение.
Процесс сборки тот же, что и при косой шпон¬
ке. Ввиду возможности скалывания прямые
шпонки обычно делаются из крепких пород.
3) Металлические шпонки
а) Шпонка Шульца
Шпонка Шульца имеет специальную форму
и отливается из чугуна (фиг. 6).
Никакими' преимуществами перед деревян¬
ными шпонками она не обладает кроме некото¬
рого сближения основных ра¬
бочих поверхностей тпп и pq по
длине Сопрягаемых элементов
(фиг. 7). Это сближение позво¬
ляет соответственно укоротить
Фиг. 6. Общий вид длину сопряжения. Примене¬
ние литого металла не оправ¬
дывается работой шпонки и создает предпосылки
к температурному гистерезису. В многорядовых
сопряжениях шпонка Шульца недопустима.
Усилие Т воспринимается смятием поверх¬
ностей mn и pq (фиг. 7).
Момент М = Те погашается моментом Q 1ШУ
где Q — усилие распора, сминающее лопастями
aq и bn шпонки волокна сопрягаемых элементов
в поперечном направлении.
Стяжные болты должны воспринять все уси¬
лие распора. При постановке в сопряжении не¬
скольких шпонок под ряд происходит «ввиду не¬
равномерности их работы» перегрузка некоторых
из них, в результате чего сопряжение разру¬
шается обычно от скалывания дерева.
Сопряжение на шпонках Шульца — жесткое
и недостаточно плотное.
Отверстия по форме шпонки зарезаются и вы¬
бираются в элементах по предварительной раз¬
метке.
При сборке · конструкции шпонки заклады¬
ваются без натяжения.
б) Прямоугольная металличе¬
ская шпонка
Этот тип шпонки применяется совместно с ме¬
таллическими накладками для перекрытия сты¬
ков. В зависимости от способа соединения шпо¬
нок с накладками различаются три типа соеди¬
нения:
1. Шпонки приклепаны к накладке (фиг. 8).
2. Шпонки соединены с накладкой при помощи
стяжных болтов, поставленных в центрах шпо¬
нок и заменяющих заклепки (фиг. 9).
3. Шпонки примыкают к стяжным болтам, не
соединяясь непосредственно с накладками. Для
предотвращения выпадения шпонок в шпонках
этого типа вырезываются неглубокие лунки, со¬
ответствующие диаметру болтов, на глубину не
более х/4 диаметра.
Основным недостатком металлических шпонок
всех трех типов является жесткость (хрупкость)
сопряжений на них. Обеспечить равномерность
работы всех шпонок даже при точной разметке
их практически невозможно.
Применяется по преимуществу тип I в растя¬
нутых стыках брусчатых мостовых конструкций
в случае невозможности постановки деревянных
накладок.
Во всех случаях сама шпонка поверяется на
изгиб в сечениях, ослабленных заклепками,
болтами или вырезами для болтов. Деревянный
элемент поверяется на смятие и скалывание под.
шпонкой и на разрыв в ослабленном сечении.
Раньше величина распора во внимание не при¬
нималась (Патон), и болты рассчитывались толь¬
ко на срез; по ТУ и Н 1931 г. величина распора
учитывается. Усилие Τ', воспринимаемое шпон¬
кой по фиг. 8, создает момент М = Т- (γ + γ) .
Момент погашается натяжением стяжных болтов
при использовании жесткости накладки на изгиб..
Типы накладок для растянутых стыков.
При числе шпонок в ряду до двух с достаточной
точностью можно считать распределение усилия
между шпонками равномерным. При большем
числе шпонок в ряду в силу неточности зарезки
гнезд отдельное шпонки неизбежно работают
с перенапряжением. Согласно ТУ и Н при рас¬
четах это учитывается введением коэфициента-
ІО
В. Ф. ГАУЗЕ
к = 0,9 при постановке трех рядов шпонок и
к = 0,8 при постановке четырех шпонок.
Разрушение сопряжений происходит от скалы¬
вания дерева под давлением наиболее напряжен¬
ной шпонки, что вызывает последовательную
перегрузку и разрушение остальных шпонок.
Схема работы шпонок типа II (фиг. 9) анало¬
гична предыдущей. В этом случае болт помимо
растягивающего усилия Q6 = ^А + -|·) вос¬
принимает срезывающее усилие от работы шпонки.
Тип III (фиг. 10) вследствие ослабления «лун¬
кой» краев шпонки в местах наибольших изги¬
бающих шпонку момен¬
тов ни экономических,
ни производственных
преимуществ перед ти¬
пами I и II не имеет.
3. Круглые (центро¬
вые) шпонки сплош¬
ного сечения
Применение шпонок
круглой формы было
вызвано: 1) удобством
производства работ (цен¬
тровое сверление) и 2) возможностью сопряже¬
ния элементов под произвольным углом.
Высверливание в дереве гнезда круглого очер¬
тания значительно проще и точнее, поскольку
положение его фиксируется точной разбивкой
центров, а размеры—стандартным диаметром свер-
Фиг. 10. Типы накладок
для растянутых стыков
лильного приспособления. Кроме того отсут¬
ствие сквозного пропила обеспечивает меньшее
ослабление момента инерции скрепляемых эле¬
ментов. Центр шпонки, как правило, совме¬
щается с центром стяжного болта, воспринимаю¬
щего распор. Распределение рабочих напряже¬
ний смятия пс по цилиндрической поверхности
гнезда принимается равномерным по длине по¬
перечного диаметра d — d шпонки (фиг. 11).
Согласно ТУ и Н распор определяется в пред¬
положении I = ·— (фиг. 12). Действительное
распределение напряжений в сопряжениях на
круглых шпонках чрезвычайно сложно, поэтому
работа специальных видов шпонок и работа болта
на изгиб в расчете учитываются обычно лишь на
основании опытных данных. Расчет сопряжений на
круглых шпонках производится по той же схеме,
как и на призматических шпонках на смятие и
скалывание; скрепляющих болтов — на распор.
В растянутых сопряжениях на круглых шпонках
наибольшую опасность представляет разруше¬
ние концевых частей сопрягаемых элементов от
скалывания.
а) Дубовая дисковая шпонка
(фиг. 13)
Необходимость погашения распора рабочим
.металлическим болтом исключает применение
дисковых деревянных шпонок в безметальных
нержавеющих деревянных конструкциях. Боль¬
шое ослабление рабочих сечений при малой эф¬
фективности (в смысле мощности и надежности
сопряжения) делает применение дисковой дубо¬
вой шпонки в большинстве случаев нецелесо¬
образным.
Усилие Т воспринимается сопротивлением смя¬
тию половины поверхности (аЪс) шпонки (фиг. 14),
врезанной в элемент. Опрокидывающий момент
М = Т γ погашается (фиг. 12) за счет натяже¬
ния болта силой Q = Т 3h]an- ѣ
ъо-шп
Фиг. 13 Фиг. 14
Производство работ заключается в следующем.
На элементах конструкции размечаются
центры постановки шпонок и засверливаются
отверстия сперва для болтов, эатем (или одно¬
временно) для шпонок. Шпонки закладываются
в процессе сборки конструкции при обязатель¬
ном непрерывном технадзоре.
б) Чугунная дисковая шпонка
(фиг. 15)
Чугунная дисковая шпонка имеет в центре
отверстие для пропуска болта. Для уменьшения
веса при широком бортовом ранте делается тон-
Фиг. is
кое днище, причем шпонка имеет в диаметраль¬
ном разрезе двутавровое сечение. Шпонки такого
вида обычно вдавливаются в тесно засверленные
гнезда, причем кольцевые поверхности шпон¬
ки имеют скошенные грани.
В результате вдавливания шпонка плотно при¬
мыкает к стенкам гнезда, и при натяжении эле¬
ментов вся ее рабочая поверхность включается
в работу.
При сборке конструкции после надлежащей
разметки просверливаются отверстия для болтов
и выемки для шпонок, потом закладываются
шпонки и узлы запрессовываются.
Ввиду большого веса и значительной затраты
металла возникает опасность влияния темпера¬
турного гистерезиса, что ставит под сомнение
целесообразность широкого применения чугун¬
ных дисковых шпонок.
шпонки
81
в) Чугунная тарельчатая шпон-
к а (шайба) (фкг. 16)
В отличие от чугунной дисковой шпонки тарель¬
чатая шпонка имеет не двутавровое, а коробча¬
тое диаметральное сечение. Серединное (осевое)
отверстие в днище имеет утолщенные края и по
размеру должно точно соответствовать диаметру
стяжного болта.
.. — TR
"І ы
h А ... _ _
ьі BrJLfl
вчИі jqHj ■ i
ъЖд gJLg Г
^ 1
1 t*
Ч 1® ' ®
© © 1) I
г 4—' ' Ν—1 4—'. ^ т
Фиг. 16. Стык на тарельчатых шпонках
Применяется она обычно в сочетании с метал¬
лическими накладками в растянутых стыках и
узлах брусчатых деревянных конструкций на
металлических накладках,
Производство работ заключается в следующем.
По разметке болтовых отверстий в металличе¬
ских накладках размечаются сквозные болтовые
отверстия в сопрягаемых брусьях. Эти болтовые
отверстия служат центрами для сверления шпо¬
ночных гнезд.
г) Конический вкладыш Кюб-
л е р а (фиг. 17)
Вкладыш Кюблера имеет форму двух усечен¬
ных конусов, сложенных основаниями, отливается
монолитным из чугуна и имеет центровое болто¬
вое отверстие. Различают вкладыши двух типов;
I — при D > h (фиг. 17, справа);
II — при D < h (фиг. 17, слева).
Фиг. 17. Вкладыш Кюблера
Вследствие конической формы вкладыша при
работе его возникают дополнительные касатель¬
ные усилия Т2 (фиг. 18). Опрокидывающий момент
уравновешивается двумя удерживающими момен¬
тами Т-γ = Qlt + Т212 и кроме того сопротив¬
лением изгибу стяжного болта. Определение ве¬
личины распора весьма затруднительно, и дей¬
ствительное значение его неопределенно.
Работа вкладыша типа I приближается к работе
обычной шпонки. Устойчивость такого вкладыша
определяется удерживающим влиянием распорно¬
го момента Qlt.
Вкладыш типа II обладает малой устойчивостью,
определяемой главным образом работой стяж¬
ного болта как нагеля. Вкладыш этого типа
относится к промежуточным (между шпонкой и
нагелем) видам сопряжений. Расчет его произво¬
дится по эмпирическим формулам.
Ввиду ничтожного значения поперечного рас¬
пора вкладыш Кюблера типа II теряет признаки
шпонки и превращается
в элемент, увеличиваю¬
щий площадь краевого
смятия дерева под бол¬
том—нагелем.
Вкладыши Кюблера
имеют следующие недо-ί
статки: 1) большой вес,
вкладышей дает высокий
коэфициент расхода ме¬
талла, 2) выборка кони¬
ческих гнезд значитель¬
но сложнее выборки ци¬
линдрических гнезд.
Процесс сборки при
вкладышах Кюблера тот з
шпонки.
Фиг. 18. Схема работы
вкладыша
, что и для дисковой
д) Вкладыш Шпильмана
Вкладыш Шпильмана (фиг. 19) — чугунный мо¬
нолитный, с отверстием в центре для пропуска
болта, по средней окружности снабжен полочкой.
Работа вкладыша Шпильмана аналогична ра¬
боте дисковой шпонки.
При заготовке элементов по засверленным на
основании точной разметки болтовым отверстиям
выбираются гнезда для полочки шпонки (на глу¬
бину, равную половине высоты) и затем—гнезда
для самой шпонки. Вкладыш был предложен
в Германии в 1926 г., однако широкого распро¬
странения не получил, так как никаких ценных
преимуществ по сравнению с другими типами
шпонок он не имеет.
е) Вкладыш Корбша
Вкладыш Корбша состоит из двух отдельных
полуконусов; один из них снабжен отверстием
с нарезкой и при заготовке навинчивается на^вто-
рой полуконус, имеющий соответственный вы¬
ступ с нарезной поверхностью (фиг. 20).
Между частями шпон¬
ки вставляется соединяю¬
щая элементы металли¬
ческая косынка.
В работе конструкции
вкладыш нагружен сим¬
метрично относительно
плоскости косынки.
Работа вкладыша ана¬
логична работе заклепки
в металлических кон¬
струкциях. Усилие Т, передаваемое косынкой,
распределяется поровну на обе половины вкла¬
дыша. Теоретически сопряжение свободно от рас¬
пора. Болт расчетной нагрузки не несет и является
только стяжным.
После монтажной сборки элементов конструк¬
ции на фанерных косынках по общей разметке
высверливаются отверстия для болтов. Затем
Деревянные конструкции
82
В. Ф. ГАУЗЕ
выбираются гнезда для вкладышей и по фанер¬
ам косынкам сверлятся отверстия в металли¬
ческих косынках. При сборке сначала уклады¬
вается половина парных деревянных элементов
и в них закладывается половина вкладышей
(фиг. 21, слева). Далее сверху укладываются ко¬
сынки и навинчиваются вторые части вкладышей
(фиг. 21, справа). Наконец закладываются осталь¬
ные деревянные элементы, и вся конструкция
скрепляется болтами, проходящими через центры
вкладышей.
Фиг. 21. Схема сборки узла
Сложность изготовления и значительный рас¬
ход металла затрудняют применение вкладышей
Корбша, хотя они и дают сборно-разборное со¬
пряжение.
4. Гладкие кольцевые шпонки
1) Неразрезные кольцевые шпонки
а) Общие сведения
По сравнению со сплошными диѳковыми шпон¬
ками кольцевые шпонки имеют следующие пре¬
имущества:
1) увеличивают рабочее сопротивление шпоноч¬
ного сопряжения благодаря включению в работу
«сердечника»;
2) уменьшают ослабление элементов;
3) уменьшают трудоемкость заготовки гнезд
благодаря снижению объема высверливаемой
древесины;
4) уменьшают вес металлических частей.
Неразрезные кольцевые шпонки по характеру
работы аналогичны круглым сплошным шпонкам.
Жесткое кольцо, не меняющее своей формы ни
в случае неточной заготовки элементов, ни при
усушке древесины, требует избыточной ширины
сверления кольцевой дорожки для покрытия
неизбежных неточностей. Внешняя и внутренняя
части кольца включаются в работу неравномерно
в зависимости от того, насколько тесно или про¬
сторно засверлены гнезда. При этом либо край
либо сердечник заготовленного элемента остаются
недогруженными за счет перегруженности, угро¬
жающей преждевременным разрушением осталь¬
ной части сопряжения.
Рекомендуемые заграничными фирмами норма¬
тивные данные большей частью основаны на ре¬
зультатах лабораторных исследований, произ¬
веденных над сжатыми образцами, и потому
отнюдь не гарантируют необходимой надежности
сопряжениям растянутых элементов в производ¬
ственных условиях.
Разрушение растянутых сопряжений на глад¬
ких (врезных) кольцевых шпонках происходит
от скалывания и сложного разрыва. Ввиду малой
надежности даже при тщательном производстве
работ неразрезные кольцевые шпонки не могут
быть рекомендованы в деревянных конструкциях.
6) Тарельчатые шпонки системы
Кристоф и Унмак
Тарельчатые шпонки этого типа отливаются
из чугуна (фиг. 22) и снабжаются для большей
жесткости внутренней полочкой (диафрагмой).
Опрокидывающий шпонку момент М = Т ~
погашается натяжением болта, обеспечивающим
поперечный нажим на полочки (диафрагмы)
и края шпонки (фиг. 23). В расчете принимается;
Скалываемая площадь, теоретически равная
сѵмме площадей сердечника и эквивалентной ему
площади концевого края, фактически, как пра¬
вило, вступает в работу не одновременно. В ра¬
боте растянутых сопряжений должна учитываться
работа только концевого края или только сердеч¬
ника.
Фиг. 22 Фиг. 23. Схема работы
шпонки
При больших диаметрах тарельчатая шпонка
обладает значительной мощностью и может при¬
меняться для соединения брусьев большого се¬
чения. Шпонка довольно массивна и в применении
дает высокий коэфициент расхода металла.
Тарельчатая шпонка требует выбирания спе¬
циального отверстия не только для кольца, но
и для диафрагмы, что существенно затрудняет
ее применение.
Фирма Кристоф и Унмак предлагает следующий
сортамент шпонок с соответствующими допускае¬
мыми усилиями (табл. 1).
Таблица 1
Сортамепт шпонок фирмы Кристоф и Унмак
Размеры в мм
h
δ
Вес
в кг
0
болта
Допускаемая
нагрузка
D
d
В
Ъ
вдоль
воло¬
кон
поперек
воло¬
кон
80
70
25
20
15
5
0,30
10
1600
625
100
90
30
25
15
5
0,48
10
2 025
957
120
НО
35
30
15
5
0,69
10
2 535
1 381
НО
129
40
С4
15,5
5,5
0,92
13
3 130
1 063
16')
148
45
39
15,5
6
1,32
13
3810
2 340
180
168
50
44
16
6
1,66
13
4 575
2 950
200
186
55
48
16
7
2,23
16
5 425
3 590
225
211
60
53
20
7
2,86
16
6 48*
4 417
250
234
65
57
20
8
3,84
16
7 655
5 323
в) Зетообразная шпонка системы
Г е н з е л я
Зетообразная шпонка состоит из двух колец
разных диаметров, соединенных плоской полоч¬
кой (фиг. 24).
Помимо жесткости (хрупкости) сопряжения
в растянутых стыках и узлах недостатком этого
типа шпонок является сложность изготовления
конструкции вследствие необходимости фрезо-
ваиия желобков разных диаметров и выборки
отверстий для полочки.
шпонки
83
Некоторое применение шпонка Гензеля нахо¬
дит при сопряжении деревянных элементов с ме¬
таллическими. В этом случае часть шпонки с мень¬
шим диаметром (весьма малых размеров) вводится
в металлическую накладку, часть же с бблыиим
диаметром — в сопрягаемый элемент.
При сопряжении эле¬
ментов под углом шпонка
врезается большим диа¬
метром в элемент с худ¬
шими условиями работы
(с меньшим допускаемым
напряжением). Этим до¬
стигается уравнение до¬
пускаемых усилий на обе
половины шпонки при
I I
'^4''
Фиг. 24. Сечение Фиг. 2і>
шпонки
минимальном ослаблении каждого из элементов
(фиг. 25).
Для достижения [рх] = [р] соотношение диа¬
метров полушпонок подбирается из условия:
[nc\Dxh =
г) Кольцевая шпонка Крюгера
Шпонка Крюгера представляет собой замкнутое
кольцо, выгнутое из полосового железа (фиг. 26).
ЧРГГЖ-
-ЯІГИГГТД-і
Фиг. 26 Фиг. 27
Бблыпая, чем в чугунных литых шпонках,
гибкость кольца все же недостаточна для вклю¬
чения в работу всей поверхности обеих ветвей
его. Поэтому при неточной заготовке отверстий
изменение формы кольца не может обеспечить
параллельной работы сердечника и периферии
и предотвратить последовательное скалывание
их, особенно в растянутых стыках и узлах.
В строительстве эта шпонка была вытеснена
более надежной и экономичной кольцевой шпон¬
кой Тухшерера.
Д) Кольцевая шпонка Карлуса
Шпонка Карлуса представляет собой замкну¬
тое кольцо из полосового железа, имеющее сим¬
метрично вдавленные складки (фиг. 27).
Устройством складки достигается некоторая
эластичность шпонки, что должно улучшить ее
работу по сравнению с предыдущим типом. Фак¬
тически незначительное увеличение эластичности
не оправдывает затруднений, связанных с устрой¬
ством складок и выемок для них.
е) Ступенчатая шпонка Стефана
Шпонка Стефана представляет собой замкнутое
кольцо из полосового железа переменной ширины
(фиг. 28 и 29).
По идее ступенчатая шпонка Стефана должна
компенсировать в узловых сопряжениях уве¬
личенной шириной железного
кольца снижение допускаемого
напряжения смятия под углом
(аналогично увеличенному диа¬
метру шпонки Гензеля).
Однако незначительное повыше¬
ние сопротивления смятию не
оправдывает существенного услож¬
нения сопряжения. Увеличение
высоты шпонки приводит к уве¬
личению опрокидывающего мо¬
мента.
При заготовке кольцевые до¬
рожки вырезаются различной глу¬
бины, соответствующей ширине
кольца.
Ступенчатое высверливание до¬
рожек трудно осуществимо и во
всяком случае дорого и сложно
в массовом строительстве.
—fciLLlj* IІІІН—
-is
Фиг. 29
Шпонка Стефана применялась в СССР.
ж) Шпонка Квятковского
Шпонка Квятковского делается из полосового
железа специальной формы и изготовляется инди¬
видуально в зависимости от угла и мощности
узлового сопряжения (фиг. 30 и 31). Полосовое
железо имеет переменную высоту и, сопрягаясь
Фиг. 30. Сопряжение под
углом
в специально выточенном замке, должно образо¬
вать мощное узловое сопряжение, заменяя два
ряда кольцевых шпонок.
Шпонка работает аналогично неразрезным коль
цевым шпонкам, причем благодаря большой длине
дает лишь незначительный распор. Разрез в этой
шпонке имеет целью включение в работу всех
трех рабочих поверхностей шпонки. Однако
вследствие неизбежной неравномерности рас¬
пределения скалывающих напряжений значи¬
тельное увеличение длины скалываемого сердеч¬
6*
84
В. Ф. Г ЛУЗЕ
ника не приводит к пропорциональному увели¬
чению его сопротивления скалыванию.
Испытания сопряжений на шпонках Квятков-
ского дали весьма удовлетворительный резуль¬
тат, подтверждаемый благополучной работой
осуществленных в СССР мостовых ферм на шпо¬
ночных сопряжениях этого типа. Для оконча¬
тельного суждения о шпонках Квятковского
нужны дополнительные лабораторные исследо¬
вания.
При заготовке помимо кольцевой дорожки
в каждой доске прорезается отдельно удлинен¬
ное гнездо, в каждое из которых закладывается
по половине шпонки.
Сложные и трудоемкие процессы изготовления
шпонок Квятковского и гнезд для них служат
препятствием к широкому применению сопряже¬
ний этого типа.
выключает из работы. Разрушение сопряжения
происходит вследствие последовательного скалы¬
вания частей сердечника и краев сопрягаемых
элементов.
Весьма трудоемкая заготовка элементов, тре:
бующая большой тщательности выполнения и'
трудно поддающаяся механизации, не оправды¬
вается незначительным увеличением мощности
сопряжения.
2) Разрезные кольцевые шпонки
г) Американская разрезная
шпонка
а) Общие сведения
Поскольку наличие разреза обеспечивает воз¬
можность растяжения или сжатия кольца в соот¬
ветствии с величиной взаимного смещения коль¬
цевых дорожек, разрезная шпонка при одина¬
ковых размерах противопоставленных кольце¬
вых желобков одинаково передает усилие как
передним, так и задним полукольцом.
Согласно лабораторным исследованиям нали¬
чие разреза в кольце шпонки увеличивает ее мощ¬
ность по сравнению с неразрезным кольцом при
направлении усилия вдоль волокон примерно
в 1,6 раза.
Распор, возникающий в работе разрезных коль¬
цевых шпонок, тоже воспринимается стяжным
болтом, располагаемым, как правило, в центре
шпонки. В однорядовых растянутых стыках даже
при избыточном сечении крайних элементов необ¬
ходима постановка добавочных концевых болтов
для погашения изгибающих моментов.
б) Кольцевая шпонка Тухшерера
Шпонка Тухшерера представляет собой про¬
стое кольцо из полосового железа с незамкнутым
стыком на радиусе, перпендикулярном к направ¬
лению действующего усилия.
Кольцевая шпонка Тухшерера — лучшая из
гладко-кольцевых шпонок (не считая ромбиче¬
ской кольцевой шпонки Ю. М. Иванова) —
все же обладает присущими всем им недостат¬
ками.
в) Шпонка Дехалля
Шпонка Дехалля представляет собой замкну*
тое кольцо из полосового железа с планками,
врезанными в кольцо наполовину его высоты
(фиг. 32 и 33). Иногда кольцо бывает разре¬
зано.
По работе шпонка Дехалля аналогична шпонке
Гензеля. В шпонке Дехалля вместо увеличения
диаметра установлены одна или две планки, вре¬
заемые в элемент, работающий под большим
углом смятия в целях увеличения площади смя¬
тия дерева.
Перерезание сердечника желобками для пла¬
нок сильно ослабляет его и фактически почти 11 Более подробно см. «Гладкая кольцевая шпонка»,
стр. 88.
Американская шпонка состоит из двух само¬
стоятельных полуколец специального профиля,
соединяемых прямым замком (фиг. 34). Она не¬
давно предложена в США и в на¬
стоящее время разрабатывается.
Для установки шпонки в со¬
прягаемых брусьях выбираются
отверстия, куда затем и загоняет¬
ся шпонка. Заклинивание краев
шпонки обеспечивает плотное при¬
мыкание к стенкам гнезда.
6· Зубчато-кольцевые шпонки
а) Общие сведения
Наличие большого количества
острых зубьев обеспечивает зуб¬
чато-кольцевым шпонкам плотное
сопряжение с древесиной, просто¬
ту производства работ (вдавлива¬
ние шпонок без предварительного
сверления гнезд) и большую на¬
дежность в работе, свойственную сопряжениям,
разрушение которых происходит от смятия. Со¬
пряжение на зубчато-кольцевых шпонках дает
бблыную площадь диаграммы работы, так как
разрушение происходит не от скалывания, а
от смятия древесины и деформации самой
шпонки.
В работе зубчато-кольцевые шпонки обладают
большой мощностью, почти вовсе не зависящей
от угла между направлениями усилия и волокон.
б) Ш п о н к и «Аллигатор»
Шпонки «Аллигатор» представляют собой за¬
мкнутое кольцо из гофрированной стали толщи¬
ной 1,2 —1,4 мм, вырезанной с обеих сторон
острыми фестонами (фиг. 35).
Устойчивость шпонки обеспе¬
чивается цилиндрической жест¬
костью кольца, сильно ослаб¬
ленного вырезами фестонов. Это
ограничивает диаметр кольца
размерами 160 мм. Размеры
шайб и болтов определяются
не столько распором шпонки,
сколько условиями преодоления упругого от¬
пора волокон дерева при вдавливании шпонки;
величина их нормируется эмпирически (табл. 2):
шпонки
85
Таблица 2
Сортамент шпонок «Аллигатор»
Диа¬
метр
в мм
Вес
В кг
Диа¬
метр
болта
в мм
Ширина
деревян¬
ного
элемента
в мм
Размер
шайбы
в мм
Допускае¬
мая
нагрузка
в кг
54
23,9
12,7
76
50 X 50 X 6
700
70
31,1
16
102
65X 65х 6
1000
95
46,8
19
127
75X 75х 8
1500
114
51,6
19
153
90 X 90x10
1700
140
71,2
22
178
100x100x10
2 500
159
85,4
25,5
203
115x115x10
3 000
В собранной предварительно конструкции (или
путем разметки) в досках просверливаются от¬
верстия для болтов, далее элементы конструкции
нанизываются с прокладкой шпонок на центровые
болты и запрессовываются.
в) Шпонка системы ЦНИПС (инж. Хорь-
кова) 1
Эта шпонка (фиг. 36) представляет собой за¬
мкнутое кольцо из крупногофрированной стальной
ленты с предварительно выштампованными зубь¬
ями специальной формы.
Шпонка ЦНИПС должна стать одной из основ¬
ных крепей для сопряжения узлов многослойных
дощатых конструкций во всех случаях, когда
возможно применение металла и не требуется
достижения разборноети конструкции.
г)Ромбическая кольцевая шпон-
к а (инж. Иванова)
Ромбическая кольцевая шпонка представляет
собой разрезное кольцо из прокатной стали ром¬
бического профиля с острыми краями (фиг. 37).
Фиг. 37
Шпонка применима не только для сборных, но
и для разборных деревянных конструкций.
При передаче усилия полностью используется
вся поверхность шпонки, так как в результате 11 Более подробно см. «Зубчато-кольцевая шпонка»,
стр. 96.
вдавливания шпонка клиновидного профиля плот¬
но прилегает к стенкам гнезда: кольцо же имеет
разрез, который обеспечивает плотность сопря¬
жения в случае поперечной усушки дерева.
Применением ромбического профиля дости¬
гается уплотнение древесины при вдавливании
кольца, что создает плотность гнезда, обеспечи¬
вающую отсутствие начальных смещений при
приложении усилия..
Фиг. Зо
Сборка конструкции производится так же, как
и при наличии зубчатых шпонок других типов.
При разборке конструкции шпонки могут быть
вынуты без повреждения гнезда (фиг. 38).
6. Когтевые шпонки
1) Шпонка «Бульдог» (инж. Теодорсена)
Когтевые шпонки «Бульдог» представляют со¬
бой круглые, квадратные и овальные пластинки
из тонкой (1—1,2-мм) стали с когтями треуголь¬
ной формы, отогнутыми перпендикулярно плос¬
кости пластинки (фиг. 39 и 40). Шпонки «Буль¬
дог» изготовляются с односторонним и двухсто¬
ронним отгибом вубьев: первые — для передачи
усилий от дерева к металлической накладке;
вторые — для передачи усилий от дерева к де¬
реву, как в шпоночных сопряжениях.
Двухсторонний «Буль¬
дог» работает аналогично
зубчато-кольцевой шпон¬
ке и не имеет перед ней
никаких преимуществ.
Он обладает меньшей
мощностью, сильнее за¬
висит от возможной усу¬
шки досок и требует
большего.количества ме¬
талла.
ѣМ
Фиг. 39 Фиг. 40
Напротив, односторонний «Бульдог» не может
быть заменен кольцевой шпонкой.
При хорошем запрессовывании в дерево каждый
зубец «Бульдога» работает самостоятельно, как
консоль, защемленная в жесткой пластинке
(шайбе).
В односторонних «Бульдогах», применяемых
преимущественно в сборно-разборных деревянных
конструкциях, усилие передается через срез
болта, плотно проходящего сквозь отверстие
в середине шпонки. С помощью зубьев «Бульдога»
86
В. Ф. ГАУЗЕ
Сортамент шпонок «Бульдог»
Габлица 3
«Бульдог» размер
в мм
50
круглый
75
круглый
95
круглый
100 X 100
квадратный
130 X 130
квадратный
95
круглый
односторонний
Болтовое отверстие в мм
17
23
36
49 X 40
52 X 52
б/8-3/4-7/8 1
Наименьшая расстановка
в мм
70
по
140
170
230
140
Диаметр болта в мм . .
10 12 16
10 32 16
12 16 20
12 16 20 26
20 22 26 32
-
Наибольшая нагрузка
0,2 0,3 0,5
0,5 0,7 0,8
0,9 1,0 1,2
1,3 1,5 1,7 2,0
2,3 2,5 3,0 3,5
1*2
усилие распределяется на большую поверхность
смятия древесины, что обеспечивает достаточную
безопасность сопряжения в отношении скалы¬
вания.
Зубья «Бульдога» страдают следующими не¬
достатками:
1) незначительность размеров зубьев при
усушке дерева приводит к выходу их из гнезд,
что весьма снижает мощность сопряжения;
2) тупая форма зубьев (прямоугольный тре¬
угольник) вызывает смятие волокон, а не пере¬
резывание их при вдавливании «Бульдога».
Сортамент «Бульдогов» и допустимые для них
усилия приведены в табл. 3.
Сборка конструкций на «Бульдогах» произво¬
дится аналогично сборке конструкций на зуб¬
чато-кольцевых шпонках.
Для затяжки узлов применяется специальный
ключ. При одностороннем отгибе зубьев вдавли¬
вание шайб «Бульдог» производится специаль¬
ными прессами.
В сборно-разборных стержневых конструкциях
(при применении односторонних шайб «Бульдог»)
сборка может производиться простым сбалчива-
нием узлов, «окованных» (путем предваритель¬
ного запрессовывания «Бульдогов») ногтевой шай¬
бой.
2) Шпонка «Буффо» (ишк. Форсель)
Шпонка «Буффо» представляет собою квадрат¬
ную пластинку из тонкой стали с кольцевым двух-
т
сторонним гофром. В центре пластинки имеется
отверстие для болта (фиг. 41).
При запрессовывании шпонки гофр ее вдав¬
ливается в древесину, не перерезая волокон.
Болт плотно примыкает к стенкам отверстия в
шпонке.
При работе шпонки усилие, передающееся че¬
рез гофр, вызывает растяжение болта. При раз¬
рушении сопряжения происходят смятие древе¬
сины под гофром шпонки и заклинивание ее
между досками, причем болт начинает работать
на срез.
Сортамент шпонок «Буффо» и допускаемые на
них усилия приведены в табл. 4.
Таблица 4
Сортамент шпонок «Буффо»
Болт
в дюй¬
мах
Шпонка
в мм
Шайба
Усилие
на 1
шпонку
в т
Вес
шпонки
в кг
размер
тол¬
щина
Ѵі
75 X 75
50 X 50
4,5
0,75—1,00
0,061
б/8
85 X 85
65 X 65
6,5
0,90-1,25
0,086
3/4
85 X 85
76 X 75
1,0
1,00-1,50
0,086
7/8
100 X 100
90 X 90
8,0
1,50-2,25
0,120
1
115 X 115
100x100
9,0
2,00-3,00
0,186
Толщина металла 2,0—1,5 мм.
В некоторых случаях при установке шпонок
применяется предварительное выбирание желоб¬
ков для более полного заглубления гофра.
Шпонки «Буффо» еще более, чем шайбы «Бульдог»,
нуждаются в мощной стяжке узла болтом; раз¬
меры и жесткость внешних шайб и самого болта
должны быть достаточными для того, чтобы
обеспечить полное вдавливание шайб «Буффо»
в древесину сопрягаемых досок без заметного
вдавливания внешних шайб и без вытяжки болта.
Полученное в сборке обжатие шайб «Буффо»
совершенно исчезает, если применен сырой или
полусухой лес.
Использование шпонок «Буффо» у нас ограни¬
чено затруднительностью достижения плотной
стяжки узлов и необходимостью применения
значительного количества специальной штампо¬
ванной стали и тщательно высушенного леса.
В небольшом количестве шпонки «Буффо» при¬
менялись в Германии и у нас на Днепрострое,
где они показали плохие результаты в работе
с недостаточно сухим лесом.
3) Скоба Гстцера
Скоба Гѳтцера состоит из двух пластинок с бол¬
товыми отверстиями и ребрами, отогнутыми пер¬
пендикулярно плоскости пластинки (фиг. 42 и 43).
шпонки
87
Усилие в сопряжении воспринимается ребрами
скобы и передается смятием болтового отверстия
на болт, работающий на срез по плоскости со¬
прикосновения смежных скоб.
Сборка конструкции производится следующим
образом.
На соединяемых элементах размечаются места
постановки скоб и выбираются гнезда для ребер
скоб. После закладки скоб на каждой из соеди*
Фиг. 42
няемых досок производится стяжка узла. При
этом между досками элементов остается расстоя¬
ние, равное двум толщинам пластинки. Иногда
для пластинки скобы также выбираются гнезда,
тогда плоскости элементов сходятся вплотную.
После установки скоб болтовые отверстия (пред¬
варительно заготовленные преуменьшенного раз¬
мера) развертываются для обеспечения плотного
примыкания стержня болта к пластинкам всех
сопрягаемых скоб.
4) Вкладыши ГреЗма
В процессе своего развития форма вкладышей
и ногтевых скоб Грейма претерпела ряд изме¬
нений и упрощений. Пер¬
воначально вкладыш Грей¬
ма имел вид скобы, анало¬
гичной скобе Гетцера, но
вместо сплошных ребер име¬
ющей зубья (фиг. 44). В
Фиг. 44. Шайбы Грей- Фиг. 45
ма (варианты)
дальнейшем вкладыш получил форму чугун¬
ных парных дисков (фиг. 45), снабженных
зубьями для более плотного сопряжения с дере¬
вом. Между собой диски соединяются системой
пазов и валиков. В первоначальных вариантах
вкладыша для сопряжения дисков между собой
применялась пружина, устанавливаемая в спе¬
циальные пазы, выбранные в шпонках (фиг. 46).
Для соединения с металлическими накладками
применяется односторонний вкладыш Грейма
(фиг. 47) со втулкой в центре диска, обеспечиваю¬
щей передачу усилия со вкладыша на накладку
(подобно тарельчатой шпонке и односторонней
шайбе «Бульдог»). В этом последнем виде вкла¬
дыш Грейма применяется в шарнирных узлах
сборных деревянных конструкций Сименс-Бау-
унион (фиг. 48 и 49).
Накладки шарнира, служащие для соединения
всех элементов узла, соединяются с последними
при помощи односторонних вкладышей Грейса,
чем и достигается полная разборность сопря¬
жения.
Вкладыш Грейма в виде скобы работает ана-
логично скобе Гетцера. У вкладыша же в виде
б)
Фиг. 46
дисков нижняя сплошная часть вкладыша рабо¬
тает как тарельчатая шпонка. Некоторая доля
усилия воспринимается зубьями.
Сопряжение на вкладышах Грейма довольно
мощно и жестко, но врезка вкладыша и закола¬
чивание зубьев сильно ослабляют сечение рабо¬
чих элементов и в работе, особенно при много ря¬
довой постановке, способствуют продольному
раскалыванию их. При помощи системы пазов
и валиков, расположен¬
ных на тыльных сторо¬
нах дисков и входящих
друг в друга, усилие
передается с одной по¬
ловины вкладыша на
другую. При плотном
смыкании пазов и вали¬
ков болт нужен только
для стяжки соединения.
При усушке сопряга¬
емых досок или брусьев диски раздвигаются и
валики выходят из пазов. В этом случае болт
начинает работать на срез и изгиб.
Односторонний вкладыш Грейма работает ана¬
логично тарельчатой шайбе с той разницей.
88
Ю. М. ИВАНОВ
что на срез между накладкой и вкладышем ра¬
ботает втулка вкладыша.
В практике германского строительства точность
заготовки гнезд в деревянных частях обеспечи¬
вала большую плотность сопряжений на вклады¬
шах Грейма. Сверление болтовых отверстий шпо¬
ночных гнезд производилось с точностью, до¬
пускающей даже многорядовую постановку весь¬
ма точно заготовленных металлических литых
вкладышей. По болтовым отверстиям произво¬
дилось сверление отверстий для дисковых ча¬
стей вкладышей. Вдавливание зубцов произво¬
дилось (без предварительного рассверливания
гнезд) путем заколачивания кувалдой через
прокладку. Для больших размеров вкладышей
под зубья засверливались отверстия наполо¬
вину необходимой глубины и в заготовленные
отверстия забивались вкладыши.
Фиг. 49. Накладки Грейма
В случае применения для неразборных соору¬
жений вкладыш Грейма, требующий довольно
значительного количества металла в сложном
и точном литье и крайне точной разметки и точ¬
ного сверления гнезд в деревянной заготовке,
не имеет никаких преимуществ перед зубчатыми
и ромбически-кольцевыми шпонками.
Применение вкладышей Грейма при условии
высокой степени индустриализации производства
работ по типу Сименс-Бауунион представляет
интерес для сбор но-раз борных конструкций.
5) Стыковые накладки системы Грейма (фиг· 49)
Детальных сведений о работе накладок Грейма
нет. Накладки снабжены зубьями того же тина,
что и вкладыши системы Грейма, и обладают теми
же особенностями в работе.
Сложность изготовления самой накладки и
сложность заготовки деревянных элементов,
повидимому, не оправдывается какими-либо спе¬
циальными преимуществами этого типа сопря¬
жения, если не считать его разборность.
ЛИТЕРАТУРА
А. Русская литература
1. Броннек, Деревянные конструкции, М. 1930 г.
2. Гестеши, Деревянные сооружения, М. 1931 г.
3. Керстеы, Современные инженерные деревян¬
ные конструкции, М. 1932 г.
4. Ферстер, Справочник инженера-строителя, М.
1930 г.
5. Кузнецов А. В., Узловые сопряжения дере¬
вянных ферм, 1932 г.
6. Карлсен Г. Г., Исследование кольцевой шпон¬
ки Тухшерера, М. 1925 г.
7. Патон Е. О., Деревянные мосты, Киев 1921 г.
8. П а т о н Е. О., К л е X Е. А. и др., Кольцевые
соединения, М. 1932 г.
9. Иванов В.Ф., Деревянные конструкции граж¬
данских сооружений, М. 1933 г.
10. Шурнал «Строитель», М. 1930—1933 гг.
И. Шурнал «Строительная промышленность», М.
1932—1933 гг.
Б· Иностранная литература
1. Jakson, Ingenieur-Holzbau, 1921.
2. Р г і с к-К noil, Die Konstruction von Hochbau-
ten.
3. Daub, Hochbaukunde.
4. Seitz, Grundlagen des Ingenieurholzbaues.
5. Schachterle, Ingenieurholzbauten bei den
R. B. D. Stuttgart.
6. Zeitschrift: «Bautechnik», 1928—1933.
7. » «Bauwelt», 1928—1933.
8. » «Bauingenieur», 1927—1933.
9. » «Bauzeitung», 1929.
10. » «Eng. News-Record», 1932—1933.
И. » «VDI», 1929—1933.
12. » «Schweizerische Bauzeitung», 1930—
1933.
13. В а г b e г о t, Constructions civiles, 1930.
Инж. Ю. M. ИВАНОВ
V. ГЛАДКО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
1. Общие сведения
Гладко-кольцевая шпонка получила широкое
распространение в Германии (с 1913 г.), где она
известна под названием «шпонка Тухшерера».
В СССР кольцевые шпонки Тухшерера были
впервые применены в 1923 г. для конструкций
павильона Госсельсклада на Всесоюзной сельско¬
хозяйственной выставке.
Опыт применения гладко-кольцевых шпонок
в СССР привел к значительному числу аварий.
Хотя основной причиной их по большей части
было низкое качество производства работ и при¬
менявшихся лесоматериалов.
Основным недостатком гладко-кольцевой шпон¬
ки является высокая жесткость работы пре¬
имущественно на скалывание, приводящая при
наличии рыхлых деформаций к весьма круп¬
ным перенапряжениям и в результате — к зна¬
чительному снижению запаса прочности. Равно¬
мерная работа соединений может быть достиг¬
нута лишь при высокой точности изготовления,
тщательной разметкой и центрировкой при вы¬
сверливании кольцевых дорожек. Наличие на
строительстве высококвалифицированного техни¬
ческого надзора, опытных кадров, необходимого
механизированного оборудования и высококаче¬
ственного лесоматериала является непременным
условием при применении конструкций на глад¬
ко-кольцевых шпонках.
При условии высококачественного выполнения
конструкции на гладко-кольцевых шпонках обла¬
дают следующими достоинствами:
1) дают незначительную величину пластиче¬
ских деформаций и не дают провисания G те¬
чением времени;
ГЛАДКО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
89
2) являются сборно-разборными и допускают
предельно расчлененный процесс изготовления;
при наличии надлежащего оборудования воз¬
можны широкая механизация работ по гнутью
колец и высверливанию дорожек и централи¬
зация изготовления элементов конструкций, сбор¬
ка которых может производиться на месте без
шаблона как в горизонтальном, так и в верти¬
кальном положении;
3) экономичны как по весу древесины
(в среднем для покрытий коэфициент
использования сечения—от 0,7 до 0,8,
ксв от 3,2 до 4,5) и металла (от 3,5 до
6%), так и по невысокой стоимости
изготовления благодаря механизации
производства работ;
4) позволяют точно центрировать
узловые соединения и воспринимают
усилия независимо от их знака (при
статическом действии нагрузки).
Являясь мощным соединением при
работе вдоль волокон, гладко-кольце¬
вая шпонка требует однако большого
снижения допускаемого напряжения
при работе под углом, что ограничи¬
вает рациональные углы примыкания
элементов пределами от 0° до 45°.
При этом на каждой половине кольца происхо¬
дит передача приблизительно половины усилия
и каждое полукольцо работает как криволиней¬
ная шпонка.
В результате в разрезном кольце в передаче
усилия участвуют теоретически вдвое большие
по площади участки соединяемых элементов,
чем в замкнутом кольце, почему разрезное коль-
2. Работа гладко-кольцевых шпонок под
действием усилий
1) Различие в работе разрезного и замкнутого
кольца
Растяжение или сжатие замкнутого кольца
зависит не от направления действующего в со¬
единении усилия (растяжение, сжатие), а от со¬
цо воспринимает значительно большее усилие*
чем неразрезное.
2) Работа кольца как шпонки
Полный опрокидывающий момент 2Мг сла¬
гается из опрокидывающих моментов на каждом
полукольце (фиг. 2):
!Кольцо
расширилось
. Кольцо
, сузилось
Фиг. 1. Схема работы замкнутого и разрезного кольца
отношения величин смещений а и β, указанных
на схеме фиг. 1, включающих как прозор между
кольцом и стенками дорожки, так и упругие и
неупругие деформации последних.
Диаметр разрезного кольца, также в зависи¬
мости от соотношения величины смещений а и β,
уменьшается или увеличивается до тех пор» пока
кольцо не будет зажато в кольцевых дорожках
соединяемых элементов (фиг. 1).
этот момент погашается тре¬
нием на поверхностях смятия
и работой стяжного болта.
Назначение болта, плотно
стягивающего соединяемые
элементы, — улучшить работу
на скалывание, осложняемое
отдиранием волокон вследствие
наличия сил трения.
8) Запас прочности и характер
разрушения соединений
Запас прочности кольцевых
соединений в существенной ме¬
ре зависит от качества выпол¬
нения. При соблюдении ука¬
занных ниже требований, обес¬
печивающих необходимую точ¬
ность изготовления, при испы¬
тании двухрядовых стыков был
получен коэфициент запаса
около 2,4 (по отношению к
[ис] == 80 кг/см2).
Работа однорядовых растянутых стыков со¬
провождается отгибом концов наружных накладок
вследствие значительного влияния дополнитель¬
ного момента и, как показали испытания,
является довольно неравномерной.
Возможное снижение коэфициента запаса в од¬
норядовых растянутых стыках учитывается ко-
эфициентом уменьшения допускаемого напряже¬
ния 0,8, введенном в примечании к § 107 ТУ и Н.
90
Ю. Μ. ИВАНОВ
Характер разрушения растянутых соединений
зависит от толщины соединяемых элементов.
При большой толщине доски (фиг. 3 и 4) разру¬
шение происходит от чистого скалывания, при ма¬
лой толщине ее — от скалывания с разрывом ча¬
сти волокон или так называемого «выкалывания
средней части доски» (фиг 5 и 6)*
Фиг. 3. Разрушение при растяжении· от чистого ска¬
лывания
Врезка колец в соединяемые части на различ¬
ную глубину не разрешается.
Разрез кольца делается прямой.
Ослабление сечения одним кольцом прини¬
мается равным произведению наружного диа¬
метра кольца на половину его ширины по формуле:
РосЛ = ^[Л0 + 2скм). (3)
В присоединении растянутых элементов рас¬
четное усилие, действующее в ослабленном се¬
чении, принимается равным полному усилию
элемента, а в присоединении сжатых элементов —
полному усилию, уменьшенному на величину
половины усилия, воспринимаемого кольцами,
ослабляющими опасное сечение.
При расчете соединений растянутых элементов
в соответствии с указанной выше возможной
деформацией разрушения необходима дополни¬
тельная поверка толщины доски на «выкалы¬
вание средней части» по формуле (фиг. 10—11)
При работе на сжатие кольцевое соединение
имеот повышенный запас прочности по сравне¬
нию с растянутым стыком вследствие более рав¬
номерного распределения скалывающих напря¬
жений и невозможности скалывания крайнего
участка, соответствующего так называемому
«концу доски» в растянутом соединении.
^ 320dobKѣШ—9, 42dg+72α (b^.ш+0,2)
C ^ 24 (si + s2) + 110 (do - d6 - 0,3) ‘ +
110 (bft.ra + 0,2) (dp— dp — 0,3)
24· ($1 + s2' + 110 (d0 - d6 — 0,3)
Фиг. 6. Разрушение при растяже¬
нии от выкалывания средней части
доски
Указанная поверка может быть опущена, если
толщина доски более приведенной в табл. 2 (при
ширине доски, меньшей или равной 26 Ьм).
Фиг. 4. Разрушение при растяжении от чистого ска¬
лывания
3. Расчетные данные и сортамент шпонок
Допускаемое на кольцо усилие определяется
по смятию на некоторой условной площади, рав¬
ной произведению ширины кольца ЬКгШ на вну¬
тренний диаметр его d0 по формуле:
Т к.г
( — ^к.иА0 (2)
где [пс~\а принимается в
зависимости от угла
смятия.
Расчет необходимого
числа и диаметра коль¬
цевых шпонок произво¬
дится по графикам до¬
пускаемых усилий. На
фиг. 7 и 8 приведены
графики, составленные
для воздушно-сухой сос¬
ны и дуба.
Размеры кольца берутся по нормальному сорта¬
менту из табл. 1.
Ширина его ЪКяШ должна быть не более 0,20 d0 и
не менее 2 см.
В одной и той же конструкции все кольца
одного диаметра должны иметь одинаковую ши¬
рину.
шВ
!.-/Л
Фиг. 5. Разрушение при
растяжении от выкалы¬
вания средней части дос¬
ки
4. Стыки
Типичным соединением растянутых элементов
является двухрядовый стык, наиболее рациональ¬
ный как в отношении работы под действием уси¬
лий, так и по использованию сечения.
Однорядовые растянутые стыки не рекомен¬
дуются по причине неравномерности их работы
вследствие указанного выше влияния дополни¬
тельного изгибающего момента.
При трехрядовом стыке допускаемые на кольца
усилия должны быть снижены умножением на
коэфициент к = 0,9 (ТУ § 111) г.
Накладки в стыках, как правило, делаются
из досок той же толщины, что и основные доски.
В стыке составного элемента усилие, приходя¬
щееся на отдельную доску, принимается пропор¬
циональным числу врезанных в нее колец.
Например в досках двойного элемента (фиг. 12)
действуют различные усилия: в крайних досках —
2 — = —, в средней доске — 4 -д- = —.
Указанное неравномерное распределение уси¬
лий должно учитываться при поверке напряже¬
ний.
Стыки поясов следует располагать возможно
ближе к узлам. Наиболее целесообразно совме¬
щать растянутые стыки с узлами (фиг. 19).
1 По результатам испытаний разрушающие усилия
пропорциопальпы числу рядов.
ГЛАДКО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
91
Фиг. 7. График допускаемых усилий на кольцевую шпонку для воздушно-сухой сосны
do
в см
Ьк.ш
в см
°к.ш
В СМ
Площ.
ослабл.
в см%
Наимень¬
ший размер
доски
в см
Наимень¬
ший
диаметр
болта
в см
do
в см
Ьк.ш
в см
ск.Ш
в см
Площ.
ослабл.
в см2
Наимень¬
ший размер
доски
в см
Наимень¬
ший
диаметр
болта
в с,и
Ъ
с
а
Ь
с
а
22
4.5
4,0
3.5
0,7
0.6
0,6
53
46
41
26
7
6
6
4,5
4
4
2,2
2,2
1,9
16
3,0
2,5
0,5
0,5
26
21
20
4,5
4
3
о
1,6
1,6
20
4.0
3,5
3.0
ο,β
0,6
0.6
42
37
32
24
6
6
4,5
4·
4
4
1.9
1.9
1.9
14
2,5
2,0
0,5
0,4
19
15
18
4
3
3
3
1,2
1,2
12
2,0
0,4
13
15
3
2,5
1,2
18
3.5
3,0
2.5
0,6
0,5
0,5
33
29
24
22
6
4,5
4
3.5
3.5
3.5
1,6
1,6
1,6
10 1 2,0 J 0,4 1 13 1 13
з 1 2,5 1 1,2
92
Ю. Μ. ИВАНОВ
Я = 0е 10е 20е 30° 40° 50° SO* 70е 80е 90°
Фиг. 8. График допускаемых усилий на кольцевую шпонку для воздушно-сухого дуба
do
в см
Ък.іи
в см
С-К .Ші
в см
Площ.
ослабл.
в см2
Наимень¬
ший размер
доски
в см
Наимень¬
ший
диаметр
болта
в см
do
В СМ
Ьк.ш
в см
Ск.Ш
В см
Площ.
ослабл.
в см2
Наимень¬
ший размер
доски
в см
Наимень¬
ший
диаметр
болта
в см
Ъ
с
а
Ъ
с
а
16
3,0
2,5
0,5
0,5
26
21
20
4,5
4
3
3
1,6
1,6
22
4.5
4,0
3.5
0,7
0,6
0,6
53
46
41
26
7
6
6
4,5
4
4
2,2
2,2
1,9
14
2,5
2,0
0,5
0,4
19
15
18
4
3
3
3
1,2
1,2
20
4.0
3,5
3.0
.0,6
0,6
0,5
42
37
32
24
6
6
4,5
4
4
4
1.9
1.9
1.9
12
2,0
0,4
13
15
3
2,5
1,2
18
3.5
3,0
2.5
0,6
0,5
0,5
33
29
24
6 1 3,5 1 1,6
22 1 4,5 ! 3,5 1,6
|4 іа.5 1 1,6
10 1 2,0
0,4 1 11
13
3 1 2,5
1,2
ГЛАДКО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
93
Таи лица 1
2 TfrufiZ
ТГки/L
JC
1*1
3^—ι)&
- ί,—— j-2-X ί4 —1
3-4 r#1
Фиг. 9
Нормальный сортамент кольцевых шпонок
Вну-
трений
диа¬
метр
do
в см
Ши¬
рина
Ъ
в см
Тол¬
щина
с
в см
Площадь
ослабле¬
ния
(do + 2с) 1
В СЛі2
Пло¬
щадь
смятия
do Ь
В см2
Длина
железной
полосы
для
кольца
в см
Вес
кольца
9
в кг
Мини¬
маль¬
ный
диа¬
метр
болта
в см
Шайба
в см
Наименьший
размер доски
si
в см
S2
в см
Ъ
в см
с
в см
4,5
0,6
52
99
1,47
2,2
8 X 8 X 0,6
7
29
35
22
4,0
0,5
46
88
69,4
1,09
2,2
8 X 8 X 0,6
26
6
29
35
3,5
0,5
40
77
0,96
1,9
7 X 7 X 0,5
6
29
35
4,0
0,5
42
80
0,99
1,9
7 X 7 X 0,5
6
26
32
20
3,5
0,5
37
70
63,1
0,87
1,9
7 X 7 X 0,5
24
6
26
32
3,0
0,4
31
60
0,60
1,9
7 X 7 X 0,5
5
26
32
3,5
0 5
33
6S
0,78
1,6
6 X 6 X 0,4
6
23
29
18
3,0
0,4
28
54
56,8
0,54
1,6
6 X 6 X 0,4
22
5
23
29
2,5
0,35
23
45
0,39
1,6
6 X 6 X 0,4
5
23
29
3,0
0,4
25
48
КП к
0,48
1,6
6 X 6 X 0,4
on
5
21
26
XD
2,5
0,35
21
40
эи,э
0,35
1,6
6 X 6 X 0,4
A U
4,5
21
26
1 А
2,5
0,35
18
35
А А о
0,30
1,2
4,5 X 4,5 X 0,3
1 Q
4
18
22
2,0
0,3
15
28
ДО,6
0,21
1,2
4,5 X 4,5 X 0,3
іо
3,5
18
22
12
2,0
0,3
13
24
38,0
0,18
I,2
4,5 X 4,5 X 0,3
15
3,5
16
19 1
10
2,0
0,3
11
20
31,7
0,15
1,2
4,5 X 4,5 X 0,3
12
3,5
13
16 1
Примечание. При резке полос железа для изготовления колец необходимо учитывать вытяжку при гнутье
Таблица 2
Наименьшие допускаемые толщины досок
Размеры шпонок
Наименьшая толщина доски с
в см
do
°к.ш
одно¬
двух¬
трех¬
Ък.ш
рядовые
рядовые
рядовые
в см
В см
в см
соедине¬
соедине¬
соедине¬
ния
ния
ния
14
2,5
2,0
0,35
4,5
6,0
0,3
4,0
5,0
—
12
2,0
0,3
4,0
5,0
6,0
10
2,0
0,3
4,0
5,0
6,0
При таком расположении стыка:
а) уменьшаются дополнительные напряжения
от изгиба в поясных досках вследствие уменьше¬
ния их высоты;
Фиг. 10
Фиг. 11. Схема к расчету на выкалывание
средней части доски
94
Ю. Μ. ИВАНОВ
б) ослабляется влияние неразрезности поясов,
получающих возможность некоторого поворота
в узлах;
в) отсутствуют дополнительные усилия в ниж¬
нем поясе, возникающие при расположении сты¬
ков в панелях вследствие излома оси пояса (для
строительного подъема).
Фиг. 12. Схема стыка составного элемента на кольце¬
вых шпонках
Узел 2 (фиг. 14) — с трехлобовым упором и
концевыми накладками в раскосе. Напряжение
смятия по площадке ОС равно:
·». = IF- 5°?3 = 66’7 < 70>5 кг/слі5.
Фиг. 14
Увеличение числа стыков компенсируется:
а) меньшей шириной поясных досок, сечение
которых подбирается по ослаблению стыковыми
кольцами;
б) применением лесоматериала меньшей длины;
в) удобством конструирования примыкания ре¬
шетки, так как число досок в узле получается
на одну больше.
б. Узлы
Узел 1 (фиг. 13) применяется в рамах парках
криволинейного и полигонального очертания.
Плоскость опоры назначается перпендикуляр¬
ной к среднему направлению кривой давле¬
ния.
Преимущество: отсутствие специальных ме¬
таллических частей при достаточной шарнирности
опоры вследствие деформаций древесины.
Преимущества: передача поясного усилия в
лобовой упор, малая ширина досок в поясах и
раскосе.
Недостаток: длинный выступающий конец рас¬
коса.
Узел 3 (фиг. 15) — с прокладками в упор.
Преимущество: поясное усилие передается в
лобовой упор.
Недостатки: примыкание раскоса под значи¬
тельным углом; работа накладок на сжатие и
изгиб (вызывающая часто необходимость при¬
менения дуба).
Узел 4 (фиг. 16) — коньковый.
Между концами раскосов должен быть остав¬
лен прозор и на них не должен опираться прогон
(это достигается путем подрезки прогона или
подкладки отрезков досок на поясах).
При больших углах наклона верхнего пояса
необходимо центрировать торцевые площадки
по оси, соединяющей центры колец.
Преимущество: передача поясного усилия в
лобовой упор.
Узел 5 (фиг. 17) — о трехлобовым упором.
Преимущество: малая ширина досок решетки.
Работа кольцевой шпонки вдоль волокон.
ГЛАДКО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
95
Недостатки: большое расстояние между доска¬
ми нижнего пояса, большое количество узлов
4 И.ш. 140*25
^21,00/7?
Фиг. 16
Узел 7 (фиг. 19) — с совмещенными стыками.
Стойка уперта в узловые прокладки и не входит
в основную рабочую схему фермы, так как пере¬
дает только узловую нагрузку.
Преимущество: малое число ѵзлов нижнего
пояса.
в нижнем поясе, сжатые элементы (раскосы)
имеют большую длину.
Узел 6 (фиг. 18).
Фиг. 17
. АИ.Ш <60*30
Β.φ 16
Фиг. 18
Преимущества: простота конструкции — без
прокладок и врубок, примыкание стойки к рас¬
косу под малым углом.
Недостатки: те же, что и в увле 5. Работа колец
под углом.
6.016’
ч>иг. 19
Недостаток: примыкание раскосов под зна¬
чительным углом.
Выгодно применять при малых усилиях в ре¬
шетке (нижняя схема).
6. Требования к изготовлению кольцевого
соединения
Как уже было отмечено выше, при изготовле¬
нии кольцевых соединений должны быть обеспе¬
чены большая точность разметки, производимой*
как правило, по центровикам, а также большая
точность центрирования при высверливании коль¬
цевых дорожек и точный перенос центра с одной
пласти доски на другую г.
Кольцевые дорожки и кольца должны иметь
правильную форму и размеры, что достигается
надлежащим оборудованием и тщательным про¬
изводством работ.
Наиболее существенными недостатками плохо-
выполненных кольцевых соединений являются:
1) неравенство поперечных размеров (вну¬
тренний и наружный диаметр) кольцевых дорожек
данного диаметра;
2) отсутствие прозора в разрезе кольца, зало¬
женного на место.
Первый недостаток, как нетрудно уяснить из
схем фиг. 1, приводит к преимущественной пере-
1 Наилучшим образом обеспечивается при применен
пии машинки инж. В. С. Фрыгина.
96
Μ. Μ. ХОРЬКОВ
даче усилия только на одной половине кольца
(фиг. 20).
Второй недостаток может привести к тому, что
кольцо будет работать как замкнутое.
В первом случае получающаяся вначале пере¬
грузка рабочих частей приводит к увеличенным
деформациям, в результате которых усилия не¬
сколько перераспределяются и в работу вклю¬
чаются ранее не нагруженные части (фиг. 21).
Однако скалывание сильно перегруженной части
наступает все же ранее, чем выравниваются уси¬
лия, в результате чего запас прочности существен¬
но снижается.
От первого недостатка свободны конструкции,
изготовленные с помощью машинок Фрыгина
и Черемухина, имеющих гнезда для резцов,
благодаря которым при последовательных уста¬
новках резцов расстояние между ними не может
іменяться.
Второй недостаток устраняется при самом из¬
готовлении колец при проверке их размеров.
Смыкание прозора в кольцах при недостаточ¬
ной величине его может произойти также вслед¬
ствие усушки древесины. Для обеспечения про¬
зора при применении полусухой древесины ве¬
личина его должна быть не менее 0,10do.
ЛИТЕРАТУРА
1. Карлсен Г. Г., Исследование кольцевых
.шпонок Тухшерера, М. 1925 г.
2. Г е с т е ш и, Деревяпыые стропильные конструк¬
ции, пер. с нем., М. 1925 г., стр. 134—151, 300—303,
320.
3. Каменцев П. Я., О работе кольцевых шпо¬
нок. Доклад на I Всесоюзной конференции по инженер¬
ным деревянным конструкциям, 1931 г.
4. Иванов Ю.М., Действительная работа деревян¬
ных конструкций по результатам опытных исследова¬
ний. Доклад на I Всесоюзной конференции по инженерным
деревянным конструкциям, 1931 г.
5. Пато н, Клех, Дятлов, Опытное иссле¬
дование соединений элементов деревянных конструкций,
М. 1931 г.
6. Иванов Ю. М., Причины случаев недостаточ¬
ного запаса прочности деревянных конструкций, «Строит,
пром.» № 8, 1931 г. (эта статья помещена в приложении
к книге К е р с т е н, Современные деревянные кон¬
струкции, М. 1932 г., стр. 396—407).
7. Иванов Ю. М., Изготовление деревянных кон¬
струкций на кольцевых шпонках, «Строит, пром.» № 3,
1932 г.
8. ФрыгинВ. С., Рациональный способ изгото¬
вления деревянных ферм на кольцевых шпонках, «Стрэит.
пром.» № 3, 1932 г.
9. Пато н, Клех, Дятлов, Доброне ц-
к и й, Кольцевые соединения, М.—Л. 1932 г.
10. Иванов ІО. М., Опытное исследование сопря¬
жений на кольцевой шпонке. Сектор испытаний ЦНИПС,
1932 г.
11. Иванов Ю. М., Влияние недостатков изго¬
товления на работу кольцевых соединений, «Строит,
пром.» № 5, 1933 г.
12. Иванов Ю. М., Работа соединений на коль¬
цевых шпонках при растяжении и сжатии, «Строитель
№ 1, 1934 г.
13. Иванов Ю. М., Тухшерера кольцо. «Техническая
Энциклопедия», стр. 354, 1934 г.
14. L ewe, Die Berechnung des geschlitzten Ring-
dubels. Der Holzbau, 1920 r.
Енж. M. M. ХОРЬКОВ
VI. ЗУБЧАТО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
Общие сведения
Зубчато-кольцевые шпонки применяются для
сопряжения под любым углом дощатых элемен¬
тов в узлах сквозных деревянных конструкций.
На фиг. 6, 7 и 8 показаны сопряжения на кольце¬
вых шпонках в собранном и разобранном виде:
на фиг. 6—под углом 90°, а на фиг. 5— под углом 0°.
При значительной разнице в плотности сопря¬
гаемых досок зубья погружаются в более мягкую
древесину на 2—3 мм глубже, что однако не толь¬
ко не ухудшает работы сопряжения, но, напро¬
тив, обеспечивает его равнопрочность на смятие.
Благодаря тому что формирование гнезда про¬
исходит одновременно с погружением шпонки
в древесину, сопряжения на зубчато-кольцевых
шпонках обладают большой плотностью, равной
примерно плотности гвоздевых сопряжений и
постоянной по всем радиальным направлениям
Разрез поА-Ь
о*
УРГ
Фиг. 1
Шпонка имеет зубцы несимметричной формы
(фиг. 1, 2, 3 и 4), режущая кромка которых за¬
острена для того, чтобы при погружении они не
рвали волокон древесины.
Сопряжения на зубчато-кольцевых шпонках
не требуют сверления или вырезывания дорожек;
сборка производится путем вдавливания шпонок
в цельную древесину. Зубья шпонки вдавли¬
ваются в каждую из сопрягаемых досок на глу¬
бину, равную половине высоты шпонки (фиг. 7, 8).
кольца. Большая плотность сопряжений на зуб¬
чато-кольцевых шпонках позволяет им воспри¬
нимать знакопеременные усилия. Последнее об¬
стоятельство особенно ценно в арочных и рам¬
ных, а также в пространственных стержневых
конструкциях.
Дробное приложение усилий и большие раз¬
меры поверхности, сопротивляющейся скалы¬
ванию, исключают опасность разрушения сопря¬
жений на зубчато-кольцевых шпонках от скалы-
ЗУБЧАТО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
97
вания; испытания показали, что разрушение
сопряжений всегда наступает от смятия древе¬
сины при соответствующих деформациях (изгиб
кЛА/КА/Му
І
Фиг. 3
и скручивание стенок) самой шпонки. Фиг. 9
показывает, что благодаря влиянию зубчато¬
кольцевой обоймы болт не раскалывает и не
Фиг. 4
скалывает конца доски даже в стадии разрушения
всего сопряжения. Фиг. 10 иллюстрирует воз¬
можность концентрической постановки пары зуб-
Фиг. 5
чато-кольцевых шпонок около одного болта;
и в этом случае разрушение также характери¬
зуется не скалыванием, а смятием древесины.
Фиг. б
Удельное ослабление сечения доски от погру¬
жения шпонки в древесину, отнесенное к единице
воспринимаемого усилия, меньше, чем у других
видов соединений.
Сопротивление сопряжения на зубчато-коль¬
цевых шпонках сдвигу определяется сложным
сопротивлением смятию древесины, сопротивле¬
нием изгибу и скручиванию самой шпонки и си¬
лами трения. Определение допускаемого усилия
на шпонку аналитическим путем представляет
трудно разрешимую задачу. В табл. 1 приве¬
дены величины допускаемых усилий, установлен¬
ных на основании лабораторных испытаний,
которыми и следует руководствоваться при рас¬
чете сопряжений.
Фиг. 8
Приведенные в таблице допускаемые усилия
на одну шпонку действительны при всех углах
работы шпонки в воздушно-сухой сосновой дре¬
весине марки 1. Эти усилия учитывают и работу
болта. Если применяется древесина других по¬
род и качества, не соответствующего классу
сооружения или более влажная, то допускаемые
Фиг. 9
усилия снижаются умножением на коэфицпенты,
приведенные в ТУ и Н. В конструкциях, не за¬
щищенных от действия влаги, следует применять
оцинкованные шпонки, в защищенных же кон¬
струкциях — покрывать шпонки лаком.
Сечение болтов подобрано с расчетом на плот¬
ную стяжку сопряжения; размеры диаметров
7
Деревянные конструкции
Данные для расчета сопряжений на зубчато-кольцевых шпонках
98
Mrм. ХОРЬКОВ
δ
й
H о
R
іо s
® R
>& о
аЗО
W Я
12 <υ
Я Я
К
В о
Оі(Ц
болтов не должны уменьшаться даже в том слу¬
чае, если шпоночное соединение не работает на
полное расчетное усилие сдвига. Размеры пло¬
ской шайбы должны предотвратить коробление
досок и обеспечить равномерную плотность шва
по всей его поверхности.
2. Проектирование конструкций на зубчато¬
кольцевых шпонках
Проектирование конструкций на зубчато-коль¬
цевых шпонках весьма несложно. После стати¬
ческого расчета конструкции по полученным
усилиям подбираются по табл. 1 шпонки, за¬
тем проверяются крепость элементов в наиболее
ослабленном сечении и их устойчивость. Ника¬
кой проверки местных напряжений в соединении
не требуется.
3. Сборка конструкции
Сборка деревянных конструкций на зубчато¬
кольцевых шпонках производится в следующем
порядке.
1) Заготовленные по шаблонам элементы
фермы должны иметь центровые болтовые отвер¬
стия, заранее точно засверленные. Ферма соби¬
рается путем последовательного нанизывания
досок и зубчато-кольцевых шпонок на центровые
стержни болтовых сжимов (фиг. 5), диаметр ко¬
торых в точности соответствует диаметру засвер¬
ленных центровых отверстий и стяжных болтов.
Центровые болтовы© отверстия в элементах
фермы могут быть засверлены после ее монтаж¬
ной сборки. За сверловкой следуют разборка
фермы и закладывание шпонок. Такой способ
сквозного сверления гарантирует точное совпаде¬
ние между отверстиями в элементах. Необхо¬
димо следить за тем, чтобы отверстия были пер¬
пендикулярны к плоскости фермы, иначе стер¬
жень сжима при запрессовке шпонок будет
изгибаться, что затрудняет работу. В этом от¬
ношении предпочтение следует отдать сверлению
центровых отверстий в каждой доске порознь
по шаблонам с направляющими «кондукторами».
И в том и другом случаях сверление буравами
нежелателі чо, так как дает отверстия с рваной
поверхностью, весьма затрудняющей закладку
и выдергивание стержня сжшма. По установке
во всех узлах фермы сжимов производится за¬
прессовка узлов посредством завинчивания гаек
трещеточным ключом (фиг. 5) до плотного смы¬
кания всех элементов.
Силы трения, возникающие между гайкой и
шайбой при вдавливании шпонки в древесину,
сильно затрудняют стяжку узлов. Поверхностная
ЗУБЧАТО-КОЛЬЦЕВАЯ ШПОНКА
99
смазка при больших напряжениях выжимается
и мало помогает. Нормальная работа запрессовки
может быть обеспечена болтовым сжимом с про¬
ложенным между гайкой и шайбой упорным ша¬
рикоподшипником (фиг. 11 и 12). Стяжка узлов
с помощью этих сжимов осуществляется почти
в два раза легче, чем простыми болтовыми сжи¬
мами (фиг. 5). Еще более совершенным является
запрессовывание шпонок специальными кониче¬
скими домкратами, предложенными сотрудни¬
ком СДК ЦНИПС инж. Котовым Η. Ф. При¬
менение этого способа вовсе исключает работу
болта на скручивание.
После запрессовки конструкция должна про:
быть не менее одного часа в обжатом состоянии.
Выдерживание узлов позволяет в значительной
мере погасить упругий отпор обмятой шпонкой
древесины. Лишившись части упругого отпора,
узлы почти не расходятся и после снятия сжимов.
После замены сжимов проектными болтами и
шайбами производится окончательная стяжка
узлов фермы.
Резьба газоб 2"
В случае отсутствия специальных болтовых
сжимов запрессовка узлов может производить¬
ся при помощи болтов с прокладкой плоских
шайб толщиной около 20 мм. Контур шайб
должен полностью перекрывать контур всей
шпонки. Запрессовочные болты необходимо де¬
лать удлиненного размера с нарезкой на всем
удлинении. После выдерживания конструкции
запрессовочные болты заменяются проектными,
а плоские шайбы — коническими. В запрессо-
вочных болтах нарезка резьбы должна быть
полномерной, не рваной, с хорошей пригонкой
гайки; высота последней должна быть нормаль¬
ной, т. е. равной диаметру болта. Сокращенные
по высоте гайки имеют недостаточное количество
резьбовых ниток, а потому при завинчивании
могут срываться и портить болты.
При запрессовке необходимо следить за тем,
чтобы погружение шпонок было равномерным.
Фиг. 13
т. е. чтобы движение досок было только поступа¬
тельным без перекоса. Перекос досок наступает
от неравномерной затяжки смежных узлов, затру¬
дняющей плотную стяжку всего сопряжения. Не¬
Фиг. 14
равномерное погружение шпонок может произойти
также от большой внецентренности их расположе¬
ния по отношению к оси болта (если запрессовка
происходит болтовым сжимом) или же от попа¬
дания зубцов на сучки. Влияние неравномер¬
7*
100
А: В. ЛЕНЯШИН
ности особенно резко сказывается в двух- или
многорядовых стыковых соединениях, в которых
«стопки» шпонок находятся на близком расстоя¬
нии одна от другой. В таких сопряжениях не¬
равномерная стяжка соседних стопок колец при¬
водит к значительному перекосу досок, если не
применять частого чередования в запрессовке
соседних стопок, допуская лишь небольшие
отставания в погружении одной стопки по отно¬
шению к другой. Центрирование шпонок вокруг
болта производится вручную, без разметки.
В случае попадания зубца на сучок шпонка мо¬
жет быть повернута и несколько смещена от сучка
хотя бы в такой мере, чтобы зубец коснулся его
кромки, чем уже достигается почти полная без¬
опасность в отношении коробления шпонки.
Небольшая неравномерность погружения шпон¬
ки, происходящая от внецентренности или пере¬
коса элементов, вредных последствий на ее раз¬
мещение и сопротивление сдвигу не оказывает
при условии, если сопряжение плотно стянуто
по всей поверхности.
4. Изготовление зубчато-кольцевых шпо¬
нок
Производство зубчато-кольцевых шпонок было
впервые организовано ЦНИІІС под руководством
Фиг. 15
автора в 1934 г. в виде полузаводской установки,
выпускающей ежедневно около 1000 шт. Обра¬
ботка ленты, идущей на изготовление зубчато¬
кольцевых шпонок, разделена на следующие
операции: эксцентриковый пресс-агрегат (фиг. 13
и 14) вырубает зубцы, отбивает их кромки, наме-
Фиг. 16
чает гофр и гофрирует зубцы. Все четыре опе¬
рации производятся в один удар четырьмя штам¬
пами, последовательно установленными на столе
пресса. За каждым ударом пресса следует подача
к штампам ленты на постоянную величину.
Эта подача производится автоматически при по¬
мощи питающего механизма, связанного тягой
с коленчатым валом пресса.
Обработанная лента режется ножницами на
куски в соответствии с размерами колец. Сварка
стыка шпонки производится на электросвароч¬
ной машине (фиг. 15).
После сварки стыка шпонка оправляется на
штампах, укрепленных в эксцентриковом прессе
(фир. 16). Оправка выравнивает гофр и придает
шпонке правильную кольцевую форму проект¬
ного диаметра. Оправка производится при руч¬
ной подаче.
Инж. А, В. ЛЕНЯШИН
VII. НАГЕЛЬНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
1. Типы нагельных соединении
Наиболее распространенными типами наге¬
лей являются: 1) болт (круглое железо-сталь),
2) гвоздь, 3) дубовый нагель, 4) трубчатый на¬
гель (стальные трубки) и 5) пластинчатый дубо¬
вый или березовый нагель. В последнее время на¬
мечается применение мощного металлического
нагеля крестового сечения с механизированной
забивкой.
Нагельные соединения применяются главным
образом при стыковании растянутых элементов
деревянных конструкций и при продольном
сплачивании досок или брусьев в элементах
составных сечений, работающих на поперечный
или продольный изгиб.
В узловых сопряжениях сквозных конструк¬
ций нагельные соединения применяются только
при слабо работающей решетке: в сегментных,
серповидных и подобных им деревянных фермах—
в виде гвоздей, в безметальных деревянных кон¬
струкциях— в виде деревянных нагелей.
2. Характеристика работы нагельных со¬
единений
Передача нагелем усилий происходит за счет
упругого сопротивления его на изгиб и работы
на смятие нагельного гнезда.
НАГЕЛЬНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
101
Характер работы и метод расчета самого на¬
геля в основном определяются его изгибом.
Нагель, ващемленный в толще сопрягаемых
элементов, погашает работой на изгиб момент,
создаваемый эксцентриситетом приложенных к
При большой (по отношению к толщине сопря¬
гаемых элементов) жесткости нагеля закон рас¬
пределения напряжений смятия близок к линей¬
ному; по мере уменьшения относительной жест¬
кости нагеля линейность распределения напря-
Фиг. 1
Фиг. 2
Фиг. з.
Характер деформаций металлического нагеля в симметричном сопряжении при различных толщинах \
среднего элемента с
нему сил, поэтому нагельное соединение в отли¬
чие от шпоночного распорного является безрас-
порным. Теоретически сопряжения на нагелях
не нуждаются в стяжке между собой сопрягае¬
мых элементов, однако для предотвращения рас-
Фиг. 6
Характер деформаций метал¬
лического нагеля в несим¬
метричном сопряжении при
различных толщинах сопря¬
гаемых элементов
стройства сопряжения от усушки, коробления и
других случайных причин постановка стяжных
болтов все-таки необходима. При условии тща¬
тельной пригонки стяжные болты (помимо пря¬
мого их назначения) можно рассматривать как
полноценно работающие нагели.
Характер распределения напряжений смятия
древесины по толщине сопрягаемых элементов
в основном определяется степенью деформируе¬
мости нагеля от изгиба (фиг. 1—6).
жения все более нарушается в сторону увели¬
чения краевых напряжений.
Необходимо особо отметить, что характер раз¬
рушения, а также степень надежности сопряже¬
ния в большой мере определяются именно относи¬
тельной жесткостью (гибкостью) нагеля.
При гибких нагелях (с ;> сн и а ;> ан)1 раз¬
рушение соединения обычно наступает после того,
как краевые напряжения смятия достигли вели¬
чины разрушающих; при дальнейшем увеличе¬
нии напряжений возможно скалывание или рас¬
калывание дерева.
Сопряжения с относительно гибкими наге¬
лями при достаточно хорошем качестве выполне¬
ния имеют высокую степень надежности (Л3 рав¬
но от 2,5 до 4). Эта повышенная надежность объ¬
ясняется уменьшением опасности скалывания бла¬
годаря дробности передачи усилия, а также
значительной податливостью гибких нагелей,
способствующей выравниванию усилий между
отдельными нагелями при большом количестве
их в одном сопряжении.
При гибких нагелях из более слабого мате¬
риала, например деревянных, разрушение сопря¬
жения наступает от излома самого нагеля при
кзі .равном от 2 до 3,5 (фиг. 7).
Фиг. 7. Разрушение дубового нагеля от
изгиба
При нагелях повышенной жесткости (с < см,
а < ан) деформации нагеля от изгиба очень незна¬
чительны, закон распределения смятия по длине
нагеля близок к линейному и разрушение сопря¬
жения, как правило, происходит от скалывания
(фиг. 8). Неравномерность работы жестких нагелей
усугубляет опасность скалывания, так как вырав¬
нивание усилий между жесткими нагелями вслед¬
ствие их малой податливости мало вероятно.
Применение жестких нагелей не может быть реко¬
мендовано вследствие их меньшей надежности.
1 См. «Расчет нагельных соединений», стр. 102.
102
А. В. ЛЕНЯШИН
Коэфициент запаса для жестких нагелей кя равен
от 2 до 3 и в некоторых случаях даже меньше.
Разрушение нагельных сопряжений (стыков)
от разрыва по ослабленному сечению обычно
происходит вследствие плохого качества древе¬
сины или ее дефектов (косослой, сучки и т. п.),
а главным образом вследствие плохого качества
выполнения сопряжения, приводящего к несим¬
метричной работе поперечного сечения с сильной
перегрузкой отдельных нагелей. Явлению раз¬
рыва в этом случае, как правило, сопутствует
скалывание наиболее перегруженных нагелей.
Опасность такого разрушения, как уже указы¬
валось выше, значительно меньше при приме¬
нении относительно гибких нагелей.
Фиг. 8. Разрушение сопряжения от скалы¬
вания в сопряжении на жестких нагелях
Кроме большей надежности гибкие нагели
дают более экономное поперечное сечение соеди¬
няемых элементов и требуют меньшего расхода
металла.
Поэтому применение жестких нагелей может
быть допущено лишь в вице исключения и то
лишь при условии высокой точности их поста¬
новки, обеспечивающей совместную их работу.
3. Расчет нагельных соединении
Вследствие взаимной зависимости между де¬
формациями изгиба нагеля и смятием древе¬
сины задача об изгибе нагеля в сопряжении ста¬
тически неопределима даже в наиболее простых
схемах загружения нагеля.
Для точного решения этой задачи необходимо
применить к нагелю метод расчета балок на сплош¬
ном упругом основании.
Фиг. 9. Схема распре¬
деления напряжений
смятия в симметрич¬
ном сопряжении при
жестком нагеле
Фиг. 10. Схема распре¬
деления напряжений
смятия в несимметрич¬
ном сопряжении при
жестком нагеле-
Использовать этот метод в практических рас¬
четах весьма затруднительно: а) вследствие
сложности математических вычислений и б) вслед¬
ствие того, что входящий в расчетные формулы,
характеризующий податливость упругого осно¬
вания «коэфициент постели» (древесины) весьма
неопределенен и зависит от многих трудно учиты¬
ваемых факторов: угла смятия, влажности, интен¬
сивности и схемы загружения, качества выпол¬
нения сопряжения и др. Упрощенный метод
расчета нагельных сопряжений, принятый в
ТУ и Н, основан на следующих положениях, до¬
статочно точно совпадающих с данными теорети¬
ческого анализа и экспериментов.
1. При изменении толщины сопрягаемых эле¬
ментов с и а от нуля до некоторых нормальных для
сопряжения величин сн и ам, зависящих от
жесткости нагеля и от податливости древесины,
распределение напряжений смятия по длине
нагельного гнезда можно принять происходящим
по линейному закону (жесткие нагели, т. е.
с < си, а < ан) (фиг. 9 и 10). Прочность сопря¬
жений в этом случае определяется прочностью
древесины на смятие и скалывание.
Величина допускаемой нагрузки на один «срез»
нагеля Тн 1 может быть представлена как линей¬
ная функция величин с и а, т. е.:
Тп = kccd [пс]а; (1)
TH = kaad{.nc\, (2)
где с — толщина среднего элемента в см;
а — толщина крайнего элемента в см;
d — диаметр нагеля в см;
[пс]а — условное среднее допускаемое для
угла а напряжение смятия в кг/см2:
кс и ка — коэфициенты, зависящие от схемы
загружения нагеля и следовательно от характера
распределения напряжений смятия по длине
нагеля.
2. При увеличении толщины сопрягаемых
элементов свыше сн и ап решающим для прочности
сопряжения становится прочность самого нагеля
на изгиб. Линейность распределения напряже¬
ний смятия нарушается в сторону увеличения
краевых напряжений. Значение Тн при данном
диаметре достигает максимума при с = сп и а = ан
и при дальнейшем увеличении сна остается
постоянным так же, как и момент, изгибающий
нагель. Значения с = сн и а = ам отвечают рав¬
нопрочному решению сопряжения на смятие дре¬
весины и изгиб нагеля. Соответствующие значе¬
ния си, ан и Ти могут быть определены по
формулам:
с — d V *
u - h, а V [η,]η ’
(3)
б«=ь-^|/7ггг;
н ha г [пс]а
(4)
Тн = led2 Y[гаи] [nJQ, „ (5)
где к — опытный коэфициент, зависящий от
формы и материала нагеля и от соотношения
между допускаемым напряжением и временным
сопротивлением нагеля на изгиб, от характера
загружения нагеля и др.
3. Прочность нагельных сопряжений, завися¬
щая от скалывания древесины, обеспечивается
нормами расстановки нагелей, при соблюдении
которых дополнительной поверки на скалывание
не требуется.
4. Поверка на разрыв по ослабленному сече¬
нию обязательна в каждом растянутом нагель¬
ном сопряжении.
1 Употребляемый г. расчетах термин «нагельный
срез» следует понимать условно, ибо в действительности
разрушение сопряжения даже на дубовых нагелях про¬
исходит не от среза, а от изгиба и смятия нагеля, после
чего лишь возможно перерезывание (вернее — разрыв)
нагеля в шве между сплачиваемыми элементами.
НАГЕЛЬНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
103
В расчетную площадь на растяжение FHemm0 вво¬
дится только площадь неперерезанных воло¬
кон г.
Для упрощения расчет нагельных сопряжений
производится по двум основным схемам i 1) с сим¬
метричным (фиг. 11) и 2) с несимметричным за-
гружением нагеля (фиг. 12 и 13).
Фиг. 11. Схема симмет- Фиг. 13. Схема двухсрезного
пичного сопряжения несимметричного сопряже¬
ния
Значения ка для промежуточных значений а
0,5ан с а <ан
берутся из графика фиг. 14 в зависимости от
отношения — , где а — действительная толщина
ап
крайнего элемента и
а„= 1,428М|/"Т^Г; (8)
Пр и м е ч а н и е. По конструктивным соображениям
и в целях уменьшения краевых напряжений, а следова¬
тельно и уменьшения деформаций сопряжений, в дощатых
деревянных конструкциях рекомендуется толщину на¬
кладки в стыке принимать равной толщине среднего
элемента, т. е. а = с.
Максимальное значение Тм, определяемое из¬
гибом нагеля, выражается ф-лой (5):
Тп = м2 у К] ОД,
(значение к для различных типов нагелей см.
ниже).
При решении симметричных сопряжений
с металлическими накладками работа дере¬
вянной части определяется теми же ф-лами
В симметричных нагельных сопряжениях (фиг.
11) напряжение смятия по толщине среднего
элемента при с ^ сн может быть принято равно¬
мерно распределенным, по¬
этому Тн из условия смятия
древесины в среднем элементе
определяется по ф-ле (1) при
кс = 0,5, т. е.:
(5) и (6).
Металлические накладки поверяются на растя-
жение по Fwmm0 и на равномерное смятие по пло-
Т„ = 0,5сй|
(6)
(')
Значение Тн из условия проч¬
ности на смятие древесины в
крайнем элементе определяется
по ф-ле (2), т. е.:
Тн = kaad [пс]а.
Вследствие защемления на¬
геля в соседних элементах
распределение напряжений в
крайнем элементе зависит от
его относительной толщины.
Так, при а = аи распределение
напряжений смятия при рас¬
четном загружении близко к указанному на
фиг. 10 и ка в ф-ле (2) принимается равным
0,7. При α<[0,5αΜ распределение напряжений
может быть принято равномерным, и поэтому
ка = 1. 1Фиг. 14. График значений ка к ф-ле (2)
щади, равной произведению толщины накладки
δ на диаметр нагеля d, т. e. F = 6d.
В несимметричных нагельных сопряжениях
(фиг. 12 и 13) усилие Гм, допускаемое на один
срез из условия смятия древесины, т. е. при
а<акис<си, определяется ф-лами (1) и (2) при
ка = 0,6 и кс = 0,4:
1 Все расчетные формулы ТУ и Н, приведенные
в настоящей статье, даны в предположении равенства
нулю моментов, изгибающих нагель, в швах раздела
сопрягаемых элементов. Такое упрощение в некоторых
случаях (особенно в несимметричных многосрезных
сопряжениях) приводит к значительному отклонению
расчетных формул от действительной работы сопряжения.
В новом издании ТУ и Н проектирования деревянных
конструкций ЦНИПС намечает изменение расчетных фор¬
мул в целях учета влияния этих моментов на работу от¬
дельных элементов сопряжения.
Тм = О,бай |Х]а;
Тн= 0,Ш [пс]а.
(9)
(10)
Действительные краевые напряжения смятия
в этом случае равны приблизительно 190 кг/см2.
Характер распределения напряжений смятия
в элементе а указан на фиг. 10.
104
А. В. ЛЕН ЯШИН
Эпюра напряжений в элементе с получается
путем сложения двух взаимно повернутых
эпюр а (фиг. 15).
Фиг. 15. Схема распределения напряжений смятия
в середине элемента несимметричного сопряжения при
жестком нагеле
Примечание. В случае неравенства сил Т'<Т"
(фиг. 16) коэфипиент 0,4 в ф-ле (10) для силы Т" может
быть заменен величиной:
к
с
0,6
T'
1 + т„ 0,5
или для сосны непосредственно по графику
фиг. 17.
ниях элементов воздушно-сухой сосны
при условии, что с < см.
Максимальное усилие, определяемое изгибом
нагеля, для несимметричных сопряжений выра¬
жается той же ф-лой (5), т. е.:
тн = kd2 V [«„.] 1>,]α;
В сопряжениях на дубовых нагелях [тгс]а
определяется для большинства углов более сла¬
бым сопротивлением смятия дубового нагеля по¬
перек волокон:
[дс] = 50 кг/см2.
a«=i’mdVW-’ (11)
, = 2,5 Ы]/
[пи]
[пс]а
(12)
3^
В несимметрич¬
ных нагельных со¬
пряжениях анало¬
гично симметрич¬
ным уменьшение
толщины крайнего
элемента (против
ан) улучшает рас¬
пределение в нем
напряжения смя¬
тия при условии нормального или избыточного
защемления нагеля в соседнем элементе. В этом
случае величина Т из условий смятия опреде¬
ляется по ф-ле (2):
ти = /faad[iic]a;
Фиг. 16
значение кп в зависимости от отношения ——
&н
берется из графика фиг. 14.
При сопряжении на нагелях элементов, сходя¬
щихся под углом, нормальные размеры сплачи¬
ваемых элементов и допускаемые усилия на один
срез нагеля определяются по вышеприведенным
формулам, причем [тгс]а берется в зависимости
от величины угла а.
В воздушно-сухих сопряжениях на металли¬
ческих нагелях (кроме гвоздей) принимается:
Для сосны Для дуба
при a = 0° |>Jo = 80 кг/'м2 ОД, = 110 кг/см2
» a = 90° [>с]90 = 45 » [тгс]90 = 85 »
Для промежуточных углов a напряжение [тг6.]а
может быть определено по формуле:
Примечание. Согласно последним испытаниям
ЦНИПС допускаемое напряжение смятия нагельного
гнезда зависит не только от угла смятия, но и в большей
мере от диаметра нагеля. Так, при малых диаметрах
нагеля (d < 12 мм) влияние угла смятия незначительно,
по мере же увеличения диаметра нагеля влияние угла
сказывается в большой степени и для нагелей d > 3—4 см
приведенные на графике [пс]а являются даже преуве¬
личенными.
Болтовые нагели (круглое железо).
Для круглого железа (болта), служащего наге¬
лем односрезного или многосрезного сопряже¬
ния, согласно ТУ принимается к = 0,5; [tiw] = 1 400
кгісм2, а напряжения смятия—по графику фиг. 17.
Тогда для сопряжений вдоль волокон в воз¬
душно-сухих конструкциях из сосны будем иметь:
для симметричных сопряжений по ф-лам (5),
(7) и (8):
= 2,987d;
сн = 4,185d;
Тн = 167,3d2.
Ддя несимметричных сопряжений по ф-лам
(5), (И), (12):
ан = 3,486d;
сн = 5,229d;
Ти = 167,3d2.
Графиками фиг. 18 и 19 можно пользоваться
при угле смятия а=0°, графиками же фиг. 20
и 21—при любом угле смятия.
Примечание. Во всех расчетных формулах
совершенно не учтено влияние затяжки гайки в случае
использования болта как нагеля. Влияние затяжки болта,
особенно при гибких болтах, может повысить разруша¬
ющую нагрузку до 25%. Однако учитывать благоприят¬
ное влияние затяжки на прочность сопряжения риско¬
ванно. При слабой затяжке болта, а также при ослаб¬
лении ее в случае усушки благоприятное влияние на¬
тяжения болта скажется лишь после значительных,
не допустимых для инженерных конструкций деформа¬
ций.
К1а=
1 +
[
[пс]о
Г?У]о _
ІП,]90
]
Sin2 a
(13)
Трубчатые нагели. Трубчатые на¬
гели обыкновенно изготовляются из обрезков
газовых труб.
Фиг. 18. Допускаемое усилие на один срез Тн симметричного на¬
гельного сопряжения элементов из воздушно-сухой сосны вдоль
волокон на болтовых нагелях при а «= 0,714 см
Фиг. 19. Допускаемое усилие на один срез несимметричного на¬
гельного сопряжения элементов из воздушно-сухой сосны вдоль
волокон на болтовых нагелях
О)
НАГЕЛЬНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
106
А. В.-ЛЕНЯШИН
Для трубчатых нагелей, так же как и для на¬
гелей из круглого железа, принимается [пи] =
= 1 400 кг/см2 и [тгс] — по графику фиг. 17. Зна¬
чение коэфициента к берется в зависимости
от жесткости трубки, т. е. при наружном диа¬
метре d в зависимости от отношения , по
графику фиг. 22 или по формуле!
где d0 — внутренний диаметр трубки.
для несимметричных сопряжений:
ан = 6,97 kd;
сн = 10,46/cd;
Тн = 334,7Ы*.
Для расчета сопряжений на газовых трубках
можно пользоваться данными таблицы (см. ниже).
При применении газовых трубок диаметром
более 20 — 25 мм или трубок с отношением ,
близким к единице, разрушение обычно насту¬
пает от потери устойчивости поперечного сечения
трубки (сплющивание).
1 а блица
Фиг. 20. График для определения максимальных уси
лий, воспринимаемых одпим срезом болтового на-
гѵлн воздушно-сухой сосны при различных углах
смятия: Т^аХ = Id1
г
о, ац\ с ^ с^і
Фиг. 21. График для определения нормальных толщин
средних элементов с„ при различных углах смятия а°;
сн = md\ в симметричном сопряжении ап — 0,714 см;
в несимметричном сопряжении ан = 0,667 сп
Расчет нагельных сопрязкѳппй вдоль волокон на газовых
трубках в конструкциях из воздушно-сухой сосны
d
в см
d0
~d
к
Симметричные
сопряжения
Несимметрич¬
ные сопря¬
жения
Тн
в кг·
ап
в см
сп
в см
a>t
в см
Сн,
В см
1,00
0,318
0,492
3,0
4,2
3,5
5,2
166
1,30
0,488
0,485
3,8
5,3
4,4
6,6
274
1,65
0,577
0,471
4,6
6.5
5,4
8,1
430
2,05
0,619
0,461
5,7
7,9
6,6
9,9
648
2,40
0,661
0,447
6,4
9,0
7,5
11,2
860
2,65
0,719
0,425
6,7
9,4
7,9
11,8
1 000
3,00
0,740
0,415
7,4
10,4
8,7
13,0
1 2Г.0
3,30
0,769
0,400
7,9
11,0
9,2
13,8
1 460
4,20
0,756
0,407
10,2
14,3
11,9
17,9
2 400
4,80
0,793
0,388
11,1
15,6
13,0
19,5
2 990
Для предотвращения этого необходима в этом
случае плотная загонка внутрь трубки хотя бы
деревянного сердечника. Необходимо заметить,
что газовые трубки, давая сопряжения, несколько
более экономичные в отношении расхода металла,
значительно усложняют производство работ и,
как правило, обходятся дороже болтовых наге¬
лей. Как трубчатые, так и болтовые нагели боль¬
ших диаметров вследствие относительно боль¬
шой жесткости имеют пониженный коэфициент
надежности.
Дубовые нагели. Для изготовления
дубовых нагелей применяется воздушно-сухой
дуб марки 0. В сопряжениях на дубовых нагелях
принимается [тгм] = 130 кг/см* и для углов а от
0° до 60° KL = 50 кз/сж2; к = 0,6.
Для воздушно-сухих сопряжений из сосны
вдоль волокон имеем:
для симметричных сопряжений:
аи= 1,38 d\
сн= 1,93d;
Тн = 48,37d2;
для несимметричных сопряжений:
ан = l,61d;
сн= 2,415 d\
*ГН = 48,37 d2.
При расчете сопряжений вдоль волокон можно
пользоваться графиками фиг. 23 и 24 х.
Тогда для воздушно-сухих сопряжений из сосны
вдоль волокон имеем:
для симметричных сопряжений:
ан = 5,98М;
сн — 8,37/cd;
Тн = 334,7Ы2;
4. Конструктивные указания
Во всех нагельных сопряжениях для предот¬
вращения расслаивания сопряжения необходима
1 Расчет пластинчатых нагелей см. «Балки на пла¬
стинчатых пагелях (системы Деревягина)».
НАГЕЛЬНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ
107
постановка достаточного количества стяжных
болтов или развальцовка газовых трубок и т. п.
Для нагелей, закладываемых в сверленые
гнезда, продольные расстояния между осями на¬
гелей, последовательно размещенных вдоль во¬
локон, а также расстояние оси нагеля от торца
доски должно быть из усло¬
вия скалывания не менее 5 d
независимо от направления уси¬
лия.
Поперечное расстояние между
осями нагелей согласно ТУ
должно быть не менее 2,5 d,
а расстояние от кромки доски до
оси нагеля—не менее 1,5d.
В случае небольшой толщи¬
ны пакета сплачиваемых досок
(2а + Σο <; 10d) поперечные рас¬
стояния между нагелями могут
быть несколько (до 2d) умень¬
шены без ущерба для проч¬
ности сопряжения. В случае же
большой толщины пакета досок
(2а + Σс > 10d) поперечные рас¬
стояния между осями нагелей s
из-за опасности увода сверла
Ослабление поперечного сечения досок при
шахматной расстановке нагелей должно быть
учитываемо по действительному количеству пере¬
резанных волокон, а не по ослаблению в одном
сечений. При соблюдении этого условия можно
рекомендовать шахматную расстановку как кон-
Фиг. 22. Значение коэфициента к к ф-ле (5) для трубчатых нагелей
do
Ьнг
Фиг. 23. Допускаемое усилие на один срез Тн сим¬
метричного нагельного сопряжения элементов
из воздушно-сухой сосны вдоль волокон на ду¬
бовых нагелях при а = 0,714 си
Тикг
Фиг. 24. Допускаемое усилие на один срез Тн
несимметричного нагельного сопряжения эле¬
ментов из воздушно-сухой сосны вдоль воло- ;
кон на дубовых нагелях
должны быть увеличены против 2d примерно
по 0,5 d на каждые 10 d толщины пакета
сверх 10 d.
При толстых пакетах досок (2а + 27с > 10d) про¬
дольную расстановку, так же как и поперечную, следует
несколько увеличивать против 5d примерно из расчета
d на каждые 10d избыточной (сверх 10d) толщины
пакета.
Шахматная расстановка нагелей
при том же количестве перерезанных волокон,
что и при прямой расстановке, как правило, не
дает повышения прочности сопряжения-
структивное мероприятие, облегчающее свер¬
ловку нагельных гнезд, особенно при нагелях
малых диаметров в толстых пакетах досок или
брусьев.
В нагельных сопряжениях из сырых и полусу¬
хих досок с металлическими накладками возможно
появление продольных трещин (по линии рас¬
становки нагелей) при поперечной усушке дерева,
поэтому широкие накладки следует заменять на¬
кладками в виде отдельных металлических полос
с зазорами между ними. Параллельное приме¬
нение в одном сопряжений металлических и дере¬
вянных накладок и прокладок не рекомендуется.
108
А. В. Cl ЕН ЯШ И Η
В случае осуществления такого сопряжения
необходимо учитывать неравномерность распре¬
деления усилий согласно § 140 ТУ и Н. Вообще
же применение металлических накладок и про¬
кладок нежелательно вследствие затруднитель¬
ности осуществления сквозной сверловки от¬
верстий и неизбежного несовпадения отверстий
при последовательном сверлении и как следствие—
неизбежности неравномерной работы и понижения
коэфициента надежности, сопряжения.
Все вышеприведенные расчетные данные —
допускаемые напряжения, графики и таблицы
допускаемых усилий — относятся к защищенным
конструкциям из сухой древесины, марки со¬
ответствующей данному классу сооружения.
При наличии отступлений от этих условий, а
также в случае применения леса других пород,
при назначении допускаемых усилий и напряже¬
ний следует пользоваться соответствующими по¬
правочными коэфициентами ЕН.
б· Примеры расчета
Пример 1. Требуется рассчитать и сконструи¬
ровать растянутый стык на болтовых нагелях
(фиг. 25). Сечение стыкуемых досок:
&брутто =3(16· 5) = 240 СМ2.
Растягивающее усилие:
N = 20 000 кг.
Принят нагель диаметром d = 12 мм.
По ф-лам (5) и (6) или непосредственно по гра¬
фику фиг. 18 находим:
Тн = 240 кг.
Конструкция стыка показана на фиг. 25.
Пример 2. Требуется рассчитать и сконстру¬
ировать тот же стык на трубчатых нагелях.
Принят нагель из газовой трубки:
d = 1,3 см; ^ = 0,488.
Из графика фиг. 22 имеем:
/с = 0,485.
По формулам
ан = 5,98Ы
и
сн = 8,37 l:d
имеем:
ап = 3,8 см; сн = 5,3 см
(то же находим непосредственно из таблицы на
стр. 106).
Следовательно:
Тн = had [тгс]а = 0,5 · 5 · 1,3 · 80 = 260 кг.
Нагели шестисрезные. Требуемое количество
нагелей:
N
ш~ бтм-
20 000
6 · 260
= 12,8,
Принято 10 газовых трубок диаметром 13 мм и
4 болта диаметром 12 мм.
Воспринимаемое усилие:
N = (10 · 260) · 6 + 4.6.240 = 21 360 > 20 000 кг.
^-4 болта ч 12
""/ \ 96 '
1
А
f&~\' f f"H 'Vj 4 Ф
+4 ++-H чИ +4МЧ +4-Ф-
*
-Ϊ 1
-ЬІбІВІб-І-б-6-U. -бі— 48—/—
40 нагелей ф 12
(круглое Железо)
£—г*
ΐ t
1
i
M
ΐ 1
1 1
I L
i
_l
1
*? -i
1 г
1
1
LO J LO
cn 1 C\J
5 _J_
\
, 1
* 4_. , ‘ 1
1
riI.
4 1J. J
44-
1
—1—
1
J :
Фиг. 25. Растянутый стык на болтовых нагелях
Нагели
нагелей:
шестисрезные. Требуемое количество
ш — QQQ — ΐ3 9ι
6ТН~ 6 . 240 —
принято 14 нагелей.
В одном сечении ставим по 2 нагеля:
нетто
N
F нетто
П
240—3 - 2
20 000
204
• 1,2 . 5 = 204 см2;
= 98 < 100 кг/см2.
Поверка на растяжение по опасному сечению:
я нетто = 240 — 2 . 1,2 . 5 · 3 = 204 сж2;
20 000 00 , «
п+ = ~2оГ = 98 кгІсм2·
Конструкция стыка показана на фиг. 26.
Пример 8. Определить допускаемое усилие
на болт в сопряжении, приведенном на фиг. 27.
ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
109
Допускаемое усилие на нагель из условия смя¬
тия под болтом в раскосе (L а і= 0°):
2Т = 2 · 0,5cd[ri\ = 2 · 0,5 · 5 · 1,2 · 80 = 480 кг.
= 1,428 - 0,5 - 1,2 Т/^Ц?-° = 4,25 > 4
* 5 /
4^5 =0,94; ка = 0,73;
Фиг. 26. Растянутый стык на трубчатых нагелях
Находим допускаемое усилие из условия смя¬
тия поясных досок (La = 45г). По графику
фиг. 17 имеем [пс]а = 57 кг/см2 и по ф-ле (8):
-.-••““Ѵ'ТЭ
2ТН=2 · kaad I>β]α = 2 · 0,73 · 4 · 1,2 · 57 =
= 400 кг.
Из условия изгиба нагеля выше было найдено:
2Тн = 480 кг.
Следовательно допускаемое усилие на нагель:
2Тн = 400 кг.
ЛИТЕРАТУРА
1. Технические условия и нормы проектирования и
возведения деревянных конструкции, изд. 1931 г.
2. Проф. Иванов В. Ф., Деревянные конструкции
гражданских сооружений, ч. 1, Госстройиздат, 1933 г.
3. Др.-инж. Г е с т е ш и Г., Деревянные сооружения,
пер. с нем., 1929 г.
4. Др.-инж. Ж а к с о н А., Современные деревянные
конструкции, пер. с нем., ГТИ, 1925 г.
5. Проф. Кузнецов А., Узловые сопряжения де¬
ревянных ферм, Госстройиздат, 1932 г.
6. Николаи Б. Л., Теория расчета ^нагельных
сопряжений в деревянных конструкциях, * ДНТВУ,
1935 г.
7. Сборник статей и аннотаций по деревянным кон¬
струкциям, ОНТИ, Госстройиздат, 1934 г.
Доц. Г. А. ЦВИНГМАН
VIII. ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
1. Классификация гвоздей
Гвоздь представляет собой тонкий металли¬
ческий нагель удлиненной формы со шляпкой
на одном конце и острием на другом и обычно
Гвозди подразделяются:
1) по форме поперечного се¬
чения (фиг. 1) — на круглые, трехгранные
квадратные, прямоугольные, крестовые, звездча¬
того сечения;
Фиг. 1. Типы гвоздей: круглый, трехгранный, трехгранный с ребрами, квад¬
ратный, прямоугольный, крестовый, звездчатый
вгоняется в древесину без предварительного 2) по формуле основного тела
сверления гнезда. гвоздя (фиг. 2)—на обыкновенные, цилиндриче-
110
Г. А. ЦВЙНГМАЛ
ские граненые, ребристые, призматические и ко¬
нические (пирамидальные);
3) по форме конца гвовдя, го¬
ловки и острия (фиг. 3)—на бесшляпные,
одношляпные, двухшляпные, обоюдоострые, ско¬
бообразные;
4) по производственно-техноло¬
гическому признаку — на кованые,
вальцованные и штампованные, тянутые и штам¬
пованные, фрезерованные.
Гвозди кованые, конические, квадратные и
прямоугольные устарели и в современных ин¬
женерных деревянных конструкциях не приме¬
няются.
Двухшляпные гвозди применяются при неод¬
нократной забивке гвоздя (например для опа¬
лубки), обоюдоострые гвозди — при сопряжении
больших и широких элементов.
2. Строительные гвозди
Ниже рассматриваются сопряжения только на
обыкновенных строительных проволочных гвоз¬
дях круглого сечения (фиг. 4). Размеры таких
гвоздей и их веса (ОСТ 530) приведены в табл. 1.
^ 1,5 с/
Фиг. 4
Как видно из таблицы, диаметр круглых гвоз¬
дей колеблется от 2 до 8 мм при длине от 50 до
250 мм.
Отношение длины стандартного гвоздя к его
диаметру колеблется в пределах от 17 до 36.
3. Забивание гвоздей
Гвозди применяются главным образом в узло¬
вых сопряжениях, при сплачивании дощатых
конструкций и в прокладках сжатых элементов.
При забивке гвоздя в дерево последнее оказы¬
вает известное сопротивление — волокна дерева
перерезаются, частично раздвигаются, и древе¬
сина, прилегающая ^поверхности гвоздя, уплот¬
няется.
Возможность прочного внедрения постороннего
тела в древесину — «гвоздимость древесины» —
является одним из весьма важных положительных
качеств дерева как строительного материала. Од¬
нако не все древесные породы оказываются при¬
годными для гвоздевых сопряжений. Древесина
твердых пород, например дуба, бука, каштана,
ореха и т. д., оказывает настолько сильное со¬
противление внедрению гвоздя, что забить его
Таблица 1
Вес в килограммах 1 000 обыкновенных круглых проволочных гвоздей по ОСТ 530
d в мм
50
60
70
80
90
100
110
125
150
175
200
225
250
2,0
1,23
1,48
2,3
1,63
1,96
2,6
2,08
2,50
2,52
3,0
2,77
3,33
3,88
4,44
3,5
4,33
5,29
6,04
6,80
4,0
7,89
8,88
9,87
10,85
4,5
11,2
12,5
13,7
15,6
5,0
15,4
16,9
19,3
23,1
5,5
23,3
28,0
32,6
6,0
33,3
<8,8
44,4
6,5
45,6
52,1
58,6
7,0
68,0
75,5
8,0
98,6
ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
111
не всегда возможно. Поэтому при применении
гвоздей для сопряжения элементов из твердых
пород необходимо предварительное ‘ рассверли¬
вание гнезда, причем диаметр последнего должен
составлять около 0,9 диаметра гвоздя, а глубина
сверления должна быть не менее 0,4 длины гвоздя.
Этого же правила следует придерживаться, за¬
бивая гвоздь, приходящийся по точной разметке
на здоровый, заросший сучок, поскольку тело
последнего обладает большей твердостью, чем
остальная древесина.
Чем больше диаметр гвоздя, тем большее со¬
противление оказывает ему при забивании дре¬
весина и тем больше опасность раскалывания ее.
Поэтому рекомендуется гвозди диаметром от 7 мм
и более применять при условии предваритель¬
ного рассверливания гнезда, диаметр которого
должен быть от 0,8 до 0,9 диаметра гвоздя. Наи¬
более употребительные в инженерных деревянных
конструкциях гвозди диаметром от 3 до 6,5 мм
и длиною от 75 до 200 мм, как правило, должны
забиваться в цельную древесину хвойных пород
без предварительного рассверливания гнезда.
На величину деформаций внутренних волокон
древесины в значительной мере оказывает вли¬
яние степень заострения гвоздя. Гвозди с при¬
тупленным концом производят значительно боль¬
шее разрушение древесины, чем гвозди с острым
концом (фиг. 5).
Во избежание растрескивания досок диа¬
метры забиваемых гвоздей должны быть не более
одной четверти толщины доски:
Сд ^ 4с£гв.
Сшивка тонких досок толстыми гвоздями неиз¬
бежно приводит к растрескиванию досок даже
при редкой расстановке гвоздей.
Из опыта установлено, что на характер дефор¬
маций дерева в гвоздевом гнезде большое влия¬
ние оказывает не только толщина доски и дре¬
весная порода, но и положение (верхнее, проме¬
жуточное или крайнее) доски в конструкции.
При забивке гвоздя без жестких подкладок на
обратной стороне доски всегда получаются зна¬
чительные отщепления волокон, при забивке
же с подкладкой деформации древесины имеют
значительно меньшие величины.
4. Расстановка гвоздей
Нормально для предотвращения появления про¬
дольных трещин от расклинивающего действия
гвоздей расстояние между гвоздями, забитыми
в одно волокно, должно быть для хвойных пород
не менее 20d при толщине доски не менее 4d.
Расстояние от крайнего гвоздя до торцевого
конца доски должно быть не менее 15d и от края
элемента поперек волокон во всех случаях не
менее 4d.
Расстановка гвоздей в гвоздевых сопряжениях
применяется прямая и шахматная.
Прямая расстановка в свою очередь может быть:
1) с нормальным рядом (фиг. 6); 2) с наклон*
ным рядом (фиг. 7).
Наклонный ряд
Фиг. 6. Прямая расстановка
Расстояние между гвоздями поперек волокон
при нормальном ряде принимается не менее 4rf,
при наклонном ряде с углом наклона а ^ 45° —
не менее 3d.
Наклонный ряд
<Х ^45°
Фиг. 7. Прямая расстановка
Шахматная расстановка тоже возможна в двух
вариантах: 1) с нормальным полурядом (фиг. 8),
2) со сбитым полурядом (фиг. 9).
Фиг. 8. Шахматная расстановка
В обоих случаях расстояние между отдельными
гвоздями поперек волокон в одном и том же попе-
Фиг. 9. Шахматная расстановка
речном полуряде должно быть не менее 6d, т. е.
наименьшее допускаемое расстояние между про¬
дольными полурядами должно быть не менее
3d. Шахматная расстановка рекомендуется
в тех случаях, когда необходимо на малой пло¬
щади разместить большое количество гвоздей.
112
Г. А. Ц ВИН ГМ АН
При сопряжении отдельных дощатых элементов
под углом следует соблюдать приведенные выше
правила в отношении каждого из сопрягаемых
элементов. При этом условии особенно удобно
производить расстановку гвоздей по рядам, на-
Фиг. 10. Сложная расстановка по бис¬
сектрисе угла
правленным по биссектрисе одного из углов
(фиг. 10).
При пересечении досок под углом а = 90®
необходимо соблюдать тот же принцип разме-
Фиг. 11. Схема расстановки
при угле а = 90°
Для гвоздей критическое напряжение на из¬
гиб:
пи = от 9 000 до 12 000 кг/см2.
Допускаемое напряжение на изгиб:
іпи\ = 1 800 кг /см2,
В деревянных конструкциях гвозди работают:
1) на сдвиг соединения по шву и 2) на выдергива¬
ние гвоздя.
1) Расчет на сдвиг
При расчете гвоздевых сопряжений на сдвиг
гвозди рассматриваются как соединения нагель¬
ного типа. Поэтому работа гвоздя в данном слу¬
чае может быть сравнена (как и работа всех на¬
гелей) с работой балки на упругом основании,
Гвозди рассчитываются по общепринятой фор¬
муле для нагелей; максимальное усилие, воспри¬
нимаемое одним срезом гвоздя:
ти = М?в/К]м[пс]мі ·. (1)
где d — диаметр гвоздя в см\
[пи] — допускаемое напряжение на изгиб
гвоздя, равное 1 800 кг/см2;
[л— допускаемое напряжение на смятие
Фиг. 13а. Сим- Фиг. 136. Несим¬
метричное со- метричное сопря-
пряжение шение
щения гвоздей по биссектрисным рядам (фиг. 11).
Расстановка гвоздей в чисто фанерных кон¬
струкциях дана на фиг. 12. Максимальный гвоз¬
девой забой в фанере возможен при шахматной
расстановке, причем расстояние первого ряда
гвоздей от краев защемленной (внутренней) фа¬
неры принимается не менее 6d, а расстояния
flo л d
Фиг. 12. Расстановка гвоз¬
дей в защемленных фанер¬
ных листах
вдоль волокон по обоим направлениям шпонов —
не более Ы. Расстановка гвоздей в обычных
дерево-фанерных конструкциях подчиняется нор¬
мам расстановки, обязательным для конструкций
как из цельного дерева, так и из фанеры.
5. Расчет гвоздевых сопряжении
Материал гвоздя обладает большой прочностью
главным образом в результате холодной протяжки
проволоки.
древесины в гвоздевом соединении, принимаемое
независимо от угла смятия для воздушно-сухой
сосны равным 80 кг/см2, для дуба —110 кг/слі2;
кгв — коэфициент, зависящий от типа на¬
гельного сопряжения; для цилиндрического гвоздя
круглого поперечного сечения кгв =0,8, в то
время как для обыкновенных нагелей кн = 0,5.
Такое значение коэфициента к для гвоздей обу¬
словлено:
1) малой величиной диаметра гвоздя и нагель¬
ного гнезда;
2) плотным заполнением нагельного гнезда
при забивке гвоздя.
Подставляя в формулу указанные значения,
имеем:
Тгв = 0,8d2 · ]/1 800 · 80 = 303,55d2 « 304d2. (2)
В работе гвоздевых сопряжений на сдвиг (на
срез) необходимо различать, как и во всех на¬
гельных сопряжениях, симметричные сопряже¬
ния и несимметричные сопряжения (фиг. 13).
При недостаточных (меньше нормальных) тол¬
щинах сопрягаемых элементов следует произ¬
водить предварительную проверку сопряжения,
исходя из фактических размеров элементов.
Обозначив буквами а — толщины крайних эле¬
ментов и с — толщины средних элементов, имеем
для определения величины Тгв формулы:
для симметричных сопряжений;
Тгв — 0,7а іпі\в при а<5,4і; (3)
Тм = 0,5cd £пс]го при с < 7,6* (4)
ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
113
для несимметричных сопряжений:
= 0,6ad[nc1^ при а<!6,3d;
тге = 0,Ш [гаД при с< 9,5<г.
сопряжения как весьма плотного, не имеющего
(5) рыхлых деформаций и обладающего значительной
' ' податливостью. Крутая линия тшагпаммы от
податливостью. Крутая линия диаграммы от
(6) нуля до предела пропорциональности и выше до
_ „ предела упругости, критическая точка при де-
Если недостаточна толщина только крайних формациях, превышающих м мм и наконец
досок а при нормальном или избыточном аащем- плавный наклон кривой к оси абсцисс пои дефор-
лении гвоздя в средних досках, то в симметрии- р А
ч
%
ц
К,„
г-N
Д2 ДЭ Д4 (ζ5 ЦБ 0.7 0,8 Ц9 1,0
IZKF
, /
4
ч
/
Π
Г
Ρ:
*92/
(2
Ш
20
30
40
50
Фиг. 14
ных сопряжениях коэфициент
ка = 0,7 следует увеличивать со¬
гласно диаграмме фиг. 14, где
в) в)
Фиг. 18. Один двухсрезный гвоздь. Величина разрушающего усилия
242 кг. Величина расчетного допускаемого усилия 92 кг. Запас
242
прочности ду « 2,65
Фиг. 19. Два односрезных гвоздя. Величина разрушающего
а — действительная толщина крайней усилия 273 кг. Величина расчетного допускаемого усилия
доски, flw = 5,4 d — нормальная тол- 92 кг. Запас прочности —» 2,95
щина крайней доски. 92
В несимметричных сопряжениях коэфициент
к а = 0,6 следует увеличивать согласно той же
диаграмме фиг. 14.
Характер деформаций древесины и самих гвоз¬
дей при их работе на срез иллюстрируется фиг.
15, 16 и 17.
Диаграммы деформаций для двух контрольных
образцов изображены на фиг. 18 а и б, 19 а и б.
Эти диаграммы выявляют работу гвоздевого
мациях, доходящих до 5 см и более, свидетель¬
ствуют о большой работе, затрачиваемой на рав-
рушение гвоздевого сопряжения. Большая на¬
дежность и равномерность работы многих парал¬
лельно работающих гвоздей подтверждаются на
практике осуществляемых гвоздевых конструк¬
ций. Необходимо отметить, что с течением вре¬
мени при переменной влажности и температуре
и при непрерывном предельном нагружении гвов-
девкх сопряжений в них происходят довольно
значительные пластические деформации.
Опыт показывает также, что нормально забитые
в древесину гвозди одинаково хорошо сопротив¬
ляются сдвигающему усилию независимо от угла
наклона усилия к направлению волокон.
Вследствие значительного обмятия древесины
поперек волокон при усилии поперек волокон
деформации несколько больше, чем при усилии
вдоль волокон.
Для практического расчета на сдвиг гвоздевых
сопряжений элементов из воздушно-сухой сосны
может служить табл. 2, состоящая ив четырех
Деревянные крнструкции
8
Данные для проектирования гвоздевых сопряжений
Таблица 2
Р а
в м е
р ы
г
в о
3 д
е й
Сила Тгв
на 1
Толщины
сплачиваемых элементов
в сопряжениях
Расстановка гвоздей
(ОСТ
530)
симметричных
несимметричных
вдоль волокон
поперек волокон
срез
В КЗ
_
-
-
между
от
конца
доски
от
края
доски
при
прямой
рас¬
стано¬
вке
при
Д Л
и н
а
в
мм
Дна
метр
d в мм
О
•
_с
т
σ
1
гвоз¬
дями
шах¬
матной
рас¬
стано¬
вке
50
60
70
80
90
100
110
126
150
175
200
225
250
Тгв =і 304 d
а « 5,4 d
С :
7,6 d
о = 6,3 d
с= 9,5 d
20d
15d
4d
4 d
2d
50
(60)
2,0
19
11
15
11
19
40
30
8
8
6
50
60
2,3
16
12
17
14
22
46
34
9
9
7
50
60
70
2,6
21
14
20
16
25
52
39
10
10
8
(50)
60
70
80
3,0
27
16
23
19
28
60
45
12
12
9
(60)
70
80
90
3,5
37
19
27
22
33
70
62
14
14
10
80
90
100
по
4,0
49
22
30
25
38
80
60
16
16
12
90
100'
110
125
4,5
62
24
34
28
43
90
67
18
18
13
100
110
125
150
5,0
76
27
38
31
47
100
75
20
20
15
125
150
175
5,5
92
30
42
34
52
110
82
22
22
16
150
175
200
6,0
110
33
46
38
57
120
90
24
24
18
175
2С0
225
6,5
128
35
49
41
62
130
97
26
26
20
225
2С0
7,0
150
38
53
44
66
140
1С5
28
28
21
1
1
:· 1
2Г0
8,0
195
1
43
1
61
50
76
163
120
32
22
24
1U Г. А. Ц В ИНГ М АН
ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
115
основных частей. В первой части указан сорта¬
мент гвоздей (по диаметрам и длинам, ОСТ 530).
Вторая часть (одна графа) показывает величину
силы Тм в килограммах, допускаемую на один
срез гвоздя в зависимости от его диаметра при
нормальных толщинах досок. В третьей части
приведены нормальные соотношения между тол¬
щинами крайних (а) и средних (с) элементов как
для симметричных, так и для несимметричных
сопряжений. В четвертой части дана минимальная
расстановка гвоздей при толщине элементов не
менее 4d.
Расчет гвоздевых сопряжений можно произ¬
водить по номограмме фиг. 20. По номограмме
усилие на один срез гвоздя в фанерных конструк¬
циях надлежит определять по формулам:
при односрезных листах:
Tze = c0d[nc£·, (’)
при двухсрезных листах:
Tw=O,5c0d[nc]f,. W
В стыках на металлических накладках и про¬
кладках1 принимается следующее отношение тол-
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80
ресимме-Li' \ г1! I т ‘т I i i ι 1 I 1 ι 1 I- I 1 1 ί· I I 1 i I Ί
тричное ο 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120
Фиг. 20
фиг. 20 можно рассчитывать гвоздевые сопря¬
жения и при недостаточных толщинах досок.
Работа гвоздевого нагеля в фанере характери¬
зуется значительно повышенным сопротивлением
последней по сравнению с цельной древесиной.
Допускаемое напряжение на смятие фанеры
в гвоздевом гнезде:
К]?. = 160 кгІсм*·
Ввиду малой толщины фанеры допускаемое
щины металлических листов, пробиваемых не¬
посредственно гвоздем, к его диаметру.
Металлическая накладка свободно пробивается
гвоздем, когда толщина ее см не более 0,2d
(фиг. 21, стр. 116).
Внутренняя одиночная металлическая проклад¬
ка свободно пробивается гвоздем, когда толщина
ее не более 0,3d и толщина накладной доски не
менее (4—6 )d для гвоздей диаметром d 4 мм
1 См. «Двутавровые гвоздевые балки с перекрестной
стенкой», стр. 216.
8*
116
Г. А. ЦВИНГМАН
и не менее (6—8)d для гвоздей диаметром
d ;> 4 мм (фиг. 22).
Внутренняя парная металлическая прокладка
пробивается гвоздем, когда толщина ее не более
2 · (0,2d), а толщина накладных досок та же,
что и для одиночной прокладки (фиг. 23).
В рассматриваемых стыках работа гвоздя в де¬
ревянных частях узлового сопряжения учиты-
Фиг. 21. Металлическая
накладка
вается по обычным приведенным выше формулам
и таблицам. Металлические же накладки и про¬
кладки проверяются на смятие и на растяжение.
Расчет на смятие производится по формуле:
Расчет на растяжение (на разрыв) металличе¬
ских накладок и прокладок из тонкого листового
железа производится для ослабленного сечения
с допускаемым напряжением железа [п_^\ж —
= 1 400 кг/см2 и проверяется по обычной формуле:
iV_j_ = [п^ж-^ппптоо (10)
При расчете на растяжение надо различать
отверстия сверленые (при толстых накладках и
прокладках) и отверстия, непосредственно про¬
битые гвоздем (при более тонких).
В сверленых отверстиях ослабление принимает¬
ся равным:
^осл = смАгв* (11)
В пробитых отверстиях ослабление металли¬
ческих прокладок и накладок принимается рав¬
ным:
Росл = 1&Md. (12)
Применять чрезмерно тонкие лиоты железа не
рекомендуется, так как в них наблюдаются боль¬
шие деформации и увеличивается опасность
ржавления.
Ты = <Ьж1п£*
где Тгв *— усилие, передающееся
Фиг. 22. Металлическая
прокладка
от
(9)
гвоздя
2) Расчет на выдергивание
Вторая форма работы гвоздя в конструкциях —
его «сопротивление выдергиванию», т. е. епособ-
0 СО 20 30 40 50 60 70 мм
элементу и равное усилию на один срез для на¬
кладок и на два среза для прокладок;
d — диаметр гвоздя в см;
сж — толщина металлической накладки или
прокладки в см;
\.ncZ — 1 ОСЮ кг /см2.
Фиг. 23. Металлическая про¬
кладка парная
Допускаемое напряжение на смятие краев
пробитого гвоздем гнезда в железе снижено
потому, что при пробивке металлического тонкого
листа получается неровная поверхность гнезда,
с рваными краями, склонными деформироваться
под влиянием нагрузки (фиг. 27).
В сверленых гнездах \η€γ = 2 000 кг /см2.
гв
Фиг. 24. Диаграмма работы гвоздя на выдер¬
гивание
ность плотно держаться в древесине благодаря
трению, развивающемуся по его поверхности.
Расчет гвоздей на выдергивание производится
по формуле:
М = т = 4· (13)
где t —допускаемое напряжение сцепления с дре¬
весиной поверхности выдергиваемой части гвоздя,
равное 5 кг/см2;
Р — выдергивающее усилие;
d — диаметр гвоздя в см;
Іг — длина защемленной цилиндрической ча¬
сти гвоздя без учета длины конца (острия),
равной 1,5 d.
На фиг. 24 изображена диаграмма деформации
гвоздевого сопряжения при выдергивании гвоз¬
дей диаметром d = 4,75 мм.
Первые деформации в начале испытания насту¬
пают от обмятия головки гвоздя в отверстии из
металлической шайбы — «захвата». Затем кривая
идет почти вертикально вверх и при достижении
критической точки внезапно падает. Характер¬
ный получающийся при этом зигзаг обусловлен
инерцией машины. Далее кривая падает, посте¬
пенно приближаясь к оси абсцисс.
ГВОЗДЕВЫЕ СОПРЯЖЕНИЯ
117
Ввиду того что гвозди больших диаметров силь¬
нее колят древесину и из-за этого в инженер¬
ных конструкциях применяются сравнительно
редко, принято рассчитывать гвозди диаметром
более 5 мм так же, как гвозди диаметром 5 мм.
Сопротивление выдергиванию Д пог. см гвоздя
диаметром более 5—8 мм принимается равным
постоянной величине 7,8 кг.
Фиг. 25 Фиг. 26
Учет работы гвоздя на выдергивание допус¬
кается лишь при достаточном защемлении части
/і гвоздя в древесине (фиг. 25 и 26). Как показали
опыты, должно быть Іх ;> (6—8) d.
Расчет гвоздей на выдергивание может произ¬
водиться по табл. 3, где даны допускаемые уси¬
лия (в килограммах) на выдергивание одного
гвоэдя, забитого в воздушно-сухую сосну попе¬
рек волокон, в зависимости от глубины защем¬
ления гвоздя (в миллиметрах).
В верхней горизонтальной графе таблицы
помещены диаметры гвоздей (в миллиметрах),
в левом крайнем столбце указаны длины Іг
(в миллиметрах) защемления концов гвоздей.
Во второй горизонтальной строке дано сопротив¬
ление выдергиванию 1 пог. см защемленной части
гвоэдя в зависимости от его диаметра.
При забивке в торец допускаемые усилия
снижаются умножением на 0,6.
Длина гвоздя, как правило, должна превы¬
шать толщину пробиваемой доски в 2—3 раза.
При большей длине защемленной части гвоздя
допускаемая нагрузка может быть увеличена
только в случае применения специальных ^про¬
кладываемых под шляпку гвоздя шайб, предот¬
вращающих продавливание доски головкой гвоэдя.
Забивка гвоздей в торец не рекомендуется,
так как обилие трещин в торце и легкость их
возникновения снижают надежность работы за¬
битых в торец гвоздей.
Таблица 3
Расчет гвоздевых сопряжений на выдергивание
в мм
h^MM^
2,0
2,3
2,6
3,0
3,5
4,0
4,5
5,0
10
3,2
3,6
4,1
4,7
5,5
6,3
7,1
7,8
20
6
7
30
9
11
12
14
16
40
12
14
16
18
22
25
28
31
50
16
18
20
23
27
31
35
39
60
21
24
28
33
37
42
47
70
28
33
39
44
49
54
80
37
1 44
50
56
62
90
50
56
64
70
100
63
71
78
110
69
78
86
120
85
94
130
102
140
109
150
117
Работа гвоздя на выдергивание в большой
мере зависит от состояния поверхности гвоздя
(например поверхность гвоздя может быть глад¬
кой, шероховатой, покрытой машинным маслом
или окалиной, ржавленой или оцинкованной и
т. д.). Основываясь на произведенных испыта¬
ниях, можно считать, что гвозди с шерохова¬
той поверхностью, т. е. оцинкованные, немного
ржавые и с неровной, слегка ребристой поверх¬
ностью работают на выдёргивание лучше, чем
гладкие только что изготовленные.
В твердых породах, требующих рассверлива¬
ния гнезд, работа гвоздей на выдергивание не
учитывается.
в. Производство работ
Разбивка гвоздей всегда должна производиться
по вышеприведенным правилами и в точности
соответствовать чертежу; при массовом произ¬
водстве рекомендуется применять специально сде¬
ланные из фанеры или же из кровельного железа
шаблоны.
Забивка гвоздей производится молотком или
кувалдой весом, в 30—60 раз превышающим
вес забиваемого гвоздя.
При разметке и забивке гвоздей необходимо
учитывать местные пороки досок: гвозди, при¬
ходящиеся по проектной разбивке на сучки,
трещины или же стыки досок должны быть сме¬
щены с наименьшим нарушением норм расста¬
новки. Головка забитого гвоздя должна находить¬
ся заподлицо с поверхностью доски. Чрезмерное
углубление головки гвоздя, обмятие поверхности
доски неправильными ударами молотка, а также
118
Η. Φ. КОТОВ
неполная забивка гвоздя не допускаются. Все
гвозди, изогнувшиеся при забивке, должны
быть удалены и заменены новыми.
Сшивка гвоздями многослойных элементов про¬
изводится после стяжки пакета досок помощью
болтов или специальных сжимов.
Удаление гвоздей должно производиться без
повреждения поверхности доски, при помощи
клещей или гвоздедера с применением подкла¬
док.
ЛИТЕРАТУРА
1. Карташев К. Н., Испытания гвоздевых со¬
единений. Изв. Сиб. технолог, ин-та, т. 50, вып. 3, 1929 г.
2. Нехлюдов, Опыты с гвоздевыми соединениями
при усилении гвоздевых дощатых арок в Бреславльском
крытом рынке, «Стройиндустрия» № 5, 1933 г.
3. Павлов, Усовершенствования гвоздевых со¬
единений, «30Т», Лесная промышленность № 4, 1932 г.
4. СивашВ.Л., Гвозди в деревянных конструкциях,
«Плотник и столяр» № 5, 1931 г.
5. Цвингман Г. А., Гвоздевые сопряжения,
«Плотник и столяр» № 7, 1932 г.
6. Цвингман Г. А., Применение проволочных
гвоздей в инженерных деревянных конструкциях, «Строи¬
тель» № 6, 1934 г.
7. Е г о же, Расчет гвоздевых сопряжений. Сбор¬
ник статей и аннотаций по дерев, констр., М.-Л. 1934 г.
Иною. Η. Ф. КОТОВ
IX. КРУПНОСОРТНЫЕ гвозди
Крупносортные гвозди длиной до 1 000 мм и
диаметром до 25 мм позволяют сколачивать па¬
кеты из досок, брусьев и бревен общей толщиной
до 1 000 мм, обеспечивая высокую прочность,
Фиг. 1. Молоток для
ручной забивки круп¬
носортных гвоздей
Фиг. 2. Пневматиче¬
ский молоток для за¬
бивки крупносортных
гвоздей
большую плотность и достаточную жесткость со¬
единений, и потому несомненно должны получить
в будущем большое распространение. Областью
применения крупносортных гвоздей являются кон¬
струкции различного назначения из толстых досок,
брусьев и бревен: мосты, своды-оболочки, стро¬
пильные фермы, балки, прогоны, временные и
гидротехнические сооружения, деревянные суда,
баржи и т. п.
Крупносортные гвозди могут изготовляться сле¬
дующих форм и размеров поперечного сечения:
1) круглые диаметром от 8 до 16 мм;
2) двутавровые типа «Нейс» 12х12и 14x14 мм;
Фиг. 3. Гвоз-
демет для по¬
роховой забив¬
ки крупно¬
сортных гвоз¬
дей
Фиг. 4. Заточка кре¬
стового гвоздя ступен¬
чато-клиновая
Фиг. 5. Заточ¬
ка крестового
гвоздя ступен¬
чато-круговая
3) крестовые тонкоперые от 12 до 19 мм;
4) крестовые тяжелые от 12 до 19 мм\
5) трубчатые диаметром от 16 до 25 мм;
6) квадратные 10· х 10 и 12 х 12 мм.
Временное сопротивление сдвигу сопряжений
на крупносортных гвоздях по предварительным
данным близко к временному сопротивлению со¬
пряжений на болтовых нагелях соответствую¬
щего диаметра.
Норм для расчета конструкций на крупносорт¬
ных гвоздях еще не имеется.
Забивка гвоздей может производиться различ¬
ными способами:
1. Забивка кувалдой возможна лишь для
гвоэдей длиной не более 300—400 мм. При боль¬
шей длине гвоздя заколачиванию препятствуют
продольный изгиб гвоздя и дрожание его головки.
КЛЕЕНЫЕ ДЕРЕВЯННЫЕ ДЕТАЛИ
119
2. Забивка ручным специальным инструментом,
работающим от усилия рабочего или с помощью
пневматического либо электрического инструмен¬
та, возможна до глубины в 1 000 мм.
Принцип устройства молотка для крупносорт¬
ных гвоздей показан на фиг. 1 и заключается
в следующем.
В конусном стакане 1 помещены кулачки 2,
зажимающие гвоздь 5. При ударе бабкой 3 по
стакану вся система перемещается и вколачивает
гвоздь; туго зажатый в кулачках стержень
гвоздя проходит через весь молоток. На нижней
Фиг. 6. Заточка кру¬
глых гвоздей ступен¬
чато-клиновая
Фиг. 7. За¬
точка кру¬
глых гвоз¬
дей ступен¬
чато-кру¬
говая
Фиг. 8. Заточ¬
ка крестового
гвоздя для по¬
роховой за¬
бивки
части стакана имеется кольцо 4, разжимающее
кулачки для освобождения гвоздя.
По мере углубления гвоздя в древесину необ¬
ходимо время от времени перемещать молоток
в направлении, обратном забивке, что достига¬
ется ударом бабки по верхнему фланцу трубки.
Электрические и пневматические молотки
(фиг. 2) устроены по тому же принципу.
3. Забивка крестовых и двутавровых гвоздей,
вес которых не превышает 500 г и длина 500 мм,
может производиться пороховым зарядом (одним
выстрелом) с . помощью специального ручного
инструмента — гвоздемета (фиг. 3), сконструи¬
рованного по принципу мелкокалиберных пушек.
Гвоздемет состоит из ствола 1 и затвора 2, удер¬
живающего гильзу 3, заряженную порохом 4
с пыжом б. Для направления гвоздя 6 в стволе
служит направляющий хомутик 7, надеваемый
на гвоздь при зарядке гвоздемета.
Каждый способ забивки имеет свои достоинства
и недостатки. Для первых двух способов тре¬
буются специальные заточки, изображенные на
фиг. 4—7,хотя и сложные, но вполне осуществи¬
мые при массовом изготовлении нагелей. Для ско¬
ростной забивки при помощи порохового заряда
необходимая заточка гвоздя значительно проще
(фиг. 8), но гвоздь должен иметь шляпку, точно
калиброванную по стволу и гильзе. Зарядка
гильз должна быть выполнена с большой тща¬
тельностью.
Регулировать заряд соответственно необходи¬
мой глубине забивки можно только приблизи¬
тельно. На глубину забивки весьма влияют твер¬
дость древесины и ее влажность. Так, при оди¬
наковых зарядах и гвоздях длиной 400 мм гвоздь
забивается в сухую древесину на все 400 мм,
в сырую же — только на 300 мм. При стрельбе
черным охотничьим порохом выстрелы при оди¬
наковых условиях получаются все же разной
мощности вследствие различно протекающего
процесса воспламенения пороха. При стрельбе
бездымным порохом забивка получается одно¬
роднее, однако высокое давление газов (2 500—
3 000 am) требует в этом случае особой тщатель¬
ности заряжения гильз. Заряд должен быть рас¬
считан на самые тяжелые условия прохождения
гвоздя; избыток энергии нормально должен
погашаться упором шляпки гвоздя, уплотняю¬
щим пакет сплачиваемых досок.
При огнестрельном способе забивания гнездо,
пробитое гвоздем, значительно плотнее, чем при
механическом. Повидимому скоростной (поро¬
ховой) способ забивки найдет применение только
в специальных условиях.
Ипж. Н. Ф. БОЧАРОВ
X. КЛЕЕНЫЕ ДЕРЕВЯННЫЕ ДЕТАЛИ В КОНСТРУКЦИЯХ
1. Введение
Применение клееных деревянных деталей в
строительном деле издавна привлекало внимание
широких кругов строителей, позволяя:
1) использовать значительное количество от¬
ходов древесины;
2) получить клееные детали высокой и равномер¬
ной прочности, в то же время удовлетворяющие
благодаря беспустотности требованиям пожарной
безопасности;
3) безопасно применять сучковатую древесину
и т. д.
Однако до последнего времени клееные де¬
тали находили относительно небольшое приме¬
нение — главным образом в конструкциях две¬
рей, перегородок, оконных переплетов и других
мелких деталей внутреннего оборудования зда¬
ний. Основными причинами, мешавшими приме*
нению клееных деталей в ответственных конг
струкциях перекрытий и колонн, являлись, с од¬
ной стороны, недостаточное знакомство с каче¬
ствами клеющих материалов, и с другой, — от¬
сутствие научно обоснованной методики склеи¬
вания древесины.
Широкие научные исследования в обеих об¬
ластях, проведенные в связи с изготовлением са¬
молетов, доказали несомненную возможность
применения клееных деталей в весьма ответствен¬
ных конструкциях, работающих в самых разно¬
образных атмосферных условиях.
Первые опыты применения клееных деталей.
в балочных перекрытиях системы Гетцера в Швей¬
царии и Германии и клееных деревянных колонн
в Америке (фиг. 1 и 2) доказали полную целесо¬
образность применения новых видов конструк¬
ций, позволяющих перейти к массовому завод¬
скому их изготовлению при значительной эконо¬
мии сырья.
2. Способы изготовления отдельных
деталей
В правильно выполненных конструкциях
(за исключением фанерных) древесина должна
склеиваться вдоль волокон. Детали, склеен¬
ные вдоль волокон, обладают высокой прочностью,
не уступающей, а в иных случаях даже превыша¬
ющей прочность деталей из цельной древесины.
120
Η. Φ. бочаров
Схемы расположения отдельных элементов
в клееных деталях даны на фиг. 3. Способ изго¬
товления фигурных деталей высокой прочности
дан на фиг. 4. Конструкция «слойчатых» деталей
Фиг. 1. Одно из зданий Хорватского универ¬
ситета (США), 12-м колонны которого предста¬
вляют деревянные конструкции на казеиновом
клею
допускает широкое использование сильно сучко¬
ватой древесины. Конечно количество допускае¬
мых сучков и качество их определяются в каждом
отдельном случае конструкцией и характером
нагрузок на нее. Особым преимуществом слой-
Фиг. 2. Открытая колоннада из дерева
на казеиновом кдею (США)
чатых клееных конструкций является возмож¬
ность использовать недомерки и другие отходы
древесины для наращивания элементов кон¬
струкции. Проще всего наращивание произво¬
дится в виде торцевых и полу торцевых стыков.
Простые торцевые стыки (фиг. 5, а), как весьма
слабые применяются исключительно в конструк¬
циях, не несущих нагрузок (щиты двери).
Зубчатые соединения (фиг. 5,6) и другие ана¬
логичные им требуют тщательной подгонки от¬
дельных выступов. Практическая трудность вы¬
полнения этой задачи заставляет отнести их по
а) в)
в) г)
д)
е) э»с)
Фиг. 3. Схемы расположения отдельных элементов в
конструкциях на клею
прочности к стыкам типа «а», крепость которых
на растяжение не превосходит 100—150 кг/см2,
на статический изгиб — не более 12—20 кг/см2.
Соединения «на ус» (фиг. 5, в, г) при определен¬
ном отношении между толщиною т склеиваемой
Фиг. 4. Изготовление фигурных
клееных деталей
детали и длиной п склеиваемой поверхности
позволяют получить клееную деталь, не усту¬
пающую по прочности детали из цельной дре¬
весины. Отношения т : п = 1 : 10 для мягких
пород и т : п = 1 :15 для твердых пород дают
КЛЕЕНЫЕ ДЕРЕВЯННЫЕ ДЕТАЛИ
121
©тык, равнопрочный по изгибу с цельной дре¬
весиной.
Полуторцевые стыки (фиг. 6) только на клею —
неудовлетворительны; обычно их усиляют шпон¬
ками, шпильками, уголками и другими скрепле¬
ниями.
Фиг. 5. Торцевые соединения
3. Блей для склеивания древесины
Применяемые в настоящее время клеющие
материалы для древесины отличаются большим
разнообразием как по своим техническим свой¬
ствам, так и по методике применения. Выбор
того или иного клея должен быть сделан с учетом
условий работы детали в эксплоатации и
технических возможностей при производстве
работ.
Ниже приведен перечень клеющих материа¬
лов с подразделением их по группам в зависи¬
мости от исходного сырья и технических свойств.
Группа 1. Животные клеи. Эти клеи
получаются из шкур (мездровые) и костей (костя¬
ные) домашних животных и рыб; имеют форму
пластинок, порошка, лома и зерен. Перед упо¬
треблением замачиваются в воде, в которой рас¬
творяются при нагревании.
Животные клеи принадлежат к разряду г о-
рячих клеев, применение которых требует
поддержания раствора в горя¬
чем состоянии (при темпера¬
туре 70—80° Ц).
Клеи этой группы, особенно
мездровые, обладают высокой
связывающей силой. Однако
весьма малая водостойкость
заставляет ограничить их при¬
менение в конструкциях, ра-
Фиг. 6. Полутор- ботающих на открытом воз-
цевые соединения духе или в помещениях с вы¬
сокой влажностью. Кроме того
большим недостатком этих клеев является их
способность быстро загнивать, поскольку без
примеси антисептиков такой клей является пре¬
красной питательной средой для бактерий.
Группа £. Казеиновые и раститель¬
ные протеиновые клеи.
Первые получаются из молочного казеина
(сухого творога) путем добавления извести и
других химических ингредиентов.
Вторые приготовляются из белков растений
© высоким содержанием протеина — из бобов
сои, семян клещевины, гороха и других злаков
путем добавления извести, жидкого стекла и
других химических реагентов.
Свойства, способы приготовления и приме¬
нения клеев этой группы в основном однообразны.
Клеи изготовляются или в виде порошков, перед
применением требующих размачивания водой
комнатной температуры, или в виде жидкой мас¬
сы, приготовляемой на месте применения путем
смешивания отдельных ингредиентов.
Клеи этой группы принадлежат к разряду
холодных клеев. Размешивание с водой
и применение проводятся при комнатной тем¬
пературе без нагревания раствора. Весьма цен¬
ным свойством этих клеев является их высокая
водоупорность при значительной связывающей
способности. Наиболее прочные соединения дают
казеиновые клеи, по использованию которых
уже имеется большой опыт. Менее изучены про¬
теиновые клеи, несколько уступающие казеино¬
вым в связывающей способности. Имея в своем
составе антисептики, эти клеи не являются пи¬
тательной средой для грибков и бактерий.
Группа 3. Альбуминные клеи. Эти
клеи приготовляются из кровяного альбумина
или крови животных путем смешивания с водой
и химическими реагентами. Ввиду необходимости
применять при склеивании горячие прессы
(t° = 100—130° Ц) они имеют ограниченное при¬
менение главным образом при изготовлении
клееной фанеры. Отличаются высокой водоупор¬
ностью.
Группа 4. Растительные клеи. Сюда
относятся:
1) Крахмальные клеи, применяемые
главным образом при изготовлении дешевых сор¬
тов фанеры. Отличаются весьма слабой водо¬
сопротивляемостью и сильно пачкают древесину
ввиду наличия большого количества щелочи.
2) Клей из водорослей — альги-
новый клей — пока еще мало изучен.
Группа б. Жидкие клеи, приготовляемые
главным образом из шкур, костей, плавников
рыб или из других материалов. Ввиду слабых
связывающих свойств и малой водоупорности
эти клеи находят весьма ограниченное приме¬
нение в мелких деревообделочных производствах.
Группа в. Разные клеи — сюда необ¬
ходимо отнести: бакелитовые клеи (на основе
фенол-формальдегидной смолы), применяемые в
настоящее время для изготовления специальной
водоупорной и кислотоупорной фанеры, а также
для приклеивания к дереву металлов. Требуют
применения горячих прессов с ? = 130—140°Ц.
Животные клеи обычно используются
в виде водных растворов клея без добавления
каких-либо химикалий, однако в целях экономии
возможно применение клея с добавкой мела в ко¬
личестве до 15% сухого материала.
Для увеличения водоупорности животных клеев
предложен ряд способов, как-то: добавление
квасцов, хромовокислого калия, одновременное
введение щавелевой кислоты (5,5%) и нарафор-
ма ль дегида (10,0%).
Два первых способа дают весьма невысокий
эффект, а третий требует параформальдегида
специальных свойств, причем в последнем случае
клеевой раствор приобретает способность быстро
(в течение 2—4 час.) терять при хранении жидкую
консистенцию.
Казеиновый клей Ц А Г И № 104
в сухом виде представляет собой порошок сле¬
дующего состава:
Казеина 100 ч.
Извести гашеной 22—24 ч.
Фтористого натрия 8—12%.
Фосфорнокислого натрия 6—10%·
Альбуминного порошка 3%.
Медного купороса 11/2%*
Керосина 1%.
Технические свойства клеющих материалов, применяемых для склеивания древесины в строительном деле
Таблица 1
Наименование клея
Содержание воды
в весовых частях
на 1 вес. ч. сухого
клея
Способ применения
Связывающая способ¬
ность при испытании
на скалывание по
фиг. 9 в кг/см2
Древесина ясеня
Водостойкость при
испытании по фиг. 9
после 30-часового вы¬
мачивания образцов
в воде при ί = 18 —
20° Ц
Крепость на скалывание
березовой фанеры по фиг. 9а
в пгіем2 в сухом состоянии
После 1 часа
кипячения в
воде
Животные клеи
Мездровые клеи
а) Высшего сорта
б) Среднего »
в) Низшего »
Костяной клей
Высшего сорта
Среднего »
От П/2 до 3
» 11І2 » 21/2
»1 »2
»1 » 21/4
»1 »2
Раствор в горячем виде при
t — 75 — 80 °Ц наносится ки¬
стью или механическим
клеераспределителем на
древесину. Последнюю же¬
лательно клеить в подогре¬
том состоянии
От 120 до 200
» 1ОО » 160
» 50 » .110
» ПО » 160
» 70 » 100
От 40 до 75
» 25 » 65
» 0 » 36
» 15 » 46
» 0 » 37
-
-
Казеиновые клеи
Клей ЦАГИ № 104
(в порошке)
От 1,5 до 2,2
Водный раствор наносится
на древесину кистью или
клеераспределителем при
t = 10 — 30 °Ц. Ни клей, ни
дерево не подогреваются
От 100 до 200
От 65 до 125
От 15 до 25
От 8 до 15
Клеи жидкие с силикатом
натрия
От 2,5 до 3,5
-
От ПО до 200
От 70 до 130
То же
То же
Протеиновые клеи
Клей на основе протеина сои
(в порошке)
От 3,5 до 4,0
-
От 107 до 160
От 65 до 101
От 15 до 20
От 7 до 9
Клеи на основе протеина
клещевины (в порошке)
От 3,5 до 4,0
То же
От 20 до 90
Испытаний не вы¬
держивают
От 12 до 20
От 5 до 20
Альбуминные и
кровяные клеи
Состав дан в
тексте
Раствор наносится распре¬
делителем.
Шпон прессуется в горячем
прессе при t = 100 — 130° Ц
-
-
От 15 до 25
От 8 до 15
Бакелитовые клеи
(бумажная пленка)
-
Бумажная бакелитовая
пленка закладывается меж¬
ду склеиваемыми поверхно¬
стями .
Прессуется все в горячем
прессе при ί = 130 — 140°Ц
-
-
От 15 до 30
15 и выше
122 Η. Ф. БОЧАРОВ
КЛЕЕНЫЕ ДЕРЕВЯННЫЕ ДЕТАЛИ
123
Порошок размешивается с водой комнатной
температуры (10—30°Ц) в отношении: 1 вес. ч.
порошка на 1,5—2,2 ч. воды до получения одно¬
родной массы.
Для удешевления в водный раствор клея может
быть введено до 20% жидкого натронного стекла
без ущерба для связывающей силы и водоупор¬
ности.
Этот клей может быть использован для наклейки
на деревянные части листового металла (железо,
сталь) при условии обработки поверхности по¬
следнего раствором серной кислоты (травление)
или пескоструйным аппаратом.
Нормальный казеиновый клей
с жидким стеклом, приготовляемый на
месте потребления, имеет состав:
1) Казеина 100 ч.
Извести СаО 20—30 ч.
Na2C03(cyxott) 7—8 ч.
Силиката натрия (38—40° Бе) 60—70 ч
Воды не менее 350 ч.
Машинного масла 1—1,5 ч.
2) Казеина 100 ч<
Извести СаО 20—25 ч.
Силиката натрия (38—40° Бе) 70 ч.
Воды 300 ч.
Машинного масла 1,5 ч.
Протеиновые клеи в порошке
Соевый клей:
Протеина (казеина) сои 100 ч.
Извести Са(ОН)2 (гашеной) 23 ч.
Фтористого натрия (сухого) 8 ч.
Фосфорнокислого натрия 7 ч.
Клещевинный клей:
Протеина (казеина) клещевины 100 ч,
Извести Са(ОН)2 12 ч.
Фтористого натрия (сухого) 8 ч.
Оба клея готовятся разведением 1 вес. ч. по¬
рошка в 3,5 вес. ч. воды комнатной темпера¬
туры.
Альбуминные клеи
Обычно готовятся на месте применения
Простейший состав:
Альбумина черного — 100 вес. ч.
Извести (СаО) — 10 вес.ч.
Воды — 900 вес. ч.
Технические свойства перечисленных выше
клеющих материалов даны в табл. 1. Во всех
случаях следует отдать предпочтение казеи¬
новым клеям.
Более подробные рецепты даны в специальной
литературе.
Примечание. Подробности приготовления см.
Бочаровы., Казеиновые клеи, 1932 г., стр. 78.
Раковский А. В., Фанерные клеи, Лестех-
И8дат, 1934 г.
^Бюллетень Центр, лаборатории фанерного треста
4. Подготовка древесины для склеивания
Содержание влаги в древесине
должно быть таково, чтобы после склеивания
деталь имела влажность, близкую к средней
влажности, приобретаемой в эксплоатации.
Материал как в отдельных штуках, так и в це¬
лых партиях должен иметь приблизительно оди¬
наковую влажность, во всяком случае не пре¬
вышающую 15%. При этом для деталей, пред¬
назначенных к эксплоатации в закрытых, хорошо
отапливаемых помещениях, желательно приме¬
нение древесины с влажностью не выше 7—8%·
Увеличение влажности при склеивании зависит
от толщины склеиваемых деталей, числа слоев, со¬
держания влаги в клее и расхода клея и может
колебаться в пределах от 1 до 45% (табл. 2).
Древесные заготовки, предназначенные для
склеивания, должны быть правильно высушены,
без трещин и значительных внутренних напря¬
жений.
Состояние поверхностей, под¬
лежащих склеиванию. Склеиваемые
поверхности должны быть хорошо пригнаны
(прифуговка), без волнистости и глубоких ца¬
рапин, трещин и прочих дефектов машинной
обработки. Ручная пригонка не обеспечивает
необходимой плотности при склеивании, особенно
толстых досок и брусков.
Цинубление (царапанье) поверхностей, как
правило, не улучшает, а, наоборот, ухуд¬
шает качество склейки и допустимо только
как мера устранения волнистости и других де¬
фектов предварительной обработки. Поверхности
должны быть свободны от грязи, масла и дре¬
весной пыли.
5. Процесс склеивания
Скорость затвердевания клея
в соединениях древесины зависит: 1) от качества
применяемых клеев, 2) от количественного со¬
держания в клее воды, 3) от влажности и сорта
древесины, 4) от температурных условий в по¬
мещении, где производится склеивание.
Горячие животные клеи, как правило, схва¬
тывают и затвердевают несколько быстрее хо¬
лодных казеиновых и протеиновых клеев.
В то время как для холодных клеев темпера¬
тура помещения в пределах 10—30°Ц не имеет
существенного значения, для животных клеев
разница в температуре 5—6° Ц имеет существен¬
ное значение. На фиг. 7 даны кривые затверде¬
вания животных мездровых клеев в соединениях
сахарного клена 7% влажности при двух равных
температурах помещения, а на фиг. 8 — характер¬
ные кривые затвердевания казеиновых клеев
в соединениях ясеня влажностью 12%.
Таблица 2
Количество влаги, добавляемой при склеивании
Число
слоев
Толщина
одного слоя
в мм
Общая
толщина
в мм
Увеличение влажности в °/
содержащих
'о при клеях,
Примечание
на 1 ч. клея
2і/2 ч. воды
на 1 ч. клея
2 ч. воды
на 1 ч. клея
13/4 ч. ВОДЫ
3
0,5
1,5
30,5
32,5
47,3
i Расход 85 г сухого клея на
&
1,0
5
15,8
16,9
24,5
1 м2
&
3,0
15
3,6
3,8
5,5
2 То же 90 г на 1 лс2
9
3,0
27
3,1
8,7
12,6
з » 160 г на 1 лі2
10
20,0
20
1,4
1,5
2.1
15
25,0
12,5
менее 1,5
—
124
Η. Φ. БОЧАРОВ
Кривая (фиг. 8) со значком I дана для клея
ЦАГИ № 104, разведенного водой в отношении
1 : 1*/4.
Кривая со вначком II — для клея с жидким
стеклом (жидкосмешиваемого).
Крепость соединений определялась во всех
случаях по схеме фиг. 9.
Условия нанесения клея. Рас¬
твор кавеиновых клеев при склеивании вдоль
волокон обычно наносится только на одну
кг/смг
Время после склеиданця 6 часах
Фиг. 7. Кривые затвердевания жи¬
вотных мездровых клеев в соеди¬
нениях сахарного клена 7% влаж¬
ности
Время сборки — промежуток с момента
нанесения клея до момента вапрессовки — оп¬
ределяется характером операций, проводимых
в этот отрезок времени. При закрытой сборке
на животном клею (склеиваемые детали склады¬
ваются тотчас после нанесения клея) время сборки
в зависимости от температуры помещения и скле¬
иваемой древесины колеблется от 0,5 до 15 мин.
Фиг. 9. Схемы соединения для опре¬
деления крепости клея
ив соединяемых поверхностей. Средний расход
сухого клея при нормальном разведении водой
1 : 2 (по весу) составляет 185 г/м2. В отдельных
случаях применения расход кавеиновых и про¬
теиновых клеев может колебаться в пределах от
150 до 280 г/м2 (сухого материала).
Время после склеиЬтия 6 часах
Фиг. 8. Характерные кривые затвердевания
казеиновых клеев в соединениях ясеня
влажностью 12%
Раствор животных клеев наносится обычно
на обе склеиваемые поверхности.
Расход сухого клея колеблется в пределах
100—200 г/м2.
При торцевых и полуторцевых соединениях
необходимо применять более густые клеи и
наносить их также на обе склеиваемые поверх¬
ности.
Фиг. 10. Характер разрушения клееного шва
КЛЕЕНЫЕ ДЕРЕВЯННЫЕ ДЕТАЛИ
125
д) е)
Фиг. 11. Приспособления для запрессовки.
При открытой сборке детали складываются
перед моментом эапрессовки на тех же клеях
от V з до 2Ѵ2 мин. Казеиновые и протеиновые
клеи допускают сборку: открытую — от 0 до 12
мин., закрытую — от 5 до 20 мин.
Несвоевременное наложение пресса приводит
обычно к слабому соединению. При запоздании
имеет место преждевременное застывание клея,
не способного в дальнейшем образовать ровную
тонкую прослойку (фиг. 10, С).
При преждевременной эапрессовке получается
«голодное» соединение—клей или вдавливается
в дерево или вытекает, причем при разломе
остается впечатление полного отсутствия клея
в местах склейки (фиг. 10, В).
При нормальной запрессовке разрушение про¬
исходит обычно по древесине (фиг. 10, А).
Давление пресса должно обеспечи¬
вать полное и равномерное сближение склеи¬
ваемых поверхностей. Нагрузка от 2 до 12 кг/см2,
при условии хорошей подгонки поверхностей
дает удовлетворительные результаты. Предпо¬
чтение следует отдавать более высоким давлениям.
Величина давления должна назначаться с учетом
консистенции клея и времени сборки.
Время действия пресса. При склеи¬
вании мягких пород (сосны, ели) время дей¬
ствия пресса должно быть не менее 4 час.; при
твердых породах. (дуб, ясень) —не менее 6 час.
При изготовлении слоистых фанерных деталей —
не менее 8 час.
Для получения необходимого давления при
запрессовке применяются различные приспо¬
собления, зависящие от конфигурации деталей.
Отдельные приспособления показаны на фиг. 11.
Фиг. 12. Пресс для холодной клейки
На фиг. 12 представлен пресс для холодной
клейки казеиновым клеем при массовом изго¬
товлении элементов дверей.
Просушка деталей после за¬
прессовки. После снятия пресса клееные
детали до пуска их в обработку должны быть
выдержаны в течение некоторого срока.
126
Η. Φ. БОЧАРОВ
Детали из досок и брусков толщиной не ниже
20 мм могут быть пущены в обработку не ранее
1 суток по снятии пресса.
Детали из пиленого шпона или тонких досок
толщиной до 10 мм — не ранее 3 суток по
снятии пресса.
Многослойные детали из тонкой фанеры — не
ранее 5 суток по снятии пресса.
Хранение клеевых деталей. По¬
мещение должно быть закрытым, чистым и по
возможности отапливаемым, дабы обеспечить,
с одной стороны, постоянство содержания в дре¬
весине влаги и избежать чрезвычайно вредной
излишней усушки, вызывающей коробление и
растрескивание по месту склейки, а с другой
стороны, исключить возможность заражения дре¬
весины грибками. Последнее условие должно
быть особенно учтено при применении клея на
белковой основе, который является питательной
средой для бактерий.
Во всех случаях желательна защитная по¬
краска клееных деталей.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бочаровы.Ф., Исследование столярных жела¬
тиновых клеев, Труды ЦАГИ, вып. 27, 1926 г.
2. Е г о же, Техника склеивания древесины казеи¬
новыми клеями, Труды ЦАГИ, вып. 71, 1931 г.
3. Е г о же, Казеиновые клеи, Труды ЦАГИ, вып.
115, 1932 г.
4. Вирник В., Гиаланцев и Эпштейн,
Производство клея и желатина, 1932 г.
5. Раковский А. В., Клеи в фанерном произ¬
водстве, Гослестехиздат, 1934 г.
6. Stadlinger, Klebstoffe ais Starkeerreugnissen,
Berlin 1932
7. Sutermeister E., Casein and its industrial
application, New-Jork 1927.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ПЛОСКОСТНЫЕ СИСТЕМЫ
Инж. П. П. НИКОЛАЕВ
I. БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
1. Общие сведения
Балки простейшего вида из круглого оканто¬
ванного или пиленого леса (разрезные, консоль¬
ные и неразрезные) применяются главным обра¬
зом в чердачных и междуэтажных перекрытиях
с обычной для жилых эданий нагрузкой.
При значительных нагрузках переходят к со¬
ставным балкам, преимущественно из пиленого
леса на пластинчатых нагелях или гвоздях.
Элементы перекрытий проверяются на стати¬
ческие и динамические воздействия всех постоян¬
ных и временных нагрузок.
Постоянными нагрузками являются нагрузки
от собственного веса балок и ограждающих
элементов (утеплителей, изоляции и т. п.). Под¬
счет нагрузок производится по фактическому
объемному весу входящих в конструкцию эле¬
ментов х.
Средний вес д0 дощатых балок в кг на 1 м2
перекрытия дан в табл. 1.
Таблица 1
Средний вес дощатых балок на 1 л*2 перекрытия
^^Ρ^Κ3'/Λΐ2
Іо в м
75—100
150
250
300
350
4,00
12
18
24
28
30
5,00
18
26
34
38
43
6,00
28
40
50
57
62
При назначении временных нагрузок надле¬
жит руководствоваться данными табл. 248 тома
II справочника (стр. 664).
2. Общие конструктивные и расчетные ука¬
зания
При проектировании балок из пиленого леса
следует руководствоваться стандартом 7099
(табл. 2).
При проектировании балок иэ круглого леса
следует руководствоваться следующими разме¬
рами строительных бревен в воэдушно-сухом
ост
состоянии, установленными 7624. 11 См. том II справочника, стр. 659.
Толщина бревен в верхнем отрубе d >. 16 см.
Длина бреЕен — от 2 до 9 м с интервалами
в 0,5 м.
При выборе сортамента следует предпочитать
наиболее высокие и широкие брусья. Высокие
балки, несмотря на увеличение общей высоты
перекрытия и связанное с этим удорожание
стен, более экономичны, увеличение же ширины
бруса позволяет (при той же высоте) увеличить
расстояние между балками, которое не должно
однако превышать 0,90 м.
Спаренные доски должны быть толщиной не
менее 3,5—4 см и скрепляться между собой
гвоздями через 0,70 м по длине балки.
Подрезку растянутых волокон балок сплош¬
ного сечения на опоре не следует делать более
1/6h. В случае передачи нагрузки на балку
через пришитые по бокам черепные бруски в це¬
лях предупреждения отрыва нижних волокон
балки по линии гвоздевого забоя черепов снизу
в балку следует забить ряд гвоздей длиной не
менее hj3.
Необходимые размеры сечений элементов опре¬
деляются расчетом на прочность и на жесткость.
Допускаемый прогиб принимается: для между¬
этажных перекрытий /шах == ^ , для чер¬
дачных /щах = 200 350 *
Поверка на скалывание производится только
при значительных сосредоточенных нагрузках,
приложенных на небольшом расстоянии от опор
по обычной формуле:
tu =
где Q — поперечная сила;
S — статический момент;
b — ширина балки.
Определение изгибающих моментов и проги¬
бов можно производить по вспомогательным
таблицам 2, а для консольных балок — по табл. 3.
Для определения прогиба в середине любого
пролета неразрезной балки с неравными проле¬
тами (при известных опорных моментах) можно
пользоваться следующей формулой:
і , (Μη + Мд) 12
' '° 16EI ’
а См. том II справочника, табл. 103, 106, 140 и 143..
128
Я. Я. НИКОЛАЕВ
Таблица 2
Примечание
* Отход шпального сырья
** Получаются при отбраковке пило¬
материалов для вагоностроения
Размеры установлены для материала в
воздушно-сухом состоянии
1 1 ооооооооооооооо
1 1 со со со со со со со со со со со со со со со
I 1 ОО СО ОО 00 00 00 00 00 00 00 00 оо оо со со
1 |wn<nnccnnmnnnn«mn
1 1 COCOCOCDCOCOCDGDCOGDCOCOCOCOCD
I iNNNNNNCilNNNCieieiNW
1 1 -ф Ф Ф Ф Ф Ф Ф Ф Ф Ф Ф ф ф Ф Ф
1 1 PJWW NNCJNNC1WNWOW
I 1 N N CJ N Cl w N Μ ІМ N ^ 'N N
7009
i lOOOOO^OOOOOOOOO
1 1 *0 ОО СО СО 00 00 00 оо оо оо СО 00 00 со оо
о In
СО со со со to CD СО СО СО CD со со со со со со со
о
А
в
ю_
CD
ФФФФФФФФФФФФФФФФФ
а
и
сгГ
3
^ИНННПННННННИНМ-г.
а
о
іа
іЯ
ооооооооооооооооо
и
'ф"
ЮіОЮіПіОШЮЮЮЮЮіОЮ ІЯ іЛ іЯ_ ι
3
-ф"
см
со оо” оо” со" со оо~ оо" осГ со" оо” оо оо"00 00 СО 00* 1
§
S
СО
η
о· *<■. с- с- ь· с- ь-t~- с- ь· С- Ь. I I
ф
S
*Е
ся
d
а
CDCDCDCOCOCOCD<OCDCO<O<0CDC0 I I I
о
о
ф
н
іа
СЯ
а
ft
ЮіДіЛіОіОіЛіОЮЮЛіПЛ 1 1 1 1 1
ф
в
ся
ю"
а
В
-Ф -Ф-Ф τίΐ тг >ф-Ф ·φ'Ф lljllll
и
ф
5
іЧ
1 1 1 1 1 1 1 І£ 1 1 1 1 1 1 1 1
в
И
СО со со со оо со со со 1 1 1 1 1 1 1 1 1
а
Н
11111:^1111111111
О)
1 I 1 1 1 - 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2
η
1 1SS 1 1 1 1 1 1 1 1 II 1 II
а
и
1 1 II 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
W
а
1 1 22 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
п
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
1 1 2 1 И 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
22 1 1 1 1 1 1 і 1 1 1 1 II 1 1
S2 1 1 II II 1 1 1 1 1 1 II 1
00 1 II 1 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 1 1
Толщина
в см
* *
* *
00_0_ГО^СО 05 <Ν^ιΛ ОЮОіООюООЮО
О^г^г^г^сас^оГсо-Ф^^ФкЯкгГсо^гтГоосГ
Таблица 3
Прогиб консольных балок
Схема
Прогиб
с"
L ι —
laM
11 “ + 6 El
qal8
“ 2 4EI
■■■■■■ jrnAaz^
. , αία® / l , a \
*" + 2ЕІ V 3 + 4 /
pa2
/4 = + §ш(І + а)
a i·^
£|s
1
II
, Ρ2αί2
'6 ~ 9El
5Ρ3α·72
71 32 El
bPal8
78 β 19IEI
где /0 — прогиб свободно лежащей на двух
опорах балки от нагрузки, расположенной в
пролете;;
Мп и Мл — правый и соответствующий левый
опорные моменты рассматриваемого пролета со
своими энаками (фиг. 1);
I и ЕІ — пролет и жесткость балки
Mn-HnQL
L
Фиг. i
При расчете неразрезных балок с равными
пролетами и сплошной равномерной нагрузкой,
постоянной и временной, надлежит пользоваться
графиками фиг. 2 иЗ1. Эти графики позволяют
определить эквивалентные нагрузки по моменту
Мт&х и прогибу /тах и свести расчет неразрезной
балки к расчету свободно лежащей балки. Кривые
коэфициентов даны для двух-, трех-, четырех-
и пятипролетных балок; для многопролетных
балок следует пользоваться кривыми для пяти¬
пролетной балки. Кривые построены для отно¬
шений временной нагрузки к постоянной -у- *=
=от 0 до 6,0. После определения соответствующих
коэфициентов к^ и км расчетная иагрувка вы- 11 Составлены инш. Замараевым В. А,
ВАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
129
числяется по формулам qf — k^q и qM —
= к q, и дальнейший расчет производится, как
для простой балки.
Км
Для балок иного типа коэфициенты эквива¬
лентной нагрузки км и kf могѵт быть взяты иэ
таблиц на стр. 40. '
Пример 1. Требуется определить необходимое
сечение пятипролетной балки с равными про¬
летами / = 5,50 м. Дано:
д = 170 кг/м2, р = 300 кг/м2,
Т = 2F0 * = 110 кг!см2\ Е = НО 000 кг/см2.
Для ~ = 1,76 находим по графику фиг. 2:
А* = 0,916;
по графику фиг. 3:
kf = 0,665.
Фиг. 2
Примечание. Для двухпролетной балки по
^шах Λ = 1,00 независимо от — .
9
р — временная нагрузка,
д — постоянная нагрузка
Фиг. 3
Р — временная нагрузка,
д — постоянная нагрузка
Суммарная нагрузка q = р + д = 300 + 170 ==
= 470 кг/м2.
Определяем приведенные погонные нагрузки
на балку, приняв расстояние между балками
с = 0,6 м.
qM = 0,916 · 470 · 0,6 = 258 кг/пог. м\
qj = 0,665 · 470 · 0,6 = 188 кг/пог. м\
далее расчет производится так же, как и для
простых балок (см. ниже).
Неразрезные балки конструируются из двух
досок с расположением шарниров в шахматном
порядке примерно в нулевых точках (фиг. 4).
Первый ряд досок
* -fi-
второй ряд досок
х =НГ dip =£р—
-і-7
-Jt“
Т“
Схема расположения
шарниров
Фиг. 4. Размещение гвоздей
Деревянные конструкции
Таблица размеров гвоздей
Гвозди
а
dte
I
60
3,5
60
70
3,5
70
80
3,5
80
90
3,5
90
100
4,0
100
120
4,0
ПО
140
4,5
125
160
5,0
150
9
130
Π. Π. НИКОЛАЕВ
3. Расчет балок из бревен
Ниже помещены таблицы для определения
необходимых 1 и W бревен и брусьев по пролету
/, расстоянию между осями балок с в метрах
и полной нагрузке q в кг/м2 перекрытия. Табл.
9, 10 и 11 дают значения величин /, W и F для
различных профилей бревен, табл. 12 содержит
общие формулы для определения F, Sy I и W
для составных сечений, табл. 13 — то же для
целых сечений.
Таблица 4
Формѵлы для расчета балок по прочности и жесткости
/
1
По жесткости
Но прочности при
по
100
90
80
70
200
I = 0,30<?с?о3
73
су
lT.
(Μ
о
II
*
ea
о
73
г»
•О
о“
II
ϊϋ
s
8·
см
іП
О
II
*
ea
о
73
СУ
СМ
t*.
©“
II
ea
о
СУ
en
os
тН
О
II
1
250
I = 0,375gcZ03
1
Ш
I = 0,45gclo3
1
350
I = 0,525qrci03
1
400
I = 0,60дсіо3
<?
Обозначения к табл. 4—1:
1 — момент инерции сечения в см*\
W — момент сопротивления сечения в смъ;
h — высота сечения в м;
d — диаметр сечения в м\
I — расчетный пролет;
*0 — пролет в свету (і0 = -щ ) !
с — расстояние между осями балок в м;
q — полная нагрузка на перекрытие в кг/м'1:
і — наименьшее отношение —■ , при котором
расчет производится по жесткости;
Е = 100 000 кг/м2 — модуль упругости дре¬
весины. При ином значении модуля упругости
таблицами можно пользоваться, вводя коэфи-
циенгы:
1) для I:
ь 100 000 ,
2) для і:
1 _ &
fei 100 000 ’
Пример 2. Требуется проверить напряжения?
в прогоне междуэтажного перекрытия, несущего
нагрузку от двух второ¬
степенных балок по Р=3 771,
приложенную на расстоя¬
нии 30 см от опор. Про¬
лет прогона 3,0 м. Сече¬
ние 20 X 14 см, допускае¬
мые напряжения [лм] = 100 кг/см2, [ tu] = 20 кг/см*
(фиг. 5).
Решение. Собственный вес прогона д = 0,14 х
X 0,2 · 550 = 16 кгім,
Фиг. 5.
Ад = 24 кг;
Ар = 3 000 кг; М = 24 · 0,30 — —+
+ 3 000 · 0,30 = 914 кг/м; W = 933*” см3
(см. табл. 13); п — *933° = 9? кг/см2 < [100].
Ввиду близости сосредоточенного груза к
опоре проверяем скалывающие напряжения:
QS __ 3Q _ 3-3 024 _ о
— ІЪ — 2bh 2.14*20
< 20 кг/см2.
Балки из бревен, окантованных на один кант. Наименьшие значения г
Таблица 5
Іо
-т- для расчета по жесткости
Д 0 п у
с к а е
м ы е н а п р
я ж е п
И Я [пиJ
f
l
11G
100
90
80
7)
ь-$
ь=4
ь-4
-4
ь=!
И
ь=4
ь-|
' ь-±
2
ь-S
Ъ-І
о
4
5=4
3
5-і
1
200
20,7
20,6
20,4
22,7
22,6
22,2
25,4
25,3
24,8
28,2
28,1
27,6
32,4
32,2
31,6
1
250
16,7
16,6
16,2
18,2
18,1
17,8
20,4
20,3
19,9
22,7
22,6
22,2
25,9
25.8
25,2
1
300
13,8
13,7
13,5
15,2
15,1
14,8
16,9
16,8
16,5
18,9
18,8
18,4
21,7
21,6
21,0
1
*350
11,9
11,8
11,5
13,0
12,9
12,7
14,6
14,5
14,2
16,2
16,1
15,8
18,5
18,4
18,6
1
-i 00
10,4
10,3
10,2
11,4
11,3
11,1
12,7
12,6
12,4
14,2
14,1
13,9
16,2
16,1
15,7
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИЦА
131
Таблица 6
Балки из бревен,
окантованных на два канта. Наименьшие значения i = для расчета но жесткости
И
о
с к а е
м ы е н а п р
я ж е н
и я [пп\
X
ПО
100
90
80
70
і
-I
ь=4
о
*-4
Н
ь=|
ь-4
ь-І
4
ь-4
■«Is·»
II
о*
II
4-1 О.
ь-4
ь=4
1
2U0
20,5
19,5
17,9
22,0
21,4
19,8
24,6
24,0
22,2
27,5
26,8
24,6
31,4
30,3
28,2
1
^50
16,1
15,7
14,5
17,7
17,2
15,8
19,8
19,3
17,8
22,0
21,5
19,7
25,2
24,5
22,6
1
ЪиО
13,4
13,1
12,0
14,7
14,3
13,2
16,4
16,0
14,7
18,3
17,9
16,5
21,0
20,5
18,9
1
050
И,5
11,2
10,6
12,6
12,3
11,3
14,1
13,7
12,7
15,8
15,3
14,10
18,0
17,5
16,10
1
400
10,2
9,9
9,0
11,0
10,7
9,9
12,3
12,0
11,2
13,8
13,4
12,7
15,7
15,3
14,10
Таблица 7
Балки из бревен, окантованных па четыре канта. Наи-
ίο
Таблица S
Болки из пластин. Наименьшие зпаченпя г = для рас¬
чета по зксстк ости
i
/
1
Допускаемое напряжение 1пи]
І
l
Допускаемое напряжение inttJ ·
ПО
1 і0° 1
90
80.
70
по 1
100
90 1
80 1
70
1
200
18,0
19,7
22,1
24,6
27,8
1
200
12,10
13,3
14,9
16,5
18,9
1
250
14,5
έ
15,8
17,8
19,7
22,6
1
250
9,80
10,7
12,0
13,5
15,1
1
300
12,0
13,2
14,7
16,4
18,9
1
300
8,10
8,8
9,85
11,0
12,7
1
350
10,6
11,3
12,6
14,1
16,1
1
350
7,0
7,60
8,45
9,4
10,8
1
400
9
10,0
11,0
12,4
14,1
1
400
6,10
6,1
7,4
8,3
9,5
Пример 3. Требуется подобрать размеры бре¬
вен междуэтажного перекрытия, окантованных
на два канта при Ъ = , нагруженных равно¬
мерно распределенной нагрузкой q = д + р =
= 120 + 200 = 320 кг м2\ балки свободно оперты
и расположены на расстоянии с = 0,70 м, про¬
лет в свету Z0 = 5,70 м, допускаемое напряже¬
ние [ли] = 80 кг/см2, прогиб / = Z.
Решение. Пользуемся табл. 6; при данном
напряжении и прогибе имеем: і= 22; задаваясь
диаметром бревна d = 24 см, получаем:
Jo _570^
d 0,24 :
: 23,8 > 22,
следовательно расчет производим по жесткости;
1 = 0,375 qcl*.
Подставляя числовые значения, получим:
/ = 0,375 · 320 · 0,70 · 5,703 = 15 600 см*,
Данные для расчета балон из бревев
Д и а м e i
’ р ы 1
5 р е в i
в н в
см
Характе-
ристики
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
д в кг
7,4
8,5
9,8
11,1
12,5
14,1
15,6
17,4
19,1
21,0
23,00
25,0
27,1
29,3
31,7
34,0
36,4
39,10
F в слі2
132,73
153,94
176,71
201,06
226,98
254,47
283,53
314,16
346,36
380,13
415,48
452,39
490,<7
530,93
572,56
615,75
660,52
706,86
-с/ —
I В СЛі4
1 402
1886
2 485
3 217
4 100
5 153
6 397
7 854
9 547
11 499
13 737
16 286
19 175
22 432
26 087
30 172
34 719
39 761
ТУ в см*
215,7
269,4
331,3
402,1
482,3
572,6
673,4
735,4
909,2
1045
1 194
1 357
1534
1 726
1 932
2 155
2 394
2 651
Jf u*.
д в кг
7,1
8,3
9,5
10,9
12,1
13,6
15,2
16,8
18,4
20,4
22,3
24,3
26,3
28,5
30,7
33,0
35,4
37,9
F в еле2
128,9
149,49
171,61
195,25
220,42
247,11
276,33
305,03
336,35
369,15
403,47
439,32
476,69
515,59
556,01
597,96
641,43
686,43
Щш
I в слі4
1 261
1 696
2 235
2 893
3 687
4 635
6 754
7 064
8 586
10 343
12 355
14 648
17 246
20175
23 463
27 137
31 226
35 762
W в см3
199,4
249,1
306,4
371,8
446,0
529,5
622,7
726,3
840,7
966,7
1 104
1 255
1 418
1 595
1 786
1 993
31 226
40 773
д в кг
7,3
8,3
9,7
11,00
12,4
13,9
15,5
17,1
18,8
20,6
22,7
24,7
26,8
29,0
31,3
33,7
36,2
38,8
imL·
F в см3
131,65
152,68
175,28
199,42
225,13
252,40
281,22
311,60
343,54
377,04
412,09
488,70
486,88
526,60
567,89
610,74
655,14
701,10
Щт
I в слі4
1 359
1828
2 409
3 118
3 974
4 995
6 201
7 613
9 253
11 146
13 315
15 786
18 586
21 743
25 286
29 245
33 652
38 540
W в слі2
210,7
263,2
323,7
392,9
471,3
559,4
658
767,4
888,4
1 021
1 167
1 326
1 499
1686
1 888
2 106
2 340
2 590
д в кг
7,8
8,4
9,7
11,СО
12,4
14,0
15,6
17,2
19,0
20,8
22,8
24,8
26,9
29,1
31,5
33,8
36,2
38,8
j4Г
F в см3
132
153
176
2С0
226
254
283
313
345
379
414
451
489
529
571
614
659
705
ШШ
I в см*
1371
1 844
2 430
3 146
4 009
5 039
6 255
7 680
9 335
11 244
13 432
15 925
18 750
21935
25 509
29 503
33 949
38 880
W в см3
211
263
324
393
472
562
658
768
889
1 022
1 168
1 327
1 500
1 687
1890
2 107
2 341
2 592
Ы
. НИКОЛАЕВ
Данные для расчета балок из Оревеп
Таблица 10
Q
е ч е н и я
Характе-
Д и а м е Г
г р ы
б р е в
е н в
см
ристиіш
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
1
j 23
24
25
26
27
28
29
30
, а
1 Ύ i
t
g в кг
6,9
8,0
9,2
10,4
11,6
13,4
14,7
16,4
17,9
19,7
21,6
23,4
25,4
27,5
29,6
31,8
31,2
36,6
Щш
Ttf [
2 h
F В СЛі2
125
145
1G6
189
214
240
2С7
296
326
358
391
426
462
500
539
580
622
666
J В СЛІ4
1114
1 498
1 974
2 556.
3 257
4 094
5 082
6 240
7 585
9 136
10 914
12 939
15 234
17 822
20 726
23 972
27 584
31 590
W в см3
193
247
304
369
442
525
617
720
833
958
1 095
1 244
1 406
1 532
1 771
1 976
2 195
2 430
g в кг
7,2
8,4
9,6
10,9
12,3
13,8
15,4
17,0
18,8
20,6
22,6
24,5
26,6
28,7
31,0
33,4
35,8
38,4
F в с.иЗ
131
152
174
193
223
250
279
309
341
374
409
445
483
522
564
606
650
696
Щт
7 в слі4
1 285
1 729
2 278
2 919
3 758
4 721
5 864
7 200
8 752
10 542
12 593
14 930
17 578
20 564
23 915
27 660
31 828
36 450
т^г
W в слі3
209
261
321
389
457
554
652
760
880
1 012
1 156
1 313
1 484
1670
1 S70
2 085
2 317
2 565
-ііг
_
g в кг
7,3
8,4
9,7
j
11,0
12,4
13,9
15,5
17,4
18,9
20,3
22,8
24,8
26,8
29,0
31,3
33,7
36,2
38,6
0Ш
F В СЛіЗ
132
153
176
200
226
253
282
312
344
378
413
450
488
528
569
612
657
703
Щш
I в at4
1 342
1 806
2 379
3 030
3 925
4 934
6 125
7 520
9 141
11 010
13 153
15 593
18 359
21 478
24 978
28 889
33 242
38 070
-Ψ-
в at3
213
266
327
397
477
566
665
776
898
1 033
1 180
1 341
1 516
1 705
1 909
2 129
2 366
2 619
If 1-,
д в кг
6,4
7,5
8,6
9,8
11,0
12,4
13,8
15,3
16,8
18,5
20,2
22,0
23,9
25,8
27,8
30,0
32,2
34,4
шщ
F в слі2
117
136
156
178
201
225
251
278
306
336
368
400
434
470
507
545
584
625
Шщ
/ в СЛІ4
1 085
1 460
1 934
2 490
3 174
3 989
4 952
6 080
7 393
8 902
10 634
12 607
14 844
17 365
20 19)
i 23 357
26 877
30 780
J d_ L
2 ^
_~Т
W в ело3
191
239
294
356
427
507
597
696
806
926
1 059
1 203
1 359
1 529
1 712
1 910
2 122
2 349
ВАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА &3
Данные для раечѳта балок из частей цилиндрических бревен
у =* 550 кг/.иЗ
Таблица 1J
Д и
а м е т
р ы б р е в (
з н в
см
Сеч
Характе-
е
н п я
ристики
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
д в кг
3,6
4,2
4,9
5,5
6,2
7,0
1
7,8
і
1
8,0
9,5
10,4
1
11,4
12,4
13,5
14,6
15,7
16,9
18,2
19,5
F В СЛІ2
66
77
88
100
113
127
141
157
173
190
207-
226
245
265
286
307
330
353
р
а
1
I в au4
700
941
1 240
1 G06
2 046
2 572
3 193
3 920
4 764
5 739
6 855
8 128
9 570
11 196
13 020
15 059
17 328
19 845
W В СЛІ2
108
134
165
201
241
286
336
392
454
522
596
677
766
861
964
1076
1 195
1 323
д в кг
3,6
4,2
4,9
5,5
6,2
7,0
7,3
8,6
9,5
10,4
11,4
12,4
13,5
14,6
15,7
16,9
18,2
19,5
-а
F в слі2
G3
77
88
109
1П
127
141
15,7
173
190
207
226
245
265
286
307
330
353
щ·
ψ
I в слі4
200
269
354
439
585
735
912
1 120
1 3G1
1 640
1 959
2 32.
2 724
3 199
3 720
4 303
4 95")
5 070
W В СЛІ2
53
66
81
98
118
140
165
192
222
25G
292
332
375
422
472
527
585
648
1
д в кг
1,8
2,1
2,5
2,8
3,1
3,5
3,9
4,3
4,7
5,2
5,7
6,2
6,7
7,3
7,3
8,4
9,1
9,7
сГ\
F в слі2
33
38,5
44
50
5G ,5
63,5
70,5
78,5
86,5
95
103,5
113
122,5
132,5
143
153,5
165
176,5
2'
ж
гі
0
2
-μ i
1
1 в слі4
100
134
177
2_9
292
367
455
5G9
680
820
979
1 161
1 367
1 599
1 850
2 151
2 475
2 835
!
І
ί
1
W в сліЗ
26
33
40
49
59
70
82
96
111
128
146
166
187
1
211
236
263
292
324
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
135
Сечения
Таблица 12
Даяпые для расчета балок состаттого сечепия
Ширина
b
Высота
Η
Площадь
сечения
F
Расстоя¬
ние наибо¬
лее уда¬
ленного
волокна
от оси г—X
Ιχ X
Статический
момент
2d
l,52d2
0,393d3
Момент
инерции
Ιχ
0,49d4
Момент
сопроти¬
вления
Wx
0t49dS
0,25 d
l,968d
l,566d2
0,984d
0,390d8
0,484d4
0,493d3
чШг' /
У
-X
0,333d
l,942d
l,558d*
0,971d
0,386d»
0,478d4
0,492d3
л
0,5 d
l,866d
l,526d2
0,933d
0,370d3
0,448d*
0,48d3
C,25d
l,936d
l,562d2
0,968d
0,378d3
0,460d4
0,475d3
0,333d
l,884d
l,546d2
0,942d
0,365d3
0,434 d4
0,461 d3
0,5d
l,732d
l,48d2
0,8GCd
0,320d3
0,355d4
0,41d8
£
—
1
't7
1
A
j 1
i
2 h
2 bh
0,5b/i3
0,666b/i3
C,666b/i2
6
-
A
1
1
&
14-
i
d
r
1
, i
0,785d2
0,5d
0,114d3
Bh
3 bh
1,5h
0,08d4
Sj j= bh2
a; = 1,125ЬЛ2
2,25bb3
0,16d*
l.obh?
136
Π. Π. НИКОЛАЕВ
Данные для расчета балок различных сечений
Таблица 13
Сечения'
Ширина
Ь
Высота
h
1
Площадь i
сечения
F
Расстоя¬
ние наибо¬
лее уда¬
ленного
волокна
от ОСИ X—X
Ц—а:
Статиче¬
ский
момент
S*
Момент
инерции
Момент
сопроти¬
вления
Наимень¬
ший
радиус
инерции
4-
d
0,786d2
0,5d
0,083d3
0,049d*
0,098d3
0,25d
SC--
h
ж
Цн
lU
%Г
п
0,25 d
0,833d
0,3Ud
0,917d
0,783d2
0,779d2
0,498d
0,496d
0,082d3
0,08d3
0,048d4
0,047d4
0,096d3
0,094d3
0,248d
0,246d
щ
-4ь
У
X
WwA-z
ш е*
F
0,5d
0,933d
0,763d2
0,486d
0,073d3
0,044d*
0,088d3
0,240d
У
-*b\h 1
0,25d
0,33 d
0,5d
0,98Gd
0,942d
0,866d
0,781d2
0,773d2
0,740d*
0,484d
0,47 Id
0,433d
0,081 ds
0,077d3
0,063d3
0,047d4
0,04?d*
0,039d4
0,097d3
0,0S5d3
0,09d3
0,24')d
0,241d
0,230d
•
1
г?
1
Г)
\
0,5d
b
0,866d
h
0,695d*
bh
0,433d
0,5 h
0,061 d3
0,125bh3
0,03Sd4
0,G83bh3
0,C88d3
0,166bb2
0,236d
0,289b
d
0,6d
0,393d2
0,29d
0,022d3
0,007d*
0,024 d3
0,135d
*|г|Н
d
0,393d2
0,5d
0,041 d3
0,025d4
0,04 9d3
0,135d
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
137
У
It
■г
Площади Fi моменты жперцин I и моменты сопротивления W прямоугольных поперечных;
Ofr
сечений (применительно к =-— 70901
ВКС '
У
h
Ъ
F
І.г
wx
Іц
Wy
в см
в см
В СМ2
В СМ4
в см*
в CM*
В CMS
1
1
1
0,03
0,17
0,08
0,17
1
2
0,67
0,67
0,17
0,33
2
2
4
1,33
1,33
1,33
1,33
1
2,5
1,31
1,04
0,20
0,42
2 5
2
5
2,G2
2,08
1,67
1,67
2,5
6,25
3,27
2,60
3,27
2,60
1
3
2,25
1,50
0,25
0,50
.2
6
4,50
3,00
2,00
2,00
3
2,5
7,5
5,63
S,76
3,93
3,12
3
9
6,75
4,50
6,75
4,60
1
3,5
3,58
2,04
0,23
0,59
2
7,0
7,16
4,08
2,34
2,34
3,5
2,5
8,75
8,95
5,05
4,60
3,52
3
10,5
10,80
6,12
7,90
5,25
3,5
12,3
12,60
7,15
12,60
7,15
1
4
5,33
2,67
0,33
0,67
2
8
10,7
5,33
2,67
2,67
2,5
10
13,6
6,68
5,24
4,13
3
12 ■
16,0
8,0 i
9,00
6,00
3,5
14
18,6
9.35
14,8
8,16
4
16
21,3
10,7
21,3
10,7
1
4,5
7,60
3,40
0,36
0,77
2
9
15,20
6,80
1,67
1,67
2,5
11,2
19
8,50
5,90
. 4,70
4,5
3
13,5
22,8
10,2
10, i0
6,75
3,5
15,7
26,6
11,9
16,50
7,15
4
И
30
13,6
23,8
12,00
4,5
20
34,2
15,3
34,2
15,30
1
5
10,4
4,17
0,42
0,83
2
10
20,8
8,33
3,33
3,33
2,5
12,5
26
10,4
6,56
5,20
5
3
15
31,2
П,5
11,2
7,67
3,5
17,5
36.2
14,6
18,4
10,2
4
20
41,7
16,7
26,7
13,3
4,5
22,5
47
18,8
38,0
17,0
5
25
52,1
20,8
52,1
20,8
1
5,5
13,8
5
0,45
0,92
2
11
27,6
10
3,66
3 66
2,5
13,7
34,5
12,5
7,20
5,70
3
16,5
41,5
15
12,7
8,25
5,5
3,5
19,2
48, j
17,5
19,7
11,2
4
22
55
20
29,2
14,6
4,5
2-4.7
62
22,5
41,8
18,6
5
27.5
69
25
57
22,5
5,5
30,2
76
27,5
76
27,5
1
в
18,0
6,00
0 50
1,00
2
12
36,0
12,0
4,00
4,00
2,5
15
45
15
7,83
6,25
3
18
54,0
18,0
13,5
9,00
в
3,5
21
63
21
22,0
12,25
4
24
72,0
24,0
32,0
16,0
4,5
27
81
27
45,5
20,40
5
30
90,0
3^,0
β:,5
25,0
5,5
33
99
33
83
30
6
36
103
36,0
108
36,0
1
7
28,6
8,17
0,58
1,17
2
14
57,2
16,3
4,67
4,67
2,5
17,5
71,5
20,4
9,20
7,30
3
21
85,7
24,5
15,7
10,5
3,5
21,5
100
28,4
26,7
14,3
7
4
28
114
32,7
37,3
18,7
4,5
31,5
129
36,8
53,2
23,8
5
35
143
40,8
72,9
29,2
5,5
28,5
157
44,8
97
35
6
42
171
49,0
126
42,0
7
49
200
57,2
200
57,2
h
b
F
Ir
War
Iy
Wy
в CM
в см
в CM2
В CM4
B cuts
В СЛі4
В CM*
1
8
42,7
10,7
0,67
1,33
2
16
85,3
2i,3
5,33
5,33
2,5
20
117
26,8
1C,5
8,30
3
24
128
32,0
18,0
12,0
3,5
28
150
87,5
28,6
16,3
8
4
32
171
42,7
42,7
21,3
4,5
36
193
48,0
61
27,2
5
40
213
53,3
83,3
33,3
5,5
44
234
58,6
no
40
6
48
256
64,0
144
48,0
7
Ϊ6
299
74,7
299
65,3
8
64
341
85,3
341
85,3
1
8,5
51,2
12
C,70
1,42
2
17
102,4
24
5,67
5,67
2,5
21,2
128
30
11,10
8,90
3
25,5
153
36
19,1
12,7
3,5
29,7
179
42
29,6
17,0
4
34
204
48
45
22,4
8,5
4,5
38,2
230
54
64,5
29
5
42,5
256
60
88,5
36,4
5,5
46,7
282
66
117
42,5
6
51
314
72
153
51
7
59,5
366
84
242
G9,5
8
68
420
96
362
91
8,5
72,2
445
102
435
102
1
9
60,7
13,5
0,75
1,50
2
18
121
27,0
6,00
6.C0
2,5
22,5
15,2
33,8
11,8
9,40
3
27
181
40,5
20,2
13,5
3,5
31,5,
21,2
47,3
32,2
18.35
4
36
243
54,0
48,0
24,0
q
4,5
40,5
7,3
60,7
68,5
33,0
Ό
5
45
304
67,5
93,7
37,5 '
5,5
49,5
334
74,2
124
45
6
54
364
81,0
162
54,0
• 7
63
425
94,5
25,7
73,5
8
72
486
108
384
96,0
8,5
76,5
516
115
460
108
9
81
547
121
547
121
1
10
833
16,7
0,83
1,67
2
20
167
33,3
6,67
6,67
2,5
25
208
42,0
13,10
10,40
3
30
250
50,0
22,5
15,0
3,5
35
292
58,5
35,8
20,4
4
40
833
66,7
53,3
26,7
4,5
45
376
75,0
76,0
34,0
10
5
50
417
83,3
104
41,7
5,5
55
458
91,6
138
50
6
60
500
10)
180
60,0
7
70 .
583
117
286
81,7
8
80
667
133
4.17
107
8,5
85
708
141
512
no
9
90
750
150
607
135
10
100
833
167
833
167
1
11
111
20,2
0,92
1,83
2
22
222
40,3
7,33
7,33
2,5
27,5
278
50,5
14,40
11,40
3
33
333
60,5
24,7
16,5
, 3,5
38,5
390
71
39,4
22,4
4
44
444
80,7
68,7
29,3
4,5
49,5
500
91
83,5
37,4
11
5 '
55
555
101
115
45,8
5,5
60,5
610
110,5
152
5. ,0
6
66
665
121
198
66,0
7
77
776
141
814
89,8
8
88
887
161
469
H7
8,5
92,5
94 *
171
562
132
9
99
181
66S
І43
10
110
1 109
202
917
183
11
121
1 220
221
1220
222
1
12
144
24,0
1,00 I
2,00
12
2
24
283
48,0
8,00
8,00
2,5
30
36 3
60,0
15,70
12,5
i
138
Ω. Π. НИКОЛАЕВ
\
U родолжение
; /i
b
F
1χ
wx
h/
w*,
ί в см
в см
в см2
в см4·
В СЛіЗ
В CM 4
В СЛіЗ
3
36 .
432
72,0
27,0
18,0
3,5
42
505
84,0
43,0
24,4
4
48
576
96,0
64,0
32,0
4,5
54
650
108,0
91,0
42,5
5
60
720
120
125
50,0
5,5
66
792
132
166
60,0
12
б’
72
864
144
216
72,0
7
84
1008
168
343
98,0
8
S6
1 152
192
512
128
8,5
102
1 224
204
615
144
9
108
1 296
216
729
162
10
120
1 440
240
1 000
200
11
132
1 584
264
1 331
242
12
144
1 728
288
1 728
288
1
13
183
28,2
1,08
2,17
2
26
336
56,3
8,67
8,67
2,5
32,5
457
70,5
17,0
13,5
3
39
549
84,5
29,2
19,5
3,5
45,5
640
93,7
46,5
26,5
4
52
732
113
69,3
3-4,7
4,5
58,5
825
127
99,0
44,3
5
65
915
141
135
54,2
13
5,5
71,5
1 007
155
180
65,0
6'
78
1098
169
234
78,0
7
91
1 2S2
197
372
106
8
104
1 4 65
225
555
139
8,5
116,5
1 556
239
665
156
9
117
1 64 S
253
790
175
10
130
1 831
282
1 083
217
11
143
2 014
310
1 442
262
12
156
2 197
338
1 872
312
13
169
2 380
366
2 380
366
1
14
229
32,7
1,17
2,33
2
28
457
65,3
9,33
9,33
2,5
35
575
74,5
18,4
14,60
3
42
686
98,0
31,5
21.0
3,5
49
805
108
50,0
28,6
4
56
915
131
74,7
37,3
4,5
63
1 030
137
106
47,5
5
70
1 143
163
146
58,3
5,5
77
1 257
179
193,5
70,0
14
6
84
1 372
196
252
84,0
7
98
1 601
229
400
114
8
112
1 829
261
597
149
8,5
119
1 943
277
715
. 168
9
126
2 058
294
850
189
10
140
2 287
327
1 167
233
И
154
2 515
*359
1 553
282
12
168
2 744
392
2 016
336
13
182
2 973
425
2 563
394
14
196
3 201
457
3 201
457
1
15
, 281
37,5
1,25
2,50
2
30
562
75,0
10,0
10,0
2,5
37,5
705
94
19,6
15,6
3
45
844
112
33,7
22,5
3,5
52,5
985
131
53,8
30,6
4
60
1 125
180
80,0
40,0
4,5
67,5
1 265
169
114
51,0
5
75
1 406
187
156
62,5
5,5
—
_
—
207
75
15
6
90
Д 687
225
270
90,0
7
105
1 969
262
429
122
8
120
2 250
300
640
160
8,5
127,5
2 391
319
767
180
9
135
2 531
337
911
202
10
150
2 812
375
1 250
250
11
165
3 094
412
1 6С4
302
12
180
3 375
450
2 160
360
13
195
3 656
487
2 746
422
14
210
3 937
525
3 430
490
15
225
4 219
562
4 219
562
1
16
341
42,7
1,33
2,67
2
32
683
85,3
10,7
10,7
2,5
40
855
107
21,0
16,6
3
48
1 024
128
36,0
24.0
3,5
56
1 200
149
57,5
32,4
4
64
1 365
171
85,3
42,7
16
4,5
72
1 540
192
122
54,5
5
80
1 707
213
167
66,7
5,5
88
1 877
234
221
80
6
96
2 044
256
288
‘ 96,0
7
112
2 385
299
457
131
8
128
2 731
341
683
171
8,5
136
2 901
J62
820
192
h
b
F
lx
' wx
у
Wy
В слс
в см
В СЛ12
В см4
В СЛіЗ
в’ cm4
В СЛіЗ
9
144
3 072
384
972
216
10
160
3 413
427
1 333
267
11
176
3 755
469
1 775
323
1C
12
196
4 086
512
2 804
384
ІО
13
208
4 427
555
2 929
451
14
224
4 779
597
3 659
523
15
240
5 120
640
4 500
600
16
256
5 461
683
5 461
683
1
17
409
48,2
1,42
2,83
2
34
819
96,3
11,3
11,3
2,5
42,5
1 0.0
120
22,3
17,7
3
51
1 228
144
38,2
25,5
3,5
60
1 430
168
61,0
35,4
4
68
1 638
193
90,7
45,3
4,5
7H,5
1 840
217
129
58,8
5
85
2 0,7
241
177
70,8
5,5
93,5
2 252
265
235
85
β
102
2 456
289
306
102
1 *7
7
119
2 866
337
486
139
17
8
136
3 275
385
725
181
8,5
144,5
3 480
409
870
204
9
153
3 685
433
1 033
229
10
170
4 094
482
1 417
283
11
187
4 504
530
1 886
343
12
204
4913
578
2 448
403
J3
221
5 322
626
3 112
479
14
238
5 732
674
3 887
555
15
255
6 141
,122.
4 781
637
16
272
6 551
771
5 303
72э
17
289
6 960
819
6 960
819
1
18
486
54,0
1,50
3,00
2
36
972
108
12,0
12,0
2,5
45
1 220
135
23,6
18,7
3
54
1 458
162
40,5
27,0
3,5
63
1 700
189
64,5
37,4
4
72
1 944
214
96,0
48,0
4,5
81
2 190
243
137
61,3
5
90
2 480
270
187
75,0
5,5
99
2 673
297
249
90
6
108
2 916
324
324
108
7
126
3 402
378
514
147
18
8
144
3 888
432
768
192
8,5
153
4 131
459
922
2?6
9
162
4 374
486
1 093
243
10
180
4 860
540
1 500
300
11
198
5 346
594
1 996
363
12
216
5 832
648
2 592
432
13
231
6 318
702
3 295
507
Η
252
6 804
ΙΉ
4 116
53S
15
270
7 290
*810
5 062
675
16
283
7 776
864
6 144
768
17
3C6
8 262
918
7 369
867
18
324
8 748
972
8 748
972
1
19
572
60,2
1,58
3,17
2
38
1 143
120
12,7
12,7
2,5
47,5
1 430
152
24,9
26,0
3
57
1 715
180
42,7
28,5
3,5
66,5
2 000
212
68
39,6
4
76
2 286
241
101
50,7
4,5
85,5
2 6S0
272
144
64,5
5
95
2 858
301
198
79,2
5,5
104,5
3 143
331
263
95
6
И4
3 429
361
342
114
7
133
4 001
421
543
155
1 Q
8
152
4 573
481
811
203
і У
8,5
161
4 858
511
970
228
9
171
5 144
541
1 154
256
Ю
190
5 716
602
1 583
317
n
209
6 237
662
2 107
383
12
228
6 859
722
2 736
456
13
217
7 431
782
3 479
535
U
266
8 002
842
4 3-15
621
15
285
8 574
902
5 344
712
16
304
9 145
* 963
6 485
811
17
323
9 717
хт
7 779
915
18
342
10 288
1 083
9 234
1 ( 26
19
S61
10 860
1 143
10 860
1 143
1
20
667
66,7
1,67
3,33
2
40
1 333
133
13,3
13,3
2,5
50
1 670
167
26,.'
20,8
20
3
• 60
2 000
200
45,0
30,0
3,5
70
2 340
234
71,6
40,0
4
80
2 667
267
107
58,3
4*5 ,
*0
3 000
300
152
68,0
ВАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
139
Продол женив
h
в см
b
в см
F
в см2
Ιχ
в см*
В СМ2
IV .
В CM 4
wv
В см3
h
в CM
b
в см
F
В СМ2
Ιχ
в см*
wx
В CM 3
IU .
в см*
wv
В см3
5
100
3 333
333
208
83,3
10
230
10 139
882
1 917
383 .
5,5
110
3 666
366
276
100
11
253
11 153
970
2 551
464
6
120
4 СОС
400
360
120
12
276
12 167
1 058
3 312
552
7
140
4 667
467
572
163
13
299
13 181
1 146
4 211
648
8
160
5 333
533
853
213
14
322
14 195
1 234
5 259
751
8,5
170
5 666
600
1 024
240
15
345
15 209
1 322
6 469
862
Я
180
6 000
too
1 215
270
23
16
368
16 223
1 411
7 851
£81
10
200
6 667
667
1 667
333
17
391
17 237
1 499
9 417
1 107
11
220
7 333
733 -
2 218
403
18
414
Ь 250
1 587
И 178
1 262
20
12
240
8 000
800
2 880
480
19
437
19 264
1 675
13 146
1 384
13
260
8 667
867
3 662
563
20
460
20 278
1 768
15 333
1 533
14
280
9 333
*£33
4 573
653
21
483
21 292
1 851
17 750
1 690
15
300
10 000
1 000
5 625
750
22
506
22 306
1 940
29 409
1 855
16
320
10 667
*1 067
6 827
853
23
529
23 320
2 028
23 820
2 028
17
340
11 333
1 133
8 183
'963
18
360
12 000
•1 200
9 720
1 080
1
24
1 152
96,0
2,Q
4,0C
19
380
12 667
1 267
11 432
1 203
2
48
2 304
192
16,0
16,0
20
400
13 333
1 333
13333
1 333
2,5
з
60
72
2 900
3 456
24)
288
31,5
25’,0
Οβ л
1
21
772
73,5
1,75
3,50
3,5
84
4 050
336
86,0
οο,Ο
50,0
2
42
1 543
147
14,0
14,0
4
96
4 608
384
128
64,0
2,5
52,5
1 930
187
27,6
21,8
4,5
108
5 200
432
182
81,5
3
63
2 315
220
47,2
31,5
5
120
5 760
480
250
100
3,5
73,5
2 700
256
75,5
43,0
5,5
132
6 336
528
332
120
4
84
3 087
294
112
56,0
6
144
6 912
576
432
144
4,5
95
3 480
330
159
71,5
7
168
8 064
672
686
196
5
105
3 859
367
219
87,5
8
192
9216
768
1 021
256
5,5
115,5
4 244
404
290
105
8,5
204
9 792
816
1 227
288
6
126
4 630
441
378
126
9
216
10 368
864
1 458
324
7
147
5 402
514
600
171
24
10
240
11 520
960
2 COO
400
8
168
6 174
588
896
224
11
264
12 672
1 056
2 662
484
8,5
178,5
6 560
624
1 072
252
12
288
13 824
1 152
3 456
576
21
9
189
6 946
661
1 276
283
13
312
14 976
1 248
4 394
676
10
210
7 717
736
1 750
350
14
336
16 128
1 344
5 488
784
11
231
Ч 489
808
2 329
423
15
36)
17 280
1 440
6 750
900
12
252
9 261
882
3 024
504
16
384
18 432
1 536
8 192
1 024
13
273
10 033
955
3 Я45
591
17
408
19 584
*1 632
9 826
1 156
Η
294
10 804
1 029
4 802
686
18
432
20 736
Л 728
11 664
1 296
15
315
11 576
1 102
5 906
787
19
456
21 888
1 s24
13 718
1 444
16
336
12 348
1 176
7 168
896
20
480
23 040
1 920
16 000
1 60.)
17
357
13 120
1 249
8 599
1 Oil
21
504
24 192
2 016
18 522
1 764
18
378
13 891
1 323
10 206
1 134
22
528
25 344
2 112
21 296
1 936
19
399
14 663
1 396
12 003
1 263
23
552
26 496
2 208
24 334
2 116
20
420
15 435
1 470
14 000
1 400
24
576
27 648
2 304
27 648
2 304
21
441
16 207
1 543
16 207
1 543
1
* 25
1 302
104
2,08
4,11
1
22
887
80,7
1,83
3,67
2
50
2 604
208
16,7
16,7
2
44
1 775
161
14,7
14,7
2,5
62,5
3 260
260
32,8
26,0
2,5
55
2 220
201
28,8
22,9
3
75
3 906
312
56,2
37,5
3
66
2 662
242
49,5
33,0
3,5
87,5
4 570
364
89,5
52,0
3,5
77
3 110
282
7У.0
45,0
4
100
5 208
417
133
66,7
4
83
3 549
323
117
58; 7
4,5
115
5 850
470
190
85,0
4,5
99
4 000
364
167
75,0
5
125
6 510
52L
260
104
5
110
4 435
403
229
91,7
5,5
137
7 161
573
345
125
5,5
121
4 880
443
304
110
6
150
7 812
625
450
150
6
132
5 324
484
396
132
7
175
9 115
729
715
204
7
154
6 211
565
629
180
8
200’
10 4 7
833
1 067
267
8
176
7 099
645
939
235
8,5
212,5
11 067
8SS
1 280
300
8,5
187
7 543
685
1 125
264
9
225
11 719
937
1 519
337
22
9
198
7 986
726
1 336
297
25
Ю
250
13021
1 041
2 083
417
ίο
220
8 873
807
1 833
367
η
275
14 323
1 146
2 773
504
11
242
9 761
887
2 440
44 i
І2
300
15 625
1 250
3 eoo
600
12
264
Ю 648
968
3168
528
13
325
16 927
1 354
4 577
704
13
286
П 585
1049
4 028
620
І4
350
18 229
1 458
5 717
817
Η
308
12 422
1 129
5 031
719
15
375
19 531
1 562
7 031
937
15
330
13 310
1 210
6 187
825
16
400
20 833
1 667
8 533
1 067
16
352
14 197
1 291
7 509
039
17
425
22 135
1 771
Ю 235
1 204
17
374
15 * 85
1 371
9 007
1 060
18
450
23 437
1 875
12 150
1 350
18
396
15 972
Λ 452
10 692
1 188
19
475
24 740
1 979
H 290
1 504
19
418
16 859
1 533
12 575
1 324
20
£00
6 042
2 083
16 667
1 667
20
440
17 747
1 613
UG67
1 467
21
525
27 344
2 187
19 294
1 837
21
462
18 <34
1 694
Η 979
1 617
22
550
28 646
2 292
22 183
2 017
22
484
19 521
1 775
19 521
1 775
23
£75
29 948
2 396
25 348
2 204
24
600
31 250
2 500
28 80 '
2 400
1
23
1 014
88,2
1,92
3,83
25
625
32 552
j 2 604
32 550
2 604
2
46
2 028
176
15,3
15,3
2,5
57,5
2 540
220
30,0
24,0
1
26
1 465
113
2,17
4,ЗІ
3
69
3 042
264
51,7
34,5
2
52
2 929
225
17,3
17.3
3,5
ί-0,5
3 5Г0
• 308
75,5
47,0
2,5
65
3 660
282
34,0
27,0
4
92
4 056
353
123
61,3
3
78
4 394
338
58,5
39,0
23
4,5
108
4 580
393
175
78,5
3,5
91
5 150
396
93,0
53,0
5
115
5 070
441
240
95,8
26 .
4
104
5 859
451
139
69,3
5,5
126
5 576
485
218
115
4,5
117
6 600
510
197
88,5
6
13S
6 083
1 529
414
138
5
130
7 323
563
271
108
7
101
7 'Ϊ97
I 617
657
187
5,5
143
8 0'>5
619
36Э
130
8
184
8 U1
705
981
245
6
156
8 788
679
464
156
8,5
195,5
8 618
749
1 178
276
7
182
10 25$
789
743
212
9
207
9 125
1 793
1 397
310
8
203
11 717
901
1 109
277
Я. Я. НИКОЛАЕВ
110
Продожисение
h
Ь
F
Ιχ
WX
h,A
в см
В слс
в слс2
В СЛС 4
В СЛС3
В слс*
В слс3
8,5
221
12 449
957
1 330
312
9
234
13 182
1 014
1 579
; 351
10
260
14 647
1 127
, 2 167
433
11
286
16 111
1 239 I
1 2 884
524
12
312
17 576
1 352 1
1 3 744
634
1В
338
19 041
1 4G5
4 7*0
732
14
364
0 505
1 577
5 945
849
15
890
21 G70
1 Ь90
7 319
975
26
16
416
23 435
1 803
8 875
1 109
17
442
24 899
1 915
10 645
1 253
18
468
26 364
2 028
12 636
1 404
19
494
27 829
2 141
14 8.1
1 564
20
520
29 293
2 253
17 333
1 733
21
546
Зо 758
2 366
29 066
1 911
22
572
32 223
2 479
23 071
2 0)7
23
598
33 687
2 591
-6 362
2 29 і'
24
624
35 152
2 701
29 954
2 708 .
25
650
36 617
2 817
33 854
2 708
26
676
38 081
2 929
38 081
2 929
1
27
1 640
121
2,25
4,5С
2
54
3 280
243
18,0
18,0
2,5
Ь7,5
4 100
303
35,4
28,0
3
81
4 921
364
60,7
40,5
3,5
94,5
5 441
424
96,5
11
4
108
6 561
486
144
72,0
4,5
121,5
7 381
546
205
92,0
5
135
8 201
607
281
112
5,5
148
9 021
668
374
135
6
162
9 841
729
486
162
7
189
11 432
850
772
220
8
216
13 122
972
1 152
288
8,5
229
13 942
1 032
1 380
3'4
9
243
14 762
1 093
1 640
364
10
270
16 402
1 215
2 250
4Г0
о 7
И
297
13 043
1 336
2 995
544
ώ/
12
324
19 683
1 458
3 888
648
13
351
21 323
1 579
4 943
760
14
378
22 963
1 701
6 174
882
* 15
405
24 604
1 822
7 594
1 012
432
26 244
1 944
9 216
1 152
17
459
27 884
2 ( 65
И 054
1 ЗОО
18
486
29 524
2 187
13 122
1 458
19
513 .
31 165
2 308
15 433
1 624-
20
540
32 805
2 430
18 000
1 800
21
567
34 445
2 551
20 837
1 984
22
594
36 085
2 673
23 958
2 178
23
621
37 746
2 794
27 376
2 380
24
648
39 386
2 916
31 004
2 592
25
675
41 026
3 037
35 156
2 812
26
702
42 666
3 159
39 546
3 042
27
729
44 287
3 280
44 287
3 280
1
28
1 829
131
2,33
4,67
2
56
3 659
261
18,7
18,7
2,5
70
4 573
326
36,8
29,2
3
84
5 488
392
63
42
3,5
98
6 402
457
100
56,0
4
112
7 317
523
149
74,7
4,5
126
8 231
588
212
95,5
5
140
9 147
653
292
117
5,5
154
іо 061
718
388
140
6
168
Іо 976
784
504 '
168
7
196
І2 805
915
800
229
28
8
224
14 6^5
1 045
1 195
299
8,5
і 38
15 549
1 ПО
1 460
336
9
252
16 464
1 176
1 701
378
Ю
280
18 293
1 307
2 333
467
11
303
20 123
1 437
3 106
565
12
336
21 952
1 568
4 032
672
13
364
23 781
1 699
5 126
789
н
392
25 611
1 829
6 403
915
15
420
27 440
1 f 60
7 8 5
3 050
16
448
29 269
2 091
9 557
1 185
17
476
31 099
2 221
11 464
1 349
18
504
32 »28
2 352
18 608
1 512
19
532
34 757
2 483
16 004
1 685
20
560
36 >37
2 613
18 667
1867
h
ъ
F
1х
Wx
Ц
Щ,
в слс
в слс
В СЛС2
в слс*
В СЛС3
в слс*
В СЛС3
21
583
38 416
2 744
21 609
2 058
22
616
40 245
2 875
24 845
2 259
23
644
42 075
3 005
28 390
2 469
28
24
Р72
43 Э0'4
3 136
32 256
2 688
25
700
45 7ЯЗ
3 267
36 458
2 917
26
728
47 563
3 S97
41 011
3 155
27
756
49 392
3 528
45 927
3 402
28
784
51 221
3 659
51 221
3 659
1
1
29
2 032
140
2,42
4,8л
1 Q О
2
58
4 065
280
19,3
ОЛ о
2,5
3
72,5
87
5 081
6 097
350
420
38
65,2
о \J9Z
43,5
ко
3,5
101,5
7 113
490
108
ОУ
77 О
4
116
8 130
561
155
• 1,0
OQ г
4,5
130,5
9 146
630
220
00,0
121
5
145
10 162
701
302
145
5,5
159
11 178
771
400
176
.6
174
12 194
841
522
237
7
703
14 227
981
829
309
8
232 1
16 259
1 121
1 237
348
8,5
246,5
17 275
1 191
1 4S0
391
9
261
19 292
1 261
1 762
483
ю
2Р0
70 324
3 402
2 417
585
и
319
22 357
1 542
3 217
696
29
12
348
24 389
1 682
4176
817
13
377
26 421
1 822
5 309
947
14
4Г6
?8 454
1 962
6 631
1087
15
435
30 486
2 102
8 156
1 237
16
464
32 519
2 243
9 899
1 397
17
493
34 551
2 383
11 873
1 566
18
522
36 583
2 523
14 0 4
1 765
19
551
38 616
2 663
16 576
О QQ4
20
5«0
40 648
2 803
19 333
Δ УЗЗ
2 131
21
609
4? 681
2 943
22 381
22
638
44 713
3 084
25 733
ί озу
2 557
23
667
46 746
3 224
29 404
η 7Я ,
24
696
48 778
3 364
33 408
2 <£>4
25
725
50 810
3 504
37 760
3 021
26
754
52 843
3 644
42 476
3 267
27
783
54 875
3 784
47 567
3 523
28
812
56 908
3 925
53 051
3 788
29
841
58 940
4 065
58 940
4' 165
1,
30
2 250
350
2,5
5
2
60
4 500
300
20
20
2 Ц
75
5 650
375
39,4
31.2
з’5
90
6 750
450
67,5
45,0
3 Е
105
7 5 00
525
107
61
4’5
120
9 000
600
160
80
4 с
135
10 150
675
228
102
5’5
150
11 500
750
312
125
5 с
165
12 175
825
415
Ϊ50
6’5
180
13 500
900
540
180
7
2]0
15 750
1 050
857
245
8
240
18 000
1 200
1 280
320
8 >s
255
19 125
1 275
1 530
360
9’^
270
20 250
1 350
1 822
405
10
300
22 500
1 500
2 600
500
И
330
24 750
1 60
3 327
605
12
360
27 ОоО
1 800
4 320
720
. 30
13
390
29 2Г-0
1 950
5 492
845
14
420
31 500
2 100
6 860
„ 980
15
450
33 750
2 250
8 437
1 125
16
480
36 000
2 400
10 240
J 280
17
510
38 250
2 550
12 283
} 445
18
540
40 500
2 700
14 580
1 е?о
19
570
42 750
2 850
17 148
Jf 05
20
600
45 ОСО
Зооо
20 000
2 соо
21
630
47 250
3 150
28 153
2 205
22
660
49 500
3 800
26 620
2 420
23
690
51 7:0
8 450
-4)418
2 045
24
720
54 000
3 600
34 560
2 880
25
750
56 250
3 7 0
89 063
3 125
26
780
59 500
3 900
43 940
3 380
27
810
( 0 750
4 050
49 208
3 045
28
840
63 ООО
4 200
54 880
3 920
2»
870
65 750
4 350
1 60 973
4 205
30
900
67 500
4 500
67 500
4 500
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
Μ
для бревна d = 24 см имеем:
I = 15 593 см4
(табл. 10); сечение выбрано правильно.
Таблица 15
Валки прямоугольного сечения. Наименьшие вначения
i a — для расчета по жесткости
Λ
/
Допускаемые напряжения в к г/см2
I
110
100
90
80
70
1
200
20,8
22,8
25,4
28,5
32,6
1
250
16,7
18,3
20,4
22,8
26,2
1
300
13,8
15,2
16,9
19,0
21,6
1
~350Г
11,8
13,0
14,5
16,2
18,6
1
400
10,4
11,4
12,7
14,3
16,3
Промер 4. Требуется рассчитать перекрытие
из бревен d = 22 смг окантованных на четыре
канта под нагрузку q = д + р = 120 + 75 =
= 195 кг/м2; пролет в свету 10 = 6,50 м\ [rcw] =
= 100 кг/см2; f = ^5 ^
Решение. По табл. 1 при заданных [пи] и j
находим: і = 19,7;
в данном примере -j = = 29,6 > £,
следовательно расчет производим по жесткости.
По табл. 10 для d = 22 см I = 8 902 см4. По фор¬
муле:
1 = 0,30 qcl0*
находим:
I 8 902 (\ кп
С ~ 0,3gZ3 — о.З · 195 · 6,53 “ U,D' М'
Балки следует ставить не реже, чем через
57 см.
4. Расчет балок из брусьев и досок
1) Вспомогательные таблицы
В табл. 15 даны в зависимости от допускае¬
мого напряжения наименьшие значения отноше¬
ния і = -γ пролета в свету 10 к высоте бруса
h, при которых расчет ведется по жесткости.
Необходимый момент инерции I сечения бруса
определяется по формулам, данным в табл. 4.
В той же. табл. 4 приведены формулы для
определения необходимого момента сопротивле¬
ния сечения для случаев, когда < і.
Подбор сечения балок производится по табл.
14, где даны площади, моменты инерции и мо¬
менты сопротивлений сечений прямоугольных
брусьев и досок применительно к ОСТ 7099.
Для определения размеров балок междуэтаж¬
ных и чердачных перекрытий по заданным
пролету, нагрузке (без собственного веса балок),
нал ряжению и прогибу ниже помещены универ¬
сальные табл. 16—25 *. ii Составлены в ОТИС Промстройпроекта инж. В. А.
Замараевым.
Для экономического сравнения выбранных сѳ-
че ний балок дана табл. 26.
Таблицы составлены для однопролетных сво¬
бодно опертых балок с допускаемым напряже¬
нием Ом] = 100 кг/см2, Е = ІО5 кг /см2, при рас¬
четной нагрузке от 50 до 650 кг/м балки.
Для других допускаемых напряжений и модуля
упругости пользованию таблицами должно пред¬
шествовать приведение действительной нагрузки
к эквивалентной, умноженной на соответству¬
ющие коэфициенты приведения.
Допускаемые полезные расчетные нагрузки
определены для двух случаев:
1) при расчете по напряжению]
„ _ 8 М W ,
— J2 »
2) при расчете по прогибу:
384 · ЕІ f
5Z3 I *
Значения qx указаны в левой вертикальной
графе пролетов, значения q2 — в правой графе
(табл. 18—25). В тех случаях, когда проверка
по прогибу излишня, в таблицах приведены
только значения q1.
Таблицы составлены для относительных про¬
гибов
j_ i_ J_ J_ J_
l ~ 250 1 300 1 350 И 400
и охватывают 54 различных поперечных сечения
балок. В тех случаях, когда это явится эконо¬
мически целесообразным (табл. 26), указанные
в таблицах поперечные сечения следует делать
составными по ширине из двух досок той же вы¬
соты, скрепленных между собой гвоздями.
Табл. 16 и 17 дают значение погонной нагрузки
на балки в зависимости от расстояния между
ними и от нагрузки на 1 м2 перекрытия. Если
[дм] ф 100 кг/см2 и Е ф 100 000 кг/см2, для
пользования табл. 18—25 следует предваритель¬
но определить два коэфициента приведения на-
„ч i 100
грузки: 1) по напряжению км = —- для расчета
по прочности и 2) по модулю kf = —Е— для
расчета на прогиб. Расчетная нагрузка q в
кг/м2 и расстояние между балками с умножа¬
ются на эти коэфициенты, после чего подбор
сечения производится по найденным приведен¬
ным погонным нагрузкам обычным порядком.
Для [пи] = 110 кг /см2 и Е — 110 000 кг/см2
приведенные погонные нагрузки могут быть
взяты из табл. 17.
Для расчета по табл. 18—25 неразрезных
балок необходимо предварительно определять
эквивалентные нагрузки по моменту М на вто¬
рой опоре и по прогибу /шах в крайнем пролете
для приведения неразрезных балок к однопро¬
летным. Эквивалентные нагрузки для нераз¬
резных равнопролетных балок могут быть опре¬
делены с помощью графиков 2 и 3.
Пример 5. Требуется подобрать сечения одно¬
пролетных балок пролетом I = 5,0 м при рас¬
стоянии между ними с = 0,40 м. Дано: вес 1 м2
перекрытия без веса балок д = 170 кг/м2; вре¬
менная нагруэка р = 250 кг/м2\ допускаемое
напряжение [пи\ = 100 кг/см2\ пиломатериал
полусухой (Е = 100 000 кг/см2)\ относительный
прогиб 4=2^.
Расчетная нагрузка q = д + р = 420 кг/м*
ш
Π. П. НИКОЛАЕВ
По табл. 16 для [ηω] = 100 кг/см2, q = 420
кг/м2 и Е = 100 000 кг/см2 при с = 0,40 м на¬
ходим q — 168 кг/пог. м.
Согласно ТУ и Н при подборе размеров се¬
чений частей конструкций допускается превы¬
шение напряжений не более чем на 5%.
По табл. 19 для -у- = отыскиваем (идя
сверху вниз) в вертикальной графе пролета
I = 5,00 м несколько строк, в которых обе
нагрузки не меньше 168 · 0,95 = 160 кг/пог. м
(что соответствует допускаемому перенапряже¬
нию на 5%). Выписываем сечения 6 х 24 см,
8 X 22 см, 12 X 20 см. Из найденных таким
образом сечений балок выбирается наиболее
удовлетворяющее конструктивным и экономиче¬
ским требованиям.
Пример в. Требуется подобрать сечения одно¬
пролетных балок пролетом / = 4,50 м при
с = 0,60 м. Дано:
д = 220 кг/м2, р = 250 кг/м2,
~ΐ = 250 * £п«] = ^ кг/см,
Е = 110 000 кг/см2 и с = 0,60 м;
q = д + Р = 220 + 250 = 470 кг/м2.
Приведенная погонная нагрузка:
по напряжению:
470 · 100 Л с ОСг. ,
qM = —gQ— . 0,6 = 350 кг/пог. м;
Таблица 16
Погонные нагрузки на балки в кг/м в зависимости от
рассюяния между ними и нагрузки на 1 м2 перекрытия
нри Іпи] = 100 кг/см2 и Е « 10» кг/см2
\с
см
в
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
150
60
76
90
105
1*0
135
160
67
80
96
112
128
144
170
68
85
102
119
136
153
180
72
90
108
126
144
162
190
76
95
114
133
152
171
200
80
100
120
140
160
180
210
84
105
126
147
168
189
220
88
110
132
154
176
198
230
92
115
138
161
184
207
240
96
120
144
168
192
‘216
260
100
125
150
175
2(0
225
260
104
130
156
182
208
234
270
108
135
162
189
216
143
280
112
140
168
196
224
252
290
116
14^
174
203
232
261
300
120
150
180
210
240
270
310
124
155
186
217
248
279
320
128
160
192
224
256
288
330
132
165
198
231
264
297
340
136
170
•204
238
272
306
350
140
175
210
245
2л0
315
360
144
180
216
252
288
324
370
148
185
222
259
296
333
380
152
190
228
266
304
342
390
156
195
234
273
312
351
400
160
200
240
280
320
360
420
1(8
210
252
294
336
378
440
176
220
2< 4
308
352
396
460
184
230
‘с 76
322
368
414
480
192
240
288
836
384
432
500
200
250
300
35J
400
460
525
210
262
315
367
420
472
550
220
275
330
385
440
475
575
230
287
345
40 і
46)
517
600
240
300
360
420
480
540
625
250
312
375
437
500
562
650
260
325
390
455
520
585
по прогибу:
Л _ 470 · 100 000
Q.f ШГооо · 0,6 = 256 кг/пог. м.
По табл. 19 для -у- = і отыскиваем в графе
пролета ί = 4,50 м несколько строк, в кото¬
рых левая цифра не меньше 352 · 0,95 = 334 кг/м,
а правая — не меньше 256 · 0,95 = 243 кг/м.
Сечениями, удовлетворяющими найденному ус¬
ловию, являются 8 X 26 см\ 9 X 25 см\ 10 χ
X 24 см; 12 X 22 см.
Наиболее экономичным из этих сечений согласно
табл. 26 является сечение 8 х 26 см.
Пример 7. Требуется подобрать сечение пяти¬
пролетной неразрезной балки по данным гши-
мера 1.
Имеем q = 258 кг/м и q^ = 188 кг/м2.
Далее подбор сечения производится так же,
как и для простой балки:
0,95^ = 245 кг/м;
0,95qf = 179 кг/м.
Сечениями, удовлетворяющими условиям, яв¬
ляются 9 X 26 см; 10 X 25 см; 13 X 22 см.
По условиям неразрезности балка конструк¬
тивно должна составляться из двух досок. Наи¬
более экономичным из найденных сечений со¬
гласно табл. 26 будет сечение из двух досок
4,5 X 26 см.
Таблица 17
Приведенные погонные нагрузки на балки в кг/м для
[пи] = 110 кг/см2 и Е = ПО 000 кг/см2
\С
д\в см
в г.г/лі2\^
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
150
55
67
82
96
109
123
160
58
73
87
102
116
131
170
62
77
92
108
124
139
180
65
82
18
115
131
147
190
69
86
104
121
138
156
200
73
91
109
127
145
164
210
77
96
114
134
153
•172
220
80
100
120
140
160
180
230
84
105
125
146
167
188
240
87
109
131
153
175
196
250
91
114
136
159
182
205
260
05
118
142
165
189
213
270
98
123
147
172
196
221
280
102
127
153
178
204
229
290
105
132
158
185
211
237
300
109
136
164
191
218
245
ЗЮ
ИЗ
141
169
197
225
253
320
116
145
174
204
233
262
330
120
150
180
210
240
270
340
124
154
185
216
248
278
350
127
159
191
223
254
286
360
131
164
196
229
262
294
370
135
168
202
237
269
303
380
138
173
207
242
276
313
390
142
177
213
248
284
319
400
145
182
218
254
291
3*7
420
153
191
229
267
306
344
440
160
200
240
280
320
360
460
167
209
251
293
334
376
480
174
218
262
305
349
39 і
500
182
227
273
318
364
409
525
ІУІ
238
286
334
382
430
550
2(0
250
300
350
400
45 0
575
209
261
314
366
418
470
600
218
273
327
382
436
490
625
227
284
341
391
455
511
650
236
296
354
414
472
531
Допускаемые погонпые нагрузки (без собственного веса балок) [пм]=> 100 кгісм2, Е=>105 κβ/cjn2 и
/ и 1
I “ 250
Таблица 18
2,50
2,60
2,80
3,00
3,20
3,40
188
174
150
130
114
109
99
90
94
215
198
171
148
130
124
114
102
108
239
221
190
165
145
128
120
272
252
216
183
165
145
137
307
281
244
212
186
164
155
341
314
271
235
206
182
171
379
350
301
262
230
203
191
409
377
325
282
247
218
206
4ѵ0
388
334
290
254
224
211
505
466
401
349
306
270
254
510
471
405
352
309
273
257
589
544
468 -
407
357
315
297
607
561
483
420
368
325
306
613
565
487
423
381
328
309
673
621
535
465
407
360
339
662
568
494
434
383
361
673
580
503
442
391
368
700
603
к 523
459
405
382
732
630
^547
481
435
400
755
649
563
495
436
411
669
58)
510
450
424
676
587
516
456
4 Ό
681
591
520
459
432
731
634
556
491
464
734
637
560
495
466
673
590
521
491
691
606
536
505
697
612
541
510
705
619
546
514
730
641
566
535
663
586
553
Гбт
586
552
694
613
577
721
6 :>6
599
651
614
656
617
688
649
666
!
■
669
3,50
3,5x16
4x16
3,5x18
4X18
4,5χ18
5X13
4,5x20
6x13
5X20
6Х20
5X22
7x20
5x24
6 X 22
8χ20
7χ22
6x24
9χ20
6x25
8χ22
10χ20
7X24
6x26
9x22
7x25
8x24
7X26
12X20
10x22
1 Х25
SX24
13X20
8x26
9 X '5
'0X24
12X22
9X26
10х2р
13X22
И X2G
14X22
12X24
13X24
12X25
16X22
14X24
12X26
13X25
14X25
13X26
16X24
14X26
16X25
16X26
В левой вертикальной графе пролета даны нагрузки по напряжениям, в правой—по прогибу
3,60
3,80
4,00
4,20
82
88
75
79
64
71
54
64
45
94
102
86
91
72
82
61
74
33
119
114
109
102
92
92
78
83
68
135
129
124
116
105
101
89
94
77
151
146
140
131
118
118
101
106
87
169
162
155
145
131
130
111
117
96
180
161
145
139
131
119
203
194
186
174
157
156
134
141
115
200
179
361
154
145
132
240
215
193
185
174
159
243
217
196
177
280
251
226
216
204
186
289
259
233
211
292
261
235
213
321
287
258
247
233
212
342
ЗС6
275
248
348
312
280
254
861
323
290
278
262
239
378
359
304
275
388
347
312
283
400
359
323
308
292
279
406
364
327
296
409
366
329
298
438
392
352
319
440
394
355
321
465
416
374
338
478
428
385
348
481
430
387
370
350
319
487
435
392
354
505
452
406
368
522
467
420
380
522
467
420
401
379
345
545
489
439
398
567
503
456
413
580
519
467
422
584
522
470
426
613
543
493
447
629
563
506
458
633
565
509
469
682
610
549
497
680
609
548
495
695
623
560
507
675
607
549
667
609
551
696
626
5С6
654
5«8
660
598
659
598
709
642
713
646
676
&
696
2
j
1
! 1
ВАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА 14S
таблица 19
Допускаемые погонные нагрузки (без собственного веса балок) [пиj
100 кг/cjk*, Е
10® кгіем? л-j-
1
250
\ I в м
Ьх/і^Ч
4,40
4,50
4,60
4,80
5,00
5,20
5,40
5,50
5,60
5,80
6,00
3,5χ1β
4X16
3,5χ18
75
58
72
54
69
51
4χ 18
85
66
81
62
78
58
71
F0
4,5χ18
97
75
92
70
88
65
80
56
74
50
5X18
107
82
102
77
97
72
89
62
81
55
75
48
4,5χ20
119
Η3
114
96
109
90
99
78
91
69
84
60
77
54
74
50
6ХІ8
128
99
122
93
117
86
106
75
98
66
90
58
83
51
5X20
132
114
125
107
120
99
110
86
101
76
93
67
85
59
82
55
79
52
6χ20
158
137
151
12 І
144
120
132
104
121
91
111
80
103
71
99
67
95
63
88
56
82
50
5X22
161
153
153
144
146
134
134
117
123
103
113
91
105
81
101
76
97
72
90
64
84
57
7X20
185
160
177
150
169
140
154
121
141
107
130
94
120
83
116
78
111
74
103
65
96
58
5X24
197
184
188
175
160
160
152
147
135
135
119
125
105
3 20
99
115
94
107
84
100
75
6χ22
193
184
173
176
161
161
140
148
124
136
109
126
97
121
91
117
86
108
77
101
69
8X20
211
183
202
171
193
169
170
138
162
122
149
107
137
95
132
89
127
84
118
75
109
67
7x22
226
215
215
202
206
189
188
164
173
145
159
127
147
113
142
106
136
101
126
90
118
80
6X24
231
206
220
210
192
183
176
162
162
143
150
127
145
119
139
113
129
101
120
90
9x20
238
227
193
217
180
191
156
182
137
168
121
155
107
149
101
143
95
133
84
123
75
6X*5
251
245
2/3
219
209
192
184
177
162
164
144
158
136
152
129
141
115
131
103
8x22
257
245
230
234
215
214
186
196
164
181
145
167
128
161
121
155
114
143
102
133
91
10χ20
265
229
253
213
241
200
221
173
202
151
186
134
172
119
165
112
159
106
147
91
137
84
7x24
269
257
245
224
214
206
189
1·Ό
167
175
148
169
140
162
132
151
118
140
106
6χ26
271
276
258
259
247
226
207
191
183
176
162
370
153
164
145
153
129
141
1.6
9χ22
289
276
264
242
241
210
221
185
204
163
183
145
381
J36
174
129
161
115
150
1C2
7X25
292
278
260
243
223
214
206
189
190
168
183
158
176
150
163
133
152
119
8X24
;.08
294
281
257
245
236
216
217
191
201
170
193
160
189
351
172
135
161
J21
7χ26
311
275
302
257
289
264
243
224
214
207
190
199
179
191
170
177
151
165
136
12x20
318
303
290
240
265
208
243
184
224
161
207
143
199
134
191
127
177
113
165
101
10x22
322
307
307
288
293
269
268
233
246
206
227
182
209
161
202
152
194
143
18)
128
167
114
8X25
335
319
306
279
257
246
237
217
219
193
211
182
203
172
188
151
175
138
9X24
346
298
380
279
316
288
275
264
243
244
214
225
190
217
179
208
170
193
151
180
135
13X20
345
329
314
260
287
226
263
199
243
175
224
155
216
146
207
138
192
122
179
109
8X26
367
345
331
302
277
256
245
236
218
228
205
219
194
203
173
189
155
9X25
376
358
342
313
288
276
265
244
243
217
236
204
227
193
211
173
196
155
10x24
384
369
366
346
350
320
305
294
270
271
2J8
250
212
241
199
234
189
215
168
201
151
12 χ 22
386
369
352
323
322
281
296
248
273
218
252
194
242
182
233
172
216
154
201
137
9X26
407
387
371
339
311
287
275
264
244
255
230
246
218
228
195
213
174
‘ 10X25
417
399
397
374
380
347
319
306
294
270
272
240
262
226
252
214
233
191
218
171
13X22
418
399
381
349
343
303
320
267
295
236
272
210
262
197
252
186
233
166
217
148
10X26
452
429
431
403
412
377
346
320
305
295
272
284
256
274
242
254
217
237
194
14X22
450
430
411
376-
375
326
345
288
317
254
293
225
282
212
271
201
251
179
234
159
12X24
461
439
420
384
366
353
324
325
286
300
254
289
239
278
226-
258
202
240
180
13X24
499
476
455
416
397
382
351
352
310
325
275
313
259
301
245
280
219
261
196
12X25
601
491
478
461
457
418
384
368
354
325
■327
289
313
272
303
258
2Я1
230
262
206
1' X 22
515
491
469
430
429
314
394
330
363
291
355
258
323
243
310
230
288
205
268
183
14X24
538
513
492
449
428
412
378
330
334
351
297
338
279
325
264
301
236
281
211
12X26
544
518
495
453
416
3S6
366
354
326
341
307
328
291
304
260
284
284
13X25
543
511
496
452
415
398
383
351
354
236
341
294
328
278
304
249
283
223
14χ:5
583
556
532
488
448
429
413
379
381
337
367
317
353
ΓΟΟ
327
268
305
240
13X26
587
560
536
490
450
415
396
334
352
369
332
355
314
329
281
307
252
16X24
614
585
560
512
4S9
471
432
434
381
40J
339
386
319
371
302
344
269
321
241
14X26
634
605
5.8
527
485
447
427
413
380
398
358
383
339
355
303
33 L
271
16X25
668
637
609
557
511
490
471
432
435
.384
419
362
403
343
374
306
349
274
16X26
659
603
544
510
488
471
434
454
410
437
387
405
346
378
310
Деревянные конструкции
1
300
Таблица 20
Допускаемые погонные нагрузки (без собственного веса балок) [nM] => 100 кг/слгз, Е
105 f&jCM?
l в м
δ/ιχ^ν
2,50
2,60
2,80
3,00
3,20
3,40
3,50
3,60
3,80
4,00
4,20
3,5x16
188
174
171
150
136
130
110
114
90
99
75
94
68
88
62
79
53
71
64
4χ16
215
198
195
171
155
■ 148
125
130
103
114
85
108
77
102
71
91
60
82
Б0
74
3,5χ 18
239
221
190
165
158
145
130
128
108
120
98
114
90
102
76
92
65
83
56
4χ18
272
252
216
188
180
165
148
145
122
137
112
129
102
116
87
104
74
94
63
4,5χ18
307
284
244
212
203
186
167
164
138
155
127
146
116
131
98
118
84
106
72
5χ18
341
314
271
235
225
21-6
185
182
153
171
140
162
128
145
108
130
92
117
79
4,5 X 20
379
350
301
262
230
203
190
191
174
180
159
161
135
145
115
131
99
6χ18
409
377
325
282
270
247
222
218
182
206
163
194
154
174
130
156
ПО
141
95
δχ 20
420
388
334
290
254
224
211
211
193
200
177
179
149
161
127
145
109
®Χ 20
505
466
401
349
303
270
253
254
232
240
212
. 215
179
193
153
174
131
5X23
510
471
405
352
30 Э
273
257
243
237
217
201
196
171
177
147
7χ20
589
544
468
407
357
315
296
297
270
280
248
251
211
226
178
204
153
5x24
607
561
483
420
363
325
306
289
259
233
223
211
192
0χ 22
6 ■ 3
565
487
423
381
3^8
309
292
285
261
241
235
206
213
177
8χ20
673
621
535
465
407
360
338
339
309
321
283
287
240
258
204
233
175
7χ22
667
568
484
434
383
361
342
332
306
282
275
240
248
207
6χ24
673
580
503
442
391
368
348
812
230
268
254
231
9x20
700
603
523
459
405
380
382
348 .
361
319
323
210
290
230
262
197
6χ25
732
630
547
481
435
400
378
339
304
275
262
8χ22
755
649
563
495
436
411
388
379
347
321
312
274
283
235
10χ20
669
580
510
450
423
424
387
400
354
359
300
323
255
292
219
7X24
676
587
516
456
430
406
364
327
313
296
270
6χ26
681
591
520
459
' 432
409
366
329
298
295
9χ22
731
634
556
491
464
438
426
392
361
352
308
319
265
7x25
734
' 637
560
405
466
440
394
355
321
305
8χ24
671
590
521
491
465
416
374
358
333
309
7χ26
691
606
536
505
478
423
385
348
344
12x20
697
612
541
507
510
464
481
425
430
360
387
307
350
263
10X22
705
619
546
•
514
487
474
435
402
392
341
354
295
8χ25
730
641
566
535
505
452
406
368
350
*Χ24
663
586
553
522
467
420
403
390
346
13χ20
665
586
550
552
503
522
461
467
391
420
332
379
286
8χ26
694
613
577
545
489
439
398
394
9χ26
721
636
589
567
508
456
413
393
10χ 24
651
614
580
519
467
447
422
385
Ι2χ22
636
617
534
569
522
482
470
411
426
354
9χ -6
688
649
613
548
493
447
443
10χ25
666
629
563
506
458
436
Ι3χ22
669
633
616
565
522
509
445
460
383
10x26
682
610
549
497
492
Ι4χ22
6 S0
663
609
562
548
479
495
412
Ι2χ24
695
623
560
536
507
462
Ι3χ24
675
607
581
549
501
12χ25
667
609
551
524
16X23
758
696
643
626
548
566
472
14X24
654
626
598
539
12X26
660
598
590
13X25
659
598
567
14X25
709
642
611
13X26
718
646
639
16X24
*715
676
616
14X26
696
689
16X25
698
16X26
787
В левой вертикальной графе пролета даны нагрузки по напряжениям, в правой—по прогибу
Ьі
'■з
о
0
1
δ
δ
I
145
Таблица 21
Допускаемые погонные нагрузки (без собственного веса балок) [пи] = ICO кг/слі3, Е = 105 кг/слі2 и -у =
1в м
4.40
4.50
4.60
4,80
5,00
5,20 '
5,40
5,50
5,60
5,80
6,00
bxh\
3,5χ16
4X16
3,5x18
75
72
69
71
4χ ,8
85
54
81
78
74
4,5 X 18
97
62
92
58
88
54
80
75
5χ 18
107
68
102
63
97
59
89
51
81
50
77
4,5χ20
119
85
114
80
109
74
99
64
91
57
84
74
6χ 18
128
81
122
76
117
71
106
61
98
54
90
55
83
5χ20
132
94
1*6
88
120
82
110
71
101
62
93
85
82
54 *
79
88
82
6χ,0
158
113
151
106
144
98
132
85
121
75
111
66
103
58
99
95
59
52
5 X 22
161
127
153
119
146
111
ІІ4
96
i 23
85
113
75
105
66
101
62
97
90
84
7χ20
185
132
177
124
Ю9
115
154
100
141
88
130
77
120
67
116
64
111
60
103
53
90
61
5χ 4
192
166
183
155
175
145
160
126
147
111
135
98
125
81
120
81
115
77
107
69
100
6χ22
191
152
184
143
176
133
161
116
148
102
136
90
126
80
121
75
117
71
1 8
63
101
56
8χ20
211
151
202
141
193
131
1,6
114
162
100
149
89
137
7>
132
73
127
69
118
61
109
54
7 X 22
226
178
215
157
106
156
188
135
173
119
159
105
147
93
142
87
136
83
126
74
118
6)
6X24
231
199
220
187
210
174
192
151
176
134
162
118
150
105
145
98
139
93
129
83
120
74
9 χ20
238
170
227
159
217
US
193
1-8
182
1,3
168
9Θ
155
88
U9
82
143
76
133
69
123
61
6XJ5
251
2.6
239
212
229
98
209
172
192
152
177
134
164
119
153
112
152
106
141
95
131
84
8χ22
257
203
245
190
234
177
214
154
196
136
181
119
167
106
161
99
155
94
143
83
133
74
10χ0
265
189
253
177
241
165
2*1
143
202
1'6
186
НО
172
98
1G6
93
159
86 .j
147
77
137
68
7X24
269
233
257
218
245
2υ3
224
177
*06
156
190
138
175
122
169
115
162
w
151
97
140
86
6x26
271
254
258
239
247
222
226
193
207
171
191
151
376
134
170
126
164
119
153
106
141
95
9χ22
289
228
276
214
264
199
241
173
221
153
204
134
188
119
181
112
174
103
161
96
150
83
7χ25
29 ί
263
278
247
266
230
243
200
223
177
206
156
190
138
183
130
176
123
163
110
152
98
8x24
308
266
2Я4
250
281
233
257
302
236
179
217
158
2U1
І40
193
132
186
124
172
111
161
99
7x26
317
297
302
279
289
260
264
*26
243
200
224
177
207
157
199
147
191
140
177
125
165
111
12x20
3 i 8
227
303
213
290
198
265
171
243
151
224
131
207
117
199
110
191
104
177
92
165
82
10χ22
322
254
307
238
293
224
268
192
246
170
227
150
209
133
202
124
194
1)8
180
105
167
93
8χ25
335
302
319
284
306
265
270
2:;0
257
*04
237
IfeO
219
160
211
150
203
142
188
127
175
113
9χ24
346
299
330
280
316
261
288
227
264
201
244
177
*25
157
217
147
208
139
193
124
180
111
13χ .0
345
246
329
230
314
214
287
186
263
164
243
144
224
127
216
119
207
112
192
КЮ
179
88
8x26
362
340
345
319
331
298
302
259
277
229
256
202
236
180
228
169
219
160
203
143
189
128
9X25
376
339
358
318
342
297
313
258
282
226
265
201
245
179
236
168
227
159
211
142
196
127
10χ24
384
332
366
311
350
290
320
252
294
223
271
197
250
174
241
164
234
155
215
138
201
123
12X22
386
305
369
286
352
267
322
231
*96
204
273
180
252
159
242
150
*33
141
216
126
201
112
9χ*6
407
382
387
359
371
334
339
291
311
257
287
227
264
202
255
189
246
179
228
160
213
143
10χ25
417
376
397
353
380
329
347
286
319
253
294
223
272
198
262
186
252
176
233
157
218
140
13X22
418
530
399
309
381
288
348
250
320
221
295
194
272
172
262
160
252
152
233
135
217
120
10x26
452
425
431
399
412
372
377
323
346
286
320
253
295
224
284
211
274
200
254
178
*37
159
14x22
450
355
430
333
411
310
375
269
345
238
317
209
293
185
282
174
271
164
251
146
234
130
12χ24
461
398
439
374
420
348
384
303
353
267
325
236
300
209
289
196
273-
186
253
166
240
148
13X24
499
432
476
405
455
378
416
3-'8
382
290
352
256
325
227
313
213
301
202
281
180
26 L
160
12X25
501
452
478
424
457
396
418
344
384
304
354
268
327
238
315
224
308
212
281
189
262
169
16X22
515
406
491
381
469
355
429
309
394
272
363
239
335
212
323
199
310
188
288
1G7
268
149
14X24
538
465
513
437
492
407
449
354
412
313
380
276
351
245
338
230
325
217
301
194
281
173
12X26
544
509
518
478
495
446
453
398
416
343
386
303
354
269
341
253
328
239
304
214
284
191
18X25
543
489
517
459
496
425
452
372
415
329
383
290
354
258
341
242
328
229
304
204
283
182
14X25
583
527
556
498
532
461
486
401
448
355
413
313
381
278
4 367
261
353
247
327
210
305
197
13x26
582
551
560
518
536
483
490
420
450
371
415
328
384
*91
869
273
355
259
329
231
307
206
16X24
614
533
585
499
560
465
512
404
471
357
434
314
400
279
386
262
371
248
344
221
321
197
*4X26
634
594
605
558
578
520
527
452
"485
400
447
353
418
314
398
295
383
279
355
249
331
223
16X25
668
602
637
565
609
527
557
458
511
405
471
351
435
317
419
298
403
282
374
252
S49
224
16X26
-
679
637
659
594
603
517
554
453
510
404
411
359
454 1
337
437
319
405
285
378
254
. НИКОЛАЕВ
Допускаемые погонные погрузки (без собственного веса балок) [ntt] = K0 яг/слі-
Е =. 105 ??г/слі2 и
І 1
I 350
Таблица 22 \
N. 1 В Л
ьхн
2,50
2,60
2,80
\
3,00
3,20
3,40
3,50
3,60
3,80
4,00
4,20
3,5x16
188
164
174
146
150
116
130
94
114
• 77
99
64
94
53
88
53
79
71
64
4x16
215
188
198
166
171
133
148
107
130
87
114
72
108
66
102
60
91
51
82
74
3,5χ18
239
236
221
209
190
167
165
135
145
101
128
92
120
84
114
77
102
65
92
65
83
4x18
272
269
252
2Б9
216
191
188
154
165
126
145
104
137
95
129
87
116
74
104
63
94
54
4,5x18
307
303
284
269
244
215
212
174
186
142
164
118
155
108
146
99
131
83
118
71
1(6
61
6x18
341
336
314
298
271
238
235
192
206
158
182
130
171
119
162
109
145
92
130
78
117
67
4,5x20
379
350
301
295
262
239
230
196
203
162
191
148
180
136
m
115
145
98
131
84
6x18
409
403
377
858
325
286
282
231
247
189
218
157
206
143
194
131
174
ПО
156
94
141
80
5x20
420
383
334
328
290
265
254
217
224
180
211
164
200
150
179
127
161
108
145
93
6χ20
505
466
401
393
240
218
806
261
270
210
254
198
240
181
215
153
193
130
174
112
6X22
510
471
405
352
309
291
273
241
257
221
243
202
217
171
196
146
177
126
7χ20
589
544
468
459
407
371
357
304
315
252
297
231
280
211
251
178
226
152
204
130
5x24
607
561
483
420
368
325
314
306
287
289
263
259
223
233
190
211
164
6x22
613
565
487
423
381
349
328
290
309
265
292
243
261
206
235
175
213
151
8χ20
673
621
535
525
465
424
407
348
360
288
339
264
321
241
287
204
258
174
233
149
7x22
662
568
494
434
407
383
338
361
310
342
283
306
240
275
205
248
176
6x24
673
580
503
442
391
377
368
346
348
316
312
268
280
229
251
197
9χ20
700
603
590
523
477
459
391
405
325
382
297
361
272
323
230
290
296
262
168
6x25
732
630
547
481
435
40 )
392
378
359
839
304
304
260
275
224
8χ22
755
649
563
495
465
436
386
411
353
383
321
347
274
312
233
283
200
10x20
669
656
580
530
510
435
450
361
424
330
400
302
359
255
323
217
292
187
7X24
676
587
516
45'1
441
430
403
406
369
364
313
і 27
267
296
230
6χ26
681
591
520
459
432
409
403
366
342
329
292
298
252
9χ22
731
634
556
523
491
434
'464
397
438
364
392
308
352
263
319
226
9X25
734
637
560
495
466
456
440
418
394
354
355
302
321
260
8x24
671
590
52 і
505
491
461
465
423
416
358
374
306
338
263
7x26
69 L
606
536
505
478
471
428
400
385
342
348
294
12x20
787
697
636
612
522
541
433
510
397
481
362
430
303
387
261
350
224
10χ22
705
619
582
54 6
483
514
441
487
404
435
342
392
292
354
251
8x25
730
641
566
535
523
505
479
452
4С6
4С6
347
368
299
9х 74
663
5S6
566
553
518
522
475
467
402
420
343
380
295
13x20
853
690
665
566
586
469
552
429
522
393
467
332
420
283
379
243
8x26
694
613
577
545
538
489
457
439
390
398
336
9 X 25
721
636
599
587
567
538
508
456
456
389
413
335
10x24
651
529
614
576
580
528
519
447
467
38 2
422
328
13 X 22
698
656
580
617
531
584
486 ·
522
411
470
351
426
302
9χ26
688
649
613
606
548
513
493
439
447
378
10x25
666
652
629
597
563
506
5С6
432
458
372 .
13χ2 2
756
627
669
574
633
525
565
445
509
379
460
326
10x26
682
673
610
571
54 9
486
497
418
14x22
676
618
6S0
566
609
479
543
403
495
351
12x24
691
695
6'13
623
536
560
457
507
394
13x24
686
675
581
607
496
549
427
12x25
717
657
608
609
519
551
447
16x22
707
647
696
543
626
467
566
402
14x24
739
626
64
534
593
460
12x26
635
660
585
598
504
13x25
657
659
562
598
4С4
14X25
709
709
605
642
521
13X26
741
713
633
646
545
16x24
715
6Ю
676
525
14X26
682
696
5S8
16X25
692
596
16X26
672
В левой вертикальной графе пролета даны нагрузки по напряжениям, в правой — по прогибам.
Ьа
£
§
О
0
н
tq
1
δ
ba
147
Таблица 23
допускаемые погонпыо нагрузки (без собственного веса балок) [nM] « 100 м#/сл»2, Е = 105 wa/слі2 и
N. I В Л(
Ь X ЛЧ
4,40
4,50
4,60
4,80
6,00
5,20
5,40
5,50
5,60
5,80
6,00
3,5χ16
4x16
3,5x18
75
72
69
4ХІ8
85
81
78
71
4,5x18
97
52
92
88
80
74
5x18
107
57
102
54
97
89
81
75
4,5χ20
119
72
114
67
109
63
99
54
91
84
77
74
6x18
128
69
122
64
117
60
106
52
93
90
83
5x20
132
80
126
74
120
69
110
60
101
53
93
85
82
79
6Χ-Ό
158
96
Ш
89
144
83
132
72
121
62
ш
55
103
99
95
88
82
5X22
161
108
153
101
146
94
134
82
123
72
113
63
105
56
101
53
97
90
84
7x20
185
112
177
105
169
97
154
84
141
74
130
65
120
57
116
54
111
103
96
5x*i4
192
141
183
132
175
123
160
107
147
94
135
83
125
73
120
69
115
65
107
58
100
51
6X12
193
130
184
121
176
113
161
98
148
87
136
76
126
67
121
63
117
60
103
63
101
8χΣ0
211
128
2ι>2
12Э
193
111
176
96
162
85
149
74
137
65
132
61
127
58
118
51
109
7χ22
226
151
215
142
206
132
188
115
173
101
159
89
147
78
142
74
136
70
126
62
118
55
6X24
231
169
220
159
210
148
192
128
176
114
162
100
150
88
145
83
139
79
129
70
120
62
9X20
238
144
227
135
2-17
125
195 .
108
182
96
168
84
155
73
149
69
143
65
133
58
3 23
51
6X25
251
192
239
180
229
168
209
146
192
129
177
114
164
101
158
95
152
90
141
80
131
71
8X22
257
172
245
161
234
150
214
130
196
115
181
101
167
89
161
84
155
79
143
70
133
62
10X20
265
160
253
150
241
140
221
121
202
106
186
93
172
82
166
77
159
72
147
64
137
57
7X24
269
198
257
185
245
173
224
150
206
133
190
117
175
103
169
98
162
92
151
82
140
73
6X26
271
216
258
203
247
189
226
164
207
146
191
128
176
113
170 .
107
164
301
153
90
141
80
9X22
289
194
276
182
264
169
241
147
221
129
204
113
188
100
181
94
174
89
161
79
150
70
7X25
292
224
278
210
260
196
243
170
223
150
206
132
190
117
183
110
176
104
163
93
152
82
8X24
308
226
294
212
281
191
257
172
236
152
217
134
201
118
193
112
186
105
172
94
161
83
7X26
317
253
302
238
289
222
264
192
243
170
224
150
207
133
199
125
191
118
177
106
165
94
12X20
318
192
303
180
290
138
265
145
243
128
224
112
207
98
199
93
191
87
177
77
165
68
10X22
322
216
307
202
293
1S8
268
163
246
144
227
126
209
111
202
105
194
99
180
88
167
78
8X25
335
257
3)9
241
306
2>Ъ
279
196
257
173
237
152
219
135
211
128
203
120
383
108
175
96
9X24
346
254
330
238
316
222
288
193
264
170
244
150
2,5
132
217
125
208
118
193
305
180
93
13X20
345
208
329
195
314
182
287
157
263
138
243
121
224
106
216
100
202
94
192
84
17Э
76
8X26
362
290
345
272
331
254
302
220
277
195
256
172
236
152
228
144
219
136
203
321
139
3 08
9X2)
376
2S9
358
271
342
253
313
219
288
194
265
171
2ч5
151
236
143
227
135
211
320
196
Ю7
10X24
384
282
366
265
350
247
320
214
294
190
271
167
250
147
241
139
234
331
215
117
201
Ю4
12X22
Зкб
* 259
369
243
352
2 6
322
193
296
173
273
152
252
134
242
127
233
119
216
106
201
94
9X26
407
325
387
305
371
285
339
247
311
219
287
193
264
170
255
161
146
152
223
136
213
121
10X25
417
320
397
300
380
285
347
243
319
215
294
189
272
167
262
158
252
149
233
133
218
118
13X22
418
280
399
262
381
2-14
348
212
320
187
295
164
272
141
262
136
252
128
233
114
217
І01
10X26
452
362
431
339
412
317
377
275
346
244
320
214
295
190
284
179
274
169
234
151
237
134
14X22
450
302
430
283
411
263
375
228
345
201
317
177
293
156
282
147
271
139
251
123
234
109
12X24
461
339
439
317
420
296
484
257
353
227
325
200
300
176
289
167
278
157
258
140
240
3 24
13X24
499
367
476
344
455
327
416
279
382
246
352
216
325
191
313
181
301
170
280
152
261
135
12X25
501
385
478
361
457
337
418
292
384
259
354
228
327
201
315
190
303
180
281
166
262
342
16X22
515
345
491
323
469
302
429
261
394 ·
231
363
202
335
178
323
169
310
159
288
141
263
125
14X24
538
' 396
513
371
492
345
449
300
412
266
380
233
351
206
338
195
325
184
301
164
281
145
12X26
544
434
518
407
495
380
453
330
416
292
386
257
354
227
341
215
328
203
304
181
284
161
13X25
543
416
517
390
496
364
452
316
415
280
383
246
354
217
341
206
328
194
304
173
283
154
14X25
583
449
656
431
532
393
486
341
448
302
413
265
381
234
367
222
353
209
327
187
305
166
13X26
587
469
560
4-!0
536
411
490
357
450
316
415
278
384
246
369
233
355
219
329
196
307
174
16X24
614
452
588
423
560
395
М2
343
471
303
434
266
400
235
386
222
371
210
344
187
321
166
14X26
634
506
605
474
578
443
527
385
485
341
447
800
413
265
398
251
383
237
355
212
331
198
16X15
668
512
637
480
609
448
557
389
511
344
471
303
435
268
419
253
408
239
374
213
349
189
16Х*8
578
542
659
Б06
60S
440
554
389
510
341
471
303
454
288
437
270
405
242
378
215
. НИКОЛАЕВ
Таблица 21
Допускаемые погонные нагрузки (вез собственного веса балов) [nw] = 100 ме/сле2, JE7 «= 10& т/елеЗ и у =·
\ г в м
6xft\
2,50
2,60
2,80
3,00
3,20
8,40
3,50
3,60
3,80
4,00
4,20
3,5χ16
188
144
174
127
150
101
130
88
114
67
99
55
94
88
79
71
64
4X16
215
164
198
145
171
115
148
93
130
76
114
63
108
57
102
52
91
82
74
3,5x18
239
206
221
183
190
146
165
118
145
97
128
80
120
73
114
67
102
56
92
83
4X18
272
235
252
208
216
166
188
134
165
НО
145
91
137
БЗ
129
76
116
64
104
54
94
4,5x18
307
265
284
235
244
188
212
151
186
124
164
103
155
94
146
86
131
72
118
62
106
53
5x18
341
294
314
261
271
208
235
168
206
137
182
113
171
104
162
95
145
80
130
68
117
58
4,5x20
379
864
350
323
301
258
262
208
230
111
203
141
191
129
180
118
161
100
145
85
131
73
6x18
409
352
377
313
325
249
282
201
247
165
218
136
206
126
194
114
114
96
156
81
141
70
5x20
420
404
388
358
334
286
290
231
254
189
224
157
211
143
200
131
179
ПО
1(1
94
145
81
6χ20
505
487
466
430
401
343
349
277
306
227
270
183
254
172
240
157
215
133
193
113
174
97
5x22
610
471
405
383
352
309
309
254
173
210
257
193
243
176
217
149
196
127
177
109
7χ20
589
565
544
502
468
401
407
324
357
265
815
220
297
201
280
184
251
155
226
132
204
113
5x24
607
561
483
420
402
368
331
325
274
306
251
289
230
25 9
194
233
165
211
143
6χ22
613
565
487
459
433
371
381
305
328
253
809
231
292
212
261
179
235
152
213
131
8χ20
673
, 649
621
574
535
458
465
370
407
304
360
251
339
230
321
210
287
177
258
151
233
129
7 X 22
662
568
536
494
433
434
356
383
295
361
270
342
247
306
209
275
178
248
153
6χ24
623
580
503
483
442
397
891
Ь29
368
301
348
276
312
234
280
199
254
171
9χ20
727
700
G46
603
515
523
416
459
342
405
283
382
259
361
237
323
200
290
170
262
146
6x26
732
630
547
481
450
435
373
400
842
378
313
339
265
304
226
275
195
8χ22
755
649
612
563
494
495
406
436
336
411
308
383
282
347
238
312
203
281
174
10x20
808
718
669
573
580
463
510
380
450
314
424
287
400
263
359
222
323
189
292
162
7x24
676
587
564
516
464
456
384
430
352
406
322
364
273
327
233
296
200
6x26
681
591
520
506
459
420
432
384
409
352
366
298
329
254
298
219
9x22
731
688
634
556
556
457
491
378
464
347
438
317
392
268
352
228
319
196
7x25
734
637
560
524
495
434
466
393
440
364
394
308
355
2 3
321
227
8x24
671
645
590
530
521
439
491
403
465
469
416
312
374
266
338
229
7x26
691
606
591
536
490
505
449
478
411
428
348
355
297
348
256
12x20
687
697
555
612
456
541
377
510
345
431
316
430
257
387
227
350
195
10x22
765
705
618
619
508
546
421
514
385
437
353
435
298
392
254
354
218
8x25
730
641
600
566
498
535
456
505
416
452
354
406
302
368
260
9X24
725
663
596
586
494
553
452
522
414
467
350
420
299
380
257
13x20
745
602
665
494
5S6
409
552
374
522
342
467
289
420
246
379
211
8X26
694
676
613
560
577
514
545
470
489
398
439
340
398
293
9x25
721'
675
636
660
599
513
567
410
508
398
456
339
413
292
10x24
663
651
549
614
503
580
460
519
390
467
332
422
286
12X22
742
610
656
505
617
463
584
424
523
358
470
го5
476
262
9X26
759
688
530
649
577
613
529
546
448
493
382
447
329
10X25
749
621
666
569
629
521
563
441
506
376
458
324
13x22
666
517
669
500
633
458
565
387
509
330
460
283
10X26
700
642
682
588
610
498
549
425
497
366
14X22
711
589
539
680
493
609
417
543
355
495
305
12X24
658
603
695
Б52
623
467
560
398
507
343
13X24
713
654
598
G75
506
607
432
549
372
12X25
684
626
667
530
1.09
452
551
390
16X22
673
617
564
690
477
626
406
566
350
14X24
704
645
546
654
455
598
401
12X26
705
697
660
510
598
, 438
13X25
673
674
659
489
Б98
421
14X25
730
618
709
527
642
455
13X26
646
713
551
646
475
16X24
736
623
531
676
457
14X26
697
594
696
512
16X25
706
602
519
16X26
ί
679
586
Ьэ
§
fel
о
0
1
I
tq
3
§
Допускаемые погонные нагрузки (без собственного веса балок) [nw] = І00 пг/смЪ, Έ
105 иг[смЪ и
/ = _J_
l 400
Таблица 2ё
1 в м
ЬхЛ^Ч
4,40
4,50
4,60
4,80
5,00
5,20
5,40
5,50
5,60
5,80
6,00
3,5x16
4X16
3,5x18
75
72
69
4X18
85
81
78
71
4.5X1S
97
92
88
80
74
5X18
107
50
102
97
89
81
75
4,5x20
119
63
114
58
109
54
99
91
84
77
74
6X18
128
60
122
56
117
52
106
98
90
83
5X20
132
69
126
64
120
60
ПО
52
101
93
85
82
79
6X20
158
83
151
77
144
72
132
62
121
54
111
103
99
95
58
82
5X22
161
94
153
87
146
82
134
71
123
62
ИЗ
55
105
101
97
90
84
7X20
185
97
177
91
169
84
154
73
141
64
130
56
ПО
116
111
103
96
5X24
193
123
183
115
175
107
160
93
147
81
135
72
125
63
120
59
115
107
100
6X22
193
113
184
105
17G
98
161
85
143
75
136
67
126
58
121
54
117
108
101
8X20
211
ш
202
104
193
97
176
84
162
73
149
64
137
56
132
127
118
109
7X22
226
132
215
123
206
115
188
100
173
87
159
77
147
68
142
64
136
60
126
53
118
6X21
231
147
220
138
210
129
192
112
176
98
162
86
150
76
145
72
139
68
129
60
120
54 .
9X20
238
125
227
117
217
Ю9
198
94
182
82
16S
72
155
63
149
59
143
56
m
123
6X25
251
168
239
157
229
147
209
128
192
112
177
99
164
87
158
82
152
78
141
69
131
62
8X22
257
150
245
140
234
131
214
ИЗ
195
99
18L
87
167
77
161
72
155
68
143
60
133
53
10X20
265
139
•г 53
130
24-1
121
221
105
202
91
186
80
172
70
166
66
159
62
147
54
137 ‘
7X24
269
172
257
161
245
151
224
131
206
Пб
190
101
175
89
169
84
162
80
151
70
140
63
6Х2о
271
189
258
177
247
165
226
144
207
126
191
Пі
176
98
170
92
144
88
153
77
141
69
9X22
289
169
27 і
If 8
264
147
241
128
221
112
204
98
183
87
181
81
174
77
161
68
150
60
7X25
292
195
278
182
266
171
243
148
223
130
206
115
190
101
183
95
176
90
163
80
152
71
8X24
308
197
294
185
281
173
257
150
236
132
217
116
201
103
193
96
186
91
172
81
161
72
7X26
317
221
302
207
289
193
264
168
243
H7
224
330
207
115
199
103
191
103
177
tl
165
81
12X20
318
167
303
156
290
П6
265
126
243
НО
224
96
207
85
199
79
191
75
177
66
165
58
10X22
322
183
307
175
293
164
268
142
246
324
227
109
209
96
202
90
Ш
85
180
75
167
67
8X25
335
224
319
210
306
193
2/9
171
257
150
237
І32
219
117
211
ПО
203
104
188
92
175
83
9X24
?46
221
330
207
316
193
283
168
264
147
244
Ззо
225
115
217
107
208
102
193
90
180
80
13X20
345
181
329
169
314
158
287
136
263
119
243
104
224
92
216
86
207
81
192
71
179
63
8X26
362
253
345
236
331
221
302
192
277
169
256
149
236
132
228
124
219
118
203
104
189
93
9 X .5
376
252
358
236
342
220
313
191
288
168
265
148
245
131
236
123
227
117
211
103
196
92
10X24
384
246
366
230
350
215
320
187
294
І64
271
144
250
128
241
119
234
ИЗ
215
100
201
90
12X22
386
226
369
211
352
197
322
171
296
150
273
І32
252
116
242
Юэ
233
103
216
91
201
81
9X26
407
284
337
265
371
248
339
216
311
189
287
167
264
148
255
139
246
132
228
117
213
104
10X25
417
279
397
261
380
244
347
212
319
186
294
164
272
145
262
136
252
129
233
114
218
102
13X22
418
244
319
228
381
213
348
184
320
361
295
І42
272
125
262
117
252
111
233
97
217
87
10X26
452
316
431
295
412
276
377
240
346
211
320
186
295
165
284
155
274
147
254
130
237
116
14X22
450
263
430
245
411
229
375
199
345
174
317
3 53
293
135
282
126
271
119
251
105
234
94
12X24
461
295
439
276
420
‘/58
384
224
353
196
325
173
300
153
289
143
278
136
258
120
240
107
13X24
499
320
476
299
455
280
416
243
382
213
352
388
325
166
313
156
301
147
280
130
261
116
12X25
501
336
478
314
457
294
418
253
334
224
354
198
327
175
315
164
303
156
281
138
262
123
16X22
515
зоо
491
281
469
26 2
429
227
394
199
363
375
335
154
323
145
310
137
288
121
268
107
14X24
538
345
М3
323
492
302
449
262
412
230
380
202
351
179
338
168
325
159
301
141
281
126
12X26
544
378
518
354
495
331
453
288
416
253
386
223
354
198
341
184
328
175
304
155
284
139
13X25
543
363
517
340
496
317
452
2"6
415
242
383
213
354
189
341
177
328
168
304
148
283
123
14X25
583
391
556
366
532
342
486
297
448
261
413
230
881
204
367
191
353
181
B27
160
305
143
13x26
587
409
660
383
536
358
490
311
450
273
415
241
384
214
369
200
355
190
329
168
307
151
16x24
614
394
585
368
560
344
512
299
471
262
434
231
400
204
386
191
371
181
344
160
321
143
14x26
634
441
605
413
578
386
527
336
485
295
447
260
413
230
398
216
383
205
355
182
331
163
16x25
668
447
637
418
609
391
557
340
511
298
471
263
435
232
419
218
403
207
374
183
349
164
16X26
504
473
659
441
603
384
Б54
338
510
297
471
263
454
247
437
234
405
204
378
186
5
is
*
О
£
5Ч
Ьз
150
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
151
Таблица 26
Данные к экономическому сравнению деревяппых балок нз ребровых досок (по ценам для Москвы)
№
п/п
Сечения
балок
Стоимость
материала
на 1 пог. м
в руб.
JN*
П/П
Сечения
балок
Стоимость
материала
на 1 пог. м
в руб.
№
п/п
Сечения
балок
Стоимость
материала
на 1 пог. м
в руб.
3Ν&
п/п
Сечения
балок
Стоимость
материала
на 1 пог. м
в руб.
целого сече¬
ния
составного
сечения из
двух досок
целого сече¬
ния
составного
сечения из
двух досок
целого сече¬
ния
составного
сечения из
двух досок
целого сече¬
ния
составного
сечения из
двух досок
1
3,5x16
0,35
15
8χ20
0,95
1,01
29
10χ22
1,50
1,39
43
13χ24
2,52
2,06
2
4x16
0,37
—
16
7χ22
1,22
1,03
30
8x25
1,32
1,32
44
12x25
2*43
1^98
3
3,5x18
0,42
—
17
6χ24
0,99
—
31
9x24
1.78
1,45
45
16x22
3,40
2*64
4
4x18
0,45
—
18
9χ20
1,11
1,35
32
13χ20
1,77
1,64
46
14x24
2,76
2 26
5
4,5x18
0,51
—
19
6χ25
1,36
—
33
8x26
1,39
1,39
47
Ι2χ26
2,51
2*05
6
5x18
0,56
—
20
8χ22
1,11
1,11
34
9χ25
1,87
1,52
48
13x25
2,67
2,18
7
4,5x20
0,57
—
21
10χ20
1,03
1,26
35
1ГХ24
1,95
1,58
49
14x25
2,87
2^31
8
6x18
0,68
—
22
7χ24
1,35
1,18
36
12χ22
1,64
1,64
50
18X26
2,75
2,24
9
5x20
0,63
—
23
6χ26
1,16
—
37
9x26
1,86
] ,64
51
16x24
3,08
2,50
10
6χ20
0,76
—
24
9χ22
1,27
1,25
38
10x25
2,02
1,65
52
14x26
2,92
2,33
11
5x22
0,69
—
25
7X25
1,20
1,22
39
13x22
1,97
1,83
53
16X25
3,24
2,64
12
7x20
0,88
0,94 I
26
8χ24
1,27
1,27
40
10X26
2,11
1,65
54
16X26
3,41
2,77
13
5X24
1,01
—
27
7χ26
1,20
1,27
41
14X22
2,52
1,95
14
6x22
0,97
—
28
12χ20
1,63
1,51
42
12x24
2,35
1,91
2) Номограмма для расчета балов из брусьев пользоваться номограммами фиг. 6 и 7 1 и А
и досок Б, В (фиг. 8) 2. *
При расчете балок из брусьев и досок можно Номограммы составлены для балок, свободно
о
20 30 ‘ 40 50 60 70 80 90 <00 «0 <20 <30
Фиг. 6. Нодюггамма для расчета настилов и балок малой высоты
Составлены ишк. Каган М. Е.
Составлены инж- Писчиковым В. Г.
162
Π. Π. НИКОЛАЕВ
лежащих на двух опорах и нагруженных равно¬
мерно распределенной нагрузкой при Е = 110 000
кг/см2 (см. примеры 8, 9, 10). Для другого зна¬
чения Е необходимо относительный прогиб у
множить на поправочный коэфициент к = ·
При пользовании номограммами для иных ра-
По номограмме фиг. 6 для q · = 250 χ
х£° = 250 tu/м и 1
= зоо находим:
пи - 38,8 кг/слі1; — = 0,0219;
h = 0,0219 · 200 = 4,38 см.
90 601 70 80 90 ШО
Фиг. 7. Номограмма для расчета балок
см8
Оочих схем поперечного изгиба значение q
заменяется соответствующими эквивалентными на¬
грузками qM и qf К
Номограмма фиг. 6 служит главным образом
для расчета настилов и балок малой относитель¬
ной высоты с небольшой погонной нагрузкой.
Номограмма фиг. 1 применяется для расчета
прогонов и балок большой относительной высоты
со значительной погонной нагрузкой.
Пример 8. Требуется рассчитать настил проле¬
том I = 2,00 м. Дано: q — 250 кг/м2\ ^ .
1 Величины эквивалентных нагрузок qM и qf —
см. график фиг. 2 и 3, а также «Изгиб», табл. 2.
Назначаем & = 4,5 см\ для 4 = ^ = 0,0225 и
q = 250 кг/м по номограмме фиг. 6 находим =
= 3І5 и пи = 37 кг/см2.
Пример 9. Требуется рассчитать прогон проле¬
том I — 3,00 м. Дано: q = 500 кг/м\ -т*— — ^ )
[лм] = 110 кг/смК
По номограмме фиг. 1 для ==з|ои[Л«]=5
= 110 кг/см2 находим:
q = 7 800 KijM и у = 0,0728,
БАЛКИ ПРОСТЕЙШЕГО ВИДА
© ©
Фир. 8 Номограмма для расчета балов
П. Π. НИКОЛАЕВ
154
откуда:
Ъ =
500 · 100
7 800 ~"b’
см;
откуда:
b =
56,4 · 100
1 080
= 5,2 см.
h = 0,0728 - 300 = 21,84 см.
Назначаем сечение прогона 7 χ 22 см, для ко¬
торого
•у = 3^ = 0,0732 и q ^ = 500 ^-° = 7 140 кг/м.
Ло номограмме фиг. 7 находим:
пи — 103,5 кг/см2\
^max 1
I 375 *
@
/7=25 см
Фиг. 9
Пример 11. Требуется проверить прогиб и
напряжение прогона ендовы, запроектирован¬
ного в виде неразрезной пятипролетной балки
с пролетом I = 4,60 м. Погонная нагрузка,
расположенная равномерно, q = 600 кг/м, сече¬
ние — 25 X 18 см. Поверку производим по край¬
нему пролету, тогда по графикам фиг. 2 и 3 на¬
ходим: qM= 0,85*600 = 510 кг/пог. м, q^= 0,49 χ
X 330 = 292 кг/пог. м. По номограмме фиг. 8
получаем точку 1 пересечения ординат Ь =
(& Ф
/? = 25 ои
6= 5сл?
Фиг. 10
Пример 10. Требуется рассчитать балочно-кон¬
сольный прогон пролетом Ζ = 5,00 м. Дано:
q = 100 кг/см2; h = 14 см;
Ιψ. = 1^; [пи] = 110 кіісм\
По номограмме фиг. 6 для "у = щ = 0,028 и
[ям] =110 кг/см2 находим:
откуда:
/ Ад ах \ _1_
\ I / прив 133*
/ An ах \ 1
\ I I прив 133
1
250
= 1 = ^·
Выбираем балочно-консольную схему с х —
= 0.17Z, для которой (-Ца*) = 1,75Г=
' 4 /прив L t J
= 1,75 2І0 = 143 ’ (с1экв)м = 0,564 . 100 = 56,4 кг/м.
По номограмме 6 для -у- = 0,028 и -^у5· = щ на¬
ходим:
пи = 103 кг/см2; (&,Л.е) І52 = 1 080 кг/м,
= 18 см и h = 25 см (фиг. 9); из точки 1 про¬
водим линию, параллельную кривой, до пересе¬
чения с горизонталью I = 4,60 м в точке 2;
далее проводим вертикаль до пересечения с кри¬
вой qM = 510 кг (ду = 292 кг/пог. м) в номо¬
грамме Б в точке 3; на горизонтали, соответству¬
ющей точке <3, получаем напряжение в прогоне
пм = 80 кг/см2 [nf = 46 кгісм2). Прогиб опре¬
деляем по номограмме В. Через точку <3, соот¬
ветствующую напряжению 46 кг/см2, проводим
горизонталь до пересечения в точке 4 с верти¬
калью, соответствующей пролету I = 4,60 м;
отсюда проводим линию, параллельную ближай¬
шей кривой до пересечения в точке 5 с верти¬
калью h = 25 см; горизонталь, соответствующая
точке 6% дает искомое = ёёо*
Пример 12. Требуется подобрать сечение про¬
гона пролетом I = 3,00 м под погонную нагрузку
q = 400 кг/м при [тг] = 100 кг/см2 и-у- = .
По номограмме В фиг. 8 находим точку 4
(фиг. 10) пересечения ординат п = 100 кг/см2
и I = 3,00 м; из этой точки проводим кривую
до пересечения в точке δ с горизонталью -у- =
= на вертикали через точку δ находим иско-
ДЕРЕВОПЛИТА
155
мую высоту прогона k = 23 см. Для нахожде¬
ния ширины прогона Ъ переходим к номограммам
В и А. По номограмме Б находим точку 3 пере¬
сечения кривой q = 400 кг/м с горизонталью
п = 100 кг/см2; через точку 3 проводим верти¬
каль в номограмму А до пересечения в точке
2 с горизонталью I = 3,00 м, далее проводим кри¬
вую до пересечения в точке 1 с горизонталью
h = 23 см, на вертикали, соответствующей точ¬
ке 1% получаем Ъ = 5 см.
ЛИТЕРАТУРА
1. Залепугин, Новый метод расчета моментов
инерции различных профилей сечений бревна, ОНТИ,
Госстройиздат, 1933 г.
2. Иннорс, Проект стандарта, Междуэтажные и чердач¬
ные перекрытия по деревянным балкам, изд. «Стандар¬
тизация и рационализация», Москва 1932 г.
3. Иннорс, Деревянные конструкции и сооружения,
1933 И ** проектирования и возведения, Госстройиздат,
4. Междуэтажные перекрытия, Стандарт ПСП, 1934 г.
5. Номограммы для расчета деревянных балок. Стан¬
дарт ПСП.
Инж. П. П. НИКОЛАЕВ
П. ДЕРЕВОПЛИТА
1. Общая характеристика
Деревоплита представляет собой сплошной
безреберный настил из досок (брусков) на ребро,
сбитых между собой гвоздями или соединенных
деревянными нагелями . (фиг. 1 и 2).
Фиг. 1. Поперечное сечение
деревоплиты
Схема забибИи гвоздей
•^^50+50-' 40-HW- 3
Фиг. 2. Детали конструкции деревоплиты
Благодаря массивности и малой площади со¬
прикосновения с воздухом деревоплита хорошо
сопротивляется действию огня и относится к
так называемым «медленно горящим» конструк¬
циям, что ставит ее в пожарном отношении на
первое место среди других типов деревянных
перекрытий.
При сплачивании досок на ребро удачно
используется ценное свойство дерева — его ма¬
лая теплопроводность, — благодаря чему обычно
уже не приходится прибегать к дополнительной
термоизоляции перекрытия.
Обладая достаточной жесткостью и прочностью,
деревоплита имеет в то же время сравнительно
незначительную толщину, что снижает бесполез¬
ную высоту здания, а следовательно его стои¬
мость и кубатуру.
Изготовление деревоплиты крайне несложно
и не требует крупных, дорогих сортаментов
лесоматериала.
2. Конструкция
Деревоплита βможет быть сплошной, разре¬
женной или в "виде отдельных сборных щитов
(фиг. 1 и 2). В зависимости от пролетов и налич¬
ного лесоматериала конструктивная схема ее
принимается в виде свободно опертой неразрез¬
ной ,или консольной плиты. Для перекрытия
пролетов, превышающих длину имеющегося ле¬
соматериала, дерёвоплиту можно конструиро¬
вать по схемам, изображенным па фиг. 3 и 4,
из отдельных досок или сборными из готовых
щитов; в первом случае бруски стыкуются пря¬
мым прирубом впритык, а во втором случае
косым прирубом с заложением, равным двой¬
ной высоте плиты.
Древесину для деревоплит рекомендуется, как
правило, применя-іь воздушно-сухую или полу¬
сухую (с влажностью до 23%), вполне здоровую
и по возможности машинной распиловки. Машин¬
ная распиловка дает бруски (доски) одинаковой
высоты (что с трудом достигается при кустарной
распиловке на циркульной пиле), благодаря чему
плита, набранная из этих брусков, не требует
ни застрожки, ни дополнительного выправления
косым защитным настилом.
Нашивка косого настила по деревоплите обя¬
зательна лишь для тех покрытий и перекрытий,
которые должны служить диафрагмой, обеспечи¬
вающей общую продольную жесткость сооруже¬
ния.
Гвозди для соединения брусков деревоплиты
обычно ставятся не длиннее двойной толщины
брусков. При обычной толщине брусков 4 — 5 см
применяются гвозди длиной 70—80 мм. Гвозди
размещаются по длине пролета в шахмат через
400—500 мм. Концы брусков обязательно при¬
шиваются двумя гвоздями, что дает по одному
срезу на каждый шов.
Для схем, изображенных на фиг. 3 и 4, гвозди
у конца брусков следует проверять на попереч-
156
Π. Π. НИКОЛАЕВ
Схема I. Перекрытие
пролета I при длине
досон Ό,85£ и О,Ш
Схема II. Перекрытие
пролета I при длине
досок 0,60£ и 0,40£
Схема III. Перекры¬
тие пролета I при
длине досок 0,51
Фиг. 3. Схемы решения деревоплиты при пролетах больше существую¬
щего сортамента
Пример сплошного настила I = 8,00 м из отдельных досок длиной 4,00 м.
Схема расположения стыков
Крайние пролеты
-По 53.1-
-545
№по 26.5 · i fib 33—І 34—Т
1—,20 —1 140 ■
Средние пролеты
Расход
гвоздей
0,348 кгім9
Фиг. За. Сплошные настилы из отдельных досок
Пример сплошного настила из щитов пролетом 1 = 8,00 м (доски щитов длиною 0,80 I,
сечением 5 х 12 см)
Фиг. 4. Детали щитовой деревоплиты
ДЕРЕВОПЛИТА
157
ную силу и изгибающий момент, приближенно
исчисляемые следующим образом.
В зигзагообразном разрезе а—а по швам дерево¬
плиты согласно фиг. 5 разрезанные гвоз¬
девые соединения должны воспринять попереч-
Фиг. 5. Схема к расчету
гвоздевого забоя
ную силу и изгибающий момент, исчисленные
для сечения Ъ—Ъ, проведенного через середину
участка х. Обозначая поперечную силу и момент,
приходящиеся в сечении Ъ—Ъ на ширину одного
бруска через Q1viMl, получим усилие в гвозде¬
вом срезе у конца бруска: ^
гр _ Q1 . Ml
±гв— 2 ^ ж— 30d *
где d — диаметр гвоздя;
X — 30d — расстояние '■ между гвоздями
(плечо пары).
В случае избыточной жесткости деревоплиты
сборные щиты могут изготовляться из досок
более коротких, чем длина щита, но каждый
второй и третий брусок щита должен быть сквоз¬
ным.
Фиг. 6. Усиление борта
деревоплиты
В местах обрыва или перегиба кровли дере¬
воплиту рекомендуется усилить бортом, обра¬
зуемым путем увеличения сечения двух край¬
них брусков (фиг. 6).
3. Растет
1) Расчет дерѳвоплиты в кровельных покрытиях
При назначении размеров деревоплиты руко¬
водствуются: для покрытий — статическим рас¬
четом, для междуэтажных перекрытий помимо ста¬
тического расчета проводится так называемый
«динамический расчет» (см. ниже).
Статический расчет неразрезной деревоплиты
кровли следует производить по крайнему про-
лету, допуская прогиб не более — пролета.
т> гг ' 200
В табл. 1 приведена высота многопролетной
деревоплиты в долях от пролета при сплошной
равномерной нагрузке и различных прогибах
крайних пролетов неразрезной балки.
Для расчета деревоплиты по прогибу кроме
табл. 1 можно пользоваться номограммой
фиг. 8 г, составленной для однопролетных свободно
опертых деревоплит с равномерной нагрузкой.
Для расчета по номограмме неразрезных дере¬
воплит необходимо определить эквивалентную
нагрузку по графикам на стр. 129.
Пример 1. Требуется определить толщину не¬
разрезной деревоплиты кровли при пролете
I = 6,00 м и полной нагрузке q = 200 кг/м; до¬
пускается относительный прогиб:
По данным -у- и q по табл. 1 определяем лі=
= 1,60, тогда h = 1,60 · 6,0 = 9,6 см; принимаем
h = 10,0 см.
Пример 2. Требуется определить допускаемую
снеговую нагрузку на крышу, выполненную
в виде неразрезной деревоплиты толщиной h =
= 10,0 см с рубероидной кровлей при I = 5,0 м и
/ _ _і_
I ~ ‘400 *
Имеем h = ml; т = η- = =2,0. По табл. 1
при данных у и т получаем q = 300 кг/м. Соб¬
ственный вес кровли д = 0,10 · 550 + 5 = 60 кг/м2.
Следовательно допускаемая снеговая нагрузка:
р = 300 — 60 = 240 кг/м2.
Пример В. Требуется определить толщину h
однопролетной свободно лежащей деревоплиты
при q = 200 кг/м2, I = 6 м, -у- = -тщ-.
Пользуясь номограммой фиг. 8, находим (фиг. 9)
-я / 1
точку 1 пересечения ординат -у = -щ- и
q = 200 кг/м2, отсюда проводим луч до пересѳ-
Значения коэфициента m для определения высоты деревошіиты
Таблица 1
Фиг. 7. Схема деревоплиты
h — ml при [η] = 99 кгісм*, Е =» 100 000 кгісм,2, I—пролет, q—полная нагрузка
N. q в Кг/Лі2
/ X.
1 \
50
75
100
125
1
150
1
175
200
225
250
275
300
325
350
375
400
q в
/ f
X 1
1/250
0,96
1,10
V'l
1,30
1,39
1,45
1,52
1,59
1,64
1,69
1,74
1,79
1,83
1,87
1,97
1/250
1/300
1,01
1,15
1,27
1,37
1,46
1,52
1,60
1,67
1,73
1,78
1,83
1,89
1,92
1,97
2,07
1/300
1/350
1,05
1,17
1,29
1,39
1,49
1,55
1,63
1,70
1,75
1,81
1,86
1,91
1,95
2,00
2,10
1/350
1/400
1,10
1,26
1,39
1,50
1,60
1,68
1,75
1,83
1,89
1,95
2,00
2,06
2,12
2,17
2,28
1/400
1 Составлена инж. Писчиковым В. Г.
158
Π. Π. НИКОЛАЕВ
чения с горизонталью I = 6,0 м в точке 2; про¬
ведя далее через точку '2 вертикаль, получаем
искомую толщину деревоплиты h = 12,0 см.
Пример 4. Требуется определить прогиб при
снеговой нагрузке р = 100 кг/м2 с учетом не-
Л = J_
I 125
весину, получим:
1 1
Вводя поправку на полусухую дре-
I
125
110 000 .
100 ООО :
і_
103 *
7 пРи к,
^>110000*3^·
ς **/*
О ОО CD CD О О
КО СО О Ю CD LO О
—— С^> см с*
Порядок расчета
f/L q — L /»
Фиг. 8. Номограмма для расчета деревоплиты и ключ к ней
выгоднейшего расположения ее по пятипролетной
неразрезной деревоплите из полусухой сосны.
Дано: I = 6,0 м; & = 9,0 см; g = 100 кг/см2.
Рассчитываем плиту по крайнему пролету. При¬
веденная нагрузка по графику на стр. 129
q = 0,90 · 200 = 180 кг/м2.
/Ді2СЛ/
Фиг. 9. Схема рас¬
чета по номограмме
примеру 8
Ь=9см
-χ]
Г 1
||
1
.. .. 1
Фиг. 10. Схема рас¬
чета по номограмме
к примеру 4
Далее пользуемся номограммой фиг. 8; нахо¬
дим точку 1 (фиг. 10) пересечения горизон¬
тали I = 6 м с вертикалью h = 9 см, про¬
водим лучевую линию через точку 1 до пере¬
сечения в точке 2 с вертикалью #=180 кг/м2.
Горизонталь, проведенная через точку 2, дает
Пример 5. Требуется определить напряжение
в деревоплите примера 3.
Пользуемся номограммами А и Б, помещен¬
ными на стр. 153. Ввиду того что в номограмме А
Фиг. 11. Схема расчета по но¬
мограмме к примеру 5
нет ширины Ъ — 100 см, приводим нагрузку
к ширине b = 25 см, для которой q = ■2°i°(j^5·- =
= 50 кг/м. По номограмме А находим точку 1
ДЕРЕВОПЛИТА
159
(фиг. 11) пересечения горизонтали k = 12 см
с вертикалью Ъ — 25 см\ из точки 1 проводим
лучевую кривую до пересечения в точке 2 с
горизонталью I = 6 м\ восстанавливаем из
точки 2 вертикаль до пересечения в точке 3
на номограмме Б с лучом q — 50 кг/м\ на уровне
точки 3 читаем слева п = 38 кг!см2.
2) Расчет деревоплиты в междуэтажных пере¬
крытиях 1
При проектировании деревоплиты для между¬
этажных перекрытий требуется, как уже было
указано выше, кроме статического расчета до¬
полнительный динамический расчет, который
сводится к следующему.
Высота деревоплиты должна быть такой, чтобы
частота ее собственных колебаний была доста¬
точно велика для предотвращения значительных
колебаний при передвижении людей 2. Экспери¬
ментальным путем было установлено, что до¬
пускаемую частоту собственных колебаний де-
№
Фиг. 12. График зависимости ft, Vq, I и ft для сво¬
бодно опертых плит
ревоплиты (без чистого пола сверху и без штука¬
турки снизу) следует принять [&] = 9,5 ко л/сек.
При устройстве пористого пола и штукатурки
,снизу можно принять [/с] = 9 кол/сек, а при ус¬
тройстве ксилолитового (магнолитового) двух¬
слойного пола и штукатурки снизу [к] = 8,5
кол/сек.
Понижение допускаемой частоты колебаний
при наличии пола и штукатурки объясняется
значительным влиянием последних на распреде¬
ление динамической нагрузки по ширине плиты.
Ввиду того что деревоплита работает главным
образом в продольном направлении, ее следует
рассматривать как балочную конструкцию.
Значение к в общем виде может быть опреде¬
лено по формуле:
1 Составлено по материалам ЦНИПС, разработан¬
ным инж. М. Е. Каган.
* Приводимый метод расчета неприменим для пере¬
крытий под машинами. В этом случае расчет следует
производить соответственно указаниям «теории коле¬
баний».
где д — ускорение силы тяжести;
I — пролет плиты;
q — полная нагрузка (включая собственный
вес плиты) на 1 пог. см при ширине 1
ЕІ — жесткость плиты;
т — коэфициент, зависящий от защемлений
концов плиты. Коэфициент т имеет значения:
1) для свободно опертых плит т0 = 3,14;
2) для плит с одним защемленным концом
т1 = 3,93;
3) для плит с двумя защемленными концами
т2 = 4,73.
При д = 9,81 см/сек2 и Е = 110 000 кг/см*
имеем: .
*-*660^1/1. (3)
т
Фиг. 13. График зависимости ft, V~q9 I и ft для плит
с заделанными концами
Зависимость между к, У q Іи h для свободно
опертых плит дана на графике фиг. 12, а для
плит с заделанными концами — на графике
фиг. 13.
Зависимость между к0 — частотой собствен¬
ных колебаний балки, свободно лежащей на
двух опорах, и к—частотой колебания балок
другого вида в зависимости от точки прило¬
жения колеблющей силы дана на графиках
фиг. 14 и 15.
Многопролетные плиты с равными пролетами
незначительно отличаются по своим динами¬
ческим свойствам от однопролетных плит, сво¬
бодно опертых концами.
Если запроектированная деревоплита удовлет¬
ворительна в отношении допускаемых колебаний,
то проверка статического прогиба, как правило,
отпадает.
Пользуясь коэфициентами графиков фиг. 14
и 15, можно динамический расчет любой плиты
привести к расчету свободно опертой плиты по
графику фиг. 12.
160
Π. Π. НИКОЛАЕВ
Пример β. Требуется определить необходимую
толщину деревоплиты междуэтажного перекры¬
тия с паркетным полом и штукатуркой по рас¬
четной схеме фиг. 16 при q = 100 + 150 =
= 250 кг/м2.
)
0 V
j -η
~Т
Г
1
9_
N
7
5
Ί
з
Ъ*емп
/г
1 .
L_/IT
А
\Р
ІР
.U-χΐ TZ
сво-
Фиг. 15. График влияния консолей на частоту коле¬
баний
320
При φ = щ = 0,80 по графику фиг. 14 имеем:
А'о = . Для паркетного пола [А] = 9 кол/сек,
’ 9
следовательно А0= = 7,6 кол'сек. По графи¬
ку фиг. 12 для А0 = 7*6; I = 4,00 м и q = 2,5 кі/см\
имеем:
kaYq= 7,6 УТ,5 = 12 и h = 12,0 см.
Пример 7. Требуется определить толщин)7
деревоплиты с ксилолитовым полом и загрузкой
по схеме фиг. 17 при
q == 150 -f- 200 = 350 кг/м2 = 3,5 кг/см.
По графику фиг. 15 при φ = = 0,2 имеем:
зоо '
.8,5
1,08
= 7,9, kQY q =7,91/3,5= 14,8.
По графику фиг. 12 при I = 3,00 м и k0Yq = 14,8
находим:
h = 10,0 см.
9 q
СШПППЖІШШтШБ «иіітіііі.нштЫі1ШШІ|
К320—+—400—* —ІБС^—300—+—300-^0—*
Фиг. 16. Схема
загружения
двухпролет-
ной плиты
к примеру 6
Фиг. 17. Схема
двухпролетпой
плиты с двумя
консолями
к примеру 7
fe0 — собственная частота колебаний балки,
бодно лежащей на двух опорах;
h — собственная частота колебаний рассчитываемой
балки;
Защемление характеризуется величиной φ.
Фиг. 14. График зависимости частоты колебаний от
защемления
Однопролетные или неразрезные равнопролет¬
ные деревоплиты можно рассчитывать без по¬
мощи графиков, исходя из следующих соображе¬
ний. Частота собственных колебаний балок бу¬
дет по ф-ле (2):
А = 1 660
m2-,/-1 .
ТУ σ’
выражая I Церез А, находим:
/= 10№3 = 8j33AS;
частота собственных колебаний свободно опертой
плиты:
"8,33h3
'7 л сап 3,1421/"£
А, = 1660 -ήρ—у -
ИЛИ
(4)
к2 = 2 248 000 000 ^
и толщина деревоплиты:
^ = i зіЬ & [^о]2·
Распространяя ф-лу (5) на случай многопролет¬
ной плиты с равными пролетами, введем в нее
(5)
коэфициент а =
ко ’
Для однопролетной плиты
а = 1,00, для двухпролетной а = 1,08, для трех¬
пролетной а = 1,19.
Ф-ла (5) принимает вид:
:—Ѵ -
1 310 У
[Ыа
(6)
где I — расчетный пролет в см\
q кг/см — погонная нагрузка на 1 см при ши¬
рине плиты Ъ = 100 см\
[А] кол/сек — частота собственных колебаний
перекрытия;
а — коэфициент, зависящий от числа проле¬
тов неразрезной плиты.
Ниже в качестве примера помещены таблицы
полных допускаемых нагрузок для трехпролет¬
ной деревоплиты с равными пролетами / = 4 см.
Табл. 2 составлена для деревоплиты со шту¬
катуркой внизу под ксилолитовый (магнолитовый)
чистый пол по ксилолитовому подслою; число
колебаний А = 8,5 кол/сек.
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
161
Таблица 2
Допускаемые нагрузки в кг/ле2 на деревоплату под ксило¬
литовый (магнодитовый) пол
в см
1 в м
9,0
10,0
ιι,ο 1 12,0
13,0
14,0
4,00
-
170
!
230 J 291
372
477
Табл. 3 составлена для деревоплиты со шту¬
катуркой внизу под паркетный или плиточный
чистый пол; число колебаний принято к =
= 9 кол/сек.
Таблица 3
Допускаемые нагрузки в мг/ле2 на деревоплиту под пар¬
кетный или плиточный пол
в см
1 в м
9,0
10,0
11,0
12,0
13,0
14,0
4,00
-
155
200
256
326
417
4. Защита от гниения
Для повышения сопротивляемости гниению
деревоплиты из недостаточно сухой древесины
надлежит применять антисептики последующего
действия, пропитку или суперобмазку.
Можно рекомендовать следующие способы ан-
тисептирования деревоплиты в зависимости от
возможностей производства.
1. Лесоматериалы для деревоплиты погружа¬
ются на 15 мин. в ванну с 3%-ным раствором
фтористого натрия (на 100 л воды 3 кг фтористо¬
го натрия). Ванны делаются деревянные из тща¬
тельно сфугованного леса с проконопаткой швов
густой смолой или гудроном.
2. Деревоплита опрыскивается из гидропуль¬
тов или краскометов 4,5%-ным раствором фто¬
ристого натрия с добавкой окраски для кон¬
троля равномерности распределения антисеп¬
тика.
3. На поверхность деревоплиты наносится ров¬
ным слоем суперобмазка, состав которой может
быть следующий: 30% фтористого натрия (NaF),
60% экстракта сульфатных щелоков и 10% ото-
щателя (измельченный торфяной порошок, дре¬
весная мука и т. п.). Составные части антисеп¬
тика нужно варить с водой до консистенции
жидкой сметаны.
ЛИТЕРАТУРА
1. Каган М. Е., Безреберный настил, «Строи¬
тельная промышленность» № 6, 1933 г., «Проект и стан¬
дарт» № 4—5, 1933 г.
2. Писчико в В. Г., К вопросу о работе сплошных
безреберных настилов, «Проект и стандарт» № 4—5,
1933 г.
3. «Безреберный настцл», Гослегпромстрой.
Иною. В. Г. ПИСЧИКОВ
III. КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
1. Работа составных балок на податливых
соединениях
Количество применяемых в строительстве кон¬
структивных элементов типа составных балок
довольно значительно. К составным балкам долж¬
ны быть отнесены: сплошные коробчатые настилы
из досок на гвоздях, составные прогоны из досок
и брусьев на гвоздях, составные прогоны из бру¬
сьев на пластинчатых нагелях, двутавровые балки
с перекрестной и фанерной стенкой и наконец
ряд комбинированных конструкций, хотя и не
являющихся составными балками, но родствен¬
ных им по работе, как например тавровые
балки, шпренгельные балки, ряд подкрановых
деревянных балок, мостовые фермы типа Лан¬
гера и т. д.
Общим признаком, характерным для всех этих
конструкций, является комбинированность
их работы. Анализируя работу составного из
трех брусьев прогона на гвоздях, замечаем,
что даже при полном отсутствии гвоздей прогон
является несущей конструкцией, состоящей из
трех отдельных балочек,1 между которыми на¬
грузка распределяется пропорционально их мо¬
ментам инерции. Наличие гвоздевых соединений
создает в верхней балочке преимущественно
сжатие, в нижней — преимущественно растяже¬
ние, т. е. приближает их работу к работе поясов
Деревянные конструкции
фермы.’ Работа конструкции в целом получается
таким образом комбинированной из работы
на изгиб балок и фермы. В зависимости от мощ¬
ности гвоздевых соединений в отношении напря¬
жений и прогибов такая конструкция будет
занимать то или иное промежуточное положение
между системой из трех отдельных балочек и
системой из одного монолитного бруса. Таким
Фиг. 1. Сдвиг в шве составной балки
образом здесь имеет место та же картина, что и
в классических комбинированных системах, на¬
пример в балке, ^ьиленной шпренгелем, где на¬
грузка в зависимости от величины сечений,
мощности и жесткости балочной и шпренгельноіі
схем делится между ними в том или ином соот¬
ношении.
Проанализируем работу составной балки из
двух одинаковых брусьев (высота каждого бруса
равна h) на податливых соединениях нагельного
типа (фиг. 1).
11
162
В. Г. писчиков
Согласно § 197 и 204 ТУ и ГІ 1931 г. расчет
такой балки при сплошной равномерной нагрузке
q в случае отсутствия конструктивного строитель¬
ного подъема представится в следующем виде.
Прежде всего определим сдвигающую силу
в шве на половине пролета балки:
т Qa ■ S J_ J. el bw _3_ ι 8βΡ m
I *2*2 2 ' 2 2ίΛ3 ' 4 32h' k 1
Если расчетное допускаемое усилие на один
нагельный срез равно Тн, то необходимое коли¬
чество тп нагелей на полупролете балки определит¬
ся по формуле:
Полученное число нагелей распределяется рав¬
номерно по всей длине полупролета, причем на¬
грузка на них меняется по линейному закону
от нуля в середине пролета до расчетного Тн
на обеих опорах.
Прогиб составной балки по смыслу § 197
ТУ и Н равняется:
, 5 ql* . ΣδΙ
384JSI'1" 3β *
(3)
где δ — сдвиг в шве на опоре балки; e = h\
1-тш-
Второй член правой части выражает дополни¬
тельный прогиб вследствие податливости нагелей.
При этом сдвиг δ обычно приравнивается сдвигу
δΗ в нагельных швах при расчетном вагружении
нагелей силами Тн.
На самом деле, в рассчитанной и сконструиро¬
ванной вышеуказанным образом балке усилия
в нагелях на опорах не будут равны Тн, и следо¬
вательно сдвиг шва на опоре балки <5 не будет
равен расчетному сдвигу δΗ.
Ошибочность изложенного допущения заклю¬
чается в том, что сила сдвига в шве Т определя¬
лась в предположении полной монолитности
балки, в то время как на самом деле балка имеет
податливые соединения, что уменьшает силу
сдвига в шве.
Если исходить из предположения, что сила,
действующая в нагеле, пропорциональна сдвигу
шва в этом месте, то нетрудно найти точное ре¬
шение вопроса о распределении нагрузок между
нагелями, представляющее собою многократно
статически неопределимую задачу. Произведен¬
ное автором точное решение этой задачи для
ряда случаев показало, что в обычных нагель¬
ных конструкциях можно без большой погреш¬
ности принимать закон распределения нагрузок
в нагелях таким же, как и в монолитной балке
со сплошной равномерной нагрузкой, т. е. по
треугольнику.
Тогда решение задачи представится в следу¬
ющем виде.
Вначале исходим из предположения, что на¬
гели отсутствуют и конструкция представляет
собой две положенные друг на друга балочки
шириной b и высотой h (фиг. 1).
Суммарный момент инерции системы:
j η Ь/із bfіз
L T2 “ "б~
(*)
Для перехода от системы из двух балочек
к истинной конструкции достаточно приложить
во всех нагельных срезах системы из двух ба¬
лочек соответствующие нагельные усилия. Если
обозначить усили· в нагельном срезе на опоре
через z и принять, как указано выше, треуголь¬
ный закон распределения усилий в нагелях.,
то при равномерном расположении лг нагелей
на полупролете сдвигающая сила в шве:
7.= f· (6)
Если бы сила Tz равнялась силе Т для моно¬
литной балки [см. ф-лу (1)], то под влиянием
этой силы сдвиг шва на опоре <50 превратился
бы в нуль, что и имеет место в монолитной балке.
Но так как в шве имеется некоторый сдвиг,
то сила Тя меньше, чем Т, и эффект, вызванный
силой Tzt в смысле уменьшения сдвига <50 в
шве будет соответственно меньше и выразится
величиной:
с с тг ql3. mz34h 4Imz ,n.
z — °0 T — kEbh2 - 2 . 3ql2 — 3'Ebh * '' '
Исходя далее из того, что усилие в нагеле на
опоре равно г, можем определить сдвиг шва на
опоре составной балки величиной μζ, где μ =
= Ѣ , Тн — расчетное допускаемое усилие в на-
■* и
гельном срезе, а <5М.—соответствующий этому
усилию сдвиг шва, взятый согласно § 204 ТУ
и Н (или из других экспериментальных источ¬
ников).
Составляя уравнение для определения z, по¬
лучим:
δ0— δζ = μζ. (8)
Подставляя в это уравнение выражения <50
и δζ из (5) и (7) после преобразования, получим:
Здггз
4/1 (3Ε6/ιμ + 4ίτη)
(9)
Ив ур-ний (9) и (6) сумма сдвигающих сил
в шве балки:
Тг =
3mql3
Sh (SEbhft + 4Zm)
(10)
Если взять отношение этой суммы сил Тъ к
сумме сил в монолитной балке Т9 то из (1) и
(10) получим:
Тг 4 4
Т 4 + 3™Le “ 4 + Зс *
І7П
(И)
_ ΕΜίμ ,
lm
(12)
Если обозначить прогиб середины монолитной
балки через' /, то прогиб составной балки с
моментом инерции I = 41г получится:
/, = 4/-3/£=/(l + dF3-c). <13>
Таким образом истинный коэфициент ксдв вместо
приведенного в § 41 ТУ и Н 1931 г. для случая
балки ив двух брусьев будет равен:
Нагрузка распределяется поровну на обе ба¬
бочки. Сдвиг шва на опоре:
$0
2 0,5gi2 i i _ ql3
3 8 " * 2 ' Е · 0,51]. * П ~~ kEb№ *
(5)
где
^=7 = 1 +
9 с
4 + Зс *
С =
ΕύΗμ _ ду
~Ъп ’ μ - Тн ■
(14)
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
ш
Напряжения в крайних волокнах составной
балки под расчетной нагрузкой соответственно
с найденным значением·^- могут быть опреде¬
лены по формуле:
Зр№ /л ΐ.ζ\ Зр№ i л \ Зс \ dr \
прасч — I6bh2 \* Т ) ~~ 16Ь/г2 \ 4 + Зс/ ’ ' 1
Пользуясь выведенными выражениями, не¬
трудно рассчитать балку из двух одинаковых
брусьев, соединенных гвоздями, металлическими
или дубовыми цилиндрическими нагелями. Для
расчета балок на пластинчатых нагелях выведен¬
ные формулы не вполне пригодны, так как не
учитывают ослабления брусьев нагельными гнез¬
дами.
Ввиду того что задача составного бруса без
конструктивного подъема представляет практи¬
ческий интерес (например при расчете вертикаль¬
ных стоек с горизонтальной нагрузкой, действу¬
ющей либо с той либо с другой стороны), ниже
приводится решение аналогичной задачи приме¬
нительно к составным балкам из трех, четырех
и пяти брусьев одинаковой высоты при равномер¬
ном размещении га штук нагелей на полупролете
в каждом из швов.
При ином количестве брусьев, других соотноше¬
ниях размеров и ином размещении нагелей рас¬
чет производится аналогично рассмотренному
примеру.
2. Конструктивный строительный подъем
первого рода
Конструктивный строительный подъем первого
рода позволяет устранить дополнительный про¬
гиб и дополнительные напряжения, возникающие
в балке вследствие податливости соединений,
т. е. привести составную балку, на¬
ходящуюся под расчетной нагруз¬
кой, в состояние, в каком находи¬
лась бы одинаковая с ней по разме¬
рам вполне монолитная балка.
Механизм придания подъема заключается в
следующем.
Стадия 1. Собранная балка до постановки
связей нагружается специально подобранной
нагрузкой, которая сообщает элементам балки
определенные начальные напряжения и прогибы.
В обычном случае, когда свободно лежащая балка
несет сплошную равномерную нагрузку, началь¬
ное напряжение балки для получения «класси¬
ческой» картины явления должно создаваться
тоже путем нагружения ее элементов сплошной
равномерной нагрузкой. При этом загружении,
о технике выполнения которого будет сказано
ниже, отдельные элементы, составляющие балку,
работают как отдельные свободно лежащие балоч-
ки, причем все они имеют одинаковые прогибы
и несут нагрузки, пропорциональные их моментам
инерции.
С т а д и я 2. В балке под нагрузкой засверли-
ваются отверстия и ставятся на место нагели,
после чего нагрузка снимается.
Необходимо обратить особое внимание на
этот последний момент удаления нагрузки ввиду
того, что непонимание этого явления служит
обычной причиной неправильных выводов и пред¬
ставлений по всему вопросу о конструктивном
строительном подъеме в целом.
Необходимо четко уяснить себе, что снятие
нагрузки вполне аналогично нагру¬
жению конструкции нагрузкой об¬
ратного знака.
Если мы возьмем простую монолитную балоч-
ку и нагрузим ее некоторой нагрузкой р снизу
вверх, а затем добавим такую же нагрузку р,
но по направлению сверху вниз, то в результата
палочка окажется в состоянии отсутствия нагруз¬
ки, напряжений и прогибов. Рассматриваемый
;*ами случай придания конструктивного подъема
отличается от приведенного примера только тем,
что в промежутке между первым нагружением
(вверх) и вторым нагружением (вниз) устанавли¬
ваются' в швах соединительные связи. В резуль¬
тате получается, что первая нагрузка действует
на отдельные не соединенные между собой эле¬
менты балки, а вторая — на балку составного
сечения, элементы которой соединены между
собою податливыми связями. Ввиду того что пер¬
вая конструкция (без связей) и вторая (со связя¬
ми) реагируют на нагрузку по-разному, то полу¬
чается, что после снятия начальной нагрузки в
балке остаются определенные уравновешенные
внутренние напряжения и соответствующая им
деформация всей конструкции.
Эти начальные напряжения и
начальная деформация балки
могут быть получены путем сум¬
мирования напряжений и дефор¬
маций, возника ющ их при на¬
грузке балки (без связей) и ее
разгрузке (с о* связями), производи¬
мых обычно в станке той или иной конструкции,
т. е. путем суммирования стадий 1 и 2.
Если напряжение в какой-либо точке балки,
возникающее при ее нагрузке в станке, обозна¬
чить через п', а напряжение, возникающее в той
же точке при разгрузке балки в станке, — через
п'\ то начальное напряжение в этой точке, имею¬
щее место после снятия балки со станка, будет:
пшч = п'+ п". (16)
Интенсивность нагрузки р в станке можно подо-
брать таким образом, чтобы начальное напря¬
жение пнач полностью компенсировало то добавоч¬
ное напряжение, которое возникает в балке под
расчетной нагрузкой.
Обозначая интенсивность расчетной нагрузки
через q для балки, составленной из двух брусьев,
получим следующее уравнение для определения
необходимой начальной нагрузки р в станке:
Зр№ Зр№ / Зс \ 3 Зс [ лі\
Sb№ 16Ь/і2 V1 "Г 4 + Зс/ 16 ЪМ' i + Зс' { 1
Левая часть этого уравнения представляет
собой начальное напряжение пнач, правая часть—
добавочное напряжение в балке под расчетной
нагрузкой q по ф-ле (15).
Решая уравнение относительно р, получим:
р = Ця- (18>
То же значение начальной нагрузки р можно
получить, если исходить из условия равенства
нулю добавочного (по сравнению с монолитной
балкой) прогиба под расчетной нагрузкой, т. е.
из уравнения:
5р!« 5р!1_ / . , о ' 3f \
334# · 0,25/ 384#/V ^ 4 + Зс/
5 ді* о Зс
^ 384#/ 4 + Зс ’
(19)
И*
164
В. Г. писчиков
То же значение нагрузки р может быть наконец
получено третьим способом, если приравнять
нулю сдвиг шва на опоре балки под расчетной
нагрузкой.
В самом деле, сдвиг шва на опоре балки при
снятии ее со станка по ф-лам (7), (5) и (11):
S 2 J 3
°нач и0 j'
_р!3_ 4
kEbhl· *4 + 3с *
(20)
Сдвиг шва от расчетной нагрузки quo ф-лам (8)
и (9):
2 _ ЗдІЗр
Я μ Ui(3Ebhp + Um) *
3 с
Приравнивая Ьшч и dq, снова получим р = ~q.
Таким образом балка с конструктивным строи¬
тельным подъемом первого рода находится под
расчетной нагрузкой в том же состоянии, какое
имело бы место при полной монолитности сече¬
ния, т. е. не получает добавочных напряжений,
прогибов и сдвига в швах.
Ввиду неудобства создания в станке необхо¬
димой равномерно распределенной нагрузки обыч¬
но производят изгиб балки по заданной кривой,
что теоретически вполне равноценно действию
силами при условии, если при назначении упру¬
гой линии правильно задан модуль упругости Е
дерева.
Необходимый выгиб в станке, соответствующий
величине нагрузки по ф-ле (18), равен:
/j о pi4 b
Jстр — οόλ ’ “йГ ’ hha =
pi* _6
384 E bh3
__ 15 q№c 1 ЬдізdH f91 \
“ 256 ‘ Ebhfl ~ 2ЪШтТн a 1}
Если балка рассчитана как
гласно выражениям (1) и (2),
в ф-лу (21) соотношение m
ченное из (1) и (2), найдем:
= 3^ . (22)
монолитная со¬
то , подставляя
= полу'
Выражение (22) вполне совпадает с приведен¬
ным в ТУ и Н (§ 197) приближенным выражением:
IΣ <5 іа
41 _ _ 10Н
*стр Зе 3 h
(23)
Если балка рассчитана как монолитная, то
задаваемый в станке на опоре балки сдвиг <50,
определяемый из выражения (5), после подста¬
новки в это выражение соотношений (18), (2) и
(1) дает в результате <5 о = <5М, т. е. сдвиг шва в
станке должен равняться сдвигу в нагелях при
их расчетном загружении. Ввиду того что под
расчетной нагрузкой сдвиг шва равен нулю,
можно сделать вывод, что нагель на опоре балки
действительно загружен своей полной расчет¬
ной нагрузкой. Этот вывод может быть сделан
и непосредственно, если в выражении усилия в
нагеле на опоре балки (9) заменить нагрузку q
нагрузкой р + q = -f и подставить в
это выражение соотношение тТн = ■ 3^- из ф-л
(1) и (2).
Общий вывод из всего вышеизложенного может
быть сформулирован так.
Если составной балке на по¬
датливых соединениях прида¬
ется конструктивный строи¬
тельный подъем первого рода,
при котором в швах балки в лю¬
бой их точке X создаются на
станке сдвиги^, соответствую¬
щие нагрузкам на нагели Тх в
тех же точках х монолитной
балки, составная балка может
быть рассчитана как монолит¬
ная.
Поясним сказанное двумя примерами.
Пример 1. Пусть балка составлена из четырех
брусьев одинаковой высоты (фиг. 2). Поместив
такую балку в станок, замечаем, что взаимные
сдвиги в швах I и II в любом поперечном сече¬
нии балки одинаковы. Отсюда следует, что на
опоре балки можно полностью использовать гвоз¬
девые срезы во всех швах. Учитывая далее, что
сдвигающие силы в швах Tj и Тц относятся
между собой, как 3 : 4, заключаем, что количество
срезов нагелей в швах I и II тоже должно отно¬
ситься, как 3:4. Поэтому, определив силы Ті и
Тц из расчета монолитной балки, можем назначить
2 гт
в шве I нагельных срезов mj = -т— , а в шве II
ПГГІ 1 η
2Тц
соответственно тпц , где, как и выше,
1 н
Тн — допустимая нагрузка на один нагельный
срез.
Фиг. 2. Состав¬
ное сечение из
четырех одина¬
ковых брусьев
Фиг. 3. Сдвиг в швах
балки из брусьев раз¬
ной высоты
Пример 2. Пусть балка имеет сечение, показан¬
ное на фиг. 3. Поместив такую балку в станок,
замечаем, что сдвиги в швах I относятся к сдвигам
гг 0,257і + 0,5h 3 ~
в шве IIу как —- — . Отсюда заклю¬
чаем, что при полном использовании нагелей на
опоре балки в шве II мы должны нагели в швах I
использовать только на 75%.и назначить коли-
8Тт
чество нагельных срезов в шве I — тщ — ^=г-, а
2 тл
в шве II — тц = , где Тт и Тц — сдвигаю-
1 н
щие силы в швах монолитной балки.
Во всех выводах и примерах, приведенных
выше, предполагалось, что нагели поставлены
равномерно по всей длине балки, что довольно
хорошо согласуется с требованием нулевых сдви¬
гов по всей длине швов, т. е. максимального при¬
ближения балки со строительным, подъемом пер¬
вого рода к монолитной балке. Однако постановка
нагелей в средней части балки экономически мало
эффективна ввиду того, что по мере приближения
к середине пролета усилия в нагелях падают.
Поэтому обычно в средней трети или в средней
половине пролета нагели ставятся в полтора-два
раза реже, чем на крайних участках балки.
Целесообразность этого приема подтверждается
не только общеэкономическими соображениями,
но также и более точным анализом вопроса о
распределении соединений по длине балки.
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
105
Если балка предназначена под равномерно
распределенную нагрузку, то касательные на¬
пряжения в шве монолитной балки распределя¬
ются по закону прямой от нуля в середине про¬
лета до максимума на опоре балки. Однако сдвиги
в швах такой балки при ее изгибании в станке
распределяются не по линейному закону, а по
криволинейному, показанному на фиг. 4. Руко¬
балки, нагруженной равномерно распре¬
деленной нагрузкой
во детву ясь общим выводом о подъеме первого
рода, сформулированным выше, мы должны и
нагели расставить таким образом, чтобы сдви¬
ги в шве на станке вполне соот¬
ветствовали усилиям в нагелях.
Если обозначить сдвигающую силу на единицу
длины шва в любой его точке через tx и соответ¬
ствующее количество нагельных срезов через тх,
то в любой точке шва усилие в нагеле будет равно
. Сдвиг δχ в шве в этой точке на станке дол-
%
жен быть пропорционален усилию в нагеле, т. е.
должно иметь место соотношение:
έ:Γ«=ί·:ί«
или δχ =
, 1*
тх '
(24)
где, как и раньше:
Тн — допускаемое усилие на нагельный срез;
δΗ — соответствующий этому усилию сдвиг шва.
Применив выражение (24) к опорному сечению
балки, получим:
откуда:
tp
7П0 *
__ δ0πι0
Тн ίύ
(25)
Сделав подстановку из (25) в (24), найдем:
tx
U *
(26)
С другой стороны, величина δχ связана с <50
уравнением кривой, данной на фиг. 4, а именно:
δχ = δο
ЗѴх— 4*з
l*
(27)
Сделав подстановку из (27) в (26)
кроме того, что — = , получим:
Іо U, Э і
Λ Згздс — 4ссЗ _ χ mo 2х
°° Із °0ml ‘ T *
откуда:
212
mx — m0 312 _ 4χ2 ·
и заметив
(28)
Кривая, соответствующая выражению (28), на¬
несена на фиг. 5. Эта кривая показывает, что
интенсивность расстановки нагелей должна па¬
дать от опоры балки к середине пролета, где она
должна составлять всего лишь 2/3 от интенсив¬
ности на опоре, или шаг нагелей в середине про¬
лета должен быть в полтора раза больше, чем на
опоре.
Для целей практики можно рекомендовать т^
кую расстановку нагелей, при которой в крайних
четвертях балки устанавливаются нагели расчет¬
ной интенсивности, в остальной же части — вдвое
реже (пунктир на фиг. 5).
Фиг. 5. Интенсивность размещения связей в
балке с подъемом первого рода, создаваемым
равномерными силами
Понимать это нужно так: при расчете
предполагается, что нагели рас¬
ставлены с интенсивностью т0
равномерно по всей длине балки,
фактически же в средней поло¬
вине балки ставится половина
расчетного количества. Такое до¬
пущение вполне оправдано, ибо: 1) количество
нагельных срезов по кривой на фиг. 5, равное
0,76 т01, очень близко к количеству срезов по
пунктирной линии, равному 0,75 m0Z, и 2) совер¬
шаемая при этом погрешность хорошо компен¬
сируется небольшим запасом, получающимся в
результате того, что при равномерной расста¬
новке нагелей предполагается линейный закон
распределения усилий в нагельных срезах. Как
показали подсчеты, проделанные автором, удале¬
ние половины нагелей из средней части балки
даже улучшает совпадение результатов прибли¬
женного и точного расчетов, уменьшая разницу
между ними до 2—3% в запас прочности и жест¬
кости.
Необходимо предостеречь от ошибки, нередко
допускаемой проектировщиками и состоящей в
том, что по сдвигающей силе Т, определенной для
монолитного сечения, размещается затем коли-
τ'
чество нагельных срезов, меньшее 1,5 -гтг ι
1 и
В случае такой чрезмерной экономии нагелей
увеличение придаваемого балкам строительного
подъема за счет увеличенного допускаемого сдви¬
га в швах под расчетной нагрузкой не является
удачным выходом. Хотя увеличением подъема
и удается получить законный прогиб балки под
расчетной нагрузкой, однако допускаемое при
этом (в скрытом виде) значительное увеличение
нагрузки на нагель уменьшает коэфициент без¬
опасности конструкции и кроме того легко мо¬
жет привести к значительным неупругим остаю¬
щимся просадкам балок даже при временной
перегрузке их.
Согласно ТУ и Н конструктивный строительный
подъем должен создаваться путем изгибания эле¬
ментов балки в специальном станке. Приводимая
в § 203 ТУ и Н табличка ординат строительного
подъема очень часто дается на чертежах для руко-
166
в. г. писчиков
водства при изготовлении балок. Однако трудность
изготовления достаточно точных шаблонов для
изгибания элементов составных балок потребова¬
ла установить, действительно ли необходимо при¬
давать подъем равномерно распределенной на¬
грузкой и нельзя ли упростить в этом отношении
изготовление балок. Автором статьи было пред¬
ложено изгибать элементы одним сосредоточен¬
ным грузом в середине пролета балки. Этот
способ в настоящее время имеет значительное
распространение в строительстве. Нет никакого
сомнения, что в ближайшем будущем этот способ
будет рекомендован ТУ и Н и сделается обще¬
распространенным.
В связи с этим возникает вопрос о том, как
должны быть учтены особенности нового способа
в расчете балок. Для выяснения этого вопроса
автор точно решил задачу распределения усилий
между нагелями при нагружении составной балки
одним сосредоточенным грузом в середине ее
пролета. Это решение показало, что кривая рас¬
пределения нагельных усилий в этом случае
близка к окружности с центром под опорой, но
для практических расчетов может быть принята
за квадратную параболу с уравнением:
Тх = Т0 , (29)
где Т0 — усилие в нагеле на опоре;
X — расстояние от середины пролета до рас¬
сматриваемого нагеля.
Зависимость между Тх и TQ воспроизведена
кривой на фиг. 6.
Результат приближенного решения задачи,
основанного на параболическом законе рас¬
пределения нагельных усилий, близок к резуль¬
тату точного решения, что позволяет считать
Фиг. 6. Параболическая эпюра сдвигов в шве балки
параболический закон вполне пригодным для
решения аналогичных практических задач. Даль¬
нейшее исследование вопроса показало, что стрел¬
ка строительного подъема первого рода, получае¬
мая в этом случае, мало отличается от стрелки,
получаемой по ф-ле (22), и что поэтому при выги¬
бании балки сосредоточенным грузом можно на¬
значать стрелку, пользуясь тем же выражением
(22).
Вторым преимуществом нового способа кроме
чисто производственного является экономически
Таблица 1
Данные для расчета составных брусьев на податливых соединениях
Форма сечения
бруса
Коэфициент эффективности
соединения
τζ
т
Прогиб по отношению
к монолитному брусу
Ъ-сдв =
Расчетное напряжение
в крайних волокнах бруса
прасч
№
4
4+Зс
1 + 3 4+Зс
3 / Зс \
16 b/i2 V т 4 + Зс/
1
Щ
3
3+2с
1 + 8 3 + 2с
1
1 912 /1 4.2 ІС \
12 bh. 2 \ f 3 + 2 с)
Ш
/Т1І
ιζ _ 16(1 + 2с)
Tj 16 + 39с + 18с2
ТІІ
Lz ^ 8(2 + Зс)
Т " 16 + 39с + 18сЗ
»
1 1 15 10’2с + 18с2
+ 16 + 39с + 18са
3 р'і* Г, , 3 33 с -f- 38с2 f
64 b/i2 L + 16 + 39с + 18С2 J
1
т1
1z ^ 125 (1 + Зс)
ΤΣ Я 125 + 378с + 180с2
Тп
Λζ 125(1 +2с)
125 + 378с + 180с2
1+24 78с + 180с*
^ 125 + 378с + 180с2
1
3 рІ*Г 93с -г 180с2 I
100 ~w L + 126 + 678с + 180с2 J
ЕЬЫН
Примечание. Во все случаях коэфициент с = -— .
ИП1К
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
167
более выгодное распределение нагрузок на на¬
гели. Кривая сдвигов получается параболиче¬
ской (фиг. 6), необходимое количество нагелей
снижается до 0,694 т01. Размещение нагелей
можно производить согласно пунктирной линии
на фиг. 7, где сплошная линия дает теоретическое
размещение нагелей.
В заключение необходимо все же отметить, что
предлагаемая ТУ и Н и поддерживаемая нами
возможность производить расчет составной балки
как монолитной при устройстве конструктив¬
ного строительного подъема первого рода теоре¬
тически не является строго обоснованной. При
дальнейшем нагружении балки сверх расчетной
нагрузки в ней появляются дополнительные на¬
пряжения, понижающие коэфициент запаса со¬
ставной балки по сравнению с монолитной.
Фиг. 7. Интенсивность размещения связей
в балке с подъемом первого рода, создавае¬
мым силой, сосредоточенной в середине про¬
лета
Следует все же полагать, что этот коэфициент
остается достаточно высоким, ибо вообще коэфи-
циенты запаса при изгибе монолитных балок
значительно превосходят коэфициенты запаса
прочих деревянных конструкций.
Необходимо далее учесть, что балка с подъемом
первого рода не делается более жесткой по срав¬
нению с такой же балкой, собранной без строи¬
тельного подъема. С точки зрения поведения под
нагрузкой балка с подъемом не делается «моно¬
литной», и каждый килограмм нагрузки на балке
вызывает такой же вертикальный прогиб, какой
получился бы у балки, собранной без подъема.
Вследствие этого в тех случаях, когда решающее
значение имеет возникающий под нагрузкой аб¬
солютный прогиб, балка должна трактоваться
как составная на податливых соединениях и
расчетный момент инерции должен определяться
специальным расчетом с учетом упругой подат¬
ливости связей (в подходящих случаях он может
быть взят из последней графы табл. 1).
В вопросе об оптимальной области применения
конструктивного строительного подъема' первого
рода среди специалистов имеются некоторые раз¬
ногласия; нередко приходится слышать, что подъ¬
ем первого рода «академичен» и что составным
балкам всегда нужно придавать подъем второго
рода. Это мнение ни на чем не основано, и можно
утверждать, что в некоторых случаях и в эконо¬
мическом и в техническом отношениях предпо¬
чтителен именно подъем первого рода. В частности
оптимальной областью применения подъема пер¬
вого рода являются составные гвоздевые прогоны
из мощного бруса с нашитыми на него сверху и
снизу менее мощными досками, о чем подробнее
будет сказано ниже.
3. Конструктивный строительный нодъеи
второго рода
Подъем второго рода имеет целью создать в
составной балке такие внутренние напряжения
и деформацию, чтобы прогиб балки под
расчетной нагрузкой равнялся
нулю. Рассматривая «классический» случай
придания подъема, когда начальная нагрузка
задается равномерно распределенными силами,
получим необходимую интенсивность начальной
нагрузки р (применительно к рассмотренному
выше примеру) из уравнения:
5 pi* 5 рі4 / 9с \
384 * Е · 0,25 · / 384 * ЕІ \ 4 + Зс /
= ш-й(1+ 4tW)< (3°)
откуда после преобразования получим:
р=(х+с)г· (зі)
Соответствующая этой нагрузке стрелка вы¬
гиба элементов балки в станке:
/и _ JL . _ pJLi
1 стр .384 Е · 2
12
bhs
Ш*еБй»(1 + 3с>· (32>
Определим напряжение в волокнах балки пол
расчетной нагрузкой q.
Напряжения в крайних волокнах определяются
по ф-лам (15) и (31):
_ J> А (р + g) i* (л , Зс \ _
прасч — 8 · 2Ь/іа 16 * bh2 \L "Г* 4 + Зс) ~
= -8Ш· I33»
Первый член суммы представляет собою напря¬
жение, возникающее при выгибании балки в
станке, второй член—сумму напряжений, возни¬
кающих при снятии балки со станка и при дей¬
ствии расчетной нагрузки q.
Напряжения в средних волокнах определятся
по формуле, получаемой' аналогично ф-ле (15)
и дающей напряжение от нагрузки q:
_ 3ql2_ / о __ о ТА _ 3«іі 6с (34)
По—16Ь/і2І4 2 т)~ 16Ь/і2 4 + Зс · ^ ‘
Для нашего случая:
6 , 3 (р + Q) *2 6 С
2Ж"^'18 * Ъ/12 4 + Зс
η - Р?
"0—8
- -& даі
Как видно из ф-л (27) и (29), напряжения в
крайних и средних волокнах одинаковы. То же
имеет место и для любого иного волокна. Этот
результат можно было получить и иначе — путем
простого умозаключения. В самом деле, соглас¬
но нашему требованию прогиб балки под расчет¬
ной нагрузкой q должен равняться нулю. А если
так, то все волокна под расчетной нагрузкой
должны оказаться прямолинейными, т. е. должно
отсутствовать самое явление изгиба, с которым
неразрывно связано искривление оси элементов.
Таким образом* единственной возможной формой
равновесия будет та, при которой все сжатые
волокна имеют одно и то же напряжение, равное
напряжению всех растянутых волокон. Плечо
внутренней пары для нашего случая должно
при этом равняться Λ, а напряжение должно
определиться из равенства:
откуда:
д12
8
Ыі · h · Ирам*
_ qL2
прасч — 8ЬЛ2 -
(36)
(37)
168
В. Г. пи сч и ко в
В этом случае сумма сдвигающих сил на полу-
пролете балки:
T=bhnpaM = fh.
(38)
Если нагели поставлены по длине балки рав¬
номерно и усилие в нагеле на опоре равно Тн,
го, принимая, как и раньше, линейный закон
распределения нагрузок на нагели, получим:
откуда:
гр гпТн
2 »
(39)
Возвращаясь к выражению (32) для стрелы
прогиба второго рода, замечаем, что величина
стрелы состоит из двух частей, одна из которых
зависит от параметра с, а другая не зависит.
Выражение (32) может быть преобразовано сле¬
дующим образом:
ец __ 1 о q№c i 5 ql4
Temp — 192 ’ Ebh3 ”1" Ϊ92 ' ЕШ
15<7Z3«5w 5 qU
192/12mTu 384 ’ E · 0,5 · W
(40)
Делая подстановку из (31) и обозначая 0,5bh3 =
= /0, получим:
ju __ i 5_ Ql*
lcmP 3,2h ^ 384 " Eh *
(41)
Это выражение вполне совпадает с формулой,
приведенной § 199 ТУ и Н. Таким образом наши
выводы расшифровывают формулы для расчета
балок, снабженных конструктивным строитель¬
ным подъемом второго рода, приведенные в § 199
ТУ и Н.
В простейшем случае, когда с = 0 (что соот¬
ветствует клееным балкам), величина стрелы
подъема будет равна:
іапѵ 384 ’£/<)■
Клееная балка с такой стрелой подъема будет
вести себя под расчетной нагрузкой q как вполне
монолитный брус, причем возникающие в этой
балке напряжения η и іи прогибы будут опреде¬
ляться по обычным формулам строительной меха¬
ники для монолитных брусьев. Формулы § 199
нужно понимать как условные, позволяющие
сразу счесть как напряжения, возникающие от
расчетной нагрузки д, так и напряжения, возни¬
кающие от начальной нагрузки р.
Для симметричных сечений имеем формулы:
расчетный момент инерции:
Л = у ΣFHe*} (43)
расчетный момент сопротивления:
^=0,5е,
Іо
(44)
где Fn—площадь элемента сечения' балки;
eu'—расстояние между центрами тяжести
каждой пары элементов, симметричных относи¬
тельно оси балки.
Условность приведенных формул можно по¬
яснить следующем образом.
Положим, речь идет о составной на клею балке
с подъемом второго рода. В станке балка подвер¬
гается действию нагрузки р, создающей выгиб
элементов (стадия 1). Затем происходят схва¬
тывание и твердение клея, после чего балка вы¬
нимается из станка. В момент вынимания из стан¬
ка на балку, работающую как вполне монолитный
брус, действует в обратную сторону та же началь¬
ная нагрузка р (стадия 2). Наконец под действием
расчетной нагрузки q (стадия 3) балка приходит
в расчетное состояние, характеризующееся впол¬
не прямолинейной осью. Обозначая момент инер¬
ции сечения балки через /, сумму моментов инер¬
ции сечений элементов, составляющих балку,
через Jj, получим следующее уравнение для
определения р:
5 ѵі* 5
384 * Eh 384
РІ4 5 qU Λ
* EI 384 ‘ EI ~ 9
(45)
откуда:
h h
(46)
р - I
— h У h^‘
На основании ф-лы
(45) стрелка строительного
подъема:
411 __ 5 .
/стр 384
pU 5 ql*
Eh 384 * EIq 9
(47)
т. е. момент инерции /0 является фиктивным,
условно заменяющим истинный момент инерции I.
Если по ф-ле (46) определить отношение ^rq >
то получим:
у _ h
P + Q I *
Это показывает, что замена полной действующей
на составную балку нагрузки р + q расчетной
нагрузкой q равносильна"замене истинного мо¬
мента инерции I фиктивным расчетным моментом
инерции /0.
Однако одной этой условности для расчета бал¬
ки оказывается недостаточно, и приходится ввести
еще вторую условность, выражаемую соотноше¬
нием (44).
Расчетное напряжение в крайних волокнах
балки должно получаться суммированием на¬
пряжений от изгиба в стадиях 1, 2 и 3. Стадия 2
учитывается заменой I через /0, а стадия 1 ис¬
ключается тем, что напряжение исчисляется по
ф-ле (44) для центра тяжести крайнего элемента
балки, т. е. для той точки, где стадия 1 (изгиб в
станке) дает напряжение, равное нулю. Ввиду
того что по высоте сечения крайнего элемента
суммарное напряжение не меняется, то напряже¬
ние, определенное по ф-ле (44) для одной из точек,
является расчетным напряжением и для всею
сечения.
Сдвигающие напряжения учитываются по обыч¬
ной формуле:
где момент инерции 1 заменяется условным мо¬
ментом инерции /0.
Простота ф-л (43) и (44) заставляет считать при¬
менение их вполне рациональным; необходимо
однако отметить и подчеркнуть их условность,
могущую иногда привести к неправильным вы¬
водам.
В частности не нужно забывать, что прогиб о т
расчетной нагрузки q должен опре¬
деляться по реальному моменту инерции /, и
следовательно жесткость клееной балки с подъе¬
мом второго рода та же самая, что и без подъема.
В составных балках на податливых соедине¬
ниях податливость связей должна компенсиро¬
ваться соответствующим увеличением придавае¬
мого балке подъема для того, чтобы балка на по¬
датливых соединениях находилась в тех же усло¬
виях, как и клееная балка с подъемом второго
ро;>а.
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
16&
Рассматривая сначала «классический» случай
придания подъема равномерно распределенной
нагрузкой р, можем общий вывод сформулиро¬
вать так.
Составная балка на податливых
соединениях, коей придается
конструктивный строительный
подъем второго рода, может
быть рассчитана как клееная
лишь в том случае, если на стан¬
ке создаются сдвиги в ш в ах
где ах — сдвиги, соответствующие
сдвигам в станке клееной бал¬
ки, а δχ — сдвиги, соответствующие
тем нагрузкам на нагели Тх, к а-
кие имеют место в каждой точке
клееной балки под расчетной на¬
грузкой.
Разница между подъемом первого и второго
рода заключается только в том, что при подъеме
второго рода балке придается несколько больший
выгиб, соответствующий сдвигам ах. Все остальное
остается без изменений. Все выводы, сделанные
при исследовании подъема первого рода (см.выше),
остаются справедливыми и в этом случае, так же
как приведенные там фиг. 4 и 5.
Несколько иначе происходит явление, если
подъем придается силой, сосредоточенной в
середине пролета балки.
В этом случае приданием подъема и соответ¬
ствующей расстановкой нагелей теоретически
не удается получить полного совпадения во всех
точках с аналогичной клееной балкой.
Величина груза Р, необходимого для придания
подъема второго рода клееной балке, определяется
из уравнения:
Ргз різ 5_ β _ 0
48Е/і 48ЁІ 384 ’ ~EJ ~
откуда:
Р = Т'Ъ* <48>
В случае балки из двух брусьев:
— = — __ 5 .1. 48 JL
Іо 3 * і0 29 + 29 ’ I "
(50)
Если балка не клееная, а составная на нагелях,
то нагрузки на нагели Тх должны соответство¬
вать как эпюре сдвигающих сил по фиг. 8, так
и сдвигам δχ в швах, придаваемым балке на
станке и меняющимся по параболическому за¬
кону (фиг. 6):
с о 4х ([ ос)
°Х = °0 12 ■
(si;
Выражение (26) принимает в нашем случае вид:
j} 4*(І-х) _ в mo / 5 , 48 X \
°0 гпх U9 + 29 ' I ) ·
12
откуда получим:
_ / 5 , 48 зс \
тх то [ 29 "Г 29* I ) 4эс (I
Z2
-зс)
(52)
(53 >
Кривая тх, соответствующая сечению из двух
брусьев и построенная на фиг. 9, имеет в середине
Во второй стадии работы балки сила Р создает
в шве балки прямоугольную эпюру сдвигающих
сил. Под расчетной нагрузкой полная эпюра сдви-
Фиг. 8. Эпюра сдвигающих усилий
в шве балки с подъемом второго
рода, создаваемым силой, сосредо¬
точенной в середине пролета
тающих сил будет иметь трапециевидное очерта¬
ние. Поперечная сила на опоре балки будет равна:
— -4- — · - σΖ
2 + 16 іо
а в середине пролета:
5
Тб"
Отношение сдвигающей силы в пролете tx к
сдвигающей силе на опоре t0 может быть согласно
фиг. 8 получено в общем виде из соотношения:
_5_
16
5f;+i6T
-L.il,+1
16 ІО ^2
5τΐ+8
(49)
пролета ординату тх = оо. Объясняется это-
тем, что в середине пролета сдвиги в швах равны
нулю, в то время как сдвигающая сила tx имеет
конечную величину.
Выше указывалось, что нет возможности со¬
здать вполне «клееное» сечение при изгибании ба¬
лок сосредоточенным грузом, но практически в
этом нет и надобности, поскольку основное требо¬
вание — получить под нагрузкой q прогиб, рав¬
ный нулю,— удовлетворяется не только при рав¬
номерном размещении нагелей интенсивностью
т0, но и при более экономичном размещении их
вдвое увеличенным шагом в середине пролета.
Нанесенная на фиг. 9 пунктиром (в том же мас¬
штабе) кривая распределения нагелей при изги¬
бании той же балки равномерно распределенной
нагрузкой р показывает, что на наиболее важном
участке балки у опоры при сосредоточенном грузе
требуется меньшее количество нагелей и что
следовательно средний участок балки вполне
может быть соединен более слабо за счет усиле¬
ния соединения крайних ее участков.
В результате можно предложить такой способ
расстановки связей при получении конструктив¬
ного строительного подъема второго рода сосре¬
доточенной силой, при котором расчет нагелей
и их расстановка производятся так же, как и
при получении подъема равномерно распределен¬
ной нагрузкой. В этом последнем случае необхо¬
димое количество нагелей на полупролете балки
по
в. г писчиков
определяется как при назначении подъема пер¬
вого рода по формуле:
т
= l,5f ,
1 Н
(54)
тде Т == ^ — расчетная сдвигающая сила
в шве клееной балки;
Тн — допускаемое усилие в нагеле на опоре
•балки;
S — статический момент рассматриваемой части
сечения.
Практически нужно определять число нагелей
по формуле:
Т ql2 s
1 л« ^і м h
(55)
и размещать их в крайних четвертях пролета бал¬
ки. В средней половине пролета ставить половину
этого количества нагелей raj = 0,5 тц.
10,5 Я
0£Я J )0,5Я
Г II ■
|0,5 Р
♦ Я
І Я .0,5 Р ί
1 1 J , *
л.
\Р
Фиг. 10. Выгибание обоих поясов двутавровой
балки
Изложенным исчерпывается вопрос о способе
расчета и конструирования составных балок на
податливых и клеевых соединениях при устрой¬
стве конструктивного строительного подъема вто¬
рого рода. Необходимо однако остановиться на
том, насколько закономерно положение, когда
составная балка с подъемом второго рода «полу¬
чается» по расчету прочнее монолитной не только
при клеевых соединениях, но даже и при подат¬
ливых соединениях нагельного типа.
Если балку с подъемом второго рода загрузить
двойной расчетной нагрузкой, то для сечения и
двух брусьев при клеевом соединении расчетное
напряжение увеличится в два с половиной раза,
при нагельных соединениях — почти в три раза.
■Одно это говорит уже о том, что при расчете на
полное допускаемое напряжение коэфициент за¬
паса балок с подъемом второго рода должен быть
значительно ниже коэфициента запаса монолит¬
ных балок. Получающуюся неувязку можно устра¬
нить двояко: І) увеличить допускаемое напряже¬
ние на монолитные балки, если экспериментально
будет подтверждено, что они имеют чрезмерно
большие запасы прочности сравнительно с дру¬
гими деревянныда конструкциями; 2) понизить
допускаемое напряжение на составные балки,
коим придается подъем второго рода, настолько,
чтобы допускаемая на составную балку расчет¬
ная нагрузка не превосходила расчетной нагру-
ки на монолитную балку такого же сечения.
Второй вариант нам представляется более пра¬
вильным.
Сфера применения подъема вто¬
рого рода.
Безусловно оптимальными для назначения подъ¬
ема второго рода являются двутавровые балки с
перекрестной и фанерной стенками, тавровые
балки, подкрановые и шпренгельные балки,
фермы Лангера и т. д.
Конструктивный подъем имеет смысл только
в тех случаях, когда отдельные балочные элемен¬
ты конструкции либо совсем не имеют стыков
в пролете либо имеют стыки, равнопрочные и
равножесткие неразрезанному сечению элементов.
Если двутавровая балка имеет стыки поясов
в середине пролета: верхнего — в виде лобового
упора и нижнего — с деревянными накладками
на гвоздях или нагелях (фиг. 10), соединенными
с поясными досками до придания подъема, то
в станке нижний пояс может быть изогнут тремя
силами 0,5Р—Р—0,5Р согласно фиг. 10. В
середине длины нижнего пояса будет при этом
создано максимальное начальное напряжение,
компенсирующее дополнительное напряжение
нижнего пояса под расчетной нагрузкой. Таким
образом нижнему поясу возможно и небеспо¬
лезно придать конструктивный подъем второго
рода.
Иная картина наблюдается в верхнем поясе.
Изгибание досок верхнего пояса возможно толь¬
ко путем действия трех сил на каждую половину
пролета порознь, т. е. так, как это показано на
фиг. 10. Максимальные начальные напряжения
возникают при этом в четвертях пролета, где
они совершенно бесполезны ввиду имеющегося
здесь и без того запаса в основных напряжениях,
в середине же пролета начальные напряжения
равны нулю, вследствие чего добавочные напря¬
жения, возникающие в торцевом стыке под рас¬
четной нагрузкой, остаются некомпенсирован¬
ными. Таким образом для верхнего пояса кон¬
структивный подъем не имеет никакого смысла
и не может быть рекомендован. Поэтому для верх¬
него пояса следует ограничиться устройством
обыкновенного строительного подъема двускат¬
ного профиля, снабдив конструктивным подъемом
второго рода только элементы нижнего пояса
балки.
В коробчатых настилах назначение подъема
второго рода оправдывается главным образом эс¬
тетическими соображениями — желанием избе¬
жать неприятного для глаза прогиба
покрытия под нагрузкой. Необхо¬
димо однако отметить, что это дости¬
гается путем известного перерасхода
в гвоздях, а иногда и в древесине.
Последнее объясняется тем, что вер¬
тикальные ребровые доски при ус¬
тройстве конструктивного подъема фиг Се_
второго рода полностью как бы вы- чение при¬
ключаются из работы под расчетной "
нагрузкой. При значительной мощ¬
ности ребровк:.' досок момент сопро¬
тивления монолитного сечения по¬
лучается больше ,момента сопротивления сече¬
ния по ф-ле (44).
В гвоздевых составных прогонах по фиг. 11
вопрос о назначении конструктивного подъема
того или иного рода получает вполне определен¬
ное решение.
В тех случаях, когда необходимое сечение про¬
гона несколько превосходит размеры, допусти¬
мые по сортаменту, целесообразно увеличить
предельную допустимую высоту h монолитных
прогонов путем нашивки на них сверху и снизу
гвоздями не слишком толстых досок. Таким
прогонам следует придавать конструктивный
подъем первого рода, рассчитывая их как моно¬
литные. Переход к конструктивному подъему
второго рода требует для таких сечений значитель¬
но большего расхода гвоздей. На фиг. 12 даны оди¬
наковые поперечные сечения двух прогонов про¬
летом I = 5 м, несущих одинаковую расчетную
нагрузку q = 1150 кг/м при одинаковых рас¬
четных напряжениях. Прогон /, коему придан
конструктивный подъем первого рода, требует
I
1
моугольной
составной
гвоздевой
балки
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
171
4,96 кг гвоздей; прогон //, коему придан конструк¬
тивный подъем второго рода, требует 16,60 кг
гвоздей, т. е. в три с половиной раза больше.
Допуская применение монолитных прогонов,
мы с полным правом можем допустить примене¬
ние в тех же случаях эквивалентных монолитным
составных прогонов, имеющих конструктивный
строительный подъем первого рода.
Фиг. 12. Балки с тонкими и
толстыми поясными досками
Приведенный пример показывает, что в тех
случаях, когда нашивные доски получаются не
слишком толстыми, следует применять гвозде¬
вые прогоны с подъемом первого рода. В тех же
случаях, когда толщина нашивных досок полу¬
чается значительной, следует переходить на про¬
гоны на пластинчатых нагелях, назначая конструк¬
тивный подъем первого или же второго рода глав¬
ным образом из эстетических соображений, ибо
технико-экономические показатели не дают ни
одному из них решающих преимуществ.
ад·. е гп
=т
Фиг. 14. Шаблон
для разметки
гвоздей
Иначе та же разметка может производиться
путем прочерчивания на нашивке продольных
рисок с помощью поперечного бруска с забитыми
в нем гвоздями (фиг. 14). Поперечные риски на
нашивке наносятся при этом
обычно с помощью угольника.
Простейшая установка для
изготовления гвоздевых балок
может быть выполнена по
фиг. 15.
Основой установки являются
две сваи А, врытые в землю
на взаимном расстоянии, рав¬
ном пролету балки, и свая К,
врытая на равном расстоянии
от свай А. Для увеличения надежности и жест¬
кости свай полезно соединять их с попереч¬
ными коротышами В, зарытыми близ поверх¬
ности земли, неглубоко.
Изгибание элементов балки, предварительно
соединенных в середине пролета несколькими
гвоздями, производится с помощью клина, заби¬
ваемого в зазор между балкой и сваей К.
Величина стрелки выгиба контролируется спе¬
циальной сваей S, врытой в землю и стесанной
таким образом, чтобы зазор между сваей и уло¬
женной балкой равнялся необходимой стрелке
выгиба /.
Контроль выгиба можно осуществить также
иначе — путем натягивания нити СС между двумя
гвоздями С, забитыми в доску стенки (фиг. 15).
4. Придание балкам конструктивного
строительного подъема
1) Гвоздевые балви ограниченной высоты прямо¬
угольного двутаврового и коробчатого сечения 1
Балки этого типа, имеющие поперечное сече¬
ние по фиг. 13, могут быть различной мощности.
Наиболее мощные балки прямоугольного сече¬
ния могут иметь высоту до 50 см.
Изготовление балок типа фиг. 13 должно на¬
чинаться с заготовки материала, после чего де¬
лаются разметка гвоздевого забоя в нашивках
и разметка положения диафрагм в балках короб-
(чатого и двутаврового сечения (фиг. 13, 6 и в).
Фиг. 13. Сечения гвоздевых
балок
Разметку рекомендуется делать с помощью доща¬
тых шаблонов. Для балок типа фиг. 13,а удоб¬
ный шаблон может быть сделан следующим об¬
разом (фиг. 14).
На доске толщиной 4,5 см делается тщатель¬
ная разметка гвоздевого забоя в нашивках. По
этой разметке забиваются точно перпендикулярно
к доске гвозди толщиной 3 мм и длиной 5С мм.
Уложив шаблон с торчащими из него на 5 мм кон¬
цами гвоздей на нашивку, можно получить раз-
метку гвоздей путем легкого1 постукивания по
шаблону, дающего на нашивке следы от острых
концов гвоздей.
1 О придании конструктивного строительного подъ¬
ема балкам на пластинчатых нагелях см. стр. 202—203.
Фжг. 15. Элементарный станок для придания балкам
подъема
Перед изгибанием балки в середине ее пролета
от натянутой нити откладывается величина стрел¬
ки f и проводится .карандашом риска. Балка из¬
гибается до тех пор, пока риска не совпадет с
направлением нити.
При наличии на площадке дощатого пола или
специального бойка вместо свай могут быть при¬
менены упоры из брусьев, пришитые к бойку
гвоздями (фиг. 15, слева).
Неудобство способа, описанного выше, заклю¬
чается в необходимости забивать гвозди в гори¬
зонтальном положении.
При достаточно большом количестве балок
целесообразно устроить для их изготовления спе¬
циальный станок.
Такой станок, предназначенный для изготовле¬
ния мощных прогонов пролетом до 6 мл изобра¬
жен на фиг. 16. Станок состоит из двух бревен,
прочно врытых в землю, и рамы, образованной
четырьмя брусьями сечением 10 X 20 см, со¬
единенными на болтах.
172
В. Г. писчиков
С помощью пары обрезков двухдюймовых труб
рама может вращаться относительно горизон¬
тальной оси.
Четыре долевых бруса образуют салазки, по
которым могут скользить рамки М, служащие
опорами для балки. Рамка К закрепляется по
середине станка.
Балка заводится в станок в положении, изоб¬
раженном на фиг. 16. Сначала ставят на место
один конец ее, затем, сдвигая балку сначала в
одну, потом в другую сторону вдоль станка, за-
2) Двутавровые балки с перекрестной стенкой
Ввиду массивности обычно применяемых дву¬
тавровых балок с перекрестной стенкой устрой¬
ство специального поворотного станка для изги¬
бания поясов потребовало бы значительной за¬
траты материалов. Поэтому можно ограничиться
простейшим устройством по типу фиг. 15.
Наиболее просто изготовляются балки с пере¬
крестной стенкой без стыков. Для таких балок
рекомендуется следующий порядок работ.
Разрез по Б~б
болта 0\Ь
Разрез по В-В
Фиг. 16. Поворотный станок для придания подъема гвоздевым балкам
водят другой конец. Балка может быть также ус¬
тановлена на место при широко расставленных
рамках М путем укладки ее на рамку К с после¬
дующей надвижкой рамок М на конец балки.
После укладки балки на место станок повора¬
чивается на 180° и производится изгибание балки
с помощью простейшего винтового нажима.
Перед укладкой балки в станок полезно к од¬
ной из нашивок прикрепить двумя гвоздями на¬
тянутую нить и в середине пролета балки отло¬
жить от нити величину стрелки / выгиба (см.
выше, фиг. 15).
Сначала забиваются гвозди в одну из нашивок,
после этого балка поворачивается на 180° и заби¬
ваются гвозди второй нашивки.
Поворачиванию балки при забивке гвоздей
препятствуют штыри D, закладываемые в дыры,
рассверленные с зазором согласно фиг. 16.
При изготовлении балок на станках по типу
фиг. 15 и 16 некоторое количество гвоздей на
концах и в середине балки не может быть забито.
Эти гвозди забиваются после того, как балка
снята со станка.
По подкладкам А из брусков (фиг. 17) укла¬
дываются в порядке слоев прокладки ребер же¬
сткости, поясные доски, доски стенки и другие
элементы балки, скрепляемые между собой не¬
большим количеством монтажных гвоздей.
Сборка производится в установке, исполнен¬
ной по фиг. 15.
Затем посредством клина
производится изгибание по¬
ясных досок, контролируе¬
мое обычным способом —
с помощью натяжной нити.
После изгибания поясных
досок на нужную величину
проверяется положение до¬
сок стенки и остальных
элементов балки и производится забивка поясных
гвоздей обоих поясов, а также гвоздей, заби¬
ваемых в прокладки ребер жесткости.
После забивки всех гвоздей с одной стороны
балка освобождается из станка, переворачи¬
вается и забиваются все гвозди с другой стороны
балки.
Фиг. 17. Укладка
элементов двутавровой
балки
КОНСТРУКТИВНЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ ПОДЪЕМ
173
Установка на гвоздях и болтах накладок ре¬
бер жесткости завершает сборку.
При таком способе сборки половина от всего
количества поясных гвоздей не получает началь¬
ных напряжений от изгиба поясов, что однако
не имеет существенного влияния на работу бал¬
ки.
Балки с перекрестной стенкой со стыком поя¬
сов обычно имеют стык нижнего пояса с деревян¬
ными накладками, а иногда и прокладками и
стык верхнего пояса — в виде торцевого упора,
перекрытого короткими нерабочими накладками.
Оба стыка обычно делаются в середине проле¬
та балки.
Для балок такого типа можно рекомендовать
следующий порядок сборки.
1. В установке, имеющей три упора по типу
фиг. 15, укладываются все доски нижнего пояса,
доски перекрестной стенки и верхние прокладки
опорных стоек в положении, изображенном на
фиг. 18; нижний пояс имеет при этом строго пря¬
молинейное направление.
——О—Н ,п п п*
Фиг. 18. Первая стадия сборки
Забиваются все гвозди нижнего пояса, в том
числе и стыковые.
2. Нижний пояс вместе с перекрестной стен¬
кой и монтажно укрепленными прокладками опор¬
ных стоек переворачивается на другую сторону
и забиваются все остальные гвозди нижнего
пояса. Укрепляются оставшиеся прокладки опор¬
ных стоек и укладываются взаимно приторцован¬
ные доски верхнего пояса — с двускатным строи¬
тельным подъемом со стрелкой / в середине про¬
лета (фиг. 19).
Правильность положения досок верхнего по¬
яса легко может быть соблюдена с помощью упора
S, установленного в середине пролета (фиг. 19).
Фиг. 20. Третья стадия сборки
3. В таком положении производится с помощью
клина изгибание нижнего пояса. Верхний пояс,
опирающийся при этом на упоры А и St остается
неподвижным (Фиг. 20).
Контроль стрелки выгиба нижнего пояса про¬
изводится, как обычно, натяжной нитью, укреп¬
ленной на нижнем поясе, или промером высоты
балки от упора S.
После изгибания нижнего пояса забиваются
гвозди верхнего пояса и монтажными гвоздями
устанавливаются на место прокладки ребер же¬
сткости с одной стороны.
4. Балка освобождается из станка, снова пе¬
реворачивается, забиваются остальные гвозди
верхнего пояса и устанавливаются с обратной
стороны остающиеся прокладки ребер жестко¬
сти.
5. Забиваются гвозди в прокладках ребер жест¬
кости, устанавливаются на гвоздях и болтах на¬
кладки ребер жесткости и обрезаются выступаю¬
щие из балки концы досок стенки.
8) Двутавровые балки с фанерной стенкой
Двутавровые балки с одиночной фанерной стен¬
кой, имеющие конструктивный строительный
подъем, собираются так же, как аналогичные
балки с перекрестной стенкой.
Двутавровые балки с двойной фанерной стенкой
без стыков собираются следующим образом.
1. В станок укладываются средние доски поя¬
сов, соответствующие этим доскам ребра жест¬
кости на опорах и в середине пролета, фанерная
стенка, крайние доски поясов со своими ребрами
жесткости на опорах и в середине пролета.
Производятся изгибание досок обоих поясов
и их прошивка гвоздями.
2. Балка вынимается из станка, переворачи¬
вается, снова кладется в станок, укладываются
все остальные внутренние элементы ребер жест¬
кости, вторая фанерная стенка, оставшиеся
крайние доски поясов и соответствующие этим
доскам ребра жесткости на опорах и в середине
пролета.
3. Поясные доски изгибаются в станке и при¬
шиваются к остальным элементам балки. Ставятся
оставшиеся ребра жесткости и болты.
Двутавровые балки с двойной фанерной стен¬
кой, имеющие стыки поясов, собираются так:
1. Укладываются в станок по схеме фиг. 18
средние (внутренние) доски нижнего пояса, за¬
тем фанерная стенка и наружные доски нижнего
яюяса вместе со стыковыми накладками. Проши¬
ваются гвозди нижнего пояса с одной стороны.
2. Балка переворачивается на другую сторону
(фиг. 19), укладываются все внутренние ребра
жесткости, присоединяемые к нижнему поясу
и стенке монтажными гвоздями, укладывается
вторая фанерная стенка и оставшиеся наружные
доски нижнего пояса со стыковыми накладками.
Забиваются гвозди нижнего пояса. Одновременно
укладываются на место согласно фиг. 19 все доски
верхнего пояса балки с двускатным строитель¬
ным подъемом.
3. С помощью клина изгибается нижний пояс и
забиваются гвозди верхнего пояса и ребер жест¬
кости с одной стороны.
4. Балка вынимается из станка, снова перево¬
рачивается и забиваются гвозди верхнего пояса
и ребер жесткости с другой стороны. Обрезаются
края фанеры, и ставятся болты.
174
Д. И. ДАВЫДОВ
Ипж. Д. И. ДАВЫДОВ
IV. КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
1. Общи© сведения
Невозможность включить настилы и подшивки
в работу перекрытий и покрытий обычного типа
(по балкам и доскам на ребро) давно требовала
изобретения такого покрытия, все элементы ко¬
торого участвовали бы в работе. Однако большин¬
ство предложенных конструкций, аналогичных
по работе описанным ниже коробчатым балкам,
не позволяло: 1) применить сборный метод про¬
изводства работ, 2) придать покрытию конструк¬
тивный строительный подъем.
Последнее неизбежно приводи¬
ло к недопустимому провиса¬
нию перекрытий. Коробчатые
балки лишены указанных не¬
достатков. Изготовленные на
стороне и заранее утепленные
сухим термоизолятором, они
представляют собой элементы
сборного перекрытия, которые
остается только уложить на
место, вплотную один к другому. Этим элемен¬
там без затруднений· придается конструктивный
строительный подъем, исключающий опасность
провисания перекрытия.
Коробчатая балка состоит из двух вертикаль¬
ных и двух горизонтальных досок, соединенных
гвоздями в жесткую коробку (фиг. 1).
Сплошной коробчатый настил может быть ре¬
комендован главным образом для теплых покры¬
тий и для междуэтажных перекрытий с пролетом
от 3,5 до 1 м.
В междуэтажных перекрытиях применение
коробчатого настила целесообразно лишь при
условии полной водонепроницаемости пола (или
ковра между половым и коробчатым настилами).
Ввиду относительно малой высоты и неполного
использования допускаемых напряжений короб¬
чатые балки имеют сравнительно высокие коэфи-
циенты собственного веса. Они тем экономичнее,
чем больше пролет и тяжелее нагрузка.
Таблица 1
Фиг. 1. Поперечное
сечение коробчатой
балки
Сравнительные данные расхода древесины
Расчетная
нагрузка
в кг/м*
; Расчетный
пролет
в м
Расход материала
коробчатый
настил
перекрытие
из досок на
ребро
разница в %
400
4,00
0,080
0,072
—11
400
5,00
0,096
0,100
+ 4
400
6,00
0,106
0,126
+12
500
4,00
0,90
0,077
—12
500
5,00
0,108
0,112
+ 5
*00
*,00
0,120
0,135
+13
Для определения экономической эффектив¬
ности коробчатого настила были произведены
сравнительные подсчеты расхода древесины ко¬
робчатого настила и междуэтажного перекрытия
из досок на ребро с рабочим настилом и подшив¬
кой.
Как видно из этой таблицы, по расходу дре¬
весины коробчатый настил при больших проле¬
тах более экономичен.
Чтобы обеспечить совместную работу отдель¬
ных балок настила, необходимо соединять смеж¬
ные балки косо забитыми гвоздями. Та же цель
может быть достигнута укладкой поверх балок
сплошного дощатого настила перпендикулярно
к направлению балок.
2. Расчет коробчатых балок
Даны: полная расчетная нагрузка на пере¬
крытие q кг/м2; погонная нагрузка на балку
qx кг/м; расчетный пролет балки — I метров.
Изгибающий балку моменті
Нормальная сила в горизонтальных досках:
N = аЪ · [ті], (2)
где [гс] — допускаемое напряжение на сжатие;
а = с — Sdze — толщина горизонтальных и
ребровых досок при одном ряде гвоздей
в каждой кромке ребровой доски;
dee — диаметр принятого гвоздя;
Ъ — ширина коробчатой балки.
Допускаемая погонная нагрузка qx на одну
балку (по напряжению в древесине) при нали¬
чии конструктивного строительного подъема
второго рода определится из равенства моментов
Ne и М по формуле:
8М __ 8Ne 8ab [η] е 64dteb [п] e /ον
$1— 12 — 12 ~~ 12 12 · І'Ч
При расчете гвоздей пролет балки разбивается
на три равные зоны (фиг. 2)
Фиг. 2. Эпюра размещения гвоздей
Расчет на сдвигающую силу в крайних третях
пролета производится по средней величине попе¬
речной силы на этих участках:
В средней трети пролета — по максимальной
поперечной силе:
п — Qi _ 31*.
V2 — У — ϋ ·
Расчет на сдвигающую силу производится для
балки шириной , т. е. на один ряд гвоздей.
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
17.у
Сдвигающая сила в крайней трети пролета:
__ Оі ^ ъ_ = ± = qbiz (t,
11 — е ’ 3 * 2 Зе * 3 ' 2 18β * v' >
Допускаемое усиЛие на один срез гвоздя с
учетом коэфициента
/с = 0,9 - 0,8 = 0,72
к основным допускаемым напряжениям на смя¬
тие дерева:
Tw = 304d* Y~k = 304d» yoj2 = 258d*. (6)
Количество гвоздей в одном ряду при рассто¬
янии между ними = id:
i 1 tn\
ті = зіі = зіа· <7>
Сдвигающая сила, воспринимаемая этими гво¬
здями:
*7 = «Л = 5^- 258*-^.
2. Поправочный коэфициент для допускаемых:
напряжений на древесину принят равным Л=0,9χ
Х0,8 = 0,72. r F
3. Толщина вертикальных досок с = Sd при¬
нята минимальной для данного диаметра гвоздя:
из условия соблюдения расстояния 4d гвоэдей
от краев доски.
4. Толщина горизонтальных досок принята ма¬
ксимальной из условия полного использования:
гвоздя на изгиб:
а = ан = 6,3 d : У к = 6,3d: Уо^72 ^ Sd.
5. Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тгв= 304d1 2 *: УТ= 258d2.
6. Расстояние между гвоздями принято в край¬
них третях пролета st^20d, в средней трети
пролета s2 = 2sx > 40d.
7. Допускаемый упругий прогиб от полной
расчетной нагрузки:
4 — ^gl4 ^ 1_
Іупр— 384Я/^ 200 ’
Приравнивая Тг = Тг*, получим;
откуда:
фі2 _ 258Id
18β Зі ’
Ziqlb
е ~ 18 · 258d
0,000647 ^Ь.
(8)
где I = · Ъ (-02J = ητ —момент инерции го-
ризонтальных досок относительно нейтральной
оси без учета их моментов инерции относительно'
собственных осей (момент инерции вертикальных
досок вовсе не учитывался) 1;
Е = 100 000 кг/см2.
Зная нагрузку q, пролет балки I и задавшись
шириной балки Ъ, шагом и диаметром d гвоздей
(а следовательно и толщиной горизонтальных и
вертикальных досок а = с = 8d), определяем
по ф-ле (8) плечо е внутренних сил, а затем вы¬
соту ]г = е — а вертикальных досок.
Определив размеры балки по ф-ле (8), прове¬
ряем расчетное напряжение в горизонтальных
досках по ф-ле (3) и находим относительный про¬
гиб η- настила под расчетной нагрузкой по
формуле:
5gI3
ϊ 384 - Ey>h ’ V 1
где Е — модуль упругости (для полусухого де¬
рева Е — 100 000 кг/см2);
І0 = b — — (b — 2а) ^ — момент инерции
сечения балки;
у> — коэфициент уменьшения жесткости балки
вследствие податливости гвоздевых сопряжений,
можно, принимать ψ = 0,5. Относительный
прогиб -j рекомендуется принимать; для между¬
этажных перекрытий не более зЩ) Ш ’ для
верхних покрытий на скатах с уклоном более 5е—
не более (^ив ендовах— не более ~ ^.
3. Таблицы элементов коробчатых балок
1) Принципы составления таблиц
При составлении таблиц приняты следующие
основные положения:
1. Расчет произведен для балок из полу¬
сухой сосны марки II для Ш класса сооруже¬
ний.
8. Прогиб от сдвигов определен по формуле:-
Σδΐ
^дв = “зТ '
Для определения сдвига величина (5 принята,
равной 1,5 мм > 1 мм ввиду некоторого пере¬
напряжения крайних гвоздей.
Так как δ = 1,5 мм, а швов сдвига два, то^
ΣδΙ _ 2 . 1,5 · I _ I
Теде— зе зе с 4
9. Стрела конструктивного строите л ьного-
подъема в середине пролета:
-I i I X 5 ді* , 12
temp — tynp Т 'сдв — 384 * еі ‘ е *
10. При одной и той же нагрузке ширина Ь
горизонтальных досок (ширина балки) принята
равной 18, 20, 22 и 24 см.
11. Для каждой балки при одной и той же на¬
грузке было принято три возможных диаметра,
гвоздей.
12. Ввиду неопределенности и малых размеров
площади опирания балки расчетный пролет £·
в запас прочности принимался равным полной
длине балки Іг.
Таблицы позволяют подобрать сечение балки
по заданным пролету, нагрузке и диаметру гвоз¬
дей или при заданном сечении досок, определить
необходимые размеры балки и количество гвоз¬
дей. При свободном выборе сортамента лесного
материала следует применять балки с наимень¬
шими ксв. При подборе балок следует также обра-
1 Фактически исчисленный так прогиб fynp включаег
в себя кроме прогиба от нагрузки еще и величину рас¬
прямления балки после ее изготовления. Ред.
2 По этой формуле была подсчитана стрелка femp··
в таблицах, приведенных на стр. 177 и след.
176
Д. И. ДАВЫДОВ
щать внимание на графу qu кг/м2 и подбирать
балки, для которых количество гвоздей наимень¬
шее
2) Пример пользования таблицами
Нормальная сила:
е
Напряжение:
54 000
21,5
= 2 511 кг,
6 Лі
Дано: расчетный пролет балки I = 6,00 м;
расчетная нагрузка р = gce -f р + 9 = 600 кг/м2;
допустимый прогиб:
!< JL
і ^ 250 ‘
Требуется определить сече¬
ние балки.
Задаемся размерами гвоздей:
d = 4,5 Ζ2β = 90 мм и
шириной досок b = 20 слі.
В табл. 14 для этих дан¬
ных находим балку № 294
фиг. 3 с размерами:
толщина горизонтальных досок .> . а = 3,5 см
» вертикальных » · . с = 3,5 »
высота » » . . 1г = 18 »
расстояние между гвоздями:
в крайних третях пролета = 9,5 см;
в средней трети s2 = 19 см.
Количество гвоздей на всю балку т = 210 шт.
Коэфициент собственного веса кСв = 21,1,
вес всей балки GCe = 91 кг.
Приведенный вес гвоздей дгв = 1,96 кг/м2.
Стрела конструктивного строительного подъема:
temp ~ ^ »03 СМ.
Проверяем относительный прогиб балки по
«ф-ле (9):
Іо-
20
—13 ^ = 19 720 см*;
5 · 0,2 * 6 · 6003 1 ^ 1
384 · 100 000 · 0,5 · 19 720 “ 291, 250 '
8) Поверочный расчет балки
Дано: расчетный пролет Z = 6,00 м; расчетная
нагрузка q0 = 600 кг/м2; ширина балки b =
= 20 см; сечение горизонтальных досок а X b =
= 3,5 · 20 см2; сечение вертикальных досок
с X h — 3,5 · 18 см2; гвозди: d =4,5 мм;
Ігв = 90 мм. Поправочный коэфициент для дре¬
весины:
к = 0,8 · 0,9 = 0,72,
Ук = Ѵ 0^72 = 0,85.
Усилие, воспринимаемое одним гвоздем:
1. Та = гЦ//7= 62 · 0,85 - 52,6 кг;
2. Ти = 0,6 · а· d \псх] к =
= 0,6 · 3,5 · 0,45 · 80 · 0,72 = 54 кг.
Погонная нагрузка:
?! = 600 · 0,20 = 120 кг/м = 1,20 кг/см.
Изгибающий момент:
ил _ аі1‘ _ 1.20 · 6003
8 — 8
= 54 000 кзем.
1 Ввиду недостаточной жесткости балок, помещен¬
ных в таблицах, особенно при малых нагрузках и боль¬
ших пролетах, рекомендуется в каждом отдельном слу¬
чае проверять жесткость балок по ф-ле (9).
В случае неудовлетворительной жесткости балок,
имеющихся в таблицах, следует от пользования таблицами
отказаться и подобрать сечение по вышеприведен¬
ным ф-лам (8), (3), и (9), уменьшая до необходимой вели¬
чины диаметр гвоздей и толщину досок и, если нужно,
увеличивая шаг гвоздей sx = id Ред.
F 20 · 3,5 :
Поперечная сила:
120 · 6,00
•"'Ί '■'w
- 360 кг;
<?=т= .
Qi = ~ Q = -1.360 = 240 кг;
rp Qi l
2l~~ * T
240 ·64-°=2 232 кг.
21 · 5 3
Количество гвоздей в первой трети пролета:
27'і 2-2232
= 2 - 42 = 84.
1 Тгв 52,6
Количество гвоздей в средней трети пролета:
w* = ? = t = 42·
Общее количество гвоздей:
m = 2m1 -f m2 = 2 · 84 -f 42 = 210.
Вес гвоздей:
дгв = 11,2 · 0,21 = 2,35 кг.
Вес древесины—88 кг.
Вес всей балки:
Gce = 88 + 2,35 ^ 91 кг.
Коэфициент собственного веса балки:
^св
1 000
91
= 21,1.
6,00 · 120 * 6,00
Приведенный расход гвоздей в кг/м2:
9гв :
= 6Т^2- =1)96 кг/м,;
* _ 5<ziZ4 __ 5giZ4 . 2 _
hJnP ШЕІ ШЕРе*
5 · 1,20 - 6004 - 2 . ς
: 384 · 100 000 · 20 · 3,5 · 21,52 1,1D СМ>
і = i i i _ bq\l* I __
femp Jynpi Jcde 384jK/ ' —
600
21,5 :
= 1,15 + = 1,15 + 2,88 = 4,03 cm.
Условные обозначения, принятые в таблицах
Z — расчетный пролет балки;
Zx— полная длина балки;
а — толщина горизонтальных досок;
b — ширина горизонтальных досок;
с = а — толщина вертикальных досок;
h—высота вертикальных досок;
h-± = h + 2α — полная высота балки;
d — диаметр гвоздя;
he— длина гвоздя;
— расстояние между гвоздями в крайних
третях пролета;
s2 = 2sj—расстояние между гвоздями на
средней трети пролета;
m— количество гвоздей на всю балку;
G —вес одной балки2;
2 Продолжение текста на стр. 186.
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
177
Данные для проектирования коробчатого пастила
l = 3,50 м
Таблица 2
№
п/п
Q
в кг/л*2
kce
а = с
в см
Ъ
в см
hi
В см
dje
в мм
he
в мм
S1
в см
т
fcmjу
В см
Р + 9
в кг/лі2
Ясв
в кг/м*
Яге
в тгг/м2
Gee
в кг
1
700
24
3
18
20
3,5
70
7,5
150
2,38
640
60
1,25
38
2
700
24
3
20
22
3,5
70
7,5
150
2,0Э
638
62
1,14
43
3
700
25
3
22
24
3,5
70
7,5
150
1,88
638
62
1,04
48
4
700
25,5
3
24
26
3,5
70
7,5
150
1,71
631
69
0,95
58
б
600
28
3
18
18
3,5
70
7,5
150
2,68
541
59
1,25
37
6
600
27,2
3
20
20
3 5
70
8
145
2,33
543
57
1,10
40
7
600
27,8
3
22
22
3,5
70
8
145
2,06
542
58
1,00
45
8
600
31,2
3
24
24
3,5
70
8
145
1,85
534
66
0,92
55
9
500
27,2
2,5
18
17
3
60
6,5
178
2,78
452
48
0,93
30
10
500
27,8
2,5
20
19
3
60
6,5
178
2,41
451
49
0,84
34
11
500
27,4
2,5
22
21
3
60
7
165
2,12
452
48
0,71
37
12
500
27,9
2,5
24
23
3
60
7
165
1,90
451
49
0,65
41
13
400
29,5
2,5
18
13
3
60
6
190
3,90
359
41
0,99
26
14
400
30,6
2,5
20
15
3
60
6
190
3,20
357
43
0,90
30
15
400
31,5
2,5
22
17
3
60
6,5
178
2,71
356
44
0,76
34
16
400
31,5
2.5
24
19
3
60
7
165
2,35
356
44
0,65
37
17
300
39,3
2,5
18
13
2,6
60
6
190
3,76
259
41
0,75
26
18
300
38
2,5
20
13
2,6
60
5
235
3,76
260
40
0,84
28
19
300
38,3
2,5
22
15
2,6
60
5,5
210
3,10
260
40
0,68
31
20
300
37,4
2,5
24
15
2,6
60
5
235
3,10
261
39
0,70
33
21
200
56,7
2,5
18
13
2,6
60
11
105
3,61
160
40
0,42
25
22
200
55,1
2,5
20
13
2,6
60
9
128
3,61
161
39
0,46
27
23
200
53,8
2,5
22
13
2,6
60
8
145
3,61
162
38
0,47
29
24
200
52,7
2,5
24
13
2,6
60
7
165
3,61
163
37
0,49
31
I = з,50 м Таблица 3
№
Q
hce
а
Ь
hi
йгв
he
S1
femp
Р + я
Ясв
1 Яге
Gee
п/п
в кг/м*
в см
в см
в см
в мм
в мм
в см
ш
В СМ
в кг/м*
в кг/ле2
в кг/лі2
в кг
25
700
23,2
3
18
18
4
80
8,5
135
2,74
643
57
1,70
36
26
700
23,9
3
20
20
4
80
8,5
135
2,38
641
59
1,52
41
27
700
23,8
3
22
22
4
80
9
128
2,09
641
59
1,31
45
28
700
27,2
3
24
24
4
80
9
128
1,88
633
67
1,20
56
29
600
25,7
3
18
16
4
80
9
128
3,15
546
54
1,60 ;
34
30
600
25,8
3
20
18
4
80
9
128
2,68
546
54
1,45
38
31
600
28,6
3
22
20
4
80
9,5
120
2,33
544
56
1,23
43
32
600
30
3
24
22
4
80
10
115
2,06
537
63
1,08
53
33
500
30
3
18
16
3,5
70
8
145
3,08
448
52
1,22
33
34
500
31
3
20
18
3,5
70
8,5
135
2,62
446
54
1,02
38
35
500
31,9
3
22
20
3,5
70
9
128
2,29
444
56
0,89
43
86
500
36,1
3
24
22
3,5
70
9
128
2,02
437
63
0,81
63
37
400
35,2
3
18
14
3,5
70
9
128
3,61
351
49
1,07
31
38
400
33,7
3
20
14
3,5
70
8
145
3,61
353
47
1,10
33
39
400
33,4
3
22
14
3,5
70
7
165
3,61
353
47
1,13
36
40
400
39,1
3
24
16
3,5
70
7,5
140
3
345
55
0,98
43
41
300
39,3
2,5
18
13
3
60
8,5
135
3,76
259
41
0,72
26
42
300
38,1
2,5
20
13
3
60
7,5
140
3,76
260
40
0,67
28
43 .
300
37,1
2,5
22
13
3
60
6,5
178
3,76
261
39
0,77
30
44
ЗСО
38,5
2,5
24
15
3
60
7
165
3,10
259
41
0,66
34
45
200
56,7
2,5
18
13
3
60
16,5
70
3,61
160
40
0,37
25
46
200
55,1
2,5
20
13
3
60
13,5
85
3,61
164
36
0,40
27
47
200
53,8
2,5
. 22
13
3
60
11,5
100
3,61
162
38
0,42
29
48
200
52,7
2,5
24
13
3
60
10
115
3,61
163
37
0,46
31
Деревянные конструкции
12
178
Д. И. ДАВЫДОВ
I = 3,50 м
Таблица 4
•Ν»
Q
hCe
а
ъ
hi
dte
he
S1
temp
Р+ 9
9се
Яге
Gee
п/п
в кг/м*
в см
в см
в см
в мм
в мм
в см
т
В СМ
в кг/м2
в кг/м2
в кг/м2
в кг
49
700
25,5
3,5
18
17
4,5
90
10
115
3,02
638
62
2,00
39
50
700
26,2
3,5
20
19
4,5
90
10.5
110
2,55
636
64
1,76
45
51
700
26,5
3,5
22
21
4,5
90
11,5
100
2,27
635
65
1,45
50
52
700
26,7
3,5
24
23
4,5
90
12
105
2,00
634
66
1,40
55
53
600
28
3,5
18
15
4,5
90
Ѳ
128
3,55
541
59
2,28
37
54
600
28,6
3,5
21)
17
4,5
90
10,5
110
2,96
540
60
1,76
42
15
600
29
3,5
22
19
4,5
90
11
105
2,56
539
61
1,52
47
56
600
-зо
3,5
24
21
4,5
90
11,5
100
2,22
537
63
1,33
53
57
500
28,2
3
18
14
4
80
9
123
3,72
541
49
1,57
31
58
500
29,4
3
20
16
4
80
9,5
120
3,08
449
51
1,35
36
59
500
29,7
3
22
18
4
80
10
115
2,62
448
52
1,18
40
60
500
34,7
3
24
20
4
80
10,5
110
2,29
439
61
0,94
51
61
400
35,2
3
18
14
4
80
12,5
90
3,61
351
49
1,24
31
62
400
33,7
3
20
14
4
80
10,5
110
3,61
353
47
1,22
33
63
400
33,4
3
22
14
4
80
9
128
3,61
353
47
1,29
36
64
400
37,4
3
24
14
4
80
8
145
3,61
348
52
1,35
44
65
300
46,8
3
18
14
3,5
70
14
80
3,50
251
49
0,67
31
66
300
45
3
20
34
3,5
70
11,5
100
3,50
253
47
0.Г6
33
67
300
43,2
3
22
14
3,5
70
10
115
3,50
255
45
0,79
35
68
300
54,4
3
24
14
3,5
70
8,5
135
3,50
243
57
0,85
48
69
200
68,0
3
18
14
3,5
70
33
30
8,40
352
48
0,29
30
70
200
67,4
3
20
14
3,5
70
25
33
3,40
153
47
0,34
33
71
200
65,0
3
22
14
3,5
70
20
35
3,40
155
45
0,40
35
72
200
73
3
24
14
3,5
70
17,5
43
3,40
149
51
0,41
43
I = 4,00 м
Таблица 5
№
9.
kce
а
Ь
hi
die
he
S1
femp
Р+9
9се
Яге
Gee
п/п
в кг/м2
в см
В см
в см
в мм
в мм
в см
т
в см
в кг/м2
в кг/м2
в кг/М2
в кг
73
700
22,8
3
18
22
3,5
70
7
190
2,54
636
64
1,40
46
74
7 0
23,2
3
20
24
3,5
70
7
190
2,26
635
65
1,26
52
75
700
23,2
3
22
26
3,5
70
7
190
1,99
635
65
1,15
57
76
700
23
3
24
28
3,5
70
7
190
1,85
635
65
1,05
62
77
600
24,9
3
18
20
3,5
70
7,5
175
2,71
540
60
1,30
43
78
600
25,5
3
20
22
3,5
70
7,5
175
2,48
539
61
1,16
49
79
600
25,6
3
20
24
3,5
70
7,5
175
2,21
539
61
1,06
54
80
600
25,6
3
24
26
3,5
70
7,5
175
1,99
538
62
0,97
59
S1
500
25
2,5
18
19
3
60
6,5
203
2,90
450
50
0,95
36
:<2
500
25,6
2,5
20
21
3
60
6,5
203
2,55
450
50
0,85
41
33
500
25,6
2,5
22
23
3
60
6,5
203
2,70
449
51
0,73
45
84
500
25,5
2,5
24
25
3
60
6,5
203
2,04
449
51
0,71
49
85
400
27,8
2,5
18
15
3
60
6,0
220
3,88
355
45
1,01
32
86
400
28,1
2,5
20
17
3
60
6,5
203
3,27
355
45
0,85
36
87
400
29,1
2,5
22
19
3
60
6,5
203
2,81
353
47
0,77
41
88
400
29,3
2,5
24
21
3
60
6,5
203
2,47
353
47
0,70
45
89
300
33,5
2,5
18
13
2,6
60
5
265
4,54
260
40
0,92
29
90
300
35,4
2,5
20
15
2,6
60
5,5
240
3,71
257
43
0,75
34
9]
300
36
2,5
22
17
2,6
60
5,5
240
3 ,Н
257
43
0,68
38
92
300
36,5
2,5
24
19
2,6
60
6
220
2,1?
256
44
0,62
42
93
200
50,3
2,5
18
13
2,6
60
9
145
4,29
160
40
0,50
29
94
200
48,5
2,5
20
13
2,6
60
7,5
175
4,29
161
39
0,55
31
95
200
48,3
2,5
22
13
2,6
60
6,5
203
4,29
161
39
0,58
34
96
200
46,9
2,5
24
13
2,6
60
6,0
220
1
4,29
162
38
0,58
16
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
179
I = 4,00 м
Таблица іб
№
п/п
Q
в кг/м2
kce
а
в см
Ъ
В см
hi
В см
die
в мм
lie
в мм
*і
в см
т
fcrnp
в см
р + д
в кг/м%
всв i
в кг/м%
Qte
в хг/лі*
Gee
в кг
97
700
21,3
3
18
20
4
80
8,5
155
2,89
640
60
1,70
43
93
700
21,9
3
20
22
4
8)
8,5
155
2,54
639
61
1,53
49
99
700
21,9
3
32
24
4
80
8,5
155
2,29
639
61
1,39
54
100
700
22,3
3
24
26
4
80
8,5
155
2,03
637
63
1,27
60
101
600
23,7
3
18
18
4
80
8,5
155
3,26
543
57
1,70
41
102
600
24
3
20
20
4
80
9
145
2,91
542
58
1,43
46
1СЗ
600
23,2
3
22
20
4
80
8
165
2,81
544
56
1,48
49
104
600
23,4
3
24
22
4
80
8
165
2,48
544
56
1.35
54
105
500
26,4
3
18
16
3,5
70
7
190
3,73
447
53
1,39
38
10В
500
27,5
3
20
18
3,5
70
7
190
3,16
445
55
1,25
44
107
5(0
27,8
3
22
20
3,5
70
7,5
175
2,74
446
56
1,05
49
108
500
28,1
3
24
22
3,5
70
7,5
175
2,42
446
56
0,96
54
109
400
31,3
3
18
14
3,5
70
7,5
175
4,37
350
50
1,28
36
110
400
32
3
20
16
3,5
70
8
165
3,60
350
50
1,09
41
111
400
32,7
3
22
18
3,5
70
9,5
130
3,07
348
52
0,78
46
112
400
33,9
3
24
20
3,5
70
8,5
155
2,66
346
54
0,85
52
1
113
300
33,5
2,5
18
13
3
60
7
190
4,54
260
40
0,88
29
114
300
33,3
2,5
20
13
3
60
6
220
4,54
256
44
0,92
32
115
300
34,1
2,5
22
15
3
60
7
190
3,71
259
41
0,72
36
116
300
34,7
2,5
24
17
3
60
10
131
3,14
258
42
0,45
40
117
200
52
2,5
18
13
3
60
13,5
98
4,29
158
42
0,45
30
118
200
48,5
2,5
20
13
3
60
11
120
4,29
161
39
0,50
31
119
200
48,3
2,5
22
13
3
60
9,5
130
4,29
161
39
0,49
34
120
200
46,9
2,5
24
13
3
60
8,5
135
4,29
162
38
0,54
36
1=4,00 м Таблица 7
№
Я.
hce
а
ъ
hi
dze
lie
S1
femp
Р+ 9
Qcq
9гв
Gee
п/п
в кг/м2
D СМ
в см
в см
в мм
в мм
в см
ш
в см 1
в кг/м2
в кг]м2
в кг/м2
в кг
121
700
23,8
3,5
18
19
4,5
90
10
133
3,13
633
67
2,06
48
122
700
24,1
3,5
20
21
4,5
90
10
133
3,01
632
68
1,86
54
123
700
23,1
3,5
22
21
4,5
90
9
145
2,75
635
65
1,85
57
124
. 700
23,8
3,5
24
ИЗ
4,5
90
9
145
2,40
633
67
1,69
64
125
600
26
3,5
18
17
4,5
90
10
133
3,59
538
62
2,06
45
126
600
26,6
3,5
20
19
4,5
Р0
11
120
3,05
536
64
1,68
51
127
600
25,6
3,5
22
19
4,5
90
9
145
3,05
539
61
1,85
54
128
600
26
3,5
24
21
4,5
90
10
133
2,65
537
63
1,55
60
129
500
25
3
18
14
4
80
8
165
4,56
450
50
1,78
36
13Э
500
25,6
3
20
16
4
80
8
165
3,73
450
50
1,63
41
131
500
26,1
3
22
18
4
80
8,5
155
3,16
448
52
1,40
46
182
500
26,6
3
24
20
4
80
9
145
2,73
447
53
1,19
51
133
400
30,4
3
1S
14
4
80
10,5
125
4,37
351
49
1,35
35
134
40)
29,7
3
20
14
4
80
9
145
4,37
352
4S
1,41
38
135
400
30,5
3
22
16
4
80
9,5
100
3,60
351
49
1,17
43
136
400
30
3
24
16
4
80
8,5
155
3,60
352
43
1,-7
46
137
300
40.5
ί
3
- 13
14
3,5
70
11,5
115
4,19
251
49
0,35
35
133
300
39,6
3
20
14
3,5
70
11
130
4.19
252
43
0,79
38
139
300
38,8
3
22
14
3,5
70
8,5
155
4,19
257
43
0,93
41
140
300
37,3
3
24
14
3,5
70
7,5
175
4,19
255
45
0,96
43
141
200
60,7
3
18
14
3,5
70
25
50
4,01
151
49
0,37
35
142
2С0
57,9
3
20
14
3,5
70
20
65
4,01
154
46
0,43
37
143
200
56,9
3
22
14
3,5
70
16,5
so
4,01
155
45
0,48
40
144
200
54,7
3
24
14
3,5
70
14
95
4,01
156
46
0,52
1
42
ISO
Д. И. ДАВЫДОВ
I = 4,50 М
Таблица 8
№
п/п
я
в кг/м?
hce
а
в см
Ъ
в см
hi
в см
&гв
в мм
he
В ММ 1
si
в см
т
fcmp
в см
Р + Я
в кг/м2
все
в кг! м2
Яге
в кг/м%
Gee
в кг
145
700
21,6
3
18
24
3,5
70
7
213
2,71
632 1
69
1,40
55
3 46
700
21,5
3
20
26
3,5
70
7
213
2,43
632 *
68
1.26
61
147
700
20,8
3
22
28
3,5
70
7
213
2,20
634
66
1 14
65
148
700
21,2
3
24
30
3,5
70
7
213
2,01
633
67
1,05
72
149
600
23,5
3
18
22
3,5
70
7,5
200
2,96
536
64
1,37
52
350
600
23,6
3
20
24
3,5
70
7,5
200
2,62
535
65
1,18
58
151
600
23,7
3
22
26
3,5
70
7,5
200
2,36
535
65
1,07
64
152
600
23,8
3
24
28
3,5
70
7,5
200
2,14
535
65
0,98
70
153
500
23,4
2,5
18
21
3
60
6,5
220
2,98
447
53
0,90
43
154
500
23,5
2,5
20
. 23
3
60
6,5
220
2,70
447
53
0,81
48
155
500
23,5
2,5
22
25
3
60
6,5
220
2,42
446
54
0,74
53
156
500
23,6
2,5
24
27
3
60
6,5
220
2,20
446
54
0,68
58
157
400
25,4
2,5
18
17
3
60
6
250
3,91
353
47
1,02
38
158
400
26,3
2,5
20
19
3
60
6,5
230
3,36
352
48
0,85
43
159
400
26,7
2,5
22
21
3
60
6,5
230
2,93
352
48
0,77
48
160
400
27
2,5
24
23
3
60
6,5
230
2,60
351
49
0,70
53
161
300
31,7
2,5
18
15
2,6
60
5,5
270
4,34
257
43
0,83
35
162
300
32,6
2,5
20
17
2,6
60
5,5
270
3,71
256
44
0,75
40
163
300
34,1
2,5
22
19
2,6
60
6
250
3,20
254
46
0,63
46
164
300
34
2,5
24
21
2,6
60
6
250
2,81
254
46
0,58
50
165
200
44,7
2,5
18
13
2,6
60
8
185
5,05
159
41
0,57
33
166
200
42,8
2,5
20
13
2,6
60
7
213
5,05
161
39
0,59
35
167
200
42,3
2,5
22
13
2,6
60
6
250
5,05
162
38
0,63
38
16S
1
200
40,7
2,5
24
13
2,6
60
5,5
270
5,05
163
37
0,62
40
№
Я
hce
а
Ъ
hi
die
he
si
fcmp
Р + Я
Ясв
Яге
Gee
п/п
в кг/м2
в см
в см
В см
в мм
в мм
в см
т
в см
в кг\м2
в кг!м2
в кг/м2
в кг
169
700
20,2
3
18
22
4
80
8
185
3,06
636
64
1,80
52
170
700
20,3
3
20
24
4
80
8
185
2,70
635
65
1,62
58
171
700
20,3
3
22
26
4
80
8
185
2,43
635
65
1,47
64
172
700
19,8
3
24
28
4
80
8
185
2,30
637
63
1,35
68
173
600
22,2
3
18
20
4
80
8,5
175
3,39
539
61
1,73
49
174
600
21,2
3
20
20
4
80
8
185
3,39
542
58
1,62
52
175
600
21,5
3
22
22
4
80
8
185
2,96
541
59
1,47
58
176
600
21,7
3
24
24
4
80
8
185
2,62
54L
59
1,35
64
177
500
25
3
18
18
3,5
70
7
213
3,79
543
57
1,40
46
178
500
25,4
3
20
20
3,5
70
7
213
3,27
542
58
1,25
52
179
500
25,8
3
22
22
3,5
70
7
213
2,86
541
59
1,14
58
180
500
26,1
3
24
24
3,5
70
7,5
200
2,54
541
59
0,98
64
181
400
24,4
3
18
16
3,5
70
7,5
200
4,30
356
44
1,30
36
182
400
23,8
3
20
16
3,5
70
7
213
4,30
357
43
1,25
39
183
400
24,4
3
22
18
3,5
70
7
213
3,63
356
44
1,14
44
184
400
24,4
3
24
20
3,5
70
7,5
200
3,09
1
355
1
45
0,98
48
185
300
29,8
2,5
18
13
3
60
6
250
5,44
259
41
1
0,78
1
33
186
300
31
2,5
20
15
3
60
6,5
230
4,42 1
258
42
0,64
38
187
300
31,9
2,5
22
17
3
60
7
213
3,71 :
257
43
0,54
43
188
300
32,5
2,5
24
19
3
60
7
213
3,20
255
45
0,49
48
189
200
44,7
2,5
18
13
3
60
11
136
5,05
159
41
0,56
33
190
200
44
2,5
20
13
3
60
9
165
5,05
160
40
0,61
36
191
200
43,3
2,5
22
13
3
60
8
185
5,05
161
39
0,62
39
192
200
41,7
2,5
24
13
3
60
7
213
5,05
156
44
0,65
41
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
1S1
Т аблж\,а 10
№
п/п
Я.
в кг/м%
k-св
a
в см
ъ
в см
Лі
В см
die
в мм
he
в мм
si
в см
m
fcmp
в см
Р + 9
в кг/м2
9св
в кг/м2
Зев
в кг/м2
Gee
в m
193
700
22,5
3,5
18
21
4,5
90
9,5
155
3,24
628
72
2,14
58
194
700
22,7
3,5
20
23
4,5
90
9,5
155
2,87
628
72
1,93
65
195
700
22,5
3,5
22
25
4,5
90
10
150
2,58
628
72
1,70
71
196
700
23
3,5
24
27
4,5
90
10
150
2,31
627
73
1,55
79
197
600
24,4
3,5
18
19
4,5
90
10
150
3,36
533
67
2,06
54
198
600
23,6
3,5
20
19 ·
4,5
90
9 .
165
3,66
535
65
2,94
58
199
600
24,1
3,5
22
21
4,5
90
9
165
3,21
534
66
1,86
65
200
600
24,4
3,5
24
23
4,5
90
9,5
155
2,79
533
67
1,60
72
201
500
23,4
3
18
16
4
80
8
185
4,52
443
53
1,80
43
202
500
24
3
20
18
4
80
8,5
175
3,79
445
55
1,54
49
203
500
24,4
3
22
20
4
80
8,5
175
3,26
444
56
1,39
55
204
500
24,8
3
24
22
4
80
9
165
2,86
443
57
1,25
61
205
400
27,2
3
18
14
4
80
8,5
175
5,27
351
49
1,68
40
206
400
28,1
3
20
16
4
80
9
165
4,30
349
51
1,44
46
207
400
30,7
3
22
16
4
80
8
185
4,30
350
50
1,48
49
208
400
28
3
24
18
4
80
8,5
175
3,56
349
51
1,28
55
209
300
36,2
3
18
14
3,5
70
9
165
4,97
251
49
1,08
40
210
300
35
3
20
14
3,5
70
8
185
4,97
252
48
1,09
43
211
300
34,1
3
22
14
3,5
70
7
213
4,97
253
^7
1,14
46
212
300
35,3
3
24
16
3,5
70
8
185
4,09
252
48
0,90
52
213
200
53
3
18
14
3,5
70
18,5
80
4,68
152
48
0,32
39
214
200
51,3
3
20
14
3,5
70
15,5
95
4,68
153
47
0,56
42
215
200
50
3
22
14
3,5
70
13
115
4,68
155
45
0,61
45
216
200
49,8
3
24
14
3,5
70
11,5
130
4,68
155
45
0,64
49
Таблица 11
I = 5,00 м
№
п/п
Q
в кг/м2
hCe
а
в см
Ъ
в см
hi
в см
&гв
в мм
he
в мм
si
в см
m
fcmp
в см
Р + 9
в кг/м2
Зев
в кг/м2
Зге
: в кг/м2
Gee
' в кг
217
700
19,4
3
18
24
4
80
8
205
3,24
632
68
1,80
61
218
700
18,9
3
20
26
4
80
8
205
2,89
634
66
1,62
66
219
700
19i2
3
22
28
4
80
8
205
2,64
633
67
1,47
74
220
700
19,3
3
24
30
4
80
8
205
2,37
632
68
1,35
81
221
600
20
3
18
20
4
80
8
205
4,07
540
60
1,80
54
222
600
20,3
3
20
22
4
80
8
205
3,51
539
61
1,62
61
223
600
26,6
3
22
24
4
80
8
205
3,12
538
62
1,47
68
224
600
20,6
3
24
26
4
80
8
205
2,79
538
62
1,35
74
225
500
24,5
3
18
20
3,5
70
7
235
3,88
439
61
1,38
55
226
500
24,4
24,7
3
20
22
3,5
70
7
235
3,38
439
61
1,24
1,13
61
227
500
3
22
24
3,5
70
7
235
2,99
2,69
438
62
68
228
500
24,7
3
24
26
3,5
70
7
235
438
62
1,03
74
229
400
26,7
3
18
16
3,5
70
7
235
5,12
347
53
1,38
48
230
400
27,5
3
20
18
3,5
70
7
235
4,30
345
55
1,24
1,01
55
231
400
27,5
3
22
20
3,5
70
7,5
210
3,69
345
55
61
232
400
27,9
3
24
22
3,5
70
7,5
210
3,23
344
56
0,93
67
233
300
29,6
2,5
18
15
3
60
6,5
255
5,12
256
44
0,94
40
234
300
28
2,5
20
15
3
60
6
275
5,25
258
42
0,90
42
235
300
29,1
2,5
22
17
3
60
6
275
4,38
256
44
0,83
48
236
300
29,4
2,5
24
19
3
60
6,5
255
3,75
256
44
0,70
53
237
200
41,1
2,5
18
13
3
60
9,5
173
5,93
159
41
0,64
37
2?8
200
39
2,5
20
13
3
60
8
205
5,93
161
39
0,68
39
239
200
38,2
2,5
22
13
3
60
7
235
5,93
162
38
0,71
42
240
200
37,5
2,5
24
13
3
60
6,5
255
5,93
162
38
1
0,70
45
182
Д. И. ДАВЫДОВ
I = 5,00 м
Таблица 12
№
п/п
Q
в кг/лі2
kce
а
в см
ъ
В СЛІ
hi
в СЛІ
dts
в мм
he
в мм
S1
В СЛІ
m
fcmp
В СЛІ
P + 9
в кг/лі2
9св
в кг/лі2
9гв
в кг/лі2
&св
в кг
241
700
20,3
3,5
18
21
4,5
90
9
183
3,91
629
71
2,24
64
242
700
20,6
3,5
20
23
4,5
90
9
183
3,42
628
72
2,05
72
243
700
20,8
3,5
22
25
4,5
90
9
383
3,03
627
73
1,86
80
244
700
23,4
3,5
24
27
4,5
90
9
183
2,72
627
73
1,70
87
245
600
22,2
3,5
18
19
4,5
90
9
183
4,37
533
67
2,24
60
246
600
22,6
3,5
20
21
4,5
90
9
183
3,78
532
53
2,05
68
247
600
23
3,5
22
23
4,5
90
9
183
3,34
531
69
1,86
76
248
600
23
3,5
24
25
4,5
90
9,5
173
2,92
531
69
1,61
83
249
500
22,6
3
18
18
4
80
8,5
195
4,54
443
57
1,71
51
250
500
23,2
3
20
20
4
80
8,5
195
3,88
442
58
1,54
58
251
500
23,3
3
22
22
4
80
9
183
3,88
442
58
1,26
64
252
500
22,7
3
24
22
4
80
8
205
3,88
443
57
1,30
68
253
400
25
3
18
14
4
80
8
205
5,63
350
50
1,78
45
254
400
25,5
3
20
16
4
80
8
205
5,12
349
51
1,62
51
255
400
26,4
3
22
18
4
80
8,5
195
4,30
347
53
1,39
58
256
400
26,7
3
24
20
4
80
9
183
3,56
347
53
.1,20
64
257
300
32,6
3
18
14
3,5
70
8
205
5,9
251
49
1,20
44
258
300
32
3
20
?4
3,5
70
7
235
5,9
252
48
1,24
48
259
300
32,7
3
22
16
3,5
70
8
205
4,80
251
49
0,98
54
260
300
32,2
3
24
16
3,5
70
7
235
4,80
252
48
1,03
58
261
200
47,7
3
18 4
14
3,5
70
16
103
5,45
152
43
0,60
43
262
200
47
3
20
14
3,5
70
13
125
5,45
153
47
0,66
47
263
200
45,5
3
22
14
3,5
70
11,5
133
5,45
155
45
0,64
50
264
200
45
3
24
14
3,5
70
10
165
5,45
155
45
0,72
54
№
п/п
Я.
в кг/лі2
kce
а
в см
b
в СЛІ
hi
В СЛІ
dig
в мм
he
в мм
Si
В СЛІ
m
j fcmp
■ в см
1
P + 9
в кг/лі2
9св
в кг/лі2
Яге
в кг/лі2
@св
в кг
265
700
21,9
4
18
20
5
100
10
165
4,23
623
77
2,82
69
266
700
22,6
4
20
22
5
100
10
165
3,66
621
79
2,54
79
267
700
22,6
4
22
24
5
100
10
165
3,21
621
79
2,30
87
268
700
22,9
4
24
26
5
100
10
165
2,86
620
80
2,12
96
269
600
24,1
4
18
18
5
100
10
165
4,81
523
72
2,83
65
270
600
24,3
4
20
20
5
100
10,5
157
4,03
527
73
2,54
73
271
600
25,2
4
22
22
5
100
11
150
3,53
525
75
2,10
83
272
600
25,3
4
24
24
5
100
11
150
3,11
524
76
1,93
91
273
500
24,9
3,5
18
17
4,5
90
9,5
173
3,98
438
62
2,18
56
274
500
25,6
3,5
20
19
4,5
90
10
165
4,19
436
64
1,85
64
275
500
24,7
3,5
22
19
4,5
90
9
183
4,19
433
62
1,86
68
276
500
25,7
3,5
24
21
4,5
90
9
183
3,61
437
63
1,71
76
277
400
20,9
3,5
18
15
4,5
90
11
150
5,75
342
58
1,86
52
278
400
28
3,5
20
15
4,5
90
9
183
5,75
344
56
2,05
56
279
4(0
29,1
3,5
22
17
4,5
90
10
165
5,37
342
58
1,68
64
280
400
28,4
3,5
24
17
4,5
80
9
183
5,37
343
57
1,71
68
281
300
32,6
3
18
14
4
80
11,5
133
5,SO
251
49
1,15
44
2S2
300
32
3
20
14
4
80
9,5
173
5,90
252
48
1,25
48
283
300
30,9
3
22
14
4
80
8,5
195
5,90
254
46
1,38
51
284
300
32,2
3
24
16
4
80
9,5
173
4,80
252
48
1,13
58
285
200
47,7
3
18
14
4
80
22
75
5,45
152
48
0,65
43
286
20 ^
47
3
20
14
4
80
18
90
5,45
153
47
0,70
47
287
200
45,5
3
22
14
4
80 .
16
103
5,45
155
45
0,72
50
288
200
45
3
24
14
4
80
13
125
5,45
155
45
0,82
54
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
183
I = 6,00 м
Таблица 14
№
п/п
Q
в кг/м2
kC6
а
в см
b
в CM
hi
в CM
dze
в мм
he
в мм
Si
в CM
m
fcmp
В см
P + 9
в кг/лі2
Gee
в кг/мЪ
9ів
в кг/м**
Gee
в кг
289
700
19'
3,5
18
25
4,5
90
9
220
4,25
620
80
2,24
86
290
700
18,8
3,5
20
27
4,5
90
9
220
3,73
621
79
2,05
95
291
700
19,3
3,5
•22
29
4,5
90
9
220
3,46
619
81
1,87
107
292
700
18,8
3,5
24
31
4,5
90
9
220
3,05
621
79
1,71
114
293
600
20,8
3,5
18
23
4,5
90
9,5
210
4,58
525
75
2,23
81
294
600
21,1
3,5
>20
25
4,5
90
9,5·
210
4,03
524
76
1,96
91
295
600
21,2
3,5
22
27
4,5
90
9,5
210
3,95
523
77
1,78
101
296
600
21,2
3,5
24
29
4,5
90
9
220
3,24
524
76
1,71
110
297
500
20,4
3
18
20
4
80
8
250
4,70
439
61
1,83
66
298
500
21,9
3
20
29
4
80
8
250
4,70
434
66
1,64
79
299
500
20,4
3
22
24
4
80
8
250
4,02
432
68
1,50
81
300
500
19
3
24
26
4
80
8
250
3,67
443
57
1,37
82
301
400
23,9
3
18
18
4
80
8,5
235
6,00
343
57
1,72
62
302
400
22,9
3
20
18
4
80
8
250
6,00
345
55
1,64
66
303
400
23
3
22
20
4
80
8
250
5,09
345
55
1,50
73
304
400
25,2
3
24
22
4
80
8
250
4,39
340
60
1,37
87
305
300
29,3
3
18
16
3,5
70
7
285
6,61
?47
53
1,40
57
306
300
.28,3
3
20
16
3,5
70
7
285
6,61
249
51
1,26
61
307
300
29
3
22
18
3,5
70
7
285
5,49
248
52
1,15
69
308
300
29,7
3
24
20
3,5
70
7,5
265
4,69
246
54
0,98
77
309
200
40,9
3
18
14
3,5
70
11,5
170
7,30
151
49
0,83
53
310
200
39,6
3
20
14
3,5
70
9,5
210
7,30
152
48
0,92
57
211
200
38,5
3
22
14
3,5
70
8,0
250
7,30
154
46
0,98
61
312
200
37,6
3
24
14
3,5
70
7,5
265
7,30
155 .
45
0,96
65
I = 6,00 м
Таблица 15
№
п/п
Я.
в кг/м1*
hce
а
в см
Ь
в см
hi
в см
die
в мм
he
в мм
Si
в см
т
fcmp
В СМ
Р + 9
в кг/м?
9св
в кг/лі2
9гв
В Кр/л«2
Gee
в кг
313
700
20,5
4
18
24
5
100
10
200
4,47
614
86
2,85
93
314
700
20,6
4
20
26
5
100
10
200
3,95
613
87
2,56
104
315
700
20,5
4
22
28
5
100
10
200
3,52
614
86
2,34
114
316
700
20,7
4
24
30
5
100
10
200
3,18
613
87
2.14
125
317
600
22,6
4
18
22
5
100
11
180
4,88
518
82
2,56
88
318
600
22,9
4
20
24
5
100
11
180
4,26
617
S3
2,31
99
319
600
21,9
4
22
24
5
100
10
200
4,26
521
79
2,34
104
320
600
22
4
24
26
5
100
10
200
3,88
521
79
2,14
114
321
500
22,2
3,5
18
19
4,5
so
9
220
5,87
433
67
2,28
72
322
500
22,8
3,5
20
21
4,5
90
9
220
4,99
432
68
2,06
82
323
500
23,2
3,5
22
23
4,5
90
9
224
4,42
430
70
1,88
92
324
500
23,1
3,5
24
25
4,5
90
9
200
3,83
431
69
1,71
100
325
400
25,8
3,5
18
17
4,5
90
10
200
6,56
338
62
2,06
67
326
400
25,0
3,5
20
17
4,5
90
9
220
6,55
340
60
2,Гб
72
327
400
26,2
3,5
22
19
4,5
90
9
220
5,48
337
63
1,87
83
328
400
26,3
3,5
24
21
4,5
90
9,5
210
4,69
337
63
1,64
91
329
330
331
332
333
334
335
336
зоо
зсо
300
300
200
200
200
200
27.8
28,2
28.8
28,2
41,0
39,6
38.5
37.6
18
20
22
24
18
20
22
24
14
16
16
18
14
14
14
14
80
80
80
80
80
80
80
S0
8.5
9
8
8.5
16
15
11,5
10
235
220
250
235
125
133
170
200
8,27
6,61
6,61
5,50
7.30
7.30
7.30
7.30
250
249
250
249
151
152
154
155
50
51
50
51
49
45
46
45
1,69
1,44
1,49
1,29
0,89
0,86
1,00
1,08
54
61
66
73
53
57
61
65
184
Д. И. ДАВЫДОВ
1 = 6,00 м
Таблица 16
№
п/п
Я.
в кг/м2
kce
а
в см
Ъ
в см
hi
в см
dze
в мм
he
в мм
S1
в см
т
fcmp
в см
Р + 9
в кз/лі2
9св
в кг/л*2
Яге
в кг/м2
Gee
в кг
337
700
21,8
4,5
18
23
5,5
125
11,5
170
4,73
608
92
3,70
99
338
700
22,0
4,8
20
25
5,5
125
11,5
170
4,17
607
93
3,30
111
339
700
22,2
4,5
22
27
5,5
125
11
180
3,70
607
93
3,16
123
340
700
22,3
4,5
24
29
5,5
125
11
180
3,32
606
94
2,92
135
341
600
23,9
4,5
18
21
5,5
125
12,5
160
5,28
514
86
3,46
93
342
600
22,9
4,5
20
21
5,5
125
11
180
4,99
517
83
3,50
99
343
600
23,4
4,5
22
23
5,5
125
11
180
4,56
516
84
3,18
111
344
600
23,7
4,5
24
25
5,5
125
11
180
4,01
515
85
2,91
123
345
500
24,1
4
18
18
5
100
10
200
6,43
428
72 *
2,86
78
346
500
24,4
4
20
20
5
100
10,5
190
5,39
427
73
2,44
88
347
500
25
4
22
22
5
100
10,5
190
4,62
425
75
2,22
99
348
500
25,2
4
24
24
5
100
11
180
4,05
424
76
1,23
109
349
400
27,8
4
18
16
5
100
11
180
7,34
333
67
2,56
72
350
400
27,1
4
20
16
5
100
10
200
7,83
335
65
2,56
78
351
400
27,8
4
22
18
5
100
10
200
6,01
333
67
2,34
88
352
400
28,4
4
24
20
5
100
11
180
5,06
332
68
2,10
98
353
300
31,9
3,5
18
15
4,5
90
12,5
160
8,42
243
57
1,66
‘62
354
300
31
3,5
20
15
4,5
90
10,5
190
7,40
244
56
1,77
67
355
300
30,7
3,5
22
15
4,5
90
9
227
7,15
245
55
1,93
73
356
300
31,3
3,5
24
17
4,5
90
10
206
6,14
244
56
1,60
81
357
200
47
3,5
18
15
4,5
90
27
70
6,92
143
57
0,72
61
358
200
45,8
3,5
20
15
4,5
90
21,5
90
6,67
145
55
0,84
66
359
200
45,5
3,5
22
15
4,5
90
18
110
6,77
145
55
0,93
72
360
200
44
3,5
24
15
4,5
90
15
133
6,67
147
53
1,04
76
№
п/п
Q
в кг/м^
hce
а
в см
Ъ
в см
hi
в см
die
В мм
he
в мм
S1
в см
т
fcmp
В см
Р + 9
в яг/лі2
все
в кг/ліЗ
9гв
в кг/лі2
Gee
в кг
361
700
19,5
4
18
28
5
100
10,5
220
4,81
604
96
2,68
121
362
700
19,5
4
20
30
5
100
10
230
4,35
604
96
2,54
134
363
700
19,4
4
22
32
5
100
10
230
3,93
605
95
2,30
146
364
700
19,2
4
24
34
5
100
10
230
3,54
606
94
2,10
158
365
600
20,3
4
18
24
5
100
10
230
5,84
514
86
2,72
109
366
600
20,3
4
20
26
5
100
10
230
5,18
514
86
2,54
121
367
600
20,4
4
22
28
5
100
10
230
4,54
513
87
2,30
134
368
600
20,4
4
24 .
30
5
100
10
230
3,87
513
87
2,10
146
369
500
21,6
3,5
18
23
4,5
90
10
230
5,94
425
75
2,05
95
370
500
21,6
3,5
20
25
4,5
90
9,5
245
5,22
424
76
1,97
106
371
500
21,7
3,5
22
27
4,5
90
9,5
245
4,62
424
76
1,78
117
372
500
21,6
3,5
24
29
4,5
90
9,5
245
4,11
424
76
1,64
127
373
400
24
3,5
18
19
4,5
90
10
230
6,69
333
67
2,06
85
374 !
! 400
24
3,5
20
21
4,5
90
9,5
245
6,33
332
68
1,96
95
375
400
23,5
3,5
22
21
4,5
90
9
260
6,57
334
66
1,89
101
3,6
400
23,6
3,5
24
23
4,5
90
9
260
6,47
334
66
1,74
111
377
300
25
3
18
16
4
80
8,5
270
9,08
247
53
1,68
67
378
300
25,8
3
20
18
4
80
9
260
7,4 4
246
54
1,46
76
379
300
25
3
22
18
4
80
8
290
7,44
247
53
1,48
81
380
300
25,5
3
24
20
4
80
8
290
6,27
246
54
1,36
90
381
200
35
3
18
14
4
80
12,5
185
9,81
151
49
1,16
62
О 82
200
34
3
20
14
4
80
10,5
220
9,81
152
48
1,24
67
383
200
33,4
3
22
14
4
80
9
2ь0
9,81
153
47
1,34
72
384
200
32,7
3
24
14
4
80
8
290
9,81
1Ь4
46
1,36
77
КОРОБЧАТЫЕ БАЛКИ
185
I = 7,00 м
Таблица ІЯ
№
п/п
Q
kCe
а
Ъ
hi
5-г в
he
Si
т
fcmp
V + д
9се
9гв
Gee
в кг/лі2
в см
в см
в см
В мм
в мм
в см
. В см
в П2ІМ2
в кг/лі2
в кг/м2
в кг
385
700
19,9
4,5
18
25
5,5
125
11
210
5,73
602
98
3,8Ѳ
123
386
700
20
4,5
20
27
5,5
125
11
210
5,03
602
98
3,50
137
387
700
19,9
4,5
22
29
5,5
125
11
210
4,48
603
97
3,43
150
388
700
29
4,5
24
33
5,5
125
11,5
200
3,65
598
102
2,77
172
389
600
21,9
4,5
18
23
5,5
125
11,5
200
6,21
508
92
3,70
116
390
600
22
4,5
20
25
5,5
125
11,5'
200
5,40
508
92
3,33
129
391
600
22,1
4,5
22
27
5,5
125
11,5
200
4,75
507
93
3,03
143
392
600
22,4
4,5
24
29
5,5
125
11,5
200
4,24
506
94
2,77
158
393
500
22
4
18
20
5
100
10
230
7,42
422
78
2,80
97
394
500
22,3
4
20
22
5
100
10
230
6,34
422
78
2,53
109
395
500
22,4
4
22
24
5
100
10
230
5,45
422
78
2,30
121
396
500
22,8
4
24
26
5
100
10
230
4,79
420
80
2,10
134
397
400
25,5
4 -
18
18
5
100
11
210
8,19
329
71
2,56
90
398
400
24,8
4
20
18
5
100
10
230
8,20
331
69
2,52
97
399
400
25,3
4
22
20
5
100
10
230
6,84
329
71
2,30
109
400
400
25,7
4
24
22
5
100
10,5
220
5,82
328
72
2,10
121
401
300
27,6
3,5
18
15
4,5
90
10
230
10,14
242
58
2,05
73
402
300
28,6
3,5
20
17
4,5
90
10,5
220
8,12
240
60
1,76
84
403
300
27,8
3,5
22
17
4,5
90
9
260
8,10
241
59
1,89
90
404
300
28,6
3,5
24
19
4,5
90
10
230
6,71
240
60
1,54
101
405
200
40,8
3,5
18
15
4,5
90
19,5
120
8,83
143
57
1,07
72
406
200
39,3
3,5
20
15
4,5
90
16
145
8,70
145
55
1,16
77
407
200
38,5
3,5
22
15
4,5
90
14,5
160
8,78
146
54
1,16
83
408
200
37,8
3,5
24
15
4,5
90
12
190
8,81
147
53
1,27
89
№
п/п
Q
в ъг/м2
Ъ-св
а
в см
Ъ
в см
hi
В см
die
В мм
he
В мм
«1
в см
т
fcmp
В см
V + 9
в кг/лі2
9св
в кг/лі2
9гв
в кг/лі2
Gee
в кг
409
700
21
5
18
24
6
150
12
190
6,10
597
103
5,00
130
410
700
20,1
5
20
26
6
150
12
190
5,31
601
99
4,50
138
411
700
21,2
5
22
28
6
150
12
190
4,69
596
104
4,10
160
412
700
20,6
5
24
30
6
150
12
190
4,20
600
100
3,76
169
413
600
23
5
18
22
6
150
12,5
185
6,70
503
97
4,90
122
414
600
22,1
5
20
24
6
150
13
180
5,72
507
93
4,28
130
415
600
23,5
5
22
26
6
150
13
180
5,03
501
99
3,90
152
416
600
23,8
5
24
28
6
150
13
180
4,45
500
100
3,56
168
417
500
23,1
4,5
18
19
5,5
125
11
210
8,13
419
81
3,88
102
418
500
23,7
4,5
20
21
5,5
125
11
210
6,64
417
83
3,50
116
419
500
24,1
4,5
22
23
5,5
125
11
210
5,89
415
85
3,18
130
420
500
24,5
4,5
24
25
5,5
125
11,5
20Э
5,07
414
86
»
2,90
144
421
400
26,9
4,5
18
17
5,5
125
12
190
9,15
325
75
3,50
95
422
400
27,6
4,5
20
19
5.5
125
12,5
185
7,47
323
7/
3,12
108
423
400 '
26,9
4,5
22
19
5,5
125
11
210
7,48
325
75
3,18
116
424
400
27,6
4,5
24
21
5,5
125
11,5
200
6,26
323
77
2,90
130
425
300
31,4
4
18
16
5
100
14
185
9,13
234
66
2,20
83
426
300
30,6
4
20
16
5
100
11,5
200
9,12
236
64
2,41
90
• 427
300
30
4
22
16
5
100
10
230
9,14
237
63
2,52
97
428
300
30,9
4
24
18
5
100
11
210
7,04
235
65
2,25
109
429
200
46,5
4
18
16
5
100
32
73
8,04
135
65
0,90
82
430
200
44,9
4
20
16
5
100
25
93
8,03
137
63
1,02
88 1
431
200
44
4
22
16
5
100
20
115
7,95
138
62
1,15
95 В
432
200
42,9
4
24
16
1
5
1
100
17
135
S,04
140
60
1,24
101 I
186
Д. И. ДАВЫДОВ
дсв— собственный вес квадратного метра на¬
стила;
р — временная нагрузка на 1 ма;
д — постоянная нагрузка на 1 м2;
дгв кг)м2 — вес гвоздей на 1 мг настила;
q = дсв -f- р + д—полная расчетная нагрузка на
1 м2 настила;
к<х = * Щ°\9св ~~ условный весовой коэфициеит,
характеризующий степень использования ма¬
териала в конструкции;
fcmp = fynp + fcde — величина конструктивного
строительного подъема в середине пролета.
2. Нижняя горизонтальная доска прибивается
несколькими гвоздями в середине пролета к
вертикальным доскам.
Фиг. 4. Расположение утеплителя
4. Производство работ
Горизонтальные и вертикальные доски должны
быть заготовлены необходимой по проекту длины.
В горизонтальных досках размечаются места за¬
бивки гвоздей. Разметка может вестись при по¬
мощи шаблонов, сделанных из фанеры.
Ф
I
Фиг. 5. Схема сборки коробчатой балки
В каждой балке необходимо при изготовлении
ее установить диафрагмы из кусков досок, тол¬
щина которых должна быть равна толщине сте¬
нок балки, ширина — внутренней ширине балки
Ьх = Ъ — 2с, а высота на 2 см меньше высоты
вертикальных досок.
В балках пролетом от 3,5 до 5,0 м следует
ставить по три диафрагмы на балку: две
диафрагмы по торцам и одну в середине про¬
лета; в балках пролетом от 5,0 до 7,0 м — по
четыре диафрагмы: две по торцам и две в
третях пролета.
Коробчатый настил может быть утеплен фибро¬
литом, соломитом и т. п. Фибролит приготав¬
ливают полосами шириной, равной внутренней
ширине балки, и укладывают при теплой кровле
в два слоя, при полутеплой — в один слой (фиг. 4).
Сборка балок может производиться по следу¬
ющей схеме:
1. Вертикальные доски прибиваются гвоздями
к диафрагмам (фиг. 5).
3. Укладывается утеплитель — фибролит или
эасыпка. Чтобы засыпка не высыпалась во время
производства работ и во время транспортировки
и укладки балок, прибивают примерно через
1 м поперечные планки, подложив под них в про¬
дольном направлении по две-три дранки.
4. Верхняя горизонтальная доска прибивается
несколькими гвоздями в середине пролета к верти¬
кальным доскам.
5. Балке придается конструктивный строитель¬
ный подъем второго рода
согласно § 197—206 ТУ и Н.
Конструктивный строитель¬
ный подъем осуществляется
путем выгибания досок до
забивки гвоздей в специаль¬
ном станке г.
6. После придания бал¬
ке конструктивного строи¬
тельного подъема заби¬
вают полное количество
гвоздей, указанное в таб¬
лице, и вынимают балку из
станка.
7. При устройстве насти¬
ла для кровельного покры¬
тия необходимо предусмо¬
треть холодный продух, со¬
общающийся с наружным
воздухом. Для этой цели
можно использовать сквоз¬
ные каналы в балках, полу¬
чающиеся вследствие того,
на 2 см ниже вертикальных
3
I
что диафрагмы
досок.
Для уменьшения возможности попадания че¬
рез продухи искр или огня торцы балок незави¬
симо от вида утеплителя засыпаются шлаком.
Засыпку шлаком можно проводить после того,
как балка уже установлена на место, для чего
в верхней доске по торцам необходимо заранее
сделать треугольные пропилы, как показано на
фиг. 6. 11 См. «Конструктивный строительный подъем».
187
ДВУТАВРОВЫЕ ГВОЗДЕВЫЕ БАЛКИ
Иною. В. С. ДЕРЕБЯГИН
V. ДВУТАВРОВЫЕ ГВОЗДЕВЫЕ БАЛКИ СО СПЛОШНОЙ СТЕНКОЙ
ОГРАНИЧЕННОЙ ВЫСОТЫ
1. Общие сведения
Двутавровые гвоздевые балки могут приме¬
няться в перекрытиях с небольшой конструктив¬
ной высотой при пролетах от 4 до 6,5 м. Недостат¬
ком этих балок является большой процент рас¬
хода металла в виде гвоздей (в среднем 8%),
достоинством — простота изготовления и надеж¬
ность конструкции.
Двутавровые гвоздевые балки в отличие от
сплошных позволяют обойтись мелким сорта¬
ментом леса и избавиться от провисания пере¬
крытия путем придания балкам конструктивного
строительного подъема.
Для достижения монолитности перекрытия
смежные балки после установки на место соеди¬
няются в середине пролета косо поставленными
гвоздями. Та же цель достигается нашивкою
сверх балок слоя досок в поперечном к балкам
направлении.
2. Пример расчета
Балке придается конструктивный строитель¬
ный подъем второго рода.
Расчетный пролет балки I = б м.
Полезная нагрузка р = 360 кг/м.
Собственный вес балки (полагая ксв = 8):
9св = 1 000 = 1 000 ~ 18,3 ~ 18 КгІМ-
keel 8 . 6
Полная нагрузка:
q = р + дсв = 360 + 18 = 378 кг/м.
Внешний изгибающий момент:
Фиг. 1
Г
За.
т
[
L
ЛІШІШШІІ
а
~І1-
2і _
L г
1
2
Фиг. 2
Расстановку гвоздей принимаем по схеме фиг. 2.
Считаем, что полная сдвигающая сила восприни¬
мается гвоздями, расположенными на протяжении
трети пролета от конца балки. Тогда на концевую
часть на протяжении ‘ I/б приходится 75% от
полной сдвигающей силы (фиг. 2 и 3):
0,75rJ/2= 0,75 · 6 540 = 4 900 кг.
Необходимое количество гвоздей, приходя¬
щееся на концевую часть:
тгв = Щг = 53>3 шт*
Гвозди ставятся в 6 рядов. Расстояние между
гвоздями вдоль волокон (шаг гвоздей):
с 100-6 .. о
^ = _53Х = 11,2 см·
Принимаем S = 11 см. В остальной части балки
гвозди ставятся в 2 ряда. Полная длина балки
6,1 м. Полное количество гвоздей на всю балку:
т = ΊΊ (2'2 + Т ' 16) = ТГ · 6,67 = 370 шт.
Вес гвоздей 28 · 0,37 = 10 кг. Вес древесины
на 1 пог. м балки:
д = (0,04 · 0,18 · 2 + 0,06 · 0,22 · 1,67) · 500 =
= 18,2 кг/м.
Полный вес древесины G = 18,2 · 6,1 =111 кг.
Полный вес балки 111 + 10 = 121 кг.
Процент расхода металла ^ · 100 = 9%·
121
Вес 1 пог. м балки ^-г = 20 кг.
Ь,1
ь _ 1 000 · 20 _о
(360 + 20) · 6 *·
‘ТТГТГі Гі ΐ і Т ГТЩ ΐ τ IΓΤΤΤΤΤ Τ Τ ΓΤΤ
ι*ϊ I I I I |·| Π |·| Γι I I I і І І I І 1 ί 1 I I І I I i І I ! І ] i І ΐ
Γΐ'ΐχ:·
Гвозди 0 5.5; (-125
-612
Балке придается конструктивный строительный
подъем femp = 4 см
Фиг. 3. Двутавровая гвоздевая балка с цельной стенкой
Момент внутренней пары (фиг. 1): M2 = Ne.
Так как Мх = М2і то нормальная сила в по¬
ясной доске:
N =
0І2 _
8е
’ 378 · 6002
8 · 26
= 6 540
кг;
п = у = = 91 кг/см2 < [/г] = 1С0 кг/см*.
Полная сдвигающая сила на половине пролета
балки:
т*/2 = N = 6 540 кг.
Для воспринятая сдвигающей силы ставим
гвозди 0 5,5 мм; I = 125 мм;
ίτΛβ = 92 кг.
3. Определение стрелки строительного
подъема 1
ΣδΙ 0,1 - 2 - 600 „
feds —Зв 3-26 ~~ СМ>
26
і. == = 0,043 при η = 91 кг/см*1;
по номограмме (стр. 152) находим:
_ 600
упр — 250 “ 250 :
fynp 250
2,4 см;
femp = fynp + fede = 2,40 + 1,54 = 3,94 ^ 4 fill.
1 О способах придания балкам подъема см. статью
В. Г. Писчикова. «Конструктивный строительный подъем».
188
В С. ДЕРЕВЯГИН
Инж. В. С. ДЕРЕВЯГИН
YI. БАЛКИ НА КОСЫХ СОСНОВЫХ ШПОНКАХ
1. Общие сведения
Балки на косых продольных шпонках хотя и
дают по сравнению с гвоздевыми балками эконо¬
мию металла (расход металла в среднем равен
3—4%), но обладают все же существенными не¬
достатками: 1) требуют высокой квалификации
плотников и 2) отличаются жесткостью, а по¬
тому малой надежностью соединения. Поэтому
балки на шпонках могут применяться лишь в
исключительных случаях и только при условии
обеспечения надлежащего качества их изготов¬
ления.
Применение поперечных и прямых продольных
шпонок из условий расстановки шпонок возможно
только в балках малой относительной высоты.
Проектирование балок на поперечных и про¬
дольных шпонках отличается от проектирования
балок на косых шпонках только дополнительным
расчетом: поперечных шпонок — на смятие и
скалывание и продольных шпонок — на скалы¬
вание.
Относительная высота балок на косых шпон¬
ках может колебаться в широких пределах от
Т = 4 до Т = ТЕ ПРИ двух брусья* И до ® =
= γ0· при трех брусьях.
По возможности следует проектировать балки
из двух брусьев, так как с увеличением количе¬
ства брусьев изготовление балки значительно
усложняется.
Косые шпонки допускают более тесную их
расстановку и тем самым позволяют проектиро¬
вать балки большей относительной высоты, чем
балки на поперечных и прямых продольных
шпонках.
Отсутствие в самих косых шпонках (но не в
брусьях) явления скалывания позволяет перейти
от дубовых шпонок к сосновым, чем не только
достигается экономия, но иногда повышается
и надежность шпоночного соединения в силу
большей упругости материала шпонок, а потому
и лучшего распределения между ними усилий.
Высота ш тонки назначается не более одной
пятой высоты бруса:
Кп = тг (Фиг· !)·
Фиг. 1. Расположение косых шпонок
Длина нормальной шпонки должна быть не
менее пятикратной высоты шпонки:
7 —
ѵшп ° 'Чип·
При тдкой длине шпонок поворот их, возникаю¬
щий вследствие распора и усушки дерева, меньше
влияет на неравномерность напряжений в гнезде
и на неупругую осадку балок.
При выборе формы шпонок в целях лучшей ра¬
боты на скалывание бруса следует отдать пред¬
почтение прямоугольным шпонкам (фиг. 1),
а не остроугольным с торцом, нормальным к осп
балки (фиг. 2).
Допускаемое напряжение на смятие шпоноч¬
ного соединения ввиду малого угла наклона
волокна может быть принято равным:
[лСЛ|] = 80 кг/см2.
Наименьший шаг шпонок (расстояние между
центрами их) и расстояние от конца балки до
центра первой шпонки
можно принять iS’min =
= 9,5 hmn.
При указанных выше
размерах шпонки этот
Фиг. 2. Нерекомендуемая минимальный шаг соот-
форма косых шпонок ветствует равнопрочно-
сти соединения по смя¬
тию и по скалыванию (по косому направлению
от начала шпонки до середины следующей шпон¬
ки) (пунктир на фиг. 1). Болты ставятся между
шпонками; диаметр их определяется по усилию
от распора крайней шпонки. Усилие в болте
равно:
Nf =* hefUssL , „ри Ішп =5усилие ІѴЙ= -T-f' .
В крайних третях балки рекомендуется распола¬
гать шпонки на равных расстояниях, в средней
трети можно обойтись без шпонок. Шпонки, рас¬
положенные на длине */з 7, должны воспринять
полную сдвигающую силу Т0г/2, увеличенную вви¬
ду неравномерности работы шпонок на 20—50%.
При конструировании шпоночных балок часто
допускают следующую ошибку: при разбивке
шпонок аналогично отогнутым стержням в желе¬
зобетонных балках (в центрах тяжести равно¬
великих площадей трапеций треугольной эпюры)
крайняя шпонка попадает настолько близко
к концу балки, что расстояние от края шпонки
до конца балки обычно бывает менее £тіп = 8kmn,
вследствие чего не обеспечивается достаточная
длина на скалывание в растянутом брусе.
Расчет шпоночного соединения по смятию
является условным.
Для шпоночных балок опасно не смятие, а
скалывание, возможность которого устраняется
установлением минимального шага ^шіп. Смятие
же в шпоночном соединении ведет только к до¬
полнительному провисанию, которое легко устра¬
няется приданием балкам конструктивного строи¬
тельного подъема.
2. Пример расчета балки из двух брусьев
Требуется спроектировать балку по заданной
высоте Н = 40 см, расчетному пролету I = 6 м
при основных допускаемых напряжениях по ТУ
и Н 1931 г. без поправочного коэфициента.
Нагрузка:
1) полезная — 1 200 кг/м\
2) собственный вес балки (полагая ксв = 5):
_ Р
9ce — i 000
ксв * ^
1 2G0
1 000 _
5 · 6
= 37,1 ^ 37
кг/м.
Полная нагрузка:
q = 1 200 + 37 = 1 237 кг/м.
ВАЛКИ НА КОСЫХ СОСНОВЫХ ШПОНКАХ
189
Высота отдельного бруса h = 20 см (фиг. 3).
Высоту шпонки принимаем равной:
Ьшп = 4,0 см.
Допускаемая нормальная сила на ширину балки
в 1 см равна:
N1 = F [тг] = (20—4) · 1 · 75 = 1 200 кг.
Плечо внутренней пары: е = h + Ъшп = 20 4-
+ 4,0 = 24,0 см.
и
гг
to
ί
ο>
L
ήί
11
f r=
ο; ΕΞΞ
Τ ш
При определении стрелы конструктивного
строительного подъема в целяху прощения плечо
внутренней пары может быть взято по неослаблен¬
ному сечению:
т=т= °’033·
1упр берется по номограмме на стр. 152 при
п= 75 кг/см2:
fynp 1 I 600
Г = 230 ’ '-УпР — 230 = 230 = 2,61 СМ>
ΣδΙ
0,15 -600 , с
= -3-20—= 1'5,,'и;
Ісдв Зе
fcmp — 2,61 + 1,50 = 4,11 см.
Принимаем fcmp = 4,5 см.
Фиг. 3. Эпюра напряжений
в сечении балки из двух
брусьев
Допускаемый момент:
М1 = Нге = 1 200 · 24,0 = 28 800 кг гм =-- 238 кгм
Из равенства^ = Nxe определяем q,:
Qi
NіеЯ __ 288 ■ 8_
1“
36
:64 кг/м.
3. Пример расчета балки иэ трех брусьев
Требуется определить допускаемую нагрузку
на балку пролетом I = 9 м по основным допускае¬
мым напряжениям ТУ и Н 1931 г., без поправоч¬
ных коэфициентов. Полная высота балки Я =
= 60 см\ ширина Ъ = 20 см; высота отдельного
бруса Д = 20 см.
Основное допускаемое напряжение на сжатие
верхнего бруса для балок из трех брусьев можно
принять равным 90 кг/слі2.
Высоту шпонки назначаем ТгШп =4 см.
Необходимая ширина балки:
6 =-5- = i|i7 = 19,3 см.
Q1 64
Принимаем Ъ = 20 см.
Допускаемое усилие на ширину Ь = 20 см:
тшп - Ыішп [пшя] = 20.4 · 75 = 6 000 кг.
Усилие в болте:
JV Ьт =
6 000
= 1 200 кг;
ставим болты 0 16 мм.
Расчетное количество шпонок на полную сдви¬
гающую силу:
тп =
1 200 · 19,3
6 000
= 3,86 шт.
Минимальный шаг шпонок:
^min = 9,5ДШ7г = 9,5 · 4,0 = 38,0 см.
Принимаем S = 38 см.
Полная длина балки равна 6,20 м.
Количество шпонок, размещающееся на одной
трети пролета балки:
т=з^Ш = 5’44 шт·
Принимаем т = 5 шт. (фиг. 4).
Допускаемая нормальная сила:
N = ІДтг] = (20—4) · 20 · 90 = 28 800 *г.
Плечо внутренней пары:
в = 2Д -f- hmn = 2 · 20 —f- 4 = 44 см — 0,44 м.
Фиг. 5. Эпюра напряжений
в сечении балки из трех
брусьев
Допускаемый момент:
М = Ne = 28 800 · 0,44 = 12 700 кгм.
Из равенства q-~· = Ne определяем q:
1Ѵе8 12 700 · 8 ,
g = — = 8-j = 125 кг/м.
Допускаемое усилие на шпонку:
Тшп = ЪКт К„] = 20.4.80 = 6 400 кг.
190
В. Г. писчиков
Усилие в болте:
Ng = ΐψ = 1І°? = i 280 кг;
ставим болты 0 16 мм%
Расчетное количество шпонок на полную сдвигаю¬
щую силу:
N 28 800 , с
Тшп~ 6 400
ШТ.
Полная длина балки V — 9,20 м.
Шаг шпонок принимаем равным S — 40 см.
Шпонки, размещаемые в крайних третях про¬
лета балки:
920
3-40
= 7,7 шт.
Принимаем т = 8 шт. (фиг. 6).
При определении стрелы конструктивного
строительного подъема величина fynp находится
по номограмме на стр. 152:
е
I
40
900
0,0444
при
[>] = 90,
/в/
fynp L ·
I 260 ’
I 900 q к
260 260 3,5 ’
•упр —
— ^Н
Теде = Зе
ίстр = 3,50 -f- 2,25 = 5,75 см,
= 2 ' з^Д'д900· = 2,25 см;
Принимаем
femp = 6 см-
Инж. В. Г. ПИСЧИКОВ
ѴП. БАЛКИ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ НА ГВОЗДЯХ
1. Общие сведения
При проектировании междуэтажных пере¬
крытий нередко встречается необходимость в
осуществлении мощных прогонов, имеющих не¬
большой пролет, но несущих значительную на¬
грузку от второстепенных балок.
Проектированию монолитных деревянных про¬
гонов препятствует ограниченность сортамента
леса.
Естественным и рациональным выходом из
положения является усиление достаточно мощной
монолитной балки сверху и снизу нашивками
из досок, проще и экономичнее всего присоеди¬
няемых к основной балке гвоздями.
Этот род соединения делает составные балки
универсальными в отношении возможности их
изготовления в любых условиях строительства.
Экономические соображения, главным образом
в отношении расхода гвоздей, заставляют зада¬
ваться нашивками не слишком большой толщины.
При этих условиях желательно полностью
использовать основную балку и передать на нее
ту часть нагрузки, которую она может нести со¬
образно с ее мощностью.
В результате приходим к выводу о целесообраз-
кости проектирования таких балок, исходя из
условия придания им конструктивного строитель¬
ного подъема первого рода.
В отношении стрелы прогиба под расчетной
нагрузкой эти балки не отличаются от разрезных
монолитных балок того же поперечного сечения.
Отсутствие стрелы прогиба под расчетной на¬
грузкой, имеющее место в случаях придания бал¬
кам конструктивного строительного подъема вто¬
рого рода, не является безусловно необходимым.
Это требование вызывается не конструктивными,
а исключительно архитектурно-эстетическими со¬
ображениями, обычно не имеющими места при
проектировании прогонов междуэтажных пере¬
крытий промышленных зданий.
Составные гвоздевые прогоны с подъемом пер¬
вого рода, рассчитанные как балки монолитного
сечения, должны найти применение во всех тех
случаях* когда более совершенные конструкции
балок на пластинчатых нагелях не могут быть
применены вследствие малого объема работ и
нерентабельности или же технической невоз¬
можности организации их изготовления.
2. Таблицы балок прямоугольного сечония
на гвоздях 1
1) Принцип составления таблиц
Таблицы составлены при допускаемых напря¬
жениях, полученных умножением основных на¬
пряжений по ТУ и И на коэфициент 0,9.
Таблицы охватывают пролеты 4,0, 4,5, 5,0, 5,5
и 6,0 м. За исходные данные при составлении
таблиц приняты высота основных (средних) до¬
сок h и толщина нашивок δ (фиг. 1).
Величина h в таблицах имеет три значения:
22, 24 и 26 см. ii Составлены в отделе технических исследований и
стандартов Промстройпроекта инш. В. А. Замараевым
под руководством автора.
ВАЛКИ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ
191
Толщина нашивок для каждого размера вы¬
соты средних досок имеет следующие значения:
2,5, 3,0, 3,5, 4,0, 4,5, 5, 6, 7, 8, 9 и 10,0 см.
Ширина сечений изменяется от
18,0 до 26,0 см через 2,0 см. Для
составленных таким образом сече¬
ний определены допустимые ин¬
тенсивности равномерно распре¬
деленных нагрузок в кг/м балки.
В таблицах даны полезные на¬
грузки, полученные как разность
между допустимой нагрузкой и
собственным весом балок, кото¬
рый исчислялся при объемном
весе древесины 550 кг/мг.
Для различных пролетов допустимые полез¬
ные нагрузки изменяются в пределах, указанных
в табл. 1.
Таблица 1
Допускаемые полезные нагрузки
Пролет
в м
4,0
4,5
5,0
Б, 5
6,0
Нагрузка
в кг/м
860-8070
590-2 520
420-2 070
410—2 010
400-1 810
Фиг. 1. Попе¬
речное сечение
балки
табл. 2. Там же приведены допускаемые усилия.
Тгв на один срез гвоздя, принятые при состав¬
лении таблиц.
8) Метод расчета балов
Балки рассчитаны с учетом конструктивного
строительного подъема первого рода.
Нагрузки определены для допускаемого на¬
пряжения при изгибе [raj = 100 кг/см2 и при
прогибе Цр = ±-0.
а) Расчет по нормальным напря¬
жениям
Для простой балки, несущей равномерно рас¬
пределенную нагрузку, имеем:
мшлх = f = [«,] w,
отсюда допустимая нагрузка:
iu =
8 Щп] W
12
= 800£,
(5)
где I — расчетный пролет балки,
W — момент сопротивления относительно
ОСИ X X.
2) Размеры гвоздей
Необходимая длина гвоздя в зависимости от
его диаметра и от толщины нашивок может быть
определена по формуле:
he = <5 + ан + 1,5 d + Δ, (1)
где <5 — толщина нашивных досок;
ан — необходимая рабочая длина гвоздя в
пределах средней доски из условия равнопроч-
ности его по изгибу и по смятию древесины;
1,5 d — нерабочая длина гвоздя (заостренный
конец);
А — толщина шва между нашивкой и средней
доской, принимаемая равной 1 мм, что составляет
около 0,2 d.
При допускаемом напряжении на смятие [raj =
= 0,9 · 80 = 72 кг/см2 имеем:
вм = 1,67 · 0,8rf]/"i|25 = 6,7d. (2)
Для этих условий длина гвоздя:
Ігв = δ + 6,7d + 1,5d + 0,2d = δ + 8,4 d. (3)
Для более плотной и надежной связи нашивок
со средними досками принято:
Ιίβ = δ + Ш. (3')
На основании техно-экоиомических сопостав¬
лений 1 для каждой толщины нашивок приняты
определенные размеры гвоздей, указанные в
1 С учетом коэфициента дефицитности k = 5.
б) Расчет по жесткости
Прогиб по середине пролета:
, __5gZ4_.
/шах ШЕІ4
при
= 400 имеем:
5«із i
384ЕІ 400 ’
откуда
384Е'I м q пал I
Qf ~~ 5 · 400£3 — 19 200 13 *
P)
где Е — модуль продольной упругости
принимаемый равным ІО5 кг/см2;
дерева»
I — момент инерции полного поперечного се¬
чения балки относительно оси х — х.
в) Расчет по прочности рабочего
шва.
Расчет гвоздей производился по двухступенчатой
эпюре сдвигающих сил, изображенной на фиг. 2.
Фиг. 2. Эпюра размещения гвоздей
Площади прямоугольников этой эпюры рав¬
новелики соответствующим площадям действи.
тельной эпюры, показанной на фиг. 2 пунктиром.
Таблица 2
Размеры гвоздей, принятые при составлении таблиц, и допускаемые усилеппя Тгс на срез гвоздя
(5 MM
25
30
35
40
45
50
60
70
80
1
90 1 500
d X l
MM X
X мм
3,5 X 60
4 X 80
4 X 80
4 X 80
4,5 X 90
5 X 100
5 X 110
5,5 X 125
5,5 X 150
5,5 X 150
5,5 X 150
Tie Kg
35
46
46
46
58
72
72
87
87
I
87
1
87
192
В. Г. ПИСЧИКОВ
Для этих условий сдвигающая сила на еди¬
нице длины шва у опоры:
где S — статический момент сечения нашивки от-
носительні х — X.
При предельном насыщении нашивки гвоздями
диаметра, соответствующего ее толщине, шов
может воспринять сдвигающую силу:
Т0 = т0 Тгв, (9)
где т0 — наибольшее количество гвоздей, раз¬
мещающееся на единице длины шва балки;
Ί\β — допускаемое усилие на один гвоздь.
Подставляя вместо Т 0 его значение, после пре¬
образования получим:
q,e = 2,65 ~ т0Тгв. (10)
При составлении таблиц за величину допускае¬
мой нагрузки принималось наименьшее из зна¬
чений, получаемых по ф-лам (5), (7) и (10).
Получаемые по ф-ле (12) значения округля¬
лись до 5 жж.
5) Пример пользования таблицами
Проектное задание:
Расчетный пролет балки I = 5,0 м.
Нагрузка q = 1 500 кг/м.
Пиломатериалы — полусухая сосна с влаж¬
ностью от 18 до 23%.
Марка леса соответствует классу сооружения.
Допускаемое напряжение на изгиб [ra-j =
= 100 кг/см2.
Относительный прогиб -у = щ .
Высота балки и сортамент пиломатериалов не
ограничены.
Требуется из числа возможных решений вы¬
брать наиболее экономичное.
а) Допуская пятипроцентное отступление от
заданных напряжений и прогиба, определим пре¬
делы возможного отклонения от расчетной на¬
грузки.
Фассд
Крайняя зона Средняя зона Крайняя зона
Примечание.
Две средние доски
9 X 26 см могут за¬
меняться целым бру¬
сом 18 X 26 см
Строительный подъем по середине балки: fcmp =15 мм
Расход дерева на балку 0,374 м3, расход гвоздей 10,6 кг
Фиг. 3. Типовой чертеж балки
В соответствии с приданием балкам конструк¬
тивного строительного подъема первого рода
моменты инерции и моменты сопротивления опре¬
делялись без учета швов, как для монолитных
прямоугольных сечений.
4) Конструктивный строительный подъем балок
Необходимая величина строительного подъема
по середине пролета определялась по формуле,
приведенной в § 197 ТУ и Н:
ΐΣδ
fcmp = зе · (1Ί)
Сдвиг гвоздей ό принят равным 1,5 мм.
При наличии двух швов подъем в миллиметрах:
, _ 2 · 1,5ί I
Tcmv зе ~ е
(12)
При неполном использовании допускаемых
напряжения или жесткости:
Яі = 1,05 q = 1,05 · 1 500 = 1 ЫЬкг/м.
При превышении допускаемых напряжения
или прогиба:
q2 = 0,95 q = 0,95 · 1 500 = 1 425 кг/м.
б) После определения q1 и q2 отыскиваем
в таблицах для k = 26,0; 24,0 и 22,0 см значе¬
ния q в установленных пределах и из числа
возможных решений для каждого значения h
выбираем наиболее экономичное.
Этому требованию согласно калькуляции удо¬
влетворяют:
1) при I = 5,0 ж и h = 26,0 см .балка с расчет¬
ной нагрузкой q = 1 430 кг/м\
2) при I = 5,0 ж и h = 24,0 см балка с расчет¬
ной нагрузкой q = 1 470 кг/м\
3) при I = 5,0 ж и h = 22,0 см балка с расчет¬
ной нагрузкой q = 1470 кг/м.
БАЛКИ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧЕНИЯ
193
1·= 4,0 м Λ = 26,0 см
Таблицы балок прямоугольного сечения на гвоздях
Таблица 1 / = 4,0 м h = 22,0 см
Таблица 3
в кг/м
Доски
Геозди
femp
Ъ
в см
6
В см
d
в мм
1
в мм
т
1 300
18
2,5
3,5
60
440
15
1 440
18
3
4
80
410
15
1450
20
2,5
3,5
60
490
15
1 590
22
2,5
3,5
60
540
15
1 590
20
3
4
80
456
15
1 590
18
3,5
4
80
486
15
1 700
18
4
4
80
550
15
1 740
24
2,5
3,5
60
586
15
1 760
22
3
4
80
500
15
1 760
20
3,5
4
80
540
15
1 810
18
4,5
4,5
90
490
15
1890
20
4
4
80
610
15
1 890
18
5
5
100
426
15
1 890
26
2,5
3,5
60
636
15
1 920
24
3
4
80
546
15
1 940
22
3,5
4
* 80
594
15
2 000
20
4,5
4,5
90
544
15
2 070
26
3
4
80
590
15
2 080
22
4
4
80
670
15 .
2 ПО
24
3,5
4
80
648
15
2 120
20
5
5
100
476
15
2 210
'<2
4,5
4,5
90
600
15
2 23-1
20
6
5
ПО
530
15
2 270
24
4
4
80
734
15
2 290
26
3,5
4
80
700
15
2 340
22
5
5
100
525
15
2 380
22
7
5,5
125
485
15
2 400
24
4,5
4,5
90
652
15
2 460
26
4
4
80
794
15
2 540
24
5
5
1С0
570
15
2 610
26
4,5
4,5
90
708
15
2 680
24
6
5
ПО
640
15
2 760
26
5
5
100
620
15
2 840
26
7
5,5
125
580
15
3 070
26
6
5
ПО
730
15
ί«= 4,0 м;
h = 24,0 см
Таблица 2
q
Доски
Гвозди
в кг/м
Ъ
д
d
1
femp
т
в см
в см
в мм
в мм
1 070
18
2,5
3,5
60
410
15
1 180
18
3
4
80
380
15
1 190
20
2,5
3,5
60
456
15
1 300
22
2,5
3,5
60
500
15
1 300
20
3
4
80
422
15
1 310
18
3,5
4
80
454
15
1 430
24
2,5
3,5
60
546
15
1 440
22
3
4
80і
464
15
1 440
18
4
4
80
526
15
1 450
20
3,5
4
80
506
15
1 550
26
2,5
3,5
60
590
15
1 570
24
л
4
80
506
15
1 590
22
3,5
4
80
556
15
1 590
20
4
4
80
584
15
1 590
18
4,5
4,5
90
480
15
1 610
18
6
5
ПО
426
15
1 700
18
5
5
100
426
15
1 710
26
3
4
80
550
15
1 740
24 1
8,5
4
80
606
15
1 740
18
7
5,5
125
390
15
1 760
22
4
4
80
642
15
1 760
20
4,5
4,5
90
534
15
1 890
26
3,5
4
80
666
15
1 890
20
5
5
100
476
15
1 940
24
4
4
80
700
15
1 940
22
4,5
4,5
90
586
15
2 020
20
6
5
ПО
530
15
2 070
26
4 i
4
80
760
15
2 080
22
5 1
5
100
522 !
15
2 120
24
4,5 I
4,5
90
640 і
15
2 170
2і
7
5,5
125
486
15
2 29і>
26
4,5
4,5
90
694
15
2 290
24
5
5
100
570 j
15
2 430
24
6
5
ПО
640 !
15
2 480
26
5
5 1
1
100
І
620 1
i
1
15
й
в кг/м
Доски
Гвозди
femp
Ъ
в см
δ
в см
d
в мм
1
в мм
т
860
18
2,5
3,5
60
378
20
960
20
2,5
3,5
60
420
20
960
18
3
4
80
354
15
1 050
22
2,5
3,5
60
462
20
1 060
18
3,5
4
80
406
15
1 070
20
3
4
80
394
15
1 140
24
2,5
3,5
60
504
20
1 180
22
3
4
80
432
15
1 180
20
3,5
4
80
450
15
1 180
18
4
4
80
486
15
1 240
26
2,5
3,5
60
540
20
1 280
24
3
4
80
472
15
1 290
22
3,5
4
80
496
15
1 300
18
4,5
4,5
90
444
15
1 320
20
4
4
80
540
15
1 390
26
3
4
80
512
15
1410
24
3,5
4
80
542
15
1 440
18
5
5
100
404
15
1 450
22
4
4
80
594
15
1 450
20
4,5
4,5
90
494
15
1 470
18
6
5
ПО
428
15
1 530
26
3,5
4
80
586
15
1 580
24
4
4
80
646
15
1 580
22
4,5
4,5
90
542
15
1 590
18
7
5,5
125
392
15
1 600
20
5
5
100
450
15
1 710
26
4
4
80
700
15
1 740
24
4,5
4,5
90
590
15
1 760
22
5
5
100
494
15
1 820
20
6
5
ПО
528
15
1 890
26
4,5
4,5
90
642
15
1 920
24
5
5
100
538
15
1 980
22
7
5,5
125
490
15
2 070
26
5
5
100
584
15
2 190
24
6
5
ПО
640
15
2 370
26
7
5,5
125
580
15
2 460
26
6
5
ПО
712
15
/= 4,6 м; h = 26,0 см
Таблица 4
Q
в кг/м
Доски
Гвозди
femp
Ь
в см
δ
В см
d
в мм
1
в мм
т
900
18
2,5
3,5
60
390
15
1 000
18
3
4
80
362
15
1 010
20
2,5
3,5
60
434
15
1 100
18
3,5
4
80
430
15
1 по
22
2,5
3,5
60
476
15
1 110
20
3
4
80
402
15
1 210
24
2,5
3,5
to
520
15
1 210
18
4
4
80
500
15
1 220
22
3
4
80
442
15
1 220
20
3,5
4
80
478
15
1 310
26
2,5
3,5
60
564
15
1 310
18
4,5
4,5
90
450
15
1 330
24
3
4
80
482
15
1 340
22
3,5
4
80
526
15
1 340'
20
4
4
80
556
15
1 430
18
5
5
300
410
15
1 440
26
3
4
80
524
15
1 460
20
4,5
4,5
90
500
15
1 470
24
3,5
4
80
574
15
1 480
22
4
4
80
610
15
1 580
26
3,5
4
80
620
15
1 580
18
6
5
ПО
480
15
1 590
20
5
5
іоо
456
15
1 600
24
4
4
80
666
15
1 610
22
4,5
4,5
90
•с50
15
1 690
18
7
5,5
125
440
15
1 740
26
4
4
80
720
15
1 750
24
4,5
4,5
90
600
15
1 760 ί
22
5
5
100
500
15
1 870 i
20
6
5
ПО
565
15
1 900 ;
26
4,5
4,5
90
. 650
15
1 910 !
24
5
5
100
546
15
1 970 1
22
6
5
ПО
600
15
2 050 .
26
5
5
100
590
15
2 240 ’
24
6
5
ПО
680
15
2 430 1
26
6
5
ПО
734
15
2 520 !
26
7
5,5
125
650
15
Деревянные конструкции
13
194
В. Г. ПИСЧИКОБ
1= 4,5 лі; h = 24,0 СМ Таблица 5
Я
в кг/м
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
Е СМ
d
в мм
1
в мм
т
740
18
2,5
3,5
60
364
20
820
20
2,5
3,5
6м
404
20
820
18
3
4
80
338
20
900
22
2,5
3,5
60
444
20
900
18
3,5
4
80
400
20
920
20
3
4
80
376
20
990
24
2,5
3,5
60
486
20
1 000
22
3
4
80
414
20
1 000
18
4
4
80
466
15
1 010
20
3,5
4
80
444
20
1070
26
2,5
3,5
60
526
20
1 090
24
3
4
80
450
20
1 100
18
4.5
4,5
90
420
15
1 по
22
3,5
4
80
488
20
1 ПО
20
4
4
80
518
15
1 190
26
3
4
80
488
20
1 210
24
3,5
4
80
532
20
1 210
18
5
5
100
386
15
1 220
22
4
4
80
570
15
1 220
20
4,5
4,5
90
46*
15
1 31С
26
3,5
4
80
576
20
1 330
24
4
4
80
620
15
1 340
22
4,5
4,5
90
514
15
1 340
20
5
5
100
429
15
1 430
18
6
5
по
480
15
1440
26
4
4
80
670
15
1 470
24
4,5
4,5
90
560
15
1 480
22
5
5
100
470
15
1 550
18
7
5,5
125
440
15
1 580
26
4,5
4 5
90
606
15
1 590
20
6
5
ПО
530
15
1 600
24
5
5
100
514
15
1 740
26
5
5
10и
556
15
1 760
22
6
5
ПО
5' 0
15
1 910
24
6
5
‘110
640
15
1 920
22
7
5,5
125
545
15 .
2 070
26
6
5
110
690
15
2 320
26
7
5,5
125
656
15
1 = 4 .5 м;
h = 22,0 см
Таблица в
Доски
Гвозди
.
Я
в к?!м
Ъ
δ
d
1
ΎΪΪ
fcmp
в см
в см
в мм
в мм
1
590
18
1
2,5
3,5
60
336
20
660
20
2,5
3,5
60
374
20
660
18
3
4
80
312
20
730
22
2,5
3,5
60
410
20
740
20
3
4
80
346
20
740
18
3,5
4
80
364
20
790
24
2,5
3,5
60
448
20
810
22
3
4
80
382
20
820
18
4
4
80
430
20
830
20
3,5
4
80
404
20
860
26
2,5
3,5
60
4_'6
20
880
24
3
4
80
416
20
910
22
3,5
4
80
444
20
910
18
4,5
4,5
90
394
20
920
20
4
4
80
478
20
960
26
3
4
80
450
20
990
24
3,5
4
80
484
20
1 0"0
22
4
4
80
526
20
1 000
18
5
5
10О
358
20
1 010
20
4,5
4,5
90
438
20
1 070
26
3,5
4
80
526
20
1 090
24
4
4
80
574
20
1 100
22
4,5
4,5
90
482
20
1 100
18
5
5
100
398
20
1 190
26
4
4
80
620
.0
1 210
24
4,5
4,5
90
526
50
1 210
18
6
5
по
44 Я
15
1 220
22
5
5
100
438
20
1 310
26
4,5
4,5
ί0
570
20
1 330
24
5
5
100
478
20
1 340
20
6
5
но
498
15
1 400
18
7
1 5,5
125
440
15 1
Продолже ие табл. 6
Я
в кг!м
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
В см
d .
в мм
1
В мм
т
1 440
26
5
5
100
518
20
1 4.80
22
6
5
110
• 548
15
1 600
24
6
5
110
598
15
1 740
26
6
5
ПО
646
15
1 750
22
7
5,5
125
544
15
2 070
26
7
5,5
125
646
15
г=б,0ле; h = 26,0 см, Таблица 7
Я
в ъг/м
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
В СМ 1
1
d
в мм
1
в мм
т
650
18
2,5
3,5
60
352
20
720
18
3
4
80
326
20
730
20
2,5
3,5
60
392
20
800
18
3,5
4
80
388
20
800
22
2,5
3,5
60
430
20
800
20
4
80
352
20
870
24
2,5
3,5
60
470
20
870
18
4
4
80
450
20
880
22
3
4
80
398
20
880
20
3,5
4
80
430
20
950
26
2,5
3,5
60
508
20
950
8
4,5
4,5
90
410
20
970
24
3
4
80
434
20
970
22
3,5
4
80
474
20
970
20
4
4
80
500
au
1 040
26
3
4
80
470
20
1 040
18
5
5
100
370
15
1 060
20
4,5
4,5
90
456
20
1 070
24
3,5
4
80
518
20
1 070
22
4
4
80
550
20
1 150
20
5
5
100
410
15
1 150
26
3,5
4
80
560
20
1 170
24
4
4
80
600
20
1 170
22
4,5
4,5
90
500
20
1 210
18
5
5
100
456
15
1 260
26
4
4
80
ь50
20
1 270
24
4,5
4,5
90
546
20
1 .70
22
5
5
100
452
15
1 340
20
6
5
ПО
506
15
1 380
26
4,5
4,5
90
590
20
1 380
24
5
5
100
494
15
1 430
18
7
5 5
125
460
15
1 470
22
6
5
по
5 ·8
15
1 500
26
5
5
100
534
15
1 520
20
7
5,5
125
486
15
1 610
24
6
5
ПО
6)8
15
1 730
26
6
5
110
6^0
15
1 750
22
7
5,5
•■2 5
5*0
15
1 890
24
7
5,5
125
604
15
2 060
26
7
5,5
125
660
15
I = 5,0 м;
h = 2,40 см
Таблица 8
Я
в кг/м
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
в см
d
в мм
1
В мм
т
530
18
2,5
3,5
60
326
20
59 )
20
2,5
3,5
60
362
20
590
18
3
4
80
304
20
640
22
2,5
3,5
60
398
20
650
18
3,5
4
80
362
20
660
20
3
4
80
338
20
710
24
2,5
3,5
60
434
20
720
18
4
4
80
420
20
720
,22
3
4
80
372
20
730
20
3,5
4
80
402
20
БАЛКИ ПРЯМОУГОЛЬНОГО СЕЧКИ И Я
195
Продолжение табл. 8
Q
в кг/м
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
В см
d
в мм
1
в мм
т
770
26
2,5
3,5
60
470
20
790
24
3
4
80
406
20
790
18
4,5
4,5
90
380
20
800
22
3,5
4
80
442
20
800
20
4
4
80
446
20
860
26
3
4
80
440
20
870
24
3,5
4
80
482
20
870
18
5
5
100
348
20
880
22
4
4
80
512
20
880
20
4,5
4,5
90
422
20
950
26
3,5
4
80
522
20
970
24
4
4
80
560
20
970
22
4,5
4,5
90
464
20
970
20
5
5
100
386
20
1 040
18
6
5
110
422
20
1040
26
4
4
80
606
20
1 070
24
4,5
4,5
90
506
20
1 070
22
5
5
100
426
20
1 150
20
6
5
ПО
470
20
1 150
26
4 5
4,5
90
550
20
1 160
24
5
&
100
464
20
1 210
18
7
5,5
125
426
15
1 260
26
5
5
100
502
20
1 270
22
6
5
ПО
516
20
1 310
20
* 7
5,5
125
474
15
1 380
24
6
5
ПО
564
20
1 390
18
8
5,5
150
490
15
1 470
22
7
5,5
125
520
15
1 500
26
6
5
ПО
610
20
1 610
24
7
5,5
125
568
15
1 720
22
8
5,5
150
610
15
1 750
26
7
5,5
125
616
15
2 070
26 ,
8
5,5
150
734
15
I = 5,0 м;
h — 22,0 см
Таблица 9
<7
в кг/м
Доски
Гвозди
'
fcmp
Ъ
в см
δ
в см
d
в мм
1
в мм
т
420
18
2,5
3,5
60
300
20
470
20
2,5
3,5 '
60
334
20
470
18
3
4
80
282
20
520
22
2,5
3,5
би
366
20
530
20
3
4
80
314
20
530
18
3,5
4
80
328
20
560
24
2,5
3,5
ео
400
20
590
22
3
4
80
344
20
590
20
3,5
4
80
364
20
590
18
4
4
80
388
20
610
26
2,5
3,5
60
432
20
630
24
3
4
80
376
20
650
22
3,5
4
80
400
20
650
18
4,5
4,5
90
356
20
660
20
4
4
80
430
20
690
26
3
4
80
406
20
710
24
3,5
4
80
438
20
720
22
4
4
80
474
20
720
18
5
5
100
324
20
730
20
4,5
4,5
90
396
20
770
26
3,5
4
80
474
20
790
24
4
4
80
516
20
800
22
4,5
4,5
90
436
20
800
20
5
5
100
360
20
860
26
4
4
80
560
4 20
870
18
6
5
ПО
404
20
870
24
4,5
4,5
90
474
20
880
22
5
5
100
396
20
950
26
4,5
4,5
90
514
20
970
24
5
5
100
432
20
970
20
6
5
ПО
450
20
1 040
18
7
5,5
125
402
20
1 040
26
5
5
100
468
20
1 070
22
6
5
110
484
20
1 150
20
7
5,5
125
446
20
1 160
24
6
5
ПО
540
20
1 210
18
8
5,5
150
470
20
Продолжение табл. 9
Q
в кг/м
■Доок'й
Гвозди
fcmp
Ь
ъ см
<5
В см
d
в мм
1
в мм
т
1 240
20
8
5,5
150
484
20
1 260
26
6
5
ПО
584
20
1 270
22
7
5,5
125
492:
20
1 380
24
7
5,5
125
536
20
1 470
22
8
5,5
150
574
20
1 500
26
7
5,5
125
580-
20
1 550
24
8
5,5
150
608<
20
1750
26
8
6,5
150
680
20
I = 6,5 м;
h = 26,0 см
Таблица ІО
Q
в к/гм
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
д
В СМ
d
в мм
1
в мм
т
480
18
2,5
3.5
60
320
20
530
18
3
4
80
296
20
540
20
2,5
3,5
60
356
20
590
18
3,5
4
80
354
20
590
22
2,5
3,5
60
390
20
590
20
3
4
80
328
20
640
24
2,5
3,5
60
426
20
650
22
3
4
80
362
20
650
18
4
4
80
410
20
650
20
3,5
4
80
394
20
700
26
2,5
3,5
60
462
20
710
18
4,5
4,5
90
372
20 ;
710
24
3
4
80
394
20
720
22
3,5
4
80
432
20
720
20
4
4
80
456
20
770
26
3
4
80
428
20
770
18
5
5
100
338
20 :
790
24
3,5
4
80
472
20
790
22
4
4
80
500
20
790
20
4,5
4,5
90
412
20
850
26
3,5
4
80
510
20
860
20
5
5
100
376
20
870
24
4
4
80
546
20 I
870
22
4,5
4,5
90
454
20 I
910
18
6
5
ПО
416
20
93)
26
4
4
80
590
20
940
24
4,5
4,5
90
496
20
950
22
5
5
100
412
20
1010
20
6
5
по
462
20
1 020
26
4,5
4,5
90
536
20 1
1030
24
5
5
100
450
20 і
1 070
18
7
5,5
125
420
20 ϊ
1 ПО
22
6
5
110
508
20 .
1 120
26
5
5
100
488
20
1 190
20
7
5,5
125
466
20 '
1 220
24
6
5
ПО
554
20
1 240
18
8
5,5
150
490
15 ;
1 310
22
7
5,5
125
512
20 ’
1 320
26
6
5
ПО
600
20
1 350
20
8
5,5
150
536
15
1 430
24
7
5,5
125
560
20
1 510
22
8
5,5
150
600
15
1 540
26
7
5,5
125
606
20
1600
24
8
5,5
150
656
15
1 790
26
8
5,5
150
710
15
2 010
26
9
5,5
150
800
15
1 — 5^6 Mi i
h = 24,0 см
Таблица 11
Доски
Гвозди
<і
В К2)М
Ъ
δ
d
1
т
fcmp
в см
в см
в мм
в мм
410
18
2,5
3,5
60
296
20
440
20
2,5
3,5
60
328
20
440
18
3
4
80
280
20
480
22
2,5
3,5
60
362
20 1
в. г. писчиков
Ϊ9β
Продолжение табл. 11
Продолжение табл. 12
і
i «
j в ю/м
ДОСКИ
ГВОЗДИ
fcmp
b
в см
д
в см
d
в мм
1
в мм
т <
1 480
18
3,5
4
80
330
20
490
20
о
4
80
312
20
520
24
2,5
3,5
60
394
20
5'с.О
18
4
4
80
384
20
530
22
3
4
80
342
20
'540
20
3,5
4
80
366
20
570
26
2,5
3,5
60
426
20
590
24
3
4
80
372
20
ί 590
18
4,5
4,5
90
348
20
1 600
20
4
4
80
426
20
1 6С0
22
3,5
4
80
404
20
640
26
3
4
80
404
20
640
24
3,5
4
80
440
20
650
22
4
4
ЬО
470
20
650
20
4,5
4,5
90
386
20
650
18
5
5
100
316
20
700
26
3,5
4
80
476
20
, 710
24
4
4
80
512
20
720
22
4,5
4,5
90
426
20
720
20
5
5
100
350
20
770
18
6
5
ПО
394
20
770
26
4
4
80
554
20
790
24
4,5
л ,5
90
464
20
790
22 1
5
5
100
386
20
850
26
4,5
4,5
90
502
20
860
20
6
5
ПО
438
20
860
24
5
5
100
420
20
910
18
7
5,5
125
392
20
930
26
5
5
100
456
20
950
22
6
5
ПО
480
20
1 010
20
7
5,5
125
436
20
1 030
24
6
5
ПО
524
20
1 070
18
8
5,5
150
460
20
1 ПО
22
7
5,5
125
480
20
1 120
26
6
5
ПО
570
20
1 190
20
8
5,5
150
510
20
I 220
24
7
5,5
125
522
20
1 240
18
9
5,5
150
534
20
1 250
20
9
5,5
150
542
20
1 310
22
8
5,5
150
562
20
1 320
26
7
5,5
125
566
20
1 430
24
8
5,5
150
612
20
1 510
22
9
5,5
150
650
20
1 540
26 '
8
5,5
150
664
20
1 570
24
9
5,5
150
676
20
1 790
26
9
5,5
150
770
20
1 = 6,5 м;
h = 22,0 см
Таблица 12
Доски
Гвозди
Q
в к г/м
Ъ
δ
d
1
fcmp
т
в см
в см
в мм
в мм
410
24
2,5
3,5
60
364
25
ί 430
21
3
4
80
258
25
440
20
3,5
4
80
274
25
440
18
4
4
80
356
20
450
26
2,5
3,5
60
394
20
47·)
24
3
4
80
282
25
4 70
22
3,5
4
80
302
25
480
18
4,5
4,5
90
326
20
490
20
4
4
80
396
20
510
26
3
4
80
306 1
25
520
24
3,5
4
80
328
25
530
18
5
5
100
296
20
530
22
4
4
80
436
20
540
20
4,5
4,5
90
362
20
570
26
3,5
4
80
356
25
590
24
4
4
80
474
20
590
22
4,5
4,5
90
398
20
600 ;
20
5
5
100
328
20
640
26
4
4
80
514
20
640 ,
24
4,5
4,5
90
434
20
650
22
5
5
100
362
20
650
18
6
5
ПО
368
20
700 ,
26
4,5
4,5
90
470
20
710
24
5
5
100
394
20
720
22
6
5
НО
408
20
770
18
7
5,5
125
366
20
Q
в кгім
Доски
Гвозди
fcmp
b
в см
δ
в см
d
в мм
1
в мм
т
770
26
5
5
100
428
20
790
22
6
5
по
450
20
860
20
7
5,5
125
406
20
860
24
6
5
ПО
490
20
910
18
8
5,5
150
434
20
930
26
6
5
ПО
532
20
950
22
7
5,5
125
448
20
1 000
20
8
5,5
150
482
20
1 030
24
7
5,5
125
488
20
1 070
18
9
5,5
150
506
20
1 120
26
7
5,5
125
528
20
1 120
22
8
5.5
150
530
20
1 130
‘/0
9
5,5
150
532
20
1 220
24
8
5,5
150
580
20
1320
22
9
5,5
]50
618
20
1 320
26
8
5,5
150
628
20
1 410
24
9
5,5
150
664
20
1 540
26
9
5,5
150
728
20
l = β,ο м;
h = 26,0 см
Таблица 13
Доски
Гвозди
Q
в кгім
b
δ
d
1
fcmp
т
в см
В СМ
в мм
в мм
400
20
2,5
3,5
60
326
20
40J
18
3
4
80
272
20
450
22
2,5
3,5
60
358
20
450
20
3
4
80
302
20
450
18
3,5
4
80
324
20
490
24
2,5
3,5
60
392
20
490
18
2,5
3,5
10
376
20
500
22
3
4
80
332
20
500
20
3,5
4
80
360
20
530
26
2,5
3,5
60
424
20
540
24
В
4
80
362
20
540
18
4,5
4,5
90
342
20
540
20
4
4
80
418
20
ЬЬО
22
3,5
4
80
396
20
580
26
3 ·
4
80
392
20
590
18
5
5
100
310
20
600
24
35
4
80
432
20
600
22
4
4
80
‘ 460
20
600
20
4 5
4,5
90
380
20
650
26
3,5
4
80
468
20
650
24
4
4
80
500
20
650
20
5
5
100
344
20
660
22
45
4,5
90
418
20
7С0
18
6’
5
ПО
324
20
710
24
45
4,5
90
456
20
720
22
5
5
100
378
20
770
20
6
5
ПО
360
20
780
26
45
4,5
90
494
20
780
24
5
5
100
412
20
810
18
7
5,5
125
322
20
850
26
5
5
100
448
20
850
22
6
5
110
396
20
910
20
7
5,5
125
358
20
930
24
6
5
ПО
432
20
950
18
8
5,5
150
450
20
1000
26
6
5,5
ПО
468
20
1000
22
7
5,5
125
394
VO
1 0#0
20
8
5,5
150
500
20
1090
24
7
5,5
125
430
20
1090
18
9
5,5
150
520
20
1 160
22
8
5,5
150
550
20
1 170
26
7
5,5
125
466
20
1 210
20
9
5,5
150
576
20
1 220
18
Ю
5,5
150
580
20
1 270
24
8
5,5
150
600
20
1 340
22
9
5,5
150
636
20
1 370
26
8
5,5
150
650
20
1 450
24
9
5,5
150
694
20
1 520
22
Ю
5,5
150
725
20
1 580
26
9
5,5
150
750
20
1 810
26
Ю
5,5
1
150
L
860
20
БАЛКИ НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
197
Таблица Ы
/ = 6,0 л:; h = 24,0 см
Q
в кг/м
Доски
Гвозди
fcmp
b
в см
δ
в см
d
в мм
1
в мм
т
400
22
3
4
80
312
20
400
20
3,5
4
80
370
20
400
18
4
4
80
296
20
430
26
2,5
3,5
60
390
25
440
24
8
4
80
340
20
450
22
3,5
4
80
408
20
450
20
4
4
80
328
20
450
18
4,5
4,5
90
320
20
480
26
3
4
80
368
20
490
24
3,5
4
80
444
20
490
18
5
5
100
290
20
Б00
22
4
4
80
362
20
500
20
4,5
4,5
90
356
20
530
26
3,5
4
60
482
20
540
24
4
4
80
394
20
550
22
4,5
4,5
90
392
20
550
20
5
5
100
322
20
580
26
4
4
80
428
20
590
18
6
5
110
360
20
600
24
4,5
4,5
90
426
20
600
22
5
5
100
354
20
650
26
4,5
4,5
90
462
20
650
24
5
5
100
386
20
650
20
6
5
ПО
400
20
690
18
7
*,5
125
360
20
710
26
5
5
100
418
20
720
22
6
5
ПО
440
20
770
20
7
5,5
125
400
20
780
24
6
5
ПО
480
20
810
18
8
5,5
150
424
20
850
26
6
5
по
520
20
850
22
7
5,5
125
440
20
910
20
8
5,5
150
472
20
930
24
7
5,5
125
480
20
950
18 .
9
5,5
150
490
20
1000
26
7
5,5
125
520
20
1 000
22
8
5,5
150
520
20
1050
20
9
5,5
150
544
20
1090
24
8
5,5
150
564
20
1 090
18
10
5,5
150
564
20
1 140
20
10
5,5
150
590
20
1 160
22
9
5,5
150
600
20
1 170
26
8
5,5
150
614
20
1 260
24
9
5,5
150
652
20
1 340
22
10
5,5
150
690
20
1 370
26
9
5,5
150
700
20
1 420
24
10
5,5
150
736
20
1 580
26
10
5,5
150
820
20
в) Из полученных таким образом трех балок
выбираем наиболее экономичную, каковой в на¬
шем случае по произведенной калькуляции яв¬
ляется балка с расчетной нагрузкой q = 1 430 кг/м
при h = 26,0 см.
г) По этой нагрузке (q = 1430 кг/м) из табли¬
цы для I = 5,0 м и h = 26,0 см получаем все не¬
обходимые данные для конструирования, а имен¬
но ширину балки b = 18,0 см; толщину нашивок
<5 = 7,0 см у диаметр гвоздей d = 5,5 мм и их длину
ѴПІ-А. БАЛКИ НА ПЛАСТИНЧАТЫХ
1. Общие сведения
Такие балки составляются из отдельных поло¬
женных друг на друга брусьев, соединенных по
шву пласхинками из твердого дерева (фиг. 1} —
Таблица 15
Ί = в,0 м; h = 22,0 см
в кгім
Доски
Гвозди
fcmp
Ъ
в см
δ
в см
d
в мм
1
в мм
т
400
24
3,5
4
80
362
25
400
22
4
4
80
370
25
400
20
4,5
4,5
90
330
25
400
18
5
5
100
270
25
430
26
3,5
4
80
392
25
440
24
4
4
80
404
25
450
22
4,5
4,5
90
364
25
450
20
5
5
ПО
30υ
25
480
26
4
4
80
436
25
490
24
4,5
4,5
90
396
25
490
18
6
5
ПО
336
25
500
22
5
5
100
330
25
530
26
4 δ
4,5
90
430
25
540
24
5*
5
100
360
25
550
20
6
5
ПО
374
25
580
26
6
5
100
390
25
590
18
7
5,5
125
336
20
600
22
6
5
ПО
410
25
650
24
6
5
ПО
448
25
650
20
7
5,5
125
374
20
690
18
8
5,5
150
400
20
710
26
6
5
150
484
25
720
22
7
5,5
125
410
20
770
20
8
5,5
150
444
20
780
24
7
5,5
125
448
20
810
18
9
5,5
150
462
20
850
26
7
5,5
125
484
20
850
22
8
5,5
150
488
20
910
20
9
5,5
150
514
20
940
24
8
6,5
150
532
20
940
18
10
5,5
150
530
20
1000
26
8
5,5
150
578
20
1 000
22
9
5,5
150
566
20
1050
20
10
5,5
150
590
20
1 090
24
9
5,5
150
616
20
1 160
22
10
5,5
150
648
20
1170
26
9
5,5
150
668
20
1 260
24
10
5,5
150
706
20
1370
26
10
5,5
150
766
20
1= 125 мм; число гвоздей на всю балку т = 460
и наконец конструктивный строительный подъем
балки fcmp = 15 мм.
При размещении гвоздей в крайней зоне балки
(на длине 1/4с I) сверху и снизу должно быть рас¬
пределено по 0,1875 т, т. е- 0,1875 · 460 = 86 шт.,
а в средней зоне гвозди должны быть поставлены
втрое реже. Фактическое распределение гвоздей
показано на фиг. 3.
Иною. В. С. ДЕРЕВЯГИЕ
НАГЕЛЯХ СИСТЕМЫ ДЕРЕВЯГИНА
пластинчатыми нагелями. Балкам, состоящим
обычно из двух или трех брусьев, обязательно
придается конструктивный строительный подъем,
т. е. пластинчатые нагели ставятся после вы¬
гиба балок в специальном станке.
198
В. С. ДЕРЕВЯГИН
Пластинчатые нагели по форме напоминают
шпонки, но по характеру работы являются
нагелями, так как, защемляясь в гнезде, работают
В деревянных конструкциях большое значе¬
ние и большую трудность представляет точная
пригонка связей, необходимая для их совместной
на изгиб и смятие и в отличие от шпоночных
•соединений не дают распора и потому не требуют
болтов. Пластинчатые нагели являются подат¬
ливыми связями. Податливость соединения, а'
Балкам придается конструктивный подъем. Стрела подъема равна /. Пластинки дубовые сквозные
Фиг, 1. Балки из двух брусьев
также точность механического изготовления,
при котором одновременно выбираются гнезда
сразу в обоих сплачиваемых брусьях (фиг. 2)j
обеспечивают совместную работу всех пластин¬
чатых нагелей, расположенных по шву балки-
Есііытания, произведенные автором в лаборатории
ЦНИПС, как моделей, так и балок в натуральную ве¬
личину приводили обычно к разрушению нижнего бру¬
са от разрыва. В это время пластинчатые нагели обычно
тоже находились в состоянии, близком в разрушению
.(фиг. 3). Отсутствие местных перенапряжений в любом
из нагелей обеспечивало при испытаниях высокие запа¬
сы прочности—от 3,5 до 5,5.
Строительный подъем, создающий некоторое
защемление пластинчатых нагелей в гнезде даже
при отсутствии нагрузки, позволяет осуществлять
балки совершенно без болтов, т. е. получать
вполне безметальную конструкцию.
Фиг. 2. Пластинчатые нагели у конца балки при рас¬
четном ее загружении
Балки этой системы требуют механизирован¬
ного изготовления: гнезда для пластинчатых на¬
гелей должны выбираться переносным электро-
долбежником, а определенная толщина нагелей
должна быть обеспечена строгальным станком —
«рейсмусовкой».
Стационарные цепнодолбежные станки давно уже по¬
лучили распространение в деревообрабатывающем деле;
переносные электродолбежные станки были ввезены из-
за границы, но вначале не находили себе широкого
применения; они могут быть рационально использованы
для обработки тяжелых объектов (которые неудобно
подносить к стационарным станкам) и особенно при
сборке балок на пластинчатых нагелях *.
1 В настоящее время трест Союзстроймеханизация
выпустил партию электродолбежников советского из¬
готовления (фиг. 4). Максимальный ход станка 15 см.
работы. Применение электродолбежника позво¬
ляет сразу выбрать гнезда строго определенного
Фиг. 3. Пластинчатые нагели у конца балки в состоянии
близком к разрушению
размера в обоих сплачиваемых брусьях. Неслож¬
ность и быстрота выборки гнезд позволяют ста¬
вить большое количество
нагелей по длине балки, при ___
этом возможный дефект в — 1
отдельном месте лишь не¬
значительно влияет на все
соединение.
Экономически применение
балок на пластинчатых на¬
гелях оправдывается лишь
при большом объеме работ.
Однако при организации
производства балок на по¬
стоянном стройзаводе 1 2 для
объектов, расположенных в
радиусе действия данного
стройзавода, можно приме¬
нять такие балки и в не¬
большом числе.
Оптимальной областью
применения балок на пла¬
стинчатых нагелях явля- У
ются кровельные покрытия.
Так например, балки были Фиг 4 Электродол-
удачно применены в качестве бежник советского про-
прогонов по деревянным изводства
2 По примеру стройзавода № 2 треста «Строитель»
в Москве.
БАЛКИ НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
109
колоннам при сетке колонн 6 х 6 м и расстоянии
между балками 6 м. Рекомендуется применение
балок в качестве прогонов и в междуэтажных
перекрытиях. Представляется возможным при¬
менение балок на нагелях в качестве подкрановых.
Ввиду того что строганые балки без болтов и без
выступающих частей имеют приятный внешний
вид, следует проектировать их открытыми.
2. Конструктивные указания
Гнезда для нагелей могут быть сквозными
(фиг. 1) и глухими (фиг. 5 и 6). Гнезда для глухих
нагелей выбираются с двух сторон балки, рас¬
полагаются в плане в шахматном порядке и до¬
ходят до половины ширины балки. Глухие гнез¬
да применяются главным образом при ширине
балок, превышающей максимальный ход электро-
долбежника (10—15 см).
Принято следующее обозначение размеров на¬
геля: толщиной <5М называют наименьший размер
его поперек волокон, совпадающий с направле¬
нием волокон балки, шириной Ьн — наибольший
его размер по направлению ширины балки и дли¬
ной Ін — размер по направлению, перпендику¬
лярному к плоскости сплачивания брусьев.
Соотношение между длиной и толщиной наге¬
ля было установлено экспериментально. Нагель
хорошо заделан в гнезде и лучше всего работает
при длине его:
1« = 4,5<5к.
Увеличение длины нагеля свыше 4,5<5М при
данной его толщине не дает значительного при¬
ращения крепости нагеля, но увеличивает ослаб¬
ление брусьев. Уменьшение длины нагеля
ухудшает его заделку в гнезде и может быть до¬
пущено только в виде исключения при одно¬
временном пропорциональном уменьшении до¬
пускаемого усилия. Во всяком случае не реко¬
мендуется делать Ін < 4<5М.
Толщина <5М берется от 10 до 15 мм. Рекомен¬
дуется применять нагели толщиной дн = 12 мм.
При длине Ін = 4,5:
<5М = 4,5 · 12 = 54 мм.
Для удобства забивания нагелей, а также для
предотвращения образования щели по шву длину
гнезда следует делать на 2 мм больше длины
нагеля.
Минимальный шаг нагелей, установленный
экспериментально, равен:
smin = 3,5fte + δΗ,
где he — глубина врезки в брус;
дн — толщина нагеля.
При Ін = 4,5(5И получим smin ^ 9<5М.
Назначать расстояние между пластинчатыми
нагелями менее 9<5М даже при условии соответ¬
ствующего снижения нагрузки на нагель не раз¬
решается ввиду резкого снижения запаса проч¬
ности (при уменьшении шага в сильной степени
начинает сказываться отдирание волокон). Вы¬
соту брусьев не рекомендуется брать более
26 см из опасения сильного растрескивания
при усыхании. Максимально допускаемое ослаб¬
ление бруса (высота врезки) не должно пре¬
восходить Ѵ5 от его высоты.
Балки могут проектироваться как из двух,
так и из трех брусьев. В тех случаях, когда
проектировщик не стеснен габаритом, следует
Фиг. 5. Балки из трех брусьев Фиг. 6. І-’азрез через
пластинчатый нагель
200
В. С. ДЕРЕВЯГИН
проектировать балки из трех брусьев, т. е. боль¬
шей высоты, для увеличения жесткости и сниже¬
ния расхода древесины.
При устройстве конструктивного строительного
подъема второго рода в балках из трех брусьев
средний брус не работает на нормальную силу,
а потому казалось бы возможным составление
его из коротышей. Однако произведенные испы¬
тания показали, что это приводит к снижению
запаса прочности. Поэтому как средний брус, так и
крайние должны проектироваться неразрезными.
Опорные реакции должны быть приложены
к нижнему брусу балки, а нагрузка — к верх¬
нему. В случае расположения нагрузки в уровне
нижнего бруса ее следует передавать при помощи
хомутов непосредственно на верхний брус. Не¬
обходимо иметь в виду, что пластинчатые нагели
Фиг. 7. Конструкция стыка в консольно¬
балочной схеме
плотно соприкасаются в гнездах с брусьями,
поэтому постановка стяжных болтов не может
оправдать приложения нагрузки к нижнему
брусу. При усушке брусьев болты выключаются
из работы и нагрузка будет полностью воспри¬
нята нагелями. В результате могут последовать
отдирание волокон и разрушение балки.
В случае проектирования консольных балок
опорное давление от вкладыша следует переда¬
вать при помощи болтов или хомутов на верхний
брус консоли согласно фиг. 7. ,
3. Расчет
Согласно ТУ и Н при устройстве конструктив¬
ного строительного подъема второго рода можно
принимать распределение нормальных напряже¬
ний в брусьях балки по прямоугольной эпюре.
Если допустить для такой бал¬
ки то же нормальное напряже¬
ние, что и для монолитной
балки (с треугольной эпюрой),
то для балки из двух брусьев
расчетная нагрузка получится
в полтора раза больше, чем
для монолитной такого же по¬
перечного сечения (фиг. 8).
Однако прямоугольная эпюра
имеет место только при расчет¬
ной нагрузке. При ^ сличении
нагрузки прямоугольная эпюра
искажается и при больших
нагрузках, сопровождающихся увеличенными
сдвигами, получает очертание, близкое к тре¬
угольному.
Поэтому разрушающая нагрузка
для составной балки хотя бы и с конструктивным
строительным подъемом получается не больше,
чем для монолитной того же сечения. Таким об¬
разом конструктивный строительный подъем
устраняет провисание балок, но увеличения за¬
паса прочности по сравнению с балками без кон¬
структивного строительного подъема не дает.
Опыты, произведенные в ЦНИГТС инженерами
Ковальчуком Μ. Ф., Рабиновичем А. И., Дере-
вягиным В. G., вполне подтвердили это. Для того
чтобы получить для балок с конструктивным
строительным подъемом второго рода расчетную
нагрузку, одинаковую с монолитными балками
такого же сечения, следует при учете конструк¬
тивного строительного подъема второго рода
основные допускаемые нормальные напряжения
понизить и принять равными:
для балок из двух брусьев [га] = 75—80 кг [см*
» » » трех » [га] = 90 »
При конструктивном строительном подъеме пер¬
вого рода берется обычная треугольная эпюра
нормальных напряжений при том же допускаемом
напряжении, как и для монолитных балок. Расчет
ведется с учетом ослабления сечения брусьев.
При проектировании балок необходимо вво¬
дить в расчет обычные поправочные коэфициенты
к допускаемым напряжениям согласно нормам
на влажность и сорт леса, класс сооружения
и пр. Для пластинчатых нагелей снижения до¬
пускаемых на них усилий можно не производить.
Стрела конструктивного строительного подъема
подсчитывается по ТУ и Н. Сдвиг при расчетном
загружении связей принимается равным δ =
= 1,5 мм.
Полная сдвигающая сила на любом участке
балки равна разности нормальных сил на концах
участка. В балке на двух опорах при симметрич¬
ной нагрузке полная сдвигающая сила на поло¬
вине длины балки равна максимальной расчетной
нормальной силе в брусе:
V* _ Д7
-* о — -^тах·
При конструктивном строительном подъеме пер¬
вого рода полная сдвигающая сила на половине
пролета (при симметричной нагрузке) равна:
^ ^ ™ ІІ2 з м
для балок из двух брусьев: Т0 = ^ -Л- ;
для балок из трех брусьев: ТQllz
где М — максимальный изгибающий момент
в балке;
h — полная высота балки.
Расчетное количество связей на полную сдви¬
гающую силу Т0 12 расставляется по концам балки
на участках 0,4 I. Связи в середине балки не
только бесполезны, но даже вредны, ибо приво¬
дят к нежелательному ослаблению брусьев в
этом месте, и потому на участке 0,21 вовсе не
ставятся. Обычно расчет производится по допу¬
скаемому нормальному напряжению, в случае
же невозможности расстановки связей — по проч¬
ности шва.
По ТУ и Н (§ 130 и след.) нагельные сопряже¬
ния рассчитываются на изгиб и смятие., Ввиду
того что длина пластинчатых нагелей задана
постоянной, явилась возможность дать для рас¬
чета их одну (эмпирическую) формулу:
Тн = кбнЬЯѢ (2)
где Тн — допускаемое усилие на один нагель в кг;
к — эмпирический коэфициент в кг/см2;
<5М — толщина нагеля в см;
Ън — ширина нагеля в см.
Для дуба с влажностью до 15% принято к =
=40 при lH = 4,5<5W. По внешнему виду ф-лы (2)
можно предположить, что нагель рассчитывается
на срез — произведение бпЪн дает площадь попе-
Фиг. 8. Расчетная
эпюра напряже¬
ний в сечении
балки
БАЛКИ НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
202
речного сечения нагеля, а к может быть истолко¬
вано как допускаемое напряжение на срез. На
самом деле, как указано выше, нагель рассчи¬
тывается на изгиб и смятие.
В случае возможности расстановки рекомен¬
дуется число пластинчатых нагелей назначать
с запасом против расчетного. Стоимость нагеля
измеряется копейками, и постановка добавочных
нагелей практически не отражается на стоимости
б&лок.
При высоких балках (из трех брусьев) следует
производить поверку напряжений на смятие опор.
4. Примеры расчета
1) Балка из двух брусьев
Требуется рассчитать балку из двух брусьев
сечением 18 х 10 см (фиг. 1). Балке придается
конструктивный строительный подъем второго
рода. Длина балки I = 6,40 м. Расчетный пролет
I' = 6,20 м. Коэфициент понижения нормальных
напряжений на влажность и породу дерева при¬
нимаем равным 0,85.
Принимаем дубовые нагели размером 1,2 х
X 5,4 X 10 см. Высота выреза в брусе:
Нв = ~2—hi — 28 мм.
Соответственно этому размеру должны быть
взяты линейка и цепь в цепнодолбежном станке.
Допускаемое нормальное напряжение:
[га] = 75 · 0,85 = 64 кг/см2.
Для удобства первоначально производим расчет
для балки шириной 1 см.
Рабочая площадь одного бруса:
Кетто = (18-2,8) · 1 = 15,2
Допускаемая нормальная сила:
[ІѴ] = 64 · 15,2 = 973 кг.
Алено внутренней пары (фиг. 8):
е = 18 + 2,8 = 20,8 см.
Момент внутренней пары:
[М] = Ne = 973 · 20,8 = 20 200 кгсм = 202 кгм
должен быть равен внешнему моменту:
откуда допускаемая нагрузка на 1 пог. м при
ширине балки, равной 1 см:
*г
Ne · 8 202-8
Г
6,2(Г
= 42,0 кг/м.
Соответственно на ширину балки, равную 10 см,
допускаемая.нагрузка:
gio = Яг л 10 = 42,0 · 10 = 420 кг/м.
Расчет нагелей.
Допускаемое усилие на один нагель при Ъ =
= 1 см:
Тг = 40 δНЪ = 40 · 1,2 · 1,0 = 48 кг.
Полная сдвигающая сила на половине пролета
балки, равная максимальной нормальной силе:
, 1/2
■·Νπ
■ 973 кг.
О -^тах :
Число нагелей, необходимое для воспринятая
сдвигающей силы:
N.
m = - =
шах
Тг
973
48
= 20 шт.
Шаг нагелей:
smin ^ 9(5И = 9 · 1,2 = 10,8 см.
Назначаем шаг s = 11,5 см.
Нагели расставляем на участках 0,4 / от концов
балки:
0,4 / = 0,4 - 6,40 = 2,56 м.
Число нагелей на длине 2,56 м:
те = П75 =22-2 шт·
Принимаем /га = 23 шт.
Определение стрелы подъема:
Т = ==0»033*» из номограммы (стр. 152) при.
га = 75 кг/см2 имеем:
L=± . { _6!°_оо
I 220 * 'УпР ~ 220 СМѣ
Сдвиг по шву при расчетном загружении наге¬
лей принимается равным 1,5 мм.
Прогиб балки от сдвига в шве:
4 _ λ^δ — 620 ‘ 0.15 „ г
>сдв Зе 3 · 20,8 — 1,5 СМ'
Стрела выгиба балки в станке:
Істр = 2,8 + 1,5 = 4,3 см.
Принимаем fcmp = 4,5 см.
2) Балка из трех брусьев
Требуется рассчитать балку из трез; брусьев
сечением 14 X 14 см (фиг. 5).
Балке придается конструктивный строительный
подъем второго рода. Длина балки / = 5,20 м.
Расчетный пролет Г=Ь,00м.
Относительная высота
балки:
л_ = 42 _ JL
I ~ 500 ~ 12 ·
Коэфициент снижения
нормальных напряжений
на влажность и марку
леса принимаем равным
0,9 - 0,8 = 0,72.
Допускаемое нормальное
напряжение:
[га] = 90 · 0,72 = 65 кг/см2.
Для скрепления брусьев применяем дубовые
нагели с размерами дн = 1,2 см\ Ін = 5,4 см.
Высота выреза в брусе:
he = £ -f- 1 мм = -£-· -f- 1 = 28 мм.
Производим расчет для балки шириной 1 см,.
Рабочая площадь одного бруса:
Рншто = (14—2,8) · 1 = 11,2 см2.
Допускаемая нормальная сила:
[Ν] = 65 · 11,2 = 728 кг.
Плечо внутренней пары (фиг. 9):
е = 2h + he= 2 · 14 + 2,8 = 30,8 см.
Момент внутренней пары:
\М~\ = Ne = 728 · 30,8 = 22 400 кгсм = 224 кгм..
Фиг. 9. Эпюра напря¬
жений в ослабленном-
сечении
202
В. С. ДЕРЕВЯГИН
Внутренний
момент равен внешнему:
Ne =
Qlm
Допустимая нагрузка на балку шириной
=1 см:
Ne · 8
Яі гг-
224 · 8
25
= 72 кгм.
b =
При Ь = 14 см допустимая нагрузка:
q = qx · 14 = 72 · 14 = 1000 кг/м.
.Допускаемое напряжение на смятие поперек
волокон принимаем:
[я] j_ = 15 · 0,72 = 11 кг/см2.
При длине опоры в 20 см напряжения смятия
•бруса:
«L = 'I = qS = ΪΤΤο = 9-° кгІсм* < И кг/см*.
Расчет нагелей
При Ь = 1 см Т1 = 48 кг.
Полная сдвигающая сила на половине пролета
балки:
Т0щ = іѴшах = 728 кг.
Необходимое число нагелей для воспринятия
сдвигающей силы:
Ν_
Тг
728
48
15 шт.
Расставляем нагели на участках 0,4Ζ по концам
балки:
0,4Ζ = 0,4 · 5,20 = 2,08 м.
Шаг нагелей принимаем равным:
5 = Ю бн = 10 · 1,2 = 12 см.
Число нагелей на длине 2,08 м:
208
m = — = 17,3. Принимаем m = 18 шт.
Определение стрелы подъема:
fcmp ^упр + Ісдв\
■'упр
определяем по графику (стр. 152) для балок
при напряжении 90 кг/см2:
7
L _ JL·
г зоо ’
/= _L - 500
7 360 — 360
1,39 см\
Σδ· i
Зе
2 · 0,15 · 500
3 · 30,8
1,62 см.
Стрела выгиба балок в станке:
fcmp =· 1Д9 -f- 1,62 = 3,01 CM.
Принимаем fcmp = 3,5 см.
б. Инструкция по изготовлению балок
1) Заготовка пластинчатых нагелей
1. Пластинчатые нагели изготовляются из дуба.
Волокна в пластинчатых нагелях должны быть
направлены перпендикулярно к шву сплачи¬
ваемых брусьев.
2. Для увязки толщины нагелей с толщиной
гнезда нужно поступать следующим образом.
Переносным электродолбежником с той режущей
цепью, которая предназначена для сборки балок,
выбирается несколько пробных гнезд в куске бру¬
са, который затем поступает в столярный цех, ве¬
дущий заготовку нагелей. В столярном цехе по
этим гнездам устанавливают рейсмусовку на
такую толщину нагелей, чтобы они заходили
в гнезда с легким трением, не ломаясь при
забивке (пластинчатые нагели забиваются попе¬
рек волокон). При этом согласуется с гнездом
и длина нагеля, каковая назначается на 2 мм
меньше длины гнезда с тем, чтобы у торцов на¬
геля были зазоры по 1 мм (фиг. 1 и 5). Это
улучшает забивку нагелей и частично предотвра¬
щает образование щели по шву между брусьями,
возникающей вследствие их усушки.
3. Желательно, чтобы направление годичных
слоев было параллельно ширине нагелей и пер¬
пендикулярно их толщине (фиг. 10). Такое рас-
Фиг. 10. Расположение годич¬
ных слоев в пластинчатых
нагелях
положение годичных слоев уменьшает колебание
толщины нагелей при изменении их влажности
и кроме того, как показали опыты, повышает их
крепость.
Ввиду того что нагели имеют небольшие раз¬
меры, выполнение указанного требования не
представляет затруднений.
4. Нагели, как правило, делаются состав¬
ными. Применение составных по ширине
балки нагелей с точки зрения крепости балки
вполне допустимо, а в производственном отно¬
шении хорошо тем, что позволяет использовать
отходы, уменьшает коробление при сушке, уве¬
личивает выход материала.
5. Древесина пластинчатых нагелей должна
быть сухой с влажностью до 15%. В случае не¬
достаточно сухой древесины брусьев нагели
хотя и впитают после забивки влагу из брусьев,
но зато, разбухнув, плотно заполнят гнездо и
тем самым увеличат свою мощность. Полезно
поэтому древесину нагелей пересушивать. Не¬
обходимо иметь в виду, что при хранении готовых
нагелей не в сухом месте они разбухают и при
забивке ломаются. Сушка древесины для наге¬
лей может быть организована да;ке в небольшой
столярной сушилке.
6. Как заготовка пластинчатых нагелей, так и
сборка балок должны производиться одной ор¬
ганизацией. Не рекомендуется передавать заказ
на заготовку пластинчатых нагелей. на сторону,
так как это создает организационные и техни¬
ческие затруднения.
2) Сборка балок
7. Балки собираются механизированным спо¬
собом с помощью переносного электродолбежника
(фиг. 4).
Изготовление балок кустарным способом (вы¬
борка гнезд долотом, пилой и т. п.) запрещается.
ТАБЛИЦЫ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
203
8. При сборке балок следует отбирать лучший
лес на нижний пояс. Особенно следует избегать
сучков на нижней кромке нижнего пояса. На это
очень просто выполнимое требование к сожа¬
лению обращают очень мало внимания; однако
блин и тот же лес, но неправильно уложенный
в дело, может в два раза снизить запас прочности.
9. Балки удобно собирать в специальном станке
системы автора (фиг. 11).
Станок состоит из бруса-средника 1, который опирается
своими концами на подставки 2. Для того чтобы балки
можно было переворачивать в станке, средник делается
вращающимся в подставках. Для этого концы средника
обделываются на цилиндр, а в подставках делается со¬
стороны забиваются дополнительно, заполняя все гнез¬
до. Для вынимания козел при перевертывании балок
концы средника вместе с балками немного приподнима¬
ются так, чтобы можно было вынуть козлы. Подъем
производится рычагом 8, конец которого просовывается
в скобы 9, забитые сверху и снизу у концов средника.
10. Соприкасающиеся брусья должны быть
плотно пригнаны по шву. Зазоры между брусьями
допускаются не более 1 мм.
11. При забивке нагелей возможно оставление
в гнезде пустого пространства. На это должно
быть обращено самое серьезное внимание.
Закладывание пластинчатых нагелей должно
быть поручено одному ответственному липу.
ответствующее углубление 3. В случае металлической
цапфы на концы средника одеваются бугеля, а с торцов
вставляются куски круглого железа 0 25 мм, выступаю¬
щие из торцов. На подставки прибиваются металличе¬
ские подшипники (куски полосового железа с углубле¬
нием для цапф). Оба варианта дали на практике удо¬
влетворительные результаты. Посредине с двух сторон
средника прибиваются отрезки дерева—«бабышки» 4
толщиной, равной стреле конструктивного строительного
подъема для середины балки. На концы средника оде¬
ваются металлические хомуты 5 для выгиба балок. Ме¬
таллический хомут представляет собой два желез¬
ных прута (тяги), связанных по концам отрезками
швеллера. У одного конца хомута имеется подвижная
планка (упор), которая при помощи винта стягивает кон¬
цы балок. На станке (фиг. 11) собираются сразу две
балки 8. Они укладываются с двух сторон средника на
отъемные козлы 7 и выгибаются хомутами навстречу
друг другу. Брусья балок, изгибаясь, дают плавную
кривую предварительного выгиба.
При глухих гнездах перевертывание балок в станке
необходимо, но даже и при сквозных гнездах в
случае применения составных по ширине плас¬
тинчатых нагелей балки также рекомендуется пере¬
вертывать. Прд этом вначале пластинчатые нагеля заби¬
ваются не на полную ширину балки, а потом с другой
12. Необходимо строго следить за недопущением
неравномерной зарезки в обоих брусьях (сдвиг
гнезда в сторону одного из брусьев). Имеющийся
у электродолбежника боковой упор, как пока¬
зала практика, не может обеспечить равномерного
зарезания гнезда вследствие, того, что брусья
никогда не имеют одинаковых поперечных раз¬
меров по длине. Обычно плотники, опираясь на
свой опыт, устанавливают станок каждый раз
на-глаз. В результате все же получается неравно¬
мерная врезка. Для обеспечения правильной
врезки рекомендуется на нижней планке электро¬
долбежника по центру прикрепить стрелку,
которую следует устанавливать каждый раз
строго по шву балок. Допуск во врезке по длине
гнезда не должен превосходить 2 мм.
13. Готовые балки следует хранить в закрытом
от увлажнения месте, укладывая их на прок¬
ладках. Более1 подробные сведения см. журнал
«Плотник и столяр» № 2 и 4, 1935 г.
а
Иною. В. Г. ПИСЧИРОВ
ѴІІІ-Б. ТАБЛИЦЫ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ СИСТЕМЫ
ДЕРЕВЯГИНА 1
1. Область применения таблиц
Нижеприводимые таблицы должны в первую
очередь удовлетворить потребность в проектиро¬
ваний несущих прогонов для междуэтажных пере¬
крытий промышленных зданий, где такие прогоны
1 Разработаны в отделе технических исследований
и стандартов Промстройпроекта инж. В. А. Замараевым
под руководством инж. В. Г. Писчикова.
должны применяться в наибольшем объеме. Этим
объясняются ограниченность пролетов (до 6 м) и
жесткие требования в отношении прогиба (не более
1І400 0*
При использовании круглого окантованного
леса пролет прогонов может быть увеличен до
9 м.
Для кровельных покрытий допустимый про¬
гиб может быть увеличен до 1/2ьо — Ѵзоо I·
204
В. Г. писчиков
Однако и при этих ограничениях таблицы мо¬
гут иметь достаточно обширное применение —
особенно ввиду новизны самой конструкции и
отсутствия навыков в ее проектировании у боль¬
шинства проектировщиков.
2. Принципы составления таблиц
Таблицы составлены для пролетов I = 4,0;
4,5, 5,0, 5,5 и 6,0 м.
За исходные данные приняты размеры брусьев,
высота которых изменяется от 10 до 26 см, а
ширина — от 10 до 20 см.
В таблицах даны два типа балок:
а) двухпоясные, составленные из двух
брусьев по высоте;
б) трехпоясные — из трех брусьев по
высоте.
Для трехпоясных балок принято три размера
высоты среднего бруса: 22, 24 и 26 см.
Конструктивная высота двухпоясных балок
изменяется от 30 до 52 см, а трехпоясных — от
42 до 60 см.
В таблицах приведены 1 013 составных сечений,
полностью охватывающих все случаи возможных
'нагрузок для этого типа конструкции. При
выборе сечения балки по таблицам учитываются
данные экономической характеристики.
Балки рассчитаны под нагрузку, равномерно
распределенную по пролету.
В таблицах даны полезные нагрузки в кило¬
граммах на 1 пог. м, полученные как разность
между допустимой нагрузкой и собственным
весом балок, исчислявшимся для древесины с
'объемным весом 550 кг/м3.
Для различных пролетов допустимые полезные
нагрузки изменяются в следующих пределах:
1
*,о
4,5
5,0
5,ό
6,0
Q
610—2 750
460-2 4ю| 400-2130
410-1 920
410—1 760
8. Метод расчета балок
Расчет балок выполнен с учетом конструк¬
тивного строительного подъема второго рода.
Допустимые нагрузки определены для напря¬
жения О] = 0,8 · 0,9 · 100 = 72 кг/см2 при
прогибе балки ^-х = ^ .
Коэфициент 0,8, понижающий основное до¬
пускаемое напряжение, принят на основании
опытных данных ЦНИПС, а коэфициент 0,9
введен на влажность древесины.
4. Вычисление допустимых нагрузок
а) Расчет по нормальным напря¬
жениям
В простой балке, несущей равномерно распре¬
деленную нагрузку, момент Енешних сил
Afmax = уравновешивается моментом сопро¬
тивления внутренних сил:
Mw = О] Fne.
При полном использовании допускаемого на¬
пряжения интенсивность нагрузки определяется
выражением:
8 [п] FH е
12
= 576 .
I*
(5)
б) Расчет по жесткости
Задаваясь при прогибе по середине пролета:
(6)
5<Ц4
384ЕІ
отношением
Ап ах
I ~ 400 '
получим:
_5<ЦЗ 1
384jEI~ “ 400 *
Р)
Отсюда нагрузка, допустимая из условий жест¬
кости, найдется по формуле:
I
= 3£4Εί«
qf 5*40013
19 200
(8)
где In — момент инерции с учетом ослабления
брусьев нагелями.
в) Расчет по прочности нагельного
шва
Сумма сил сдвига на половине пролета равна:
_ ^Апах
е ~ 8е *
Нагели, равномерно размещенные на длине
0,4 I от опоры, способны воспринять силу Т1І2 =
= ™тн.
При полном использовании мощности нагель¬
ного шва интенсивность нагрузки определяется
по формуле:
It = 8-^е · (9)
Табличное значение допустимой нагрузки со¬
ответствует наименьшему из значений, получае¬
мых по ф-лам (5), (8) и (9).
5. Конструктивный строительный подъем
Необходимая величина подъема по середине
пролета балок определялась в соответствии
с § 199 ТУ и Н:
fcmp — fo~^~fcde
5 ql*
384 (IH—IC)E
ιΣδ
+ Зе 5
(10)
где 1С — сумма моментов инерции брусьев, со¬
ставляющих балку, относительно их собствен¬
ных осей с учетом ослабления сечения нагелями;
δ — сдвиг в нагельном шве, принятый на
основании опытных данных ЦНИПС равным
1,5 мм.
Получаемые по ф-ле (10) значения округлялись
до 5 мм.
6. Данные о пластинчатых нагелях
Нагели запроектированы из твердых пород
древесины (дуб, клен, бук, ясень) с влажностью
до 15%.
Независимо от размеров брусьев, составляющих
балку, толщина нагелей принята равной 10 мм
и длина 45 мм.
Допускаемое усилие в килограммах на один
пластинчатый нагель для указанных данностей
определяется по формуле:
Тн = 40 6,
где Ь — ширина нагеля (соответственно ширине
балки). Минимальный шаг нагелей, принятый
в таблицах:
Smin = 95 ММ.
ТАБЛИЦЫ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
205
Таблииа 1 Продолжение
Элементы балок продетом / = 4,0 м
4
в кгіпог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
В см
Q
в кгіпог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
610
15 + 15
10
9,5
2,5
1 250
25 + 25
13
9,5
1
640
16 + 16
10
9,5
2
1 260
20 + 20
16
9,5
1,5
670
15 + 15
11
9,5
2,5
1 280
18 + 18
18
9,5
2
680
17 + 17
10
9,5
2
1 280
19 + 19
17
9,5
1,5
710
16 + 16
11
9,5
2
1 280
22 + 22
15
9,5
1,5
715
18 + 18
10
9,5
2
1 290
24 + 24
14
9,5
1,5
730
15 + 15
12
9,5
2,5
1 290
26 + 26
13
9,5
1
750
17 + 17
11
9,5
2
1 290
11 + 22 + 11
12
П,0
2
750
19 + 19
10
9,5
1,5
1 290
-10 +22 + 10
14
12,5
2
770
16 + 16
12
9,5
2
1 290
12 + 24 + 12
10
Ю,0
1,5
780
20 + 20
10
9,5
1,5
1 290
16 + 16
20
9,5
2
790
15 + 15
13
9,5
2,5
1 300
17 + 17
19
9,5
2
790
18 + 18
11
9,5
2
1 300
21 + 21
16
9,5
1,5
820
21 + 21
10
9,5
1,5
1 320
13 + 22 + 13
10
9,5
2
820
17 + 17
12
9,5
2
1 320
23 + 23
15
9,5
J ,5
830
19 + 19
11
9,5
1,5
1 340
20 + 20
17
9,5
1,5
840
16 + 16
13
9,5
2
1 340
19 + 19
18
9,5
1,5
850
15 + 15
14
9,5
2,5
1 360
17 + 17
20
9,5
2
860
18 + 18
12
9,5
2
1 360
10+24+10
14
12,5
2
860
22 + 22
10
9,5
1,5
1 360
18 + 18
19
9,5
2
860
20 + 20
11
9,5
1,5
1 370
П + 24 + 11
12
11
2
890
17 + 17
13
9,5
2
1 370
12 + 26+12
10
Ю
1,5
890
23 + 23
10
9,5
1,5
1 370
22 + 22
16
9,5
1,5
900
16 + 16
14
9,5
2
1 380
24 + 24
15
9,5
1,5
900
21 + 21
1L
9,5
1,5
1 390
21 + 21
17
9,5
1,5
900
19 + 19
12
9,5
1,5
1 390
15 + 22 + 15
10
9,5
1,5
910
15 + 15
15
9,5
2,5
1 390
13 + 24 + 13
12
9,5
1,5
920
л 24 + 24
10
9,5
1,5
1 410
20 + 20
18
9,5
1,5
920
Ю + 22 + 10
10
12,5
2
1 410
23 + 23
16
9,5
1,5
ЭЗО
18 + 18
13
9,5
2
1 420
19 + 19
19
9,5
1,5
940
20 + 20
12
9,5
1,5
1 430
18 + 18
20
9,5
2
940
22 + 22
11
9,5
1,5
1 430
11 + 26+11
12
11
1,5
950
17 + 17
14
9,5
2
1 430
16 + 22 + 16
10
9,5
1,5
960
16 + 16
15
9,5
2
1 430
14 + 24 + 14
10
9,5
1,5
9S0
25 + 25
10
9,5
1
1 460
22 + 22
17
9,5
1,5
970
15 + 15
16
9,5
2,5
1 460
15 + 24 + 15
10
9,5
1,5
970
19 + 19
13
9,5
1,5
1 460
17 + 22 + 17
10
9,5
1,5
970
23 + 23
11
9,5
1,5
1 460
13 + 26 + 13
10
9,5
1,5
970
10 + 24 + 10
10
12,5
2
1 470
21 + 21
18
9,5
1,5
980
21 + 21
12
9,5
1,5
1470
10 + 22 + 10
16
12,5
2
990
26 + 26
10
9,5
1
1 470
12 + 22 + 12
12
10
2
1 000
18 + 18
14
9,5
2
1 480
24 + 24
16
9,5
1,5
1020
17 + 17
15
9,5
2
1 490
20 + 20
19
9,5
1,5
1 020
24 + 24
11
9,5
1,5
1 490
16 + 24 + 16
10
9,5
1,5
1 020
,А 20 + 20
13
9,5
1,5
1 490
18 + 22 + 18
10
9,5
1,5
1020
Ю + 26 + 10
10
12,5
1,5
1 500
19 + 19
20
9,5
1,5
1030
15 + 15
17
9,5
2,5
1 500
14 + 26 + 14
10
9,5
1,5
ЮЗО
16 + 16
16
9,5
2
1 510
23 + 23
17
9,5
1,5
1030
22 + 22
12
9,5
1,5
1 510
11 + 22 + 11
14
11
2
1 050
19 + 19
14
9,5
1,5
1 530
15 + 26 + 15
10
9,5
1,5
1 060
21 + 21
13
9,5
1,5
1 530
17 + 24 + 17
10
9,5
1,5
Юбо
25 + 25
11
9,5
1
1 530
19 + 22 + 19
10
9,5
1,5
Ю60
23 + 23
12
9,5
1,5
1 540
22 + 22
18
9,5
1,5
1070
18 + 18
15
9,5
2
1 550
12 + 24 + 12
12
10
1,5
1 070
11 + 22 + И
10
11,0
2
1 550
10 + 24 + 10
16
12,5
2
1 090
15 + 15
18
9,5
2,5
1 560
21 + 21
19
9,5
1,5
1 090
17 + 17
16
9,5
2
1 570
20 + 20
20
9,5
1,5
1 090
16 + 16
17
9,5
2
1 570
18 + 24 + 18
10
9,5
1,5
1 090
26 + 26
11 -
9,5
1
1 570
16 + 26 + 16
10
9,5
1,5
1100
10 + 22 + 10
12
12,5
2
1 590
13 + 22 + 13
12
9,5
2
1 100
20 + 20
14
9,5
1,5
1 600
11 + 24 + И
14
11
2
1110
22 + 22
13
9,5
1,5
1 610
17 + 26 + 17
10
9,5
1,5
1 110
24 + 24
12
9,5
1,5
1 630
21 + 21
20
9,5
1,5
1 120
19 + 19
15
9,5
1,5
1 630
22 + 22
19
9,5
1,5
1 140
21 + 21
14
9,5
1,5
1 630
14 + 22 + 14
12
9,5
1,5
1 140 1
18 + 18
16
9,5
2
1 650
12 + 26 + 12
12
10
1,5
1 140
10 + 24 + 10
10
11,0
2
1 660
10 + 22 + 10
18
12,5
2
1 150
23 + 23
13
9,5
1,5
1 670
13 + 24 +13
12
9,5
1,5
1 160
15 + 15
19
9,5
2,5
1 670
15 + 22 + 15
12
9,5
1,5
1 160
16 +16
18
9,5
2
1 710
16 + 22 + 16
12
9,5
1,5
1 160
10 + 24 + 10
12
12,5
2
1 720
12 + 22 + 12
14
10
2
1 160
17 + 17
17
9,5
2
1 720
11 +22 + 11
16
11
2
1 160
25 + 25
12
9,5
1
1 720
14 + 24+14
12
9,5
1,5
1180
20 + 20
15~
9,5
1,5
1 750
15 + 24 + 15
12
9,5
1,5
1 180
26 + 26
12
9,5
1
1 750
17 + 22 + 17
12
9,5
1,5
1 190
11 + 26 + 11
10
11,0
1,5
1 760
13 + 26 + 13
12
9,5
1,5
1 200
19 + 19
16
9,5
1,5
1 780
16 + 24 + 16
12
9,5
1,5
1 200
24 + 24
13
9,5
1,5
1 780
18 + 22 + 18
12
9,5
1,5
1 200
22 + 22
14
9,5
1,5
1 800
14 + 26 + 14
12
9,5
1,5
1 220
15 + 15
20
9,5
2,5
1 810
12 + 24 + 12
14
1)
1,5
1 220
16 + 16
19
9,5
2
1 830
17 + 24 + 17
12
9,5
1,5
1 220
17 + 17
17
9,5
2
1 830
19 + 22 + 19
12
9,5
1,5
1 220
12 + 22 + 12
10
10,0
2
1 830
15 + 26 + 15
12
9,5
1,5
1 230
17 + 17
18
9,5
2
1 830
11 + 24 + 11
16
И
2
1 230
21 + 21
* 15
9,5
1,5
1 850
13 + 22 + 13
14
9,5
2
1 230
Ю + 26 + 10
12
12,5
1,5
1 880
18 + 24 + 18
12
9,5
1,5
1 240
23 + 23
14
9,5
1,5
1 880
16 + 26 + 16
12
9,5
1,5
206
В. Г. писчиков
Продолжение
Продолокение
'
в кг/пог. м
Брусья
высота
в см
ши¬
рина
в см
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
1 890
14 + 22 + 14
14
9,5
1,5
1 930
17 + 26 + 17
12
9,5
1,5
1 940
11 + 22 + 11
18
11
2
1 950
13 + 24 + 13
14
9,5
1.5
1 960
12 + 22 + 12
16
10
2
1 960
15 + 22 + 15
14
9,5
1,5
2 000
14 + 24 + 14
14
9,5
1,5
2 000
16 + 22 + 16
14
9,5
1,5
2 040
17 + 22 + 17
14
9,5
1,5
2 050
15 + 24 + 15
14
9,5
1,5
2 070
12 + 24 + 12
16
10
1,5
2 090
18 + 22 + 18
14
9,5
1,5
2 090
16 + 24 + 16
14
9,5
1,5
2 120
13 + 22 + 13
16
9,5
2
2 130
19 + 22 + 19
14
9,5
1,5
2 130
17 + 24 + 17
14
9,5
1,5
2 170
14 + 22 + 14
16
9,5
1,5
2 190
18 + 24 + 18
14
9,5
1,5
2 210
12 + 22 + 12
18
10
2
2 230
15 + 22 + 15
16
"9,5
3,5
2 230
13 + 24 + 13
16
9,5
1,5
2 290
16 + 22 + 16
16
9,5
1,5
2 300
14 + 24 + 14
16
9,5
1,5
2 330
17 + 22 + 17
16
9,5
1,5
2 340
15 + 24 + 15
16
9,5
1,5
2 380
13 + 22 + 13
18
9,5
2
2 380
18 + 22 + 18
16
9,5
1,5
2 380
16 + 24 + 16
16
9,5
1,5
2 430
14 + 22 + 14
18
9,5
1,5
2 450
19 + 22 + 19
16
9,5
1,5
2 450
17 + 24 + 17
16
9,5
1,5
2 510
15 + 22 + 15
18
9,5
1,5
2 510
18 + 24 + 18
16
9,5
1,5
2 580
16 + 22 + 16
18
9,5
3,5
2 620
17 + 22 + 17
18
9,5
1,5
2 680
18 + 22 + 18
18
9,5
1,5
2 750
19 + 22 + 19
18
9,5
1,5
Таблица 2
Элементы Салок пролетом 1=4:,б м
Я.
в кг/пог. м
Брусья
высота
в см
ши¬
рина
в см
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
460
15 + 15
10
11
2,5
500
15 + 15
11
11
2,5
550
15 + 15
12
11
2,5
560
16 + 16
10
9,5
2,5
590
15 + 15
13
11
2,5
600
17 + 17
10
9,5
2,5
610
16 + 16
11
9,5
2,5
630
18 + 18
10
9,5
2,5
640
15 + 15
14
11
2,5
660
17 + 17
11
9,5
2,5
660
19 + 19
10
9,5
2
670
16 + 16
12
9,5
2
680
15 + 15
15
11
2,5
680
20 + 20
10
9,5
2
690
18 + 18
11
9,5
2,5
720
17 + 17
12
9,5
2,5
720
21 + 21
10
9,5
2
720
10 + 22 + 10
10
14
2
730
15 + 15
16
11
2,5
730
16 + 16
13
9,5
2,5
730
19 + 19
11
9,5
2
750
20 + 20
11
9,5
2
750
22 + 22
10
9,5
1,5
760
18 + 18
12
9,5
2,5
760
Ю + 24 + 10
10
14
2
780
15 + 15
17 .
11
2,5
780
16 + 16
14
9,5
2,5
780
17 + 17
13
9,5
2,5
780
23 + 23
10
9,5
1,5
790
19 + 19
12
9,5
2
79Э
21 + 21
11
9,5
2
800
10 + 26 + 10
10
14
2
810
24 + 24
10
9,5
1,5
820
18 + 18
13
9,5
2,5
820
15 + 15
18
11
2,5
62)
20 + 20
12
9,5
2
820
22 + 22
11
9,5
1,5
830
16 + 16
15
9,5
2,5
830
17 + 17
14
9,5
2,5
Q
в кг/пог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
840
25 + 25
10
9,5
1,5
840
11 + 22 + 11
10
12
2,5
850
19 + 19
13
9,5
2
860
21 + 21
12
9,5
2
860
23 + 23
11
9,5
1,5
860
Ю + 22 + 10
12
14
2,5
870
15 + 15
19
11
2,5
870
26 + 26
10
9,5
1,5
880
18 + 18
14
9,5
2,5
890
20 + 2J
13
9,5
2
890
17 + 17
15
9,5
2,5
890
24 + 24
11
9,5
1,5
890
16 + 16
16
9,5
2,5
90J
22 + 22
12
9,5
1,5
600
31 + 24 + 11
10
12
2
910
10 + 24 + 10
12
14
2
910
15 + 15
20
11
2,5
920
19 + 19
14
9,5
2
920
25 + 25
11
9,5
1,5
930
21 + 21
13
9,5
2
930
И + 26 + 11
10
12
2
940
23 + 23
12
9,5
1,5
940
18 + 18
15
9,5
2,5
950
16 + 16
17
9,5
2,5
950
17 + 17
16
9,5
2,5
960
20 + 20
14
9,5
2
960
26 + 26
11
9,5
1,5
960
12 + 22 Т 12
10
11
2
960
10 + 26 + Ю
12
14
2
970
22 -г 22
13
9,5
1,5
970
24 Т 24
12
9,5
1,5
990
19 + 19
15
9,5
2
1 000
11 + 22 + 11
12
12
2,5
1000
16 + 16
18
9,5 ,
2,5
1 000
21 + 21
14
9,5
2
1 010
18 Т 18
16
9,5
2,5
1 010
25 + 25
12
9,5
1,5
1010
23 -h 23
13
9,5
1,5
1010
10 + 22 + 10
14
14
2,5
1 020
17 + 17
17
9,5
2,5
1 020
12 + 24 + 12
10
11
2
1 030
20 + 20
15
9,5
2
1 050
22 + 22
14
9,5
1,5
1 050
26 + 26
12
9,5
1,5
1 060
16 + 16
19
9,5
2,5
1 060
19 + 19
16
9,5
2
1 060
24 + 24
13
9,5
1,5
1 < 60
10 + 24 + 10
14
14
2
1 070
18 + 18
17
9,5
2,5
1070
11 + 24 + 11
12
12
2
1070
12 + 26 + 12
10
11
2
1080
17 + 17
18
9,5
2,5
1 080
21 + 21
15
9,5
2
109J
25 + 25
13
9,5
1,5
1 090
13 + 22 + 13
10
10
2
1 100
20 + 20
16
9,5
2
1 100
23 + 23
14
9,5
1.5
1 120
16 + 16
20
9.5
2,5
1 120
19 + 19
17
*9,5
2
1 120
22 + 22
15
9,5
1,5
1 120
11 + 26 + 11
12
12
2
1 130
17 + 17
19
9,5
2,5
1 130
18 + 18
18
9,5
2,5
1 130
24 + 24
14
9,5
1,5
изо
26 + 26
13
4 9,5
1,5
1 140
Ю + 22 + 10
16
J 14
2,5
1 140
21 + 21
16
9,5
2
1 J60
12 + 22 + 12
12
П
2
1160
13 + 24 + 13
10
10*
2
1 160
20 + 20
17
9,5
2
1 170
23 + 23
15
9,5
1,5
1 170
П + 22 + 11
14
12
2,5
1 180
19 + 19
18
9,5
2
1 190
17 + 17
20
9,5
2,5
1 190
18 + 18
19
9,5
2,5
1 190
22 + 2 і
16
9,5
1,5
1 190
Η + 22 + 14
10
9,5
2
1 210
24 + 24
15
9,5
1,5
1 210
10 + 24 + 10
16
12,5
2
1 210
13 + 26 + 13
10
10
2
1 220
12 + 24 + 12
12
11
2
1 220
21 + 21
17
9,5
2
1 230
20 + 20
18
9,5
2
1 250
19 + 19
19
9,5
2
1 250
16 + 22 + 16
10
9,5
2
1 250
14 + 24 + Π
10
9,5
2
20Т
ТАБЛИЦЫ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
Продолжение Таблица 3
^^^_яя^_ттттяятятя Элементы балок пролетом I = 5,0 м
Я.
в кг/пог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
Q
в кг/пог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
1 250
23 -1- 23
16
9,5
1,5
400
16 + 16
10
12
3
1 260
и 4- 24 + 11
14
12
2
430
15+ 15
13
13,5
3
1 260
18 + 18
20
9,5
2,5
1 440
16 + 16
11
12
3
1 270
22 + 22
17
9,5
1,5
460
15 + 15
14
13,5
3
1 280
17 + 22 + 17
10
9,5
1,5
480
16 + 16
12
12
3
1 280
15 + 24 + 15
10
9,5
2
480
17 + 17
10
10,5
3
1 290
12 + 26 + 12
12
11
2
500
15 + 15
15
13,5
3
1 290
10 + 22 + 10
18
14
2,5
520
15 + 15
16
13,5
3
1 290
21 + 21
18
9,5
2
520
16 + 16
13
12
3
1 30U
20 + 20
19.
9,5
2
530
17 + 17
11
10,5
3
1 300
24 + 24
16
9,5
1,5
550
18 + 18
10
9,5
2,5
1 310
13 + 22 + 13
12
10
2
560
15 + 15
17
13,5
3
1 310
18 + 22 + 18
10
9,5
1,5
560
16 + 16
14
12
8
1 310
16 + 24+ 16
10
9,5
1,5
580
19 + 19
10
9,5
2,5
1 310
14 + 26 + 14
10
9,5
2
580
Ю + 22 + 10
10
16
2,5
1320
19 + 19
20
9,5
2
580
17 + 17
12
10,5
3
1 330
23 + 23
17
9,5
1,5
590
15 + 15
18
13,5
3
1 3*0
22 + 22
18
9,5
1,5
600
16 + 16
15
12
3
1 340
11 + 22 + 11
16
12
2,5
610
20 + 20
10
9,5
2,5
1 340
19 + 22 + 19
10
9,5
1,5
610
18 + 18
11
9,5
2,5
1 340
17 + 24 + 17
10
9,5
1,5
610
10 + 24 + 10
10
15
2,5
1 340
15 + 26 + 15
10
9,5
1,5
630
15 + 15
19
13,5
3
1 350
12 + 22 + 12
14
11
2
630
17 + 17
13
10,5
3
1 360
21 + 21
19
9,5
2
640
19 + 19
и .
9,5
2,5
1 370
20 + 20
20
9,5
2
640
16 + 16
16
12
3
1 370
18 + 24 + 18
10
9,5
1,5
650
21 + 21
10
9,5
2,5
1 370
16 + 26 + 16
10
9,5
1,5
650
Ю + 26 + 10
10
15
2
1 390
13 + 24 + 13
12
10
2
660
15+ 15
20
13,5
·>
1 4 ІО
17 + 26 + 17
10
9,5
1,5
670
20 + 20
11
9,5
2,5
1 410
22 + 22
19
9,5
1,5
670
18 + 18
12
9,5
2,5
1 420
12 + 24 + 12
14
11
2
670
22 + 22
10
9,5
2
1 430
21 + 21
20
9,5
2
680
17 + 17
14
10,5
3
1430
14 + 22 + 14
12
9,5
2
680
16 + 16
17
12
3
1 430"
11 + 24 + 11
16
12
2
680
11 + 22 + 11
10
If,5
2,5
1460
13 + 26 + 13
12
10
2
690
Ю + 22 + 11
12
15
2,5
1 470
15 + 22 + 15
12
9,5
2
700
19 + 19
х2
9,5
2,5
1 500
14 + 24 + 14
12
9,5
2
700
21 + 21
11
9,5
2,5
1 500
16 + 22 + 16
12
9,5
2
700
23 + 23
10
9,5
2
1 510
11 + 22 + 11
18
12
2,5
710
24 + 24
10
9,5
2
1 530
15 + 24 + 15
12
9,5
2
720
16 + 16
18
12
3
1 530
13 + 22 + 13
14
10
2
720
11 + 24 + 11
10
13
2,5
1 530
17 + 22 + 17
12
9,5
1,5
720
18 + 18
13
9,5
2,5
1 540
12 + 22 + 12
16
11
2
730
17 + 17
15
10,5
3
1 570
18 + 22 + 18
12
9,5
1,5
730
20 + 20
12
9,5
2,5
1 570
16 + 24 + 16
12
9,5
1,5
730
22 + 22
11
9,5
2
1 570
14 + 26 + 14
12
9,5
2
730
Ю + 24 + 10
12
15
2,5
1 600
17 + 24 + 17
12
9,5
1,5
740
25 + 25
10
9,5
1,5
1 600
15 + 26 + 15
12
9,5
1,5
760
19 + 19
13
9,5
2,5
1 610
13 + Ѵ4 + 13
14
10
2
760
23 + 23
11
9,5
2
1 610
19 + 22 + 19
12
9,5
1,5
760
21 + 21
12
9,5
2,5
1 630
12 + 24 + 12
16
11
2
760
11 + 26 + 21
10
13
2
1 640
18 + 24 + is
12
9,5
1,5
770
10 + 26 + 10
12
15
2
1 640
16 + 26 + 16
12
9,5
1,5
770
16 + 16
19
12
3
1 670
14 + 22 + 14
14
9,5
2
770
26 + 26
10
9,5
1,5
1 690
17 + 26 + 17
12
9,5
1,5
780
18 + 18
14
9,5
2,5
1 710
15 + 22 + 15
14
9,5
2
780
17+ 17
16
10,5
3
1 740
12 + 22 + 12
18
11
2
780
12 + 22 + 12
10
12
2,5
1 750
16+ 22 + 16
14
9,5
2
790
20 + 20
13
9,5
2,5
1 750
14 + 24 + 14
14
9,5
2
790
24 + 24
11
9,5
2
1 760
13 + 22 + 13
16
10
2
800
22 + 22
12
9,5
2
1 790
17 + 22 + 17
14
9,5
1,5
810
10 + 22 + 10
14
15
2,5
1 790
15 + 24 + 15
14
9,5
2
810
16 + 16
20
12
3
1 ЬЗО
18 + 22 + 18
14
9,5
1,5
810
11 + 22 + 11
12
13,5
2,5
1 840
16 + 24 + 16
14
9,5
1,5
820
19 + 19
14
9,5
2,5
1 850
13 + 24 + 13
16
10
2
820
25 + 25
11
9,5
1,5
1 870
19 + 22 + 19
14
9,5
1,5
820
12 + 24 + 12
10
12
2,5
1 870
17 + 24+ 17
14
9,5
1.5
830
18 + 18
15
9,5
2,5
1 910
14 + 22 + 14
16
9,5
2
830
17 + 17
17
10,5
3
1 910
18 + 24 + 18
14
9,5
1,5
830
21 + 21
13
9,5
2,5
1 950
15 + 22 + 15
16
9,5
2
830
23 + 23
12
9,5
2
1 970
13 + 22 + 13
18
10
2
850
20 + 20
14
9,5
2,5
2 000
16 + 22 + 16
16
9,5
2
850
26 + 26
11
9,5
1,5
2 000
14 + 24 + 14
16
9,5
2
860
10 + 24 + 10
14
15
2,5
2 050
17 + 22 + 17
16
9,5
1,5
860
24 + 24
12
9,5
2
2 050
15 + 24 + 15
16
9,5
2
860
12 + 26 + 12
10
12
2
2 090
18 + 22 + 18
16
9,5
1,5
870
22 + 22
13
9,5
2
2 090
16 + 24 + 16
16
9,5
1,5
870
11 + 24 + 11
12
13
2,5
2 140
19 + 22 + 19
16
9,5
1,5
880
17 + 17
18
10,5
3
2 140
17 + 24 + 17
16
9,5
1,5
880
19 + 19
15
9,5
2,5
2 150
14 + 22 + 14
18
9,5
2
890
18 + 18
16
9,5
2,5
2 190
18 + 24 + 18
16
9,5
1,5
890
21 + 21 .
14
9,5
2,5
2 200
15 + 22 + 15
18
9,5
2
89·)
25 + 25
12
9.5.
1,5
2 2'0
16 + 22 + 16
18
9,5
2
8£0
13 + 22 + 13
* 10
11
2,5
2 300
17 + 22 + 17
18
9,5
1,5
900
11 + 26 + 11
12
13
‘2
2 350
18 + 22 + 18
18
9,5
1,5
900
23 + 23
13
9,5
2
2 410
19 + 22 + 19
18
9,5
1,5
910
20 + 20
15
9,5
2,5
208
В. Г. писчиков
Продолэюение
Продолжение
Брусья
Шаг
наге-
fcmp
Брусья
Шаг
наге¬
fcmp
я
ши¬
рина
Я
ши¬
рина
кгіпог. м
высота
в см
лей
в см
В СМ
в гк/яог. м
высота
в см
лей
в см
в слі
В см
в см
920
10 + 22 + 10
16
15
2,5
3
1 420
13 + 22 + 13
16
11
*,5 ,
920
17 + 17
19
10,5
1 420
19 + 22 + 19
12
9,5
2
930
22 + 22
14
9,5
2
1 4^0
17 + 24 + 17
12
9,5
2
930
24 + 24
13
9,5
2
1 420
15 + 26 + 15
12
9,5
2
930
26 + 26
12
9,5
12
1,5
1 460
18 + 24 + 18
12
9,5
2
УЗО
12 + 22 + 12
12
2.5
2.5
1 460
16 + 26 + 16
12
9,5
Ю
2
930
13 + 24 + 13
10
11
1470
14 + 24 + 14
14
2
940
19 + 19
16
9,5
2.5
2.5
2 5
1 500
13 + 24 + 13
16
11
2
950
18 + 18
17
9,5
1 500
17 + 26 + 17
12
9,5
2
950
11 + 22 + 11
14
13,5
1 510
15 + 22 + 15
14
9,5
2,5
960
21 + 21
15
9,5
2,5
3
1 560
16 + 22 + 16
14
9,5
2
970
17 + 17
20
10,5
1 590
13 + 22 + 13
18
11
2 5
970
25 + 25
13
9,5
1.5
2.5
2
1 590
14 + 22 + 14
16
10
2,5
970
20 + 20
16
9.5
1 600
17 + 22 + 17
14
9,5
2
970
УЗ + 23
14
9,5
1 600
15 + 24 + 15
14
9,5
2
970
10 + 24 + 10
16
15
2,5
2
1 620
18 + 22 + 18
14
9,5
2
980
13 + 26 + 13
10
11
1 630
16 + 24 + 16
14
9,5
2
990
18 + 18
18
9,5
2 5
1 660
19 + 22 + 19
14
9,5
2
990
19 + 19
17
9,5
2*5
1 660
17 + 24 + 17
14
9,5
10
2
990
12 + 24 + 12
22 + 22
12
12
2*5
1 680
14+ 24 + 1 +
16
2
990
15
9,5
2*
1700
18 + 24 + 18
14
9,5
2
990
14 + 22 + 14
10
10
2.5
2
1.5
2.5
2.5
2.5
2
1 730
15 + 22 + 15
16
9,5
2,5
У 000
24 + 24
14
9,5
1 770
16 + 22 + 16
16
У,5
2
1 000
26 + 26
13
9,5
1 790
14 + 22 + 14
18
10
2,5
1000
11 + 24 + 11
14
13
1 820
17 + 22 + 17
16
9,5
2
1 020
21 + 21
16
9,5
1 820
15 + 24 + 15
16
9,5
2
1 030
20 + 20
17
9,5
1 850
18 + 22 + 18
16
9,5
2
1 040
23 + 23
15
9,5
1 850
16 + 24 + 16
16
9,5
2
1 040
12 + 26 + 12
12
12
2
1 900
19 + 22 + 19
16
9,5
2
1 040
Ю + 22 + 10
18
15
2,5
2 5
1 900
17 + 24 + 17
16
9,5
2
1 050
18 + 18
19
9,5
1 950
15 + 22 + 15
18
9,5
2,5
1 050
14 + 24 + 14
10
10
21
1 950
18 + 24 + 18
16
9,5
2
1 050
19 + 19
18
9,5
2.5
2.5
2
2
2 000
16 + 22 + 16
18
9,5
2
1 060
13 + 22 + 13
12
11
2 040
17 + 22 + 17
18
9,5
2
1 060
22 + 22
16
9,5
2 080
18 + 22 + 18
18
9,5
2
1 070
24 + 24
15
9,5
2 130
19 + 22 + 19
18
9,5
2
1 080
21 + 21
17
9,5
2.5
2.5
2 5
Таблииа 4
1 080
11 + 22 + 11
16
13,5
1 080
12 + 22 + 12
14
12
Элементы балок пролетом 1 = 5.5 ле
1080
1090
15 + 22 + 15
20 + 20
10
18
9.5
9.5
2*5
2,5
2
Брусья
Шаг
наге-
fcmp
1 100
14 + 26 + 14
10
10
0.
высота
ши¬
1 110
18 + 18
20
9,5
2 5
2 5
в кг/пог. м
рина
лей
В СМ
1 110
1110
19 + 19
23 + 23
19
16
9.5
9.5
в см
в см
В СИі
2*
1 по
16 + 22 + 16
10
9,5
2
410
15 + 15
17
16
3,5
1 120
1 130
13 + 24 + 13
22 + 22
12
17
11
9,5
2 5
2
410
430
16 + 16
17 + 17
14
12
14
12,5
3
3
1 140
24 + 24
16
9,5
2
430
18 + 18
10
11
3
1 140
17 + 22 + 17
10
9,5
2
440
15 + 15
18
16
3,5
1 140
15 + 24 + 15
10
9,5
2
440
16 + 16
15
14
3
1 150
21 + 21
18
9,5
2 5
460
15 + 15
19
16
3,5
1 150
11 + 24 + 11
16
13
2’5
2 5
2 5
470
17 + 17
13
12,5
3
1 160
20 + 20
19
9,5
470
18 + 18
11
11
3
1 160
12 + 24 + 12
14
12
470
16 + 16
16
14
3
1 160
16 + 24 + 16
10
9,5
2’
480
10 + 22 + 10
10
16,5
3
1 160
18 + 22 + 18
10
9,5
2
490
15 + 15
20
16
3,5
1 170
19 + 19
20
9,5
2 5
500
19 + 19
10
10
3
1 180
23 + 23
17
9,5
2
500
16 + 16
17
14
3
1 180
13 + 26 + 13
12
11
2
500
17 + 17
14
12,5
3
1 190
14 + 22 + 14
12
10
25
500
10 + 24 + 10
10
16,5
2,5
1 190
19 + 22 + 19
10
9,5
2
520
18 + 18
12
11
3
1 190
17 + 24 + 17
10
9.5
2
530
10 + 26 + 10
10
16,5
2,5
1 190
15 + 26 + 15
Ю
9,5
2
530
16 + 16
18
14
3
1 200
22 + 22
18
9,5
2
540
1Т + 17
15
12,5
3
1 210
21 + 21
19
9,5
2,5
550
10 + 22 + 10
10
9,5
3
1 220
20 + 20
20
9,5
2,5
550
11 + 22 + 11
10
15
3
1 220
18 + 24 + 18
10
9,5
2
560
19 + 19
11
10
3
1 220
16 + 26 + 16
10
9,5
560
18 + 18
13
11
3
1 220
11 + 22 + 11
18
13,5
2,5
560
16 + 16
39
14
3
1 2.і0
13 + 22 + 13
14
11
2,5
570
21 + 21
іо
9,5
2,5
1 240
12 + 22 + 12
16
12
2,5
570
17 + 17
16
12,5
3
1 250
17 + 26 + 17
10
9,5
2
570
10 + 22 + 10
12
16,5
3
1 270
14 + 24 + 14
12
10
2
590
11 + 24 + 11
10
14,5
2,5
1 270
21 + 21
20
9,5
2,5
600
16 + 16
20
14
3
1 270
22 + 22
19
9,5
2
600
20 + 20
11
9,5
3
1 300
15 + 22 + 15
12
9,5
2,5
600
18 + 18
14
11
3
1 300
13 + 24 + 13
14
11
2,5
600
Ю + 24 + 10
12
16,5
2,5
1 320
14 + 26 + 14
12
10
2
600
19 + 19
12
10
3
1 330
12 + 24 + 12
16
12
2,5
600
22 + 22
10
9,5
2,5
1 360
16 + 22 + 16
12
9,5
2
610
17 + 17
17
12,5
3
1360
17 + 22 + 17
12
9,5
2
620
УЗ + 23
10
9,5
2,5
1360
15 + 24 + 15
12
9,5
2
620
11 + 26 + 11
10
14,5
2,5
1390
18 + 22 + 18
12
9,5
2
630
21 + 21
11
9,5
2,»
1 390
16 + 24 + 16
12
9,5
2
630
12 + 22 + 12
10
13
3
1 390
14 + 22 + 14
14
10
2,5
640
18 + 18
15
И
3
1400
12 + 22 + 12
18
12
2,5
640
Ю + 26 + 10
12
16,5
2,5
209
ТАБЛИЦЫ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ
Продолжение
Брусья
Шаг
fcmp
в < м
Я
в кгіпог. м
высота
в см
ши¬
рина
в см
наге¬
лей
в см
650
650
650
650
660
660
670
670
670
6R0
680
690
690
690
700
710
710
710
710
710
710
720
720
730
730
740
740
750
760
760
760
770
770
770
770
770
770
770
800
800
810
810
810
810
810
820
820
820
830
830
840
840
860
860
860
860
860
860
860
860
870
870
870
890
890
900
900
900
910
910
920
920
930
930
940
940
950
960
960
960
960
970
980
940
990
990
990
17 + 17
19 + 19
22 + 22
24 + 24
20 + 20
11 + 22 + 11
25 + 25
10 + 22 + 10
12 + 24 + 12
23 + 23
17 + Π
18 + 18
21 + 21
26 + 26
10 + 24 + 10
19 + 19
17 + 17
24 + 24
11 + 24 + 11
10 + 26 + 10
20 + 20
22 + 22
13 + 22 + 13
18 + 18
25 + 25
23 + 23
11 + 26 + 11
21 + 21
19 + 19
26 + 26
12 + 22 + 12
18 + 18
20 + 20
22 + 22
24 + 24
10 + 22 + 10
11 + 22 + 11
13 + 24 + 13
21 + 21
13 + 26 + 13
19 + 19
10 + 24 + 10
25 + 25
12 + 24 + 12
23 + 23
18 + 18
14 + 22 + 14
20 + 20
26 + 26
11 + 24 + 11
24 7 24
22 7 22
18 + 18
19 + 19
21 + 21
23 7 23
25 7 25
10 + 22 + 10
14 + 24 + 14
12 + 26 + 12
20 + 20
11 + 22 7 11
13 + 2Ϊ 7 13
22 7 22
12 + 22 7 12
24 7 24
26 7 26
14 + 26 7 14
19 7 19
21 7 21
13 + 24 7 13
15 + 22 7 15
20 7 20
23 7 23
11 + 24 711
12 + 24 Т 12
22 7 22
19 7 19
24 7 24
15 + 24 7 15
13 + 26 7 13
21 7 21
14 + 22 7 14
20 7 20
23 7 23
11 + 22 7 11
16 + 22 ^ 16
18
13
11
10
12
12
)0
14
10
11
19
16
12
10
14
14
20
11
12
10
13
12
10
17
11
12
12
13
15
11
12
18
14
13
12
16
14
10
14
10
16
16
12
12
13
19
10
15
12
14
13
Н
20
17
15
14
13
18
10
12
16
16
12
15
14
14
13
10
18
16
12
10
17
15
16
14
16
19
15
10
12
17
12
18
16
18
10
12.5
10
9.5
9.5
9.5
15
9.5
16.5
13
9.5
12.5
11
9.5
9.5
16.5
10
12.5
9.5
14.5
13
9.5
9.5
12
11
9.5
9.5
14.5
9.5
Ю
9.5
13
11
9.5
9.5
9.5
16.5
15
12
9.5
12
10
16.5
9.5
13
9.5
11
11
9.5
9.5
14.5
9.5
9.5
11
10
9.5
9.5
9.5
16.5
11
13
9.5
15
12
9.5
13
9.5
9.5
11
10
9.5
12
10
9.5
9.5
14.5
13
9.5
10
9.5
10
12
9.5
11
9.5
9.5
15
9.5
3
3
2.5
2
3
3
2
3
2.5
2.5
3
3
2.5
2
2.5
3
3 .
2
2.5
2.5
3
2.5
2.5
3
2
2.5
2.5
2.5
3
2
3
3
3
2.5
2
3
3
2.5
2.5
2.5
3
2.5
2
2.5
2.5
3
2.5
3
2
2.5
2
2.5
3
3
2.5
2.5
2
3
2.5
2.5
3
3
2.5
2.5
3
2
2
2.5
3
2.5
2.5
2.5
3
2.5
2.5
2.5
2.5
3
2
2.5
2.5
2.5
2.5
3
2.5
3
2.5
Деревянные конструкции
Продолжение
Я
в кгіпог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в СМ
высота
в см
ши¬
рина
в см
1 010
19 + 19
20
10
3
1 010
22 + 22
17
9,5
2,5
1 010
15 + 26 + 15
10
10
2,5
1020
17 + 22-4- 17
10
9,5
2,5
1020
13 + 22 + 13
14
12
2,5
1 020
12 + 22 + 12
16
13
3
1 030
24 + 24
16
9,5
2
1 030
21 + 21
18
9,5
2
1 040
14 + 24 + 14
12
И
2,5
1 040
20 + 20
19
9,5
3
1 050
18 + 22 + 18
10
9,5
2,5
1 050
16 + 24 + 16
10
9,5
2,5
1 060
23 + 23
17
9,5
2,5
1 070
19 + 22 + 19
10
9,5
2
1 070
17 + 24 + 17
10
9,5
2,5
1 070
13 + 24 + 13
14
І2
2,5
1 080
22 + 22
18
9,5
2,5
1 080
12 + 24 + 12
16
13
2,5
1 080
14 + 26 + 14
12
П
2,5
1090
21 + 21
19
9,5
2,5
1 100
20 + 20
20
9,5
3
1 100
15 + 22 + 15
12
10
2,5
1 100
17 + 24 + 17
10
9,5
2
1 100
16 + 26 + 16
10
9,5
2
1 120
17 + 26 + 17
10
9,5
2
1 140
21 + 21
20
9,5
2,5
1 140
22 + 22
19
9,5
2,5
1140
14 + 22 + 14
14
И
2,5
1 150
12 + 22 + 12
18
13
3
1 150
15 + 24 + 15
12
Ю
2,5
1 160
13 + 22 + 13
16
12
2,5
1 180
16 + 22 + 16
12
9,5
2,5
1 *00
14 + 24 + 14
14
И
2,5
1 210
15 + 26 + 15
12
30
2,5
1 220
17 + 22 + 17
12
9,5
2,5
1 230
13 + 24 + 13
16
12
2,5
1 260
18 + 22 + 18
12
9,5
2,5
1 260
16 + 24 + 16
12
9,5
2,5
1 280
15 + 22 + 15
14
10
2,5
1 280
19 + 21 + 19
12
9,5
2
1 280
17 +24 + 17
12
9,5
2,5
1310
13 + 22 + 13
18
12
2,5
1 310
14 + 22 + 14
16
]1
2,5
1 310
18 + 24 + 18
12
9,5
2
1 320
16 + 26 + 16
12
9,5
2
1 340
17 + 26 + 17
12
9,5
2
1 350
15 + 24 + 15
14
Ю
2,5
1 380
14 + .'4 + 14
16
11
2,5
1 390
16 + 22 + 16
14
9,5
2,5
1 430
17 + 22 + 17
14
9,5
2,5
1 470
14 + 22 “Г 14
18
11
2,5
1 470
15 + 22 + 15
16
10
2,5
1 470
18 + 22 + 18
14
9,5
2,5
1470
16 + 24 + 16
14
9,5
2,5
1 490
19 + 32 + 19
14
9,5
2
1 490
17 + 24 + 17
14
9,5
2,5
1 530
18 + 24 + 18
14
9,5
2
1 540
15 + 24 + 15
16
10
2,5 І
1 580
16 + 22 + 16
16
9,5
2,5
1 630
17 + 22 + 17
16
9,5
2,5
1 650
15 + 22 + 15
18
Ю
2,5
1 680
18 + 22 + 18
16
9,5
2,5
1 680
16 + 24 + 16
16
9,5 1
2,5
1 710
19 + 22 + 19
16
9,5
2
1 710
17 + 24 + 17
16
9,5
2,5
1 750
18 + 24 + 18
16
9,5
2
1 790
16 + 22 + 16
18
9,5
2,5
1 830
17 + 22 + 17
18
9,5
2,5
1 890
18 + 22 + 18
18
9,5
2,5
1 920
19 + 22 + 19
18
9,5
2
Таблица 5
Элементы балок пролетом I = 6,0 м
Я
в кгіпог. м
Бруски
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
высота
в см
ши¬
рина
в см
410
16 + 16
18
16,5
3,5
410
17 + 17
15
14,5
3,5
420
10 + 24 + 10
10
18
3
420
19+19
11
11,5
3,5
430
16 + 16
19
16,5
3,5
430
17 + 17
16
14,5
3,5
430
18 + 18
13
13
3,5
14
210
В. Г. писчиков
Продолжение Продолоюсиие
Q
в кгіпог. м
Брусья
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
В см
в кг/пог. м
Бруски
Шаг
наге¬
лей
в см
fcmp
в см
высота
. в см
ши¬
рина
в см
высота
в С.At
ши¬
рина
в см
450
16+ 16
20
16,5
3,5
790
23 + 23
14
9,5
3
450
18 + 18
14
13
3,5
790
25 + 25
13
9,5
2,5
450
Ю + 26 + 10
10
18
3
790
12 + 24 + 12
14
14
3
450
20+ 20
10
10
3,5
790
11 + 24 + 11
16
15,5
3
460
17 + 17
17
14,5
3,5
800
15 + 24 + 15
10
11
3
460
19 + 19
12
11,5
3,5
810
20 + 20
18
10
3,5
460
11 + 22 + 11
10
16
3,5
810
22 + 22
15
9,5
3
480
10 + 22 + 10
12
18
3,5
810
13 + 26 + 13
12
13
3
490
17 + 17
18
14,5
3,5
820
26 + 26
13
9,5
2,5
490
18 + 18
15
13
3,5
820
24+ 24
14
9,5
2,5
500
19 + 19
13
11,5
3,5
820
14 + 22 + 14
12
12
3
500
20 + 20
11
10
. 3,5
830
21 + 21
16
9,5
3
500
Ю + 24 + 10
12
18
3
830
11 + 22 + 11
18
16
3,5
500
11 + 24 + 11
10
15,5
3
840
15 + 26 + 15
10
И
2,5
510
11 + 26 + П
10
16
3
850
23 + 23
15
9,5
3
520
17 + 17
19
14,5
3,5
850
16 + 22 + 16
10
Ю
3
520
18 + 18
16
]3
3,5
860
20+ 20
19
Ю
3,5
520
21 + 21
10
9,5
3
860
22 + 22
16
9,5
3
540
17 + 17
20
14,5
3,5
860
12 + 22 + 12
16
U
3,5
540
19 + 19
14
11,5
3,5
860
13 + 22 + 13
14
13
3
540
20 + 20
12
10
3,5
870
14 + 24 + 14
12
11,5
3
540
22 + 22
10
9,5
3
880
24 + 24
15
9,5
2,5
540
12 + 22 + 12
10
14
3,5
880
21 + 21
17
9,5
3
540
ю + 26 + 10
12
18
3
890
16 + 24 + 16
10
Ю
2,5
550
18 + 18
17
13
3,5
900
13 + 24 + 13
14
13
3
550
11 + 22 + 11
12
16
3,5
910
20 + 20
20
10
3,5
560
10 + 22 + 10
14
18
3 5
910
23 + 23
16
9,5
3
560
12 + 24 + 12
10
14
3
910
12 + 24 + 12
16
14
3
570
21 + 21
11
9,5
3
910 ·
14 + 26 + 14
12
11,5
2,5
570
23 + 23
10
9,5
3
920
22 + 22
17
9,5
3
580
18 у 18
18
13
3,5
920
15 + 22 + 15
12
11'
3
580
19 Т 1»
15
11,5
3,5
930
21 + 21
18
9,5
3
580
24 У 24
10
9,5
2,5
930
24+24
16
9,5
2,5
590
20 у 20
13
10
3,5
930
17 + 22 + 17
10
9,5
3
590
22 у 22
11
9,5
3
940
16 + 26+ 16
10
10
2,5
590
10 + 24 У 10
14
18
3
950
18 + 22 + 18
10
9,5
2,5
590
11 + 24 У 11
12
15,5
3
960
23 + 23
17
9,5
3
590
12 + 26 У 12
10
14
3
960
14 + 22 + 14
14
12
3
610
25 У 25
10
9,5
2,5
960
13 + 22 + 13
16
13
3
610
13 + 22 У 13
Ю
13
3
960
12 + 22 + 12
18
14
3,5
620
18 у 18
19
13
3,5
960
15 + 24 + 15
12
11
3
620
19 У 19
16
11,5
3,5
970
17 + 24 + 17
10
9,5
2,5
620
21 у 21
12
9,5
3
980
21 + 21
19
9,5
3
620
23 У 23
11
9,5
3
980
22 + 22
18
9,5
3
620
11 + 26 У 11
12
16
3
980
19 + 22+ 19
10
9,5
2,5
630
26 У 26
10
9,5
2,5
1 ООО
18 + 24 + 18
10
9,5
2,5
630
20 У 20
14
10
3,5
1 010
15 + 26+ 15
12
11
2,5
630
10 + 22 У 10
16
18
3,5
1 010
14 + 24 + 14
14
11,5
3
640
12 + 22 Т 12
12
14
3,5
1 020
16 + 22 + 16
12
10
3
640
13 + 24 У 13
10
13
3
1 030
17 + 26 + 17
10
9,5
2,5
640
24 У 24
И
9,5
2,5
1 030
22 + 22
19
9,5
3
650
33 Т 18
20
13
3,5
1 030
13 + 24 + 13
16
13
3
650
19 Т 19
17
11,5
3,5
і 030
21 +21
20
9,5
3
650
22 У 22
12
9,5
3
1 060
16 + 24+ 16
12
10
2,5
650
11 + 22 Т П
14
16
3,5
1 080
• 15 + <;2 + 15
14
11
3
660
10 + 24 Т Ю
16
18
3
1 090
13 + 22 + 13
18
13
3
670
21 У 21
13
9,5
3
1 100
14 + 22 + 14
16
12
3
670
25 Т 25
11
9,5
2,5
1 110
17 + 22 + 17
12
9,5
3
670
13 + 26 Т 13
ю
13
3
1 120
16 + 26 + 16
12
10
2,5
680
20 Т 20
15
10
3,5
1 130
15 + 24 + 15
14
11
3
680
23 У 23
12
9,5
3
1 140
18 + 22 + 18
12
9,5
2,5
680
14 + 22 I 14
10
12
3
1 150
14 + 24 + 14
16
11,5
3
680
12 + 24 I 12
12
14
3
1 160
17+24+ 17
12
9,5
2,5
690
19 + 19
18
11,5
3,5
1 170
19 + 22 + 19
12
9,5
2,5
690
26 + 26
11
9,5
2,5
1 190
16 + 22 + 16
14
10
3
700
22 4- 22
13
9,5
3
1 200
18 +24+18
12
9,5
2,5
700
24 I 24
12
9,5
2,5
1 220
15 + 22+ 15
16
И
3
700
11 + 24 I 11
14
15,5
3
1 230
17 + 26 + 17
12
9,5
2,5
720
Ю + 22 1 10
18
18
3,5
1 230
14 + 22 + 14
18
12
3
720
12 + 28 і 12
12
14
3
1 240
16 + 24 + 16
14
10
2,5
720
14 + 24 + 14
10
11.5
3
1 290
15 + 24 + 15
16
11
3
730
19 + 19
19
и>
3,5
1 300
17 + 22 + 17
14
9,5
3
730
20 + 20
16
Ю
3,5
1 330
18 + 22 + 15
14
9,5
2,5
730
21 +21
14
9,5
3
1 350
17 + ,£4 + 17
14
9,5
2,5
730
25 + 25
12
9,5
2,5
1 350
19 + 22 + 19
14
9,5
2,5
730
13 + 22 + 13
12
13
3
1 360
16 + 22 + 16
16
Ю
3
740
23 + 23
13
9,5
3
1 380
15 + 22 + 15
18
11
з.
740
11 + 22 + 11
16
16
3
1 390
18 + 24 + 18
14
9,5
750
12 + 22 + 12
14
14
3,5
1 420
16 + 24 + 16
16
10
2,5
760
22 + 22
14
9.5
3
1490
17 + 22 + 17
16
9,5
3
760
26 + 26
12
9,5
2,5
1 520
18 + 22 + 18
16
9,5
2,5
760
24 + 24
13
9,5
2,5
1 530
16 + 22 + 16
18
10
3 к
760
14 + 26 + 14
10
11,5
2,5
1 550
17 + 24 + 17
16
9,5
2,5
770
19 + 19
20
11,5
3,5
1 570
19 + 22 + 19
16
9,5
2,5
770
20 + 20
17
Ю
3,5
1 600
18 + 24 + 18
16
9,5
2,5
770
13 + 24 + 13
12
13
3
1 670
17 + 22 + 17
18
9,5
3
770
15 + 22 + 15
10
11
Ч
1 700
18 + 22 + 18
18
9,5
2,5
780
21 + 21
15
9,5
'«*
1 760
19 + 22 4- 19
18
9,5
2,5
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
211
Размещение нагелей производится равномерно
на длине 0,4 I от оси опоры. В середине балки
на длине 0,2 I нагели не ставятся.
При необходимости применения нагелей, тол¬
щиной δ > 10 мм длина их должна быть равна
Ін = 4>5<5, а шаг нагелей s = «о. где s0 —
шаг нагелей, указанный в таблицах. В остальном
данные таблиц остаются без изменения.
Инж. В. Г. ПИСЧИЕОВ
К. ДВУТАВРОВЫЕ ГВОЗДЕВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
1. Общие сведения
Двутавровые балки с перекрестной стенкой
применяются главным образом в покрытиях
с толевой или рубероидной кровлей — плоских
или с небольшим уклоном.
Широкому распространению этих балок спо¬
собствовали следующие достоинства их:
1) возможность изготовления, не требующего
сложных инструментов и высокой квалификации
исполнителей;
2) малая строительная высота балок;
3) при изготовлении на стройдворе возможность
использования для стенок балок отходов досок.
Недостатками балок являются:
1) значительный собственный вес;
2) большой расход металла (в среднем б—7%)
(см. ниже табл. 1).
По очертанию верхнего пояса различаются
балки:
1) с параллельными поясами;
2) с наклонным верхним поясом односкатные;
3) с наклонным верхним поясом двускатные.
Отношение высоты Н балки к пролету в за¬
висимости от величины нагрузки следует при¬
нимать для балок с параллельными поясами:
н_ _ _і_ і_
L ~ 11 · 9 ’
для балок с наклонным верхним поясом (одно¬
скатных и двускатных):
н. j__ 1
L ~~ 10 · 7,5 ·
Увеличение отношения j~ для балок с па¬
раллельными поясами подтверждается следую¬
щими соображениями:
а) при большой высоте балки получается мень¬
ший расход металла,
б) при большем отношении балка приобре¬
тает большую жесткость в вертикальной плоско¬
сти, что уменьшает ее прогиб.
Для балок с наклонным верхним поясом
(односкатных и двускатных) отношение оп¬
ределяется, исходя из наименьшей высоты балки
на опоре, необходимой для размещения гвоздей
в зоне 1 1 при минимальном шаге. Для экономи¬
ческого сравнения указанных трех типов балок
приводится табл. 1, содержащая весовые коэ¬
ффициенты и процент содержания металла по
саждому из этих типов 2.
1 См^ ниже фиг. 20 и 21.
2 Таблица соответствует балкам, помещепным ниже.
Таблица 1
Сводная таблица показателей
Типы балок
Весовые коэфициенты
% содер¬
жания
металла
общий
ДЛЯ
металла
от—до
среди.
от—до
среди.
от—до
1 среди.
С параллельными
поясами . . .
6,1—8,8
7,4
0,3—0,6
0,5
3,6—8,5
6,0
С верхним наклон- I
ным поясом, од- I
носкатные . . 6,3—9,7
8,0
0,3—0,6
0,5
4,6—8,0
6,3
С верхним наклон¬
ным. поясом, 1
двускатные . . 5,3—8,2
1
6,7
со
о
1
со
o'
0,5
5,4—9,1
7,2
2. Конструкция и расчет
Двутавровые балки с перекрестной стенкой
состоят из поясов и стенки, усиленной ребрами
жесткости, присоединяемыми к стенке гвоздями
и болтами (фиг. 12).
1) Пояса
Каждый пояс состоит из двух досок одинако¬
вого сечения, соединяемых между собою и с за¬
жатой между ними стенкой гвоздями.
Частота разбивки гвоздей в поясах изменяется
по зонам (фиг. 20 и 21): на протяжении каждой
зоны шаг гвоздей сохраняется постоянным.
Гвозди в поясах размещаются обычно в шах¬
матном порядке. Шаг гвоздей в зоне 2 берется
вдвое больше, чем в зоне 1. Гвозди ставятся
с обеих сторон поровну по расчету на сдвигающие
усилия. Ввиду того что часть гвоздей неизбежно
попадает в( щели между досками стенки, число
их следует назначать с некоторым избытком
против расчетного.
В балках из воздушно-сухой сосны марки,
соответствующей классу сооружения, за допу¬
скаемое усилие на один двѵсрезный гвоздь
вдоль пояса принимается наименьшее из значе¬
ний, вычисленных по ф-лам (1) — (3):
из условия работы гвоздя в поясе (смятие по¬
ясной доски):
Т16 = 2 · 0,7 «А 80 = 112 αΑ; (1)
из условия изгиба гвоздя:
Тг6 = 2 * 304 d\ = 608 d\) (2)
из условия смятия стенки:
Т„ = a%dx 80 уТ ^ 113 Μι, (3)
14*
212
В. Г. ПИСЧИКОВ
Допускаемые усилия на гвоздь
Таблица 2
а>
Н
И
о
Й «2.
а I
с ·. го
*к *
и я о
II
H ^
R £
И
О
«
di
в мм
ан 1
в мм
ГМ=6<Ш?
в кг
Тгв = 1Шіа2 (а = 45°)
1
w => 138а2Й! (а = 30%)
а2=19 мм 0.2=22 мм 0.2=25 мм
в кг 1 в кг | в кг
а2=30 мм
в кг
а2=19 мм
в кг
!
а2=22 мм а2= 25мм
в кг 1 в кг
а2=30 мм
в кг
3.5
4
4.5
5
5.5
6
19
22
24
27
30
33
74
97
123
152
184
219
(75)
86
97
107
(99)
112
1.24
137
(127)
141
155
169
(186)
203
(105)
118
131
(186)
152
167
(190)
207
(248)
о
Я
Тгв = 102a2di (а = 45°)
Ггв = 125а2йі(а=30°)
S ^
К 5
di
а»1
Tie= 608di2
1
1
1
1 ^
£« X
в мм
в мм
в кг
а2=> 19 мм
а2=22 мм а2=25 мм
а2=30 мм
а2=19 мм
02=22 мм а2=25 мм а2=30 мм
Сн ·'
d й S
я я °?
в кг
в кг
в кг
в кг
в кг
в кг 1
1 в кг
в кг
§12-
jg О II
3,5
20
74
68
(78)
(83)
(О
4
23
97
77
90
(102)
Н5
Я
4,5
26
123
87
101
115
107
(124)
l· ^
6
29
152
97
112
127
(153)
119
137
(156)
О J_j
О
5,5
31
184
123
140
163
151
172
(206)
«
6
34
219
153
183
187
(225)
i ан — длина конца гвоздя в поясной доске, необходимая для полного использования гвоздя на изгиб.
где dx — диаметр поясных гвоздей;
αλ — толщина поясных досок;
а2 — толщина досок стенки.
Обычно аг > а2, поэтому, как правило, решаю¬
щее значение имеют ф-лы (2) и (3).
Величина допускаемого на гвоздь по ф-ле (3)
усилия зависит от угла наклона а решетки
к поясу. Чем меньше угол наклона а, тем больше
В табл. 2 даны допускаемые усилия на гвоздь
при различных диаметрах гвоздя, различной
толщине досок стенки и различном допускаемом
напряжении на смятие дерева.
Там же приведены для сравнения усилия на
гвоздь, вычисленные при полном использовании
гвоздя на изгиб. При расчете берется наимень¬
шее значение Тм.
Фиг. 1. Разбивка гвоздей в стенке при различных высотах балки
допускаемое усилие на гвоздь. Вообще гвоздь
может быть выгодно использован’ на изгиб только
при наклоне досок решетки к поясу под углом
а 45°. В частности при а = 30° ф-ла (3) при¬
нимает вид1:
Тгв = 80 VS = 138 аг<іг. {S')
При назначении угла а = 30° получается
экономия в гвоздях или в материале стенки.
Проектный угол наклона досок стенки необхо¬
димо указывать на рабочих чертежах и требо¬
вать обязательного его сохранения при изго¬
товлении балок.
і Расположение досок решетки под углом в 30°
к поясу предложено инж. Π. Ф. Плешковым (Ленинград¬
ское отделение Промстройпроекта).
2) Стенка
Стенка образуется двумя перекрестными слоями
тесовых досок шириной не менее 18 см, распола¬
гаемых обычно под углом 45° к оси балки.
При меньшей ширине досок возрастает число
поясных гвоздей, попадающих в щели между дос¬
ками стенки и в нерабочие волокна, близкие к ще¬
лям. Между собой доски стенки на участке между
поясами соединяются специальными гвоздями,
обеспечивающими совместную работу досок стенки
при ее выпучивании из плоскости балки. Длина
этих гвоздей назначается с таким расчетом, чтобы
можно было пробить гвоздем обе доски стенки· и
загнуть свободный конец горизонтальным за¬
гибом (фиг. 1). Гвозди вдоль стенки балки реко-
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
213
мендуется забивать не реже чем по 2 шт. на
каждую доску зоны 1 и вдвое реже в зоне 2.
При ширине доски приблизительно 18 см это
определяет шаг забоя вдоль балки в зоне 1
около 12—13 см.
Количество рядов гвоздей поперек стенки
зависит от высоты балки: при высоте балки Ц =
__80 см обычно забивается один ряд гвоздей; при
ц = 85 — НО см — два ряда гвоздей, при
И _= 115 — 140 см — три ряда гвоздей и при
Я > 145 см—четыре ряда гвоздей.
8) Ребра жесткости
Ребра жесткости ставятся на концах балки
(опорные) и по пролету через 0,1 L (промежуточ¬
ные). Со стенкой и поясами балки опорные ребра
связываются гвоздями, болтами и штырями (фиг.
13 и 14), а промежуточные — гвоздями и бол-
тами (фиг. 15 и 16).
Ребра жесткости увеличивают поперечную же¬
сткость стенки балки, распределяют нагрузку
между поясами (верхним и нижним) и передают
конструкции сосредоточенные усилия от прого¬
нов. Последние укладываются, как правило,
над ребрами жесткости. В тех случаях, когда
прогоны не могут быть поставлены точно через
0,1 L (например при устройстве фонарей, венти¬
ляционных вытяжек, подвесных путей, при при¬
менении плитного утеплителя и т. д.), ребра
жесткости сметцаются и ставятся под прогонами,
но расстояние между ними должно быть близко
к 0,1 L.
Ребра жесткости состоят из прокладок и на¬
кладок.
Прокладки и накладки опорных ребер дела¬
ются обычно из досок того же сортамента, что
и пояса; ширина их принимается равной полной
ширине поясной доски.
Прокладки опорных ребер прибиваются пояс¬
ными гвоздями. Обычно разбивка гвоздей в них
та же, что и в зоне 1 поясов. В помещенных ни¬
же таблицах балок шаг гвоздей в ребрах принят
равным 20^. Накладки опорных ребер жест¬
кости этих балок прикрепляются к поясам че¬
тырьмя болтами, а к стенке одним болтом и
четырьмя штырями. Диаметр dx болтов на опор¬
ном ребре этих балок принимается (в зависимо¬
сти от длины пролета балки и величины нагруз¬
ки) 12 и 16 мм. Штыри ставятся только в том
случае, когда высота прокладки опорного ребра
равна или более 15^, т. е. необходимо, чтобы:
Н0 — 2Ъ, >15dl9 (4)
где Я0 — высота балки у опоры;
Ьг — ширина поясной доски;
сІг — диаметр штыря.
Диаметр штыря, как правило, равен диаметру
болтов на опорном ребре и берется меньше
только в тех случаях, когда этого не допускает
высота прокладки.
Средний болт, соединяющий накладку, про¬
кладку и стенку, ставится только в том случае,
когда высота прокладки опорного ребра равна
или более 10dlt т. е. когда:
Н0 — 2Ъг > 10dlf (5)
где d1 — диаметр болта, остальные обозначения
те же, что в ф-ле (4).
Прокладки промежуточных ребер жесткости
делаются также из того же сортамента, что и
поясные доски; ширина их обычно берется
равной половине ширины поясных досок. В по¬
мещенных ниже таблицах балок накладки про¬
межуточных ребер делаются из сортамента до¬
сок, который применяется для устройства сты¬
ковых накладок нижнего пояса. Ширина их
также берется равной половине ширины поясных
досок.
При больших пролетах у двух-трех промежу¬
точных ребер жесткости рекомендуется выпускать
верхние концы накладок выше верхнего пояса,
чтобы связать прогоны с этими концами накла¬
док — это увеличивает жесткость верхнего пояса
балки.
В двускатных балках следует выпускать верх¬
ние концы накладок у среднего ребра — в месте
стыка досок верхнего пояса.
л7-
г-rrF ST
V
дШ' V
-4 й
Cv:;i^X
\ '
' Ч Λ \ '
ί
1*ν \
>
■ -\~sC
-^Гі
3
> \щ
Опорное ребро при на- Промежуточное ребро
клонном расположе- при наклонном рас-
нии балки положении балки
Фиг. 2
Прокладки промежуточных ребер жесткости
прибиваются поясными гвоздями, а накладки —
гвоздями стенки.
Разбивка гвоздей в прокладках и накладках
промежуточных ребер зависит от ширины пояс¬
ных досок и показана на отдельном чертеже
для всех принятых в таблицах (см. ниже) раз¬
меров досок (фиг. 19). Диаметр болтов промежу¬
точных ребер принят для всех этих балок в 12 мм.
Промежуточные ребра жесткости в балках
всех трех типов всегда ставятся перпендикулярно
к доскам нижйего пояса.
Опорные ребра жесткости в односкатных бал¬
ках ставятся перпендикулярно к доскам нижнего
пояса, а в балках с параллельными поясами —
перпендикулярно к поясам в том случае, когда
балки устанавливаются горизонтально; если же
балки устанавливаются наклонно, то опорные
ребра ставятся вертикально (фиг. 2). В этом
случае угол между осью опорного ребра и осью
пояса равен 90°—β, где β — угол наклона
поясов.
Во всех случаях необходимо обеспечить устой¬
чивое закрепление опорных ребер против выпу¬
чивания из плоскости балок, что может быть
сделано по типу, изображенному на фиг. 3.
4) Стыки поясов
Пояса балок всех типов пролетом более 1 мх
должны проектироваться со стыками.
а) Стыки нижнего пояса
Нижний пояс имеет обычно один стык, который
может быть деревянным (с деревянными про-
1 Балки с пролетом L = 7 м желательно выполнять
из цельных досок при наличии таковых на стройке
214
В. Г. ПИСЧИКОВ
Поперечные связи
ІЪозди d- 5; £=325
План ‘расположения прогоноб и поперечных сбяэеО
Примечания: 1. Если торцевые стены
не являются несущими, то прогоны опираются
на гвоздевую балку, установленную около тор¬
цевой стены, а поперечные связи устраиваются
в первом пролете и промежуточные — через
2—3 пролета.
2. Поперечные связи устраиваются под углом
а = 45°.
Фиг. 3. а) План, вид снизу, б) накладка из поло¬
сового железа снята, в) накладка из полосового
железа 3 X 50.
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
215
кладками и накладками) или металлическим —
с накладками и прокладками из тонкого листо¬
вого железа.
Достоинствами деревянного стыка являются:
1) меньший (по сравнению с металлическим сты¬
ком) расход металла, 2) легкость выполнения;
недостатками: 1) необходимость устройства стыка
в месте наименьшего усилия в поясных гвоздях,
т. е. в середине пролета, 2) некрасивое утол¬
щение пояса в месте стыка.
Достоинствами металлического стыка являются:
1) возможность устройства стыка в любом месте
пролета балки, 2) более красивый внешний вид
благодаря отсутствию утолщения пояса; недо¬
статками: 1) значительный расход металла,
2) трудность выполнения (пробивка гвоздем метал¬
лических полос), 3) опасность ослабления стыка
при ржавлении металлических полос.
Сопоставление указанных особенностей обеих
конструкций заставляет отдать предпочтение
деревянному стыку как вполне надежному и
более экономичному.
Деревянные стыки. Наиболее упо¬
требительный деревянный стык нижнего пояса
имеет следующую конструкцию (фиг. 17 и 18).
По середине балки на протяжении двух средних
панелей между поясными досками укладывается
стыковая прокладка, а с наружных сторон
в том же месте и на том же протяжении на поясные
доски накладываются две стыковые накладки.
Весь этот пакет досок соединяется гвоздями или
же болтовыми нагелями.
На протяжении стыковой прокладки доски
стенки укорачиваются на ширину поясной доски
и скрепляются с поясными досками стыковыми
брусками, которые прибиваются к стенке двумя
рядами горизонтальных гвоздей, а к поясным
доскам — одним рядом вертикальных гвоздей
каждый.
Накладки среднего ребра жесткости короче
нормальных и доходят только до верхней пло¬
скости нижнего пояса; прокладки также меньше
нормальных и доходят до верхней плоскости
стыковых брусков.
Для придания стыку большей жесткости сты¬
ковые накладки стягиваются тремя болтами.
Нижний пояс стыкуется обязательно по сере¬
дине пролета балки — в этом месте поперечная
сила имеет наименьшее значение, что облегчает
присоединение поясных досок к стенке балки.
Стык описанного, типа удачно выполняется
в тех случаях, когда толщина прокладки доста¬
точна для восприятия половины усилия в ниж¬
нем поясе.
При этом стык решается лучше всего посред¬
ством соединения элементов стыка тонкими на¬
гелями из круглой стали. Ввиду того что усилия
в стыке распределяются пропорционально мощ¬
ности нагельных швов, т. е. в данном случае
поровну на все четыре шва, прокладка, имеющая
50% всех нагельных срезов, воспринимает по¬
ловину усилия в поясе и при достаточной ее
толщине не может оказаться перенапряженной.
Если элементы стыка соединяются гвоздями,
доходящими до середины прокладки и имеющими
в прокладке полноценные срезы, то и здесь про¬
кладка должна воспринять половину поясного
усилия. Стыки такого типа применены в балках,
данных ниже в таблицах. При изготовлении
балок с такими стыками требуется безусловное
соблюдение проекта в части толщины приме¬
няемых досок и длины стыковых гвоздей. Утол¬
щение досок и укорочение гвоздей против проекта
могут привести к· тому, что прокладка будет
в значительной мере недонапряжена, а гвозде¬
вые швы накладок будут перенапряжены. Об¬
ратное явление, т. е. утоньшение досок и удли¬
нение гвоздей против проекта, может привести
к раскалыванию прокладки встречными гвоздями.
Требовательность этих гвоздевых стыков к ка¬
честву их изготовления является существенным
недостатком стыков этого типа.
В тех случаях, когда стенка балки тонка и
соответствующая толщине стенки прокладка не
может воспринять половину усилия в поясе,
теоретически представляется возможным осу¬
ществление стыков по типу фиг. 17 и 18 в рас¬
чете на неполноценность гвоздевых срезов в про¬
кладке и соответствующее этой неполноценности
недонапряжение гвоздевых срезов х, а с ними
вместе и самой прокладки.
Фиг. 4. Стык нижнего пояса стойкой прокладкой
на нагелях
Однако от осуществления подобных стыков
необходимо предостеречь вследствие отмеченной
выше чувствительности этих стыков к неточностям
изготовления балок. В данном случае применение
неполноценных срезов практически может при¬
вести к тому, что эти срезы фактически могут
оказаться совершенно нерабочими и все усилие
нижнего пояса может перейти целиком на одни
накладки.
Применение стыка с тонкой прокладкой и
нагельными соединениями может быть рацио¬
нально осуществлено следующим способом *.
Стыковая прокладка делается короче, чем на¬
ружные стыковые накладки (фиг. 4). Длина
прокладки назначается с таким расчетом, чтобы
приходящееся на нее количество нагелей соот¬
ветствовало ее сечению. В стыке на фиг. 4 тол¬
щина пояса 2 · 5 = 10 см, толщина прокладки
равна 4 см, что составляет 40% от толщины
пояса. При общем числе срезов нагелей на по¬
ловине длины стыка, равном 64, на долю про-
кладки приходится 24 среза, причем ^ · 100 =
= 38% < 40%, т. е. прокладка обеспечена от пе¬
ренапряжения.
Иначе та же цель может быть достигнута осу¬
ществлением силка по схеме фиг. 5, где болтовые
нагели применяются совместно с короткими
гвоздями, соединяющими поясные доски только
с наружными накладками.
1 См. § 137 ту и н.
2 Предложен инж. П. Ф. Плешковым.
216
В. Г. писчиков
Чисто гвоздевой стык при тонких накладках
хорошо осуществляется по схеме фиг. 6, где
встречные гвозди имеют попеременно разную
длину, вследствие чего имеется возможность
болтобые нагели
У
. * г
1 —<
т 1 п
i—i
η
-т&г
1!
J . I t
1 —
3—'
Hfr-
ч
Тип
Тбозди
Тип II
;і Т Г
i і>
I II 1 ί
т
и-Ц
I; !| |і ,Г
д!—і!—d—i н-
ii ii І i .1
ками ВС, лежащими в плоскости наружных по¬
ясных досок (фиг. 8). Эти последние в свою оче¬
редь перекрываются двумя длинными наружны¬
ми накладками AD той же толщины, что и по¬
стоянные доски.
Выполнение ступенчатого стыка по фиг. 9 не
рекомендуется, так как при такой схеме гвозди
на участке CD необходимо рассчитывать не по
формуле:
Т = 0,6 a'd [яд,,
ГИТ
I I
i -i і-І
Длинные ібозди
чу·
jy \/Kopomkui
'opomkue гбоэди
Фиг. 5. Стык нижнего пояса с тонкой прокладкой на
гвоздях и нагелях
Фиг. 6. Стык нижнего пояса с тонкой прокладкой на
гвоздях
передать на прокладку меньшее усилие. При
одинаковом диаметре стыковых гвоздей прокладка
воспринимает Ѵз от усилия в поясе.
Недостатком этого стыка является возможность
неправильного размещения в стыке длинных и
а по формуле:
T=0Aa'd[ncle,
где а' —толщина одной поясной доски г.
Ввиду отсутствия на протяжении ступенчатого
ГОозОо
коротких гвоздей, вследствие чего возможно
раскалывание прокладки встречными длинными
гвоздями.
я В НСО
Фиг. 8. Схема ступенчатого стыка
А В С D
Фиг. 9. Нерациональная схема ступен¬
чатого стыка
Разновидностью деревянного стыка является
ступенчатый стык (фиц. 7, 8 и 9).
Две внутренние доски перекрываются в сере¬
дине К пролета балки двумя короткими наклад-
стыка связи между двумя слоями досок стенки,
таковая должна быть обеспечена специальным
гвоздевым забоем в виде одного или двух рядов
мелких гвоздей.
Усилие, действующее на единицу длины этого
гвоздевого шва, определяется согласно выраже¬
нию:
т = QXga
2 (е—иУ
где Q — поперечная сила, действующая в данной
панели балки;
е — расстояние между центрами тяжести по¬
ясов;
и — расстояние от центра тяжести гвозде¬
вого шва до центра тяжести нижнего пояса
балки (фиг. 7);
а — угол наклона досок стенки к направле¬
нию нижнего пояса балки. 11 Усилие с наружной накладки на участке CD пере¬
дается на внутреннюю поясную доску через наружную
поясную доску, играющую при этом роль прокладки не¬
симметричного гвоздевого сопряжения.
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
217
Ступенчатый стык дает небольшую толщину
стыковых деревянных накладок и может быть
рекомендован для применения в мощных бал¬
ках, имеющих тонкую, экономичную стенку.
Металлический стык. Стык осу¬
ществляется на металлических накладках и
закладываемых в специальные пропилы про¬
кладках из тонкого листового железа (толщиной
около 1 мм) и скрепляется гвоз¬
дями, пробивающими листовое же¬
лезо (фиг. 10).
Сечение и длина металлических
накладок и прокладок определя¬
ются по расчету на растягиваю¬
щее усилие в поясе. Из усло¬
вия пробиваемости прокладки гвоз¬
дем необходимо, чтобы ее толщи¬
на была не более 0,3 диаметра
гвоздя:
^ dte.
При двух листах в прокладке
суммарная толщина железа не
должна превышать 0,4 dw.
В наружных накладках дыры
пробиваются пробойником.
Допускаемое напряжение в металлических ли¬
стах (с учетом ослабления) принимается: на ра¬
стяжение— 1 400 кг/см2, на смятие — 1 000 кг/см2
(учитываются рваные края пробиваемых в листах
отверстий).
В досках толщиной 5,0 см можно делать не
более одного пропила.
При учете ослабления поясной доски толщина
пропила принимается равной 3 мм.
Стыки досок нижнего пояса располагаются
вразбежку.
Металлический стык вразбежку дает возмож¬
ность применять в стыке гвозди тех же размеров,
что и для поясов, причем на длине стыка гвозди
забиваются только с одной стороны.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя в ме¬
таллическом стыке определяется по трем фор¬
мулам :
по изгибу гвоздя:
Ты = 304df;
А листо fпрокладки
Uноклодки)
Фиг. іи. Разрез
стыка на метал¬
лических на¬
кладках и про¬
кладках
Стык конструируем с накладками и проклад¬
ками из листового железа на расстоянии
<— 270—J— 360 ——270—J
Фиг. И. Расположение
стыков на металлических
накладках и прокладках
0,3 1 = 270 см от опоры (фиг. 11). В этом сече¬
нии нормальная сила для одной доски:
ІѴ =
0,84 М
шах
г - 2
0,84 · 674 000
61 · 2
= 4 640 кг.
■Ставим полосовое железо толщиной:
δ = 0,9 мм.
Полная площадь поперечного сечения накладок
и прокладок:
4 · 14 · 0,09 = 5,04 см2.
Гвозди в стыке и в поясах, имеющие I =125 мм,
d = 5 мм, располагаем в шахматном порядке в
пять горизонтальных рядов.
Ослабление накладок и прокладок тремя гвоз¬
дями:
3 · 1,5 1 · 4 · 0,5 · 0,09 = 0,81 см2.
Рабочая площадь поперечного сечения метал¬
лических полос:
5,04 — 0,81 = 4,23 см2.
Напряжение:
N 4 640 „ ,
п = -у = -^23 = 1100 «г/сле2.
Допускаемое усилие на один гвоздь из условия
смятия металлических полос (в данном случае
решающее):
Τ„ = 4 · 0,5 · 0,09 . 1 000 = 180 кг.
Необходимое количество гвоздей на половину
стыка:
_ JV_ _ 4 640
Шів~~ Тгв — 180
25,8.
по смятию древесины:
Принимаем m = 25.
Тгв = 0,ba'dx 80 = 40а'd{;
по смятию металлического листа:
Тгв = 1 000 δάλ.
Обычно решающим оказывается последнее вы¬
ражение.
Пример расчета металлического стыка. Тре¬
буется рассчитать металлический стык поясов
балки.
Дано: длина балки L = 9,0 м; высота #=75 см\
поясные доски имеют сечение Ь1 х = 14 X
X 5 см\ толщина доски стенки а2 = 2,2 см\ на¬
грузка на балку 687 кгім. Расчетный пролет І/0=
= L —Ъ = 9,0 — 0,14 = 8,86 м. Расчетный изги¬
бающий момент:
687 · 8,862
мтаі = _° =—8—
=6 740 кем.
б) Стыки верхнего пояса
Доски верхнего пояса обычно стыкуются впри¬
тык в середине пролета в месте постановки ребра
жесткости и продольного прогона.
Поясные доски в стыке тщательно притор¬
цовываются, что должно быть отмечено на чер¬
теже надписью «тщательно приторцовать».
5) Конструктивный строительный подъем
Балки всех трех типов надлежит выполнять
с конструктивным строительным подъемохм второго
рода, слагающимся из двух величин: а) подъвхма,
предусматривающего сдвиг в швах вследствие
податливости гвоздевых соединений, и б) подъема
за счет упругих деформаций конструкции. Вели¬
чина стрелы конструктивного строительного подъ¬
ема для каждой балки определяется согласно
з Коэфициент 1,5 введен согласно § 177 ТУ и Н.
218
В. Г. писчиков
ft
св
н
я
ѳ
примеру на стр. 235. Конструктив¬
ный строительный подъем обязате¬
лен и должен выполняться согласно
указаниям по сборке двутавровых
балок г.
3. Таблицы двутавровых гвоз¬
девых балок с перекрестной
стенкой 1 2
1) Принципы составления таблиц
Таблицы охватывают балки трех
типов, отличающиеся между собой
по характеру очертания верхнего
пояса, а именно:
а) с параллельными поясами;
б) с наклонным верхним поясом
односкатные;
в) с наклонным верхним поясом
двускатные.
Для верхних поясов как односкат¬
ных, так и двускатных балок при¬
нят уклон в 10%, что соответствует
минимальному рекомендуемому укло¬
ну рулонных кровель 3.
Для каждого из указанных трех
типов балок таблицы составлены для
пролетов от 7,0 до 14,0 м (от 7 до
12 м включительно с интервалом в
0,5 м, а далее с интервалами в
1,0 м).
Для балок с параллельными по¬
ясами приняты расчетные нагрузки:
для пролетов от 7,0 до 12,0 м вклю¬
чительно от 600 до 1 500 кг/м, а для
пролетов 13,0 и 14,0 м — от 600 до
1200 кг/м с интервалом в 100 кг
(в нагрузки включен собственный вес
балки).
Для односкатных и двускатных ба¬
лок с наклонным верхним поясом для
всех пролетов приняты расчетные на¬
грузки от 600 до 1 200 кг/м (включая
собственный вес балки) с интервалом
в 100 кг/м.
2) Расчет балок
Расчет балок произведен во всем
согласно ТУ и Н 1931 г. и «Единым
нормам». При расчете приняты допу¬
скаемые напряжения, соответствую¬
щие полусухой сосне (влажность до
23%) 1-й марки применительно к со¬
оружениям III класса. Рабочее на¬
пряжение в досках определялось по
верхнему сжатому поясу с учетом
продольного изгиба.
Расчет поясных гвоздей произве¬
ден без учета влажности древесины.
При расчете гвоздей в стыке ниж¬
него пояса (в накладках и проклад¬
ках) как более ответственной детали
учтена влажность путем введения ко¬
ефициента понижения допускаемого
напряжения μ = 0,9.
1 См. «Конструктивный строительный
подъем».
2 По материалам В СУ РККА.
3 По указаниям Иннорса.
Разрез \-\
Фиг. 14. Разбивка болтов и штырей в накладках опорных
ребер жесткости
Фиг. 16. Разбивка гвоздей в накладках промежуточных ребер жесткости
(1-я и 2-я зона)
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ 219
Разрез i-l
220 В. Г. ПИСЧИКОВ
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
221
При выборе размеров поясных гвоздей учтены
результаты исследования экономичности исполь¬
зования гвоздей в зависимости от величины диа¬
метра гвоздя и толщины сплачиваемых элементов,
установившие, что наиболее экономичными яв¬
ляются гвозди с наименьшим возможным при
требуемой длине гвоздя диаметром.
В случае применения лесного материала влаж¬
ностью большей, чем 23%, или елового леса вместо
соснового 1-й марки в соответствии с понижением
допускаемого напряжения понижается и допус¬
каемая нагрузка без изменений в расстановке
гвоздей.
В тех случаях, когда балка не может быть по¬
добрана по таблицам (например при заранее
обусловленной по каким-либо причинам высоте
балки, не совпадающей с высотой, данной в табли¬
це, при наличии значительного сосредоточенного
груза, при отсутствии указанного в таблице
сортамента леса и т. п.), таковая может быть
запроектирована согласно приведенному ниже
на стр. 233 типовому расчету балки.
Пример расчета приведен для балки с парал¬
лельными поясами. При расчете балки с наклон¬
ным верхним поясом (односкатной или двускат¬
ной) нужно помнить, что сечение поясов должно
быть рассчитано по максимальной нормальной
силе:
Сечение балки, где нормальная сила имеет наи¬
большее значение, отстоит от опоры на рас¬
стоянии X, определяемом по формуле:
Y Z\ — aLZn — ΖΛ
* = ν ° ~—β· (6)
где Ζ0 — плечо внутренней пары на опоре
а — величина уклона;
L — расчетная длина пролета.
Во всем остальном расчет производится так
же, как и для балки с параллельными поясами.
8) Пользование таблицами
Все данные, необходимые для составления про¬
екта двутавровой балки, объединены в 8 типовых
чертежей (фиг. 12—19) и 26 таблиц (с приме¬
чаниями).
Все размеры обозначены на чертежах буквами,
численные значения которых в зависимости от
типа балки, нагрузки и пролета приведены в таб¬
лицах и в примечаниях к ним.
Таблицы построены следующим образом: вна¬
чале даются основные размеры всей балки, затем
размеры отдельных ее элементов и наконец вы¬
борка материалов.
Одинаковые по характеру размеры всех эле¬
ментов обозначены одними и теми же буквами
с различными индексами. Так например, тол¬
щина всех элементов обозначена буквой а: поясов
стенки а2 и т. д. Аналогично ширина всех эле¬
ментов обозначена буквой Ъ: поясов — стенки—
Ъ2 и т. д.
Порядок пользования таблицами и типовыми
чертежами поясним примером.
Пример. Требуется составить рабочий проект
двутавровой двускатной балки расчетным проле¬
том L = 9,9 м при расстоянии между балками
Б = 5,0 м.
1 В односкатных балках Ζ0 — плечо внутренней
пары у опоры малой высоты.
Нагрузка: постоянная д = 120 кг/м1 2, времен¬
ная р — 103 кг/м2.
Балки предназначены для защищенного соору¬
жения III класса и будут изготовлены из полу¬
сухой сосны марки 1.
к _
к Л
04
+
О)
сГ
п
КЗ
а
Ѳ
По этим данным находим полную нагрузку на
1 пог. м балки (без собственного ее веса):
q0 = (Р + д) · В = (120+103) · 5,0 = 1 115 кг/м.
Среди таблиц для балок с двускатным верхним
поясом выбираем таблицу для пролета, ближай¬
шего (большего) к 9,9 м, т. е. для L = 10 м.
На этой таблице отыскиваем графу, соответ¬
ствующую полной нагрузке (включая собственный
222
В. Г. писчиков
вес балки), ближайшей большей к полученной,
в данном случае—графу с нагрузкой д=1 200 кг/м.
В последней горизонтальной строке этой графы
приведен собственный вес всей балки G = 632 кг.
Разделив полный вес балки G = 632 кг на длину
пролета, получаем собственный вес 1 пог. м балки;
Изменения потребует только шаг гвоздей в
стыковых накладках и стыковых брусках, так
как принято L3 = 0,2L.
При назначении шага гвоздей должны быть
соблюдены указания ТУ и Н.
Количество гвоздей и порядок их размещения
остаются без изменений.
а4 а4
При Ширине поясных досок £?=19* При ширине аоясных досок Ь=22
Фиг. 19. Разбивка гвоздей в прокладках и накладках пролетных ребер жесткости
Прибавив gce =63 кг к q0 — 1 115 кг/м,
получаем полную нагрузку на 1 пог. м балки:
q0 + дС6 = 1 115 + 63 = 1 178 кг.
При расчетном пролете L = 9,9 м и полной
нагрузке q — 1 178 кг/м можно воспользоваться
всеми размерами, данными в таблице для балки:
L = 10,0 м и q — 1 200 кг/м.
По размерам, указанным в таблице и в при-
мечаниях перед таблицами, составляются
рабочие чертежи. Ввиду значительной высоты
двутавровых балок для устойчивости их
необходимо ставить на опорах поперечные
связи.
Устройство поперечных связей показано на
фиг. 3.
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
223
4) Таблицы балок с параллельными поясами
Принятые конструктивные размеры:
1. Полная длина балки L0 = L + ЪІ9 где —
ширина поясной доски (6Х берется из таблиц).
2. Длина панели I = 0,1 L.
3. Длина первой зоны разбивки гвоздей 0,25 L
(фиг. 20).
1 зона п зона· I зона
Фиг. 20. Схема балки с параллельными поясами
4. Длина второй зоны разбивки гвоздей 0,5 L.
5. Элементы балок с параллельными поясами
в зависимости от толщины аг поясных досок (ах
берется из таблиц) назначаются согласно сле¬
дующему
Таблица 3
Размеры элементов, принятые при составлении таблицы
Толщина поясных
досок . . . αχ в см
35
40
45
50
60
70
Толщина досок
стенки . . аз в см
22
22
25
25
25
30
Толщина стыковых
накладок . а5 в см
22
25
25
25
35
45
Ширина стыковых
. брусков. be в см
70
75
80
90
90
100
Диаметр поясных
гвоздей . di в мм
4
4
4,5
5
5
5,5
Длина поясных
гвоздей . h в мм
110
110
125
150
150
175
Диаметр стыковых
гвоздей . d3 в мм
3,5
4
4
4
4,5
5
Длина стыковых
гвоздей . Із в мм
80
90
100
100
125
150
6. Шаг sг' поясных гвоздей во второй зоне
равен удвоенному шагу поясных гвоздей в пер¬
вой зоне (s-l берется из таблиц).
I. Ширина Ь2 досок стенки назначается не
меньше 18 см.
8. Сечение аг х Ъ3 накладок и прокладок
опорных ребер жесткости принимается равным
сечению ах х Ъх поясных досок.
9. Толщина а4 накладок промежуточных ре¬
бер жесткости принимается равной толщине аь
стыковых накладок нижнего пояса (а5 берется
из табл. 3).
10. Ширина δ4 накладок промежуточных ре¬
бер жесткости принимается равной половине
ширины поясных досок.
II. Диаметр dz болтов и штырей опорных
ребер жесткости принимается равным 12 мм для
балок пролетом 1 — 8,5 м и 16 мм для балок
пролетом 9 — 14 м.
12. Диаметр болтов промежуточных ребер
жесткости принимается равным 12 мм для всех
балок.
13. Размер гвоздей стенки в зависимости от
толщины досок стенки назначается согласно
следующему:
Таблица 4
Размер гвоздей стенкп в зависимости от толщины досок
Толщина досок стенки аг в мм
19
22
25
ВО
Диаметр гвоздей стенки d% в мм
3
3
3,5
3,5
Длина гвоздей стенки 12 в мм
60
70
80
90
14. Вес балок определен при объемном весе
древесины 550 кг в 1 мг.
Таблица 5
L = 7.0 лі
Таблицы балок с параллельными поясами
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1 300
1 400
1 500
Полная высота балки в см . .
Н
65
65
70
70
70
75
75
80
80
85
Стрела конструктивного строи¬
тельного подъема в см . · .
1
4
4
4
4
4
3,5
4
3,5
3,5
3
Толщина поясных досок в см
аі
3,5
3,5
3,5
4
4
4
4
4
4,5
4,5
Ширина поясных досок в см
Ьі
13
16
19
19
19
19
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
13
13,5
в см
Si
14,5
13,5
14
12
11
11,5
11
11
Число горизонтальных рисок
9
поясов
6
7
8
8
8
8
• 9
9
9
Число горизонтальных рисок
11
11
и
накладок
m-0
8
9
10
10
10
10
11
Число вертикальных рисок
14
16
16
в полунакладке .
ns
13
14
15
14
14
14
14
Число вертикальных рисок
22
22
22
в стыковом бруске
He
18
20
18
20
22
22
22
Вес древесины всей балки в кг
Gi
219
248
28S
309
309
323
352
366
412
426
Вес металла всей балки в кг
g2
20,34
21,83
23,02
25,74
26,39
26,34
27,95
23,35
32,62
32,78
224
В. Г. писчиков
Таблицы балок с параллельными поясами
Таблица 6
1= 7,5 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1 300
1 400
1 500
Полная высота балки в см . .
Н
70
70
75
75
75
80
85
85
90
95
Стрела конструктивного строи¬
тельного подъема в см . . .
1
4
4
4
4
4
4
3,5
3,5
3,5
3
A К
Толщина поясных досок в см
аі
3,5
3,5
3,5
8,5
4
4
4
4,5
4,5
9 O
Ширина поясных досок в см
Ъі
16
16
19
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
si
16,5
14
14,5
14
12,5
12,5
12,5
14
14
14
Число горизонтальных рисок
поясов
mi
7
7
8
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
накладок
m5
9
9
10
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
в полунакладке
n5
14
14
15
16
14
14
14
16
16
16
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске
Вес древесины всей балки в кг
Вес металла всей балки в кг
ne
Gi
g2
18
277
21,36
20
277
21,36
20
317
23,41
20
342
24,65
22
371
26,32
22
386
27,64
22
398
27,92
22
447
33,20
22
460
33,01
22
475
33,44
L — 8.0 м
Таблица 7
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
600
700
ЬОО
900
1000 1
1
1 100
1 200
1 300
1 400
1 500
Полная высота балки в см. .
Н
75
75
80
80
85
90
90
90
90
90
Стрела конструктивного строи¬
f
4,5
3,5
3,5
3,5
тельного подъема в см . . .
4
4
4
4
3,5
3,5
Толщина поясных досок в см
а1
3,5
4
3,5
3,5
4
4
4
4,5
5
5
Ширина поясных досок в см
Ъі
16
16
19
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
14,5
в см
Si
16
15
14
13
13
12
14
15,5
14
Число горизонтальных рисок
8
поясов
mi
7
7
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
10
11
накладок
тъ
9
9
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
13
15
16
в полунакладке
Число вертикальных рисок
пъ
14
14
14
14
16
18
18
в стыковом бруске
п6
18
20
• 20
20
22
22
24
22
22
24
Вес древесины всей балки в кг
Gi
305
327
348
377
422
437
437
489
516
516
Вес металла всей балки в кг
g2
21,91
23,95
24,13
33,32
28,15
28,50
29,46
34,31
38,74
40,
Таблица 8
L — 8,5 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1000
1 100
1 200
1 300
1400
1 500
Полная высота балки в см . .
Н
80
80
85
85
85
90
90
95
95
100
Стрела конструктивного строи¬
тельного подъема в см . . .
f
4
4
4
4
4
4
4
4
4
3,5
Толщина поясных досок в см
аі
3,5
4
3,5
3,5
4
4,5
4,5
4,5
5
5
Ширина поясных досок в см
Ъі
16
16
19
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
Число горизонтальных рисок
si
17.
15
15
14,5
12,5
16
15
14
15
15
поясов
mi
7
7
8
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
накладок
m5
9
9
10
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
в полунакладке
n5
14
13
15
16
14
16
16
16
18
18
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске
n6
20
22
22
22
24
20
20
22
22
22
Вес древесины всей балки в кг
Gi
335
360
386
412
444
506
506
523
5G1
579
Вес металла всей балки в кг
g2
22,06
24,30
24,81
26,12
29,24
33,08
34,51
35,54
40,81
41,41
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
225
I = 9,0 яѣ
Таблица 9
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1300
1400
1 500
Полная высота балки в см. .
Н
80
80
85
90
90
90
90
95
100
100
Стрела конструктивного строи¬
f
4,5
тельного подъема в см . . .
5
5
4,5
4,5
4,5
4
4
4
4
Толщина поясных досок в см
аг
3,5
4
4
4
4,5
5
5
Б
5
6
Ширина поясных досок в см
Ъі
19
19
19
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
si
17,5
15
12,5
14,5
16,5
17
15,5
15,5
15,5
14,5
Число горизонтальных рисок
8
поясов
mi
8
8
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
10
10
накладок
ms
10
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
15
в полунакладке
ns
14
14
14
16
18
18
18
18
16
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске
ns
20
22
26
22
20
20
22
22
22
22
Вес древесины всей балки в кг
Gi
378
414
428
480
539
569
569
576
605
681
Вес металла всей балки в кг
Ga
26,74
29,70
32,07
31,91
37,10
42,84
44,70
45,22
45,39
50,85
Таблица 10
£»9,5 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Я.
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1300
1400
1 500
Полная высота балки в см. .
Н
85
85
90
95
95
95
100
105
105
105
Стрела конструктивного строи¬
f
4,5
4,5
4,5
4,5
тельного подъема в см . . .
5
5
4
4
4
4
Толщина поясных досок в см
аг
3,5
4
4
4
4,5
5
5
5
6
6
Ширина поясных досок в см
Ьі
19
19
• 22
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см . ·
si
17,5
15
15,5
15
17
17,5
17
17
16
14,5
Число горизонтальных рисок
8
9
поясов
m±
8
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
10
10
11
11
11
11
11
11
11
накладок
ms
11
Число вертикальных рисок
18
18
в полунакладке
n5
15
14
14
14
16
18
16
16
Число вертикальных рисок
20
в стыковом бруске
ns
24
24
24
22
22
22
22
22
24
Вес древесины всей балки в кг
Gi
418
447
504
519
605
614
634
653
735
735
Вес металла всей балки в кг
C?2
27,51
30,53
31,68
32,21
37,68
43,51
44,67
45,17
50,02
52,25
Таблица 11
I = 10,0 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1100
1 200
1300
1400
1500
Полная высота балки в см. .
Н
90
90
90
95
90
100
105
110
110
110
Стрела конструктивного строи¬
4,5
тельного подъема в см . . .
f
5
5
5
5
5
4
4
4
4
Толщина поясных досок в см
αι
3,5
4
4,5
4,5
5
5
5
5
6
6
Ширина поясных досок в см
Ьі
19
22
22
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см · . . . .
si
18
17,5
19
18
18
18
17,5
17
16
15
Число горизонтальных рисок
поясов
mi
8
9
9
9
9
9
9
9
- 9
9
Число горизонтальных рисок
11
накладок
ms
10
11
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
16
в полунакладке
ns
15
14
16
16
18
18
18
18
16
Іисло вертикальных рисок
22
24
в стыковом бруске
ns
22
22
20
22
22
22
22
24
Вес древесины всей балки в кг
Gi
454
526
582
600
643
662
682
703
786
786
Вес металла всей балки в кг
Деревянные конструкция
[
27,96
30,95
35,91
37,47
4», 05
44,43
45,49
' 46,64
51,51
li
52,82
5
226
В. Г. ПИСЧИІЮВ
1 = 10.5 м
Таблица 12
Полная расчетная нагрузка
в кг/поз. м
Q
600
700
800
900
1000
1 100
1 200
1 300
1 400
1 501
Полная высота балки в см. .
Н
95
95
95
100
105
105
105
110
115
125
Стрела конструктивного строи¬
4,5
4,5
4,5
3,5
тельного подъема в см . . .
/
5
5
5
5
4,5
4
Толщина поясных досок в см
а1
4
4,5
4,5
4,5
5
5
6
6
6
6
Ширина поясных досок в см
Ьі
19
19
22
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
S1
21
20
19
18
20
18
17
16,5
16
16
Число горизонтальных рисок
8
9
9
поясов
mi
8
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
10
11
11
11
накладок
Число вертикальных рисок
ms
10
11
11
11
11
11
в полунакладке
η5
14
15
16
16
18
18
16
16
16
16
Число вертикальных рисок
20
26
в стыковом бруске
n%
20
22
22
20
22
24
24
26
Вес древесины всей балки в кг
Gi
525
587
646
658
712
712
796
824
843
888
Вес металла всей балки в кг
g2
28,77
34,93
37,38
38,52
43,92
46,00
50,76
51,68
52,93
54,23
Таблииа IS
£ = 11,0 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1 300
1 400
1 500
Полная высота балки в см. .
Н
100
100
105
105
110
115
115
120
125
130
Стрела конструктивного строи¬
4,5
4,5
тельного подъема в см . . .
f
5
5
5
5
4,5
4
4
4
Толщина поясных досок в см
аі
4
4
4,5
5
5
5
6
6
6
6
Ширина поясных досок в см
bi
19
22
22
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см . . . .
Si
17,5
17,5
21
21
20
19
18
17
17
16,5
Число горизонтальных рисок
поясов
mi
8
9
9
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
накладок
Число вертикальных рисок
m5
10
11
11
11
11
11
11
11
11
11
в полунакладке
n5
14
14
16
18
18
18
16
16
16
16
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске
Uq
24
24
20
20
20
22
24
24
24
24
Вес древесины всей балки в кг
Gi
565
612
703
733
761
779
870
900
925
944
Вес металла всей балки в кг
g2
31,06
31,90
37,27
43,50
44,89
46,50
51,27
53,09
53,63
54,90
Таблииа 14
L = 11,6 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
1 300
1 400
1 500
Полная высота балки в см . .
Н
105
105
310
110
115
121
121
128
128
135
Стрела конструктивного строи¬
тельного подъема в см . . .
f
5
5
5
5
4,5
4
4
4
4
4
Толщина поясных досок в см
αχ
4
4,5
5
5
6
6
6
6
6
7
Ширина поясных досок в см
bi
19
22
22
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
Si
'18
20
24
21,5
20,5
20
18,5
18
16,5
22,5
Число горизонтальных рисок
поясов
mi
8
9
9
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
накладок
m5
10
11
11
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
в полунакладке
n5
14
16
18
18
16
16
16
16
16
17
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске . ...
n6
24
24
18
20
22
22
24
24
26
20
Вес древесины всей балки в кг
Gi
604
73 ■
792
792
906
932
932
978
978
1190
Вес металла всей балки в кг
g2
31 25
38,39
42,25
44,52
49,38
50,23
52,62
53,65
55,53
65,19
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
227
L = 12,0 де
Таблица 15
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
i 1000
1 100
1 200
1300
1400
1 500
Полная высота балки в см . .
Н
109
109
115
115
120
126
126
133
133
141
Стрела конструктивного строи¬
f
тельного подъема в см . . .
5
5
5
5
4,5
4,5
4,5
4
4
4
Толщина поясных досок в см
а1
4,5
4,6
5
5
6
6
6
6
7
7
Ширина поясных досок в см .
Ъі
19
22
22
'22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см
S1
20
20
24,5
22
20,5
20
18
18
22
22
Число горизонтальных рисок
8
9
поясов
Число горизонтальных рисок
mi
9
9
9
9
9
9
9
9
накладок
т5
10
11
11
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
15
16
16
в полунакладке
п5
16
18
18
16
16
17
17
Число вертикальных рисок
26
26
в стыковом бруске
Пв
24
24
20
22
22
22
22
22
Вес древесины всей балки
725
992
1 040
в кг
Gi
780
844
844
966
992
1 235
1 262
Бес металла всей балки в кг.
С?2
37,48
38,41
42,97
45,64
50,61
51,58
54,06
64,90
66,88
1 67,49
L = 13.0 м
Таблица 16
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
П200
Полная высота балки в см
Н
120
120
125
125
130
130
130
Стрела конструктивного строительного
подъема в см
1
5
5
6
5
4,5
4,5
4,5
Толщина поясных досок в см
аі
4
5
5
6
6
7
7
Ширина поясных досок в см
Ьі
21
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне в см
si
22
25
25
24
21
24
23
Число горизонтальных рисок попсов . . .
mi
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок накладок . .
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок в полунакладке
пъ
14
18
18
16
16
17
17
Число вертикальных рисок в стыковом
бруске
ηβ
24
20
20
22
24
22
22
Вес древесины всей балки в кг
Gi
789
929
934
1 060
1 085
1 288
1 288
Вес металла всей балки в кг
31,22
42,85
44,82
47,43
52,66
63,31
64,74
Таблица 17
L = 14,0 м
Полная расчетная нагрузка
в кг/пог. м
Q
600
700 I
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки в см. .
Н
125
125
130
130
135
135
145
Стрела конструктивного стреми¬
тельного подъема в ait. . .
f
5,5
5,5
5,5 ,
5,5
5,5
5,5
5,5
Толщина поясных досок в см
аі
4,5
5
6
6
7
7
7
Ширина поясных досок в см
bi
22
22
22
22
22
22
22
Шаг гвоздей в первой зоне
в см ....
$1
28
26
24
22
25
24
22
Число горизонтальных рисок
поясов
mi
9
9
9
9
9
9
9
Число горизонтальных рисок
накладок
m5
11
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок
в полунакладке
ns
16
18
16
16
17
17
17
Число вертикальных рисок
в стыковом бруске
П6
20
20
22
24
22
22
24
Вес древесины всей балки в кг
6rl
969
1 015
1 154
1 154
1 406
1 406
1 468
Вес металла всей оалки в кг
бг2
36,06
43,23
48,98
50,98
64,42
*6,78
70,00
15*
228
В. Г. ПИСЧИКОВ
5) Таблицы балок с двускатным и односкатным
верхними поясами
Принятые конструктивные размеры:
1. Полная длина балки L0 = L + blt где Ъх —
ширина поясной доски (δχ берется из таблиц).
2. Длина панели I = 0,1 L.
3. Длина первой зоны разбивки гвоздей (от
пониженной опорной стойки) 0,2 L (фиг. 21).
7. Ширина Ь2 досок стенки назначается не
меньше 18 см.
8. Сечение аг х bz накладок и прокладок
опорных ребер жесткости принимается равным
озчению аг х Ъг поясных досок.
9. Толщина а4 накладок промежуточных ребер
жесткости принимается равной толщине аь сты¬
ковых накладок нижнего пояса [а& берется из
табл. 18).
Фиг. 21. Схема балок с наклонным верхним поясом
4. Длина второй зоны разбивки гвоздей 0,6£
в двускатных балках и 0,8L в односкатных бал¬
ках.
5. Элементы балок с двускатным и односкат¬
ным верхним поясом в зависимости от толщины
аг поясных досок [аг берется из таблиц) назна¬
чаются согласно следующему:
Таблица 18
Размеры элементов балок, принятые в таблицах
Толщина поясных досок
(Ζχ В СМ
30
35
40
45
50
60
70
Толщина стыковых на¬
кладок Об в см
22
22
25
25
25
35
45
Диаметр стыковых гвоз¬
дей dz в мм
3,5
3,5
4
4
4
4,5
5
Длина стыковых гвоздей
І3 в мм
80
80
90
100
100
125
150
i
6. Шаг Si' поясных гвоздей во второй зоне
равен удвоенному шагу поясных гвоздей в
первой зоне (sj берется из таблиц).
10. Ширина &4 накладок промежуточных ре¬
бер жесткости принимается равной половшіе
ширины Ъг поясных досок.
11. Диаметр dz болтов и штырей опорных
ребер жесткости принимается равным 12 мм для
балок пролетом 7—8,5 м и 16 мм для балок про¬
летом 9—14 м.
12. Диаметр d4 болтов промежуточных ребер
жесткости принимается равным 12 мм для всех
балок.
13. Размер гвоздей стенки в зависимости от
толщины досок стенки назначается согласно
следующему:
Таблица 19
Размеры гвоздей стенки в зависимости от толщины досок
Толщина досок стенки .
• · С&2 В СМ
19
22
25
30
Диаметр гвоздей стенки . ,
. · dz в мм
3
3
3,5
3,5
Длина гвоздей стенки. . .
, . h в мм
60
70
80
90
14. Вес балок определен при объемном весе
древесины 550 кг в 1 ^3.
Таблицы балок с двускатным и односкатным поясами
L = 7,0 м
Таблица 20
Полная расчетная нагрузка в кг/пог.м
Q
600
700
о
о
СО
900
1000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . .
Н
80
80
80
90
90
100
100
Полная высота балки на опоре
Но
44
44
44
54
54
64
64
Стрела констр. строит, подъема в см . . .
/
3
3
3
3
3
2,5
2,5
Толщина поясных досок в см
аі
3
3
3
3
3
3
3
Ширина поясных досок в см
Ъі
13
16
19
19
19
19
19
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4,5
4
4
3,5
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
9
10
11
10
10
9
10
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
7
8
9,5
9
8
7
8,5
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
6
7
8
8
8
8
8
Толщина доски стенки в см
α2
1,9
8
2,2
2,5
2,2
2,2
1,9
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
ms
9
10
10
10
10
10
Число вертикальных рисок в полуна-
кладке
П5
11
12
13
13
13
13
13
Ширина стыковых брусков в см
bo
6
7
7,5
7
7
6
7
Число вертикальных рисок в стыковом
бруске
ηβ
36 ·
30
26
28
30
34
30
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gi
190
228
240
272
274
278
28S
Вес металла двускатной балки в кг ... .
G2
18,96
22,62
26,80
24,77
26,01
24,07
26,12
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
226
268
315
318
318
318
343
Вес металла односкатной балки в кг ...
Gz
10,46
22,91
26,93
25,10
26,47
24,40
26,2S
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
229
L = 7,5 м
Таблица 21
Полная расчетная нагрузка в ѵг/пог. м
г
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
н
85
85
85
90
95
105
105
Полная высота балки на опоре в см . . .
Но
47
47
52
57
67
67
Стрела констр. строит, подъема в см . . .
f
3
3
3
3
3
2,5
2,5
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
Ширина поясных досок в см
bi
16
16
19
19
19
19
19
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
90
110
110
110
110
110
no
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
75
85
80
80
80
85
85
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
7
7
8
8
8
8
8
Толщина доски стенки в см
a2
1.9
2,2
2,2
10
2,2
2,2
2,2
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
m5
9
9
10
10
10
10
кладке
П5
12
14
15
15
15
15
15
Ширина стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
be
6
7
7
7
7
7
7
бруске
ne
36
32
32
32
32
32
32
Вес древесины двускатной балки в кг. . .
Gi
234
267
294
308
320
346
346
Вес металла двускатной балки в кг . . . .
g2
20,35
24,38
26,76
28,74
29,19
29,14
29,14
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
276
316
345
358
372
398
398
Вес металла односкатной балки в кг ...
g2
20,68
25,63
27,09
29,10
29,67
29,62
29,62
Таблица 22
L = 8,0 м
Полная расчетная нагрузка в кгіпог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота · алки посредине в см . . .
Н
90
90
90
100
105
115
115
Полная высота балки на опоре в см ...
Но
49
49
49
59
65
74
74
Стрела констр. строит, подъема в см ...
/
3,5
3,5
3,5
3
3
2,5
2,5
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
Ширина поясных досок в ем
Ъі
19
19
19
19
19
19
19
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4,5
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
90
100
125
110
no
110
no
Шаг гвоздей в первой зоне в см
si
7,5
8,5
9
8,5
9
9,5
9
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
8
8
8
8
8
8
8
Толщина доски стенки в см
a2
1,9
2,2
2,5
2,2
2,2
2,2
10
2,2
10
Число горизонтальных рисок накладок . .
m5
10‘
10
10
10
10
Число вертикальных рисок в полуна-
кладке
n5
13
13
12
15
15
15
15
Ширина стыковых брусков в см
be
6
7
7,5
7
7
7
7
Число вертикальных рисок в стыковом
бруске
n6
38
34
30
32
32
32
32
Вес древесины двускатной балки в кг. . .
Gi
279
299
346
348
361
388
388
Вес металла двускатной балки в кг . . . .
g2
22,24
24,88
32,81
30,82
30,39
30,63
31,78
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
328
353
405
409
417
446
446
Вес металла односкатной балки в кг ...
g2
22,15
55,66
33,45
29,44
29,45
29,52
30,26
Таблица 23
1
Полная расчетная нагрузка в кгіпог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
95
95
95
105
no
115
120
Полная высота балки на опоре в см . . . .
Но
52
52
52
61
67
72
76
Стрела констр. строит, подъема в см ...
f
4
4
3,5
3
3
3
3
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
Ширина поясных досок в ем
bi
19
19
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
90
110
no
no
110
110
110
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
7
8
8
9,5
9
9
9,5
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
8
8
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
a2
1,9
2,2
2,2
2,2
2,2
2,2
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
m5
10
10
11
11
11
11
11
-исло вертикальных рисок в полу-
16
накладке
П5
13
15
16
16
. 16
16
Ширина стыковых брусков в см
be
6
7
7
7
7
7
7
Число вертикальных рисок в стыковом
бруске
n%
42
38
38
34
34
34
34
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gi
304
344
380
407
420
436
451
лес металла двускатной балки в кг ....
G2
23,79
30,59
32,11
31,84
32,81
33,50
33,10
пес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
358
411
442
472
4° 6
497
516
пес металла односкатной балки в кг ...
g2
24,28
29,43
31,11
30,92
32,17
32,62
32,19
230
В. Г. писчиков
L = 9,0 м
Таблица 24
Полная расчетная нагрузка в кг/пог. м
Я
600
700
800
900
1 000
1 100 j
1 200
Полная высота балки посредине в см. . .
Н
100
100
100
110
115
125
125
лолная высота балки на опоре в см . . . .
Но
54
54
64
64
70
79
79
Стрела констр. строит, подъема в см ...
f
3,5
3,5
3,5
3
3
3
3
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
4
Ширина поясных досок в см
bi
19
19
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
90
110
110
110
110
110
110
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
7,5
8,5
8,5
9,5
8,5
10,5
9
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
8
8
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
C&2
1,9
2,2
2,2
2,2
2,2
2,2
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
7tt5
10
10
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок в полуна-
13
15
16
кладке
n5
16
16
16
14
Ширина стыковых брусков в см
be
6
7
7
7
7
7
7,5
Число вертикальных рисок в стыковом
38
33
32
бруске ·
ne
42
38
34
36
Вес древесины двускатной балки в кг. . .
Gi
329
376
408
441
456
487
524
Вес металла двускатной балки в ъг . . . .
g2
26,17
31,74
33,22
33,83
36,93
34,26
38,40
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
389
447
480
510
526
557
596
Вес металла односкатной балки в кг ...
g2
26,85
32,26
33,93
34,50
37,56
35,17
38,98
Таблица 25
L — 9,5 м
Полная расчетная нагрузка в кг/пог. м
Я
600
700
800
900
1000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
105
105
105
120
120
125
135
Полная высота балки на опоре в см ...
Щ
57
57
57
71
71
77
.86
Стрела констр. строит, подъема в см . . .
f
3,5
4
4
3
3
3
3
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3,5
3,5
3,5
4
4
4
Ширина поясных досок в см
bi
19
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
3,5
4
4
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
90
110
110
110
110
110
110
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
8
9,5
8
10,5
9
9
10,5
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
8
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
a2
1,9
2,2
2,2
2,2
11
2,2
2,2
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
m5
10
11
11
11
11
11
кладке
H5
13
16
16
16
14
14
14
Ширина стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
be
6
7
7
7
7,5
7,5
7,5
бруске
ne
44
36
42
34
38
38
34
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gi
353
439
439
488
524
540
579 .
Вес металла двускатной балки в кг . . . .
g2
26,22
32,48
35,57
34,46
38,54
38,10
37,12
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
425
519
519
566
606
624
655
Вес металла односкатной балки в кг . . .
g2
27,43
33,26
36,22
32,43
38,02
38,22
37,46
Таблица 26
L - 10,0 м
Полная расчетная нагрузка в кг/пог. м
Я
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см. . .
н
110
110
110
125
125
135
135
Полная высота балки на опоре в см ...
Но
59
59
59
74
74
84
84
Стрела констр. строит, подъема в ел* ...
/
4
4
4
3,5
3,5
3
3
Толщина поясных досок в см
а i
3,5
3,5
4
4
4
4
4
Шипина поясных досок в см
Ъі
19
22
22
22
22
22
22
Диаметр г.оясных ічзрздей в мм
di
4
4
4
4
4
4
4
Длина поясных гвоздей в мм
h
110
110
110
110
110
no
110
Шаг гвоздей в первой зоне в см
si
10,5
9,5
8,5
10,5
о ·
9,5
8,5
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
8
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки В см
a2
2,2
10
2,2
2,2
2,2
11
2,2
11
2,2
2,2
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
ms
11
11
11
11
кладке
n5
16
16
14
14
14
14
14
Ширима стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
be
7
·'
7,5
7,5
7,5
7,5
7,5
брѵске
ne
34
38
44
36
40
38
42
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gi
449
474
508
5Ю
510
590
590
Вес металла двускатной балки в к? . . . .
g2
31,17
34,43
38,32
36,90
39,73
39,45
42,36
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
521
558
598
644
650
730
730
Вес металла односкатной балки в кг . . . .
c2
32,86
35,25
37,40
37,73
39,38
40,15
43,45
ДВУТАВРОВЫЕ ВАЛКИ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
231
L = Ю,5 м
Таблица 27
Полная рас іетная нагрузка в кг/йог. м
Q
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
115
115
115
130
130
140
140
Полная высота балки на опоре в см . . .
Но
61
61
61
76
76
86
86
Стрела констр. строит, подъема в см ...
f
4
4
4
3,5
3,5
3
3
Толщина поясных досок в см
αχ
3
3,5
4
4
4,5
4,5
4,5
Ширина поясных досок в см
Ьі
22
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
di
4
4
4
4
4,5
4,5
4,5
Длина поясных гвоздей в мм
h
100
110
110
110
125
125
125
Шаг гвоздей в первой зоне в см
Si
11
9
8,5
10,5
11,5
12,5
11
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mi
9
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
a2
2,2
2,2
11
2,2
2,2
2,5
2,5
2,5
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
ms
11
11
11
11
11
11
кладке
n5
14
15
14
14
16
16
15
Ширина стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
bo
7
7
7,5
7,5
8
8
8
бруске
no
36
42
46
38
34
34
34
Вес древесины двускатной балки в кг. . .
Gi
475
496
545
600
671
712
712'
Вес металла двускатной балки в кг ... .
g2
31,47
37,18
39,64
37,89
45,72
44,78
47,68
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
562
600
635
695
778
820
820
Вес металла односкатной балки в кз ...
g2
32,99
37,92
40,56
38,74
46,73 ‘
46,02
48,87
Таблица 28
L = 11,0 м
Полная расчетная нагрузка в кг/пог, м
Q
600
700
800
900
1000
1 1 100
1
1 2C0
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
120
120
120
125
135
145
145
Полная высота балки на опоре в см ...
Но
64
64
64
70
79
89
89
Стрела констр. строит, подъема в см ...
/
4
4
4
3,5
3,5
3,5
3,5
Толщина поясных досок в см
аі
3,5
4
4,5
4,5
4,5
4,5
5
Ширина поясных досок в см
Ьі
22
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
d i
4
4
4,5
4,5
4,5
4,5
125
5
Длина поясных гвоздей в мм
ϊχ
110
110
125
125
125
150
Шаг гвоздей в первой зоне в см
4
11
9,5
10,5
10,5
11,5
12,5
13
Число горизонтальных рисок поясов . . .
mx
9
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
α2
2,2
2,2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
m5
11
11
11
11
11
11
11
кладке
ns
16
14
16
16
16
16
17
Ширина стыковых брусков
Число вертикальных рисок в стыковом
bo
7
7,5
8
8
8
8
9
бруске
по
38
42
38
38
38
38
32
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gi
541
580
617
671
714
756
826
Вес металла двускатной балки в кг ... .
g2
34,46
38,56
46,54
47,17
47,52
45,95
51,87
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
640
684
767
789
831
872
911
Вес металла односкатной балки в кг ...
g2
35,45
39,46
44,61
49,21
47,70
47,47
55,15
Таблица 29
L = і1,5 м
Полная расчетная нагрузка в кг/пог. м
Q
600
700
800
900
1000
1 100
1200
Полная высота балки посредине в см. . .
Ы
130
130
130
135
145
155
155
Полная высота балки на опоре в см ...
Но
71
71
71
77
86
96
96
Стрела констр. строит, подъема в см . . .
/
4
4
4
3,5
3,5
3,5
3,5
Толщина поясных досок в cut
а\
3,5
3,5
4,5
22
4,5
4,5
4,5
5
Ширина поясных досок в см
Ьі
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
<h
4
4
4,5
4,5
125
4,5
125
4,5
5
Длина поясных гвоздей в мм
h
110
110
125
125
150
Шаг гвоздей в первой зоне в см
si
12,5
11
12,5
12
12,5
13,5
14
Іисло горизонтальных рисок поясов . . .
mi
9
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
CL2
2,2
2,2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
Іисло горизонтальных рисок накладок
Число вертикальных рисок в полѵна-
m5
11
11
11
11
11
11
11
кладке ; .
П5
16
16
16
16
16
16
16
Ширина стыковых брѵсков в см
Число вертикальных рисок ' в стыковом
bo
7
7
8
8
8
8
9
оруске
no
34
38
34
36
34
32
30
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
G i
60S
608
. 707
735
777
821
861
лес металла двускатной балки в кг ... .
g2
35,52
36,56
44,96
45,59
46,66
45,09
54,42
вес древесины односкатной балки в кг . .
Gi
703
703
840
865
906
950
992
вес металла односкатной балки в кг ...
g2
35,48
37,58
46,44
48,12
48,11
47,35
55,71
232
В. Г. ПИСЧИКОВ
L— 12,0 м
Таблица 30
Полная расчетная нагрузка в кгіпог. м
Q
600
700
800
900
1000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
135
135
135
150
150
160
160
Полная высота балки на опоре в см... .
Но
74
74
74
89
89
99
99
Стрела констр. строит, подъема в см ...
f
4
4
4
3,5
3,5
3,5
3,5
Толщина поясных досок в см
ах
3,5
4
4,5
4,5
4,5
4,5
.5
Ширина поясных досок в см
Ъі
22
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
άχ
4
4
4,5
4,5
4,5
4,5
5
Длина поясных гвоздей в мм
h
ПО
ПО
125
125
126
125
150
Шаг гвоздей в первой воне в см
si
12,5
11
12,5
13,5
12,5
12,5
14,0
Число горизонтальных рисок поясов . . .
πΐχ
9
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
<І2
2,2
2,2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полу на¬
т5
11
11
И
11
11
11
И
кладке
ns
16
14
16
16
16
16
16
Ширина стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
Ъб
7
7,5
8
8
8
8
9
бруске
Пб
36
40
36
34
36
36
32
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
Gx
630
676
756
824
824
870
911
Вес металла двускатной балки в кг. . . .
G2
35,22
38,73
46,12
45,31
47,92
47,95
54,68
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gx
750
795
894
961
961
1008
1052
Вес металла односкатной балки в кг ...
G2
36,32
39,24
47,52
47,32
49,44
50,40
56,67
L = 13,0 м
Таблица 31
Полная расчетная нагрузка в кгіпог. м
Q
600
700
800
900
1000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
130
130
135
140
145
150
155
Полная высота балки на опоре в см . . .
Но
65
65
70
75
80
85
90
Стрела констр. строит, подъема в см ...
f
4,5
5
4,5
4,5
4,5
4
'4
Толщина поясных досок в см
αχ
5
5
5
6
6
6
7
Ширина поясных досок в см
bx
19
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
dx
5
5
5
5
5
5
5,5
Длина поясных гвоздей в мм
h
150
150
150
150
150
150
175
Шаг гвоздей в первой зоне в см
sx
13
12
11,5
11,5
11
11
13
Число горизонтальных рисок поясов . . .
πΐχ
8
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
(Z2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
3
Число горизонтальных рисок накладок . .
m5
10
11
11
11
11
11
11
Число вертикальных рисок в полуна-
кладке
П5
17
18
18
16
16
16
17
Ширина стыковых брусков в см
b e
9
9
9
9
9
9
10
Число вертикальных рисок в стыковом
бруске
ne
38
40
42
42
44
44
38
Вес древесины двускатной балки в кг . . .
G X
756
817
841
966
992
1 016
1 240
Вес металла двускатной балки в кг ... .
G2
52,25
58,10
60,37
64,45
66,85
67,76
84; 94
Вес древесины односкатной балки в кг. .
Gx
904
976
1 001
1 134
1 162
1 188
1 445
Вес металла односкатной балки в кг ...
G2
53,58
57,77
61,58
65,77
68,30
69,16
86,35
L -■= 14,0 м
Таблица 39
Полная расчетная нагрузка в кгіпог. м
0.
600
700
800
900
1 000
1 100
1 200
Полная высота балки посредине в см . . .
Н
140
140
150
155
160
165
170
Полная высота балки на опоре в см ...
Но
70
70
80
85
90
95
100
Стрела констр. строит, подъема в см. . .
f
5
5
5
4,5
4,5
4,5
4
Толщина поясных досок в см
αχ
5
5
5
6
6
7
7
Ширина поясных досок в см
bx
22
22
22
22
22
22
22
Диаметр поясных гвоздей в мм
dx
5
5
5
5
5
5,5
5,5
Длина поясных гвоздей в мм
h
150
150
150
150
150
175
175
Шаг гвоздей в первой зоне в см
sx
14
12,5
12,5
12,5
12
14,5
15
Число горизонтальных рисок поясов . . .
ΤΠχ
9
9
9
9
9
9
9
Толщина доски стенки в см
a2
2,5
2,5
2,5
2,5
2,5
3
3
Число горизонтальных рисок накладок . .
Число вертикальных рисок в полуна-
m5
11
11
11
11
11
11
11
кладке
n5
18
18
18
16
16
17
17
Ширина стыковых брусков в см
Число вертикальных рисок в стыковом
be
9
9
9
9
9
10
10
бруске
n6
88
42
42
42
44
36
36
Вес древесины двускатной балки в кг . .
Gx
906
912
964
1100
1130
1371
1400
Вес металла двускатной балки в кг. . . .
G2
56,30
60,22
61,35
65,74
67,77
83,72
82,90
Вес древесины односкатной балки в кг . .
Gx
1037
1 093
1145
1292
1319
1604
1 634
Вес металла односкатной балки в кг . . .
G2
57,55
59,02
62,90
66,97
69,06
85,33
84,54
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ЦЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ
23$
4. Типовой расчет балки с параллельными
поясами
Задание. Расчетный пролет балки L=10,Q.m.
Нагрузка (включая собственный вес балки)
я = 1 400 кг/м.
Балка предназначена для защищенного соору¬
жения III класса и будет изготовлена из полу¬
сухой сосны марки I.
Балка должна быть обеспечена от провисания
устройством конструктивного строительного подъ¬
ема.
1) Определение размеров элементов балки
Задаемся диаметром гвоздей:
dx = 0,5 см.
Минимальная длина гвоздя из условия проч
ности должна быть:
/і = Λχ + 2α2 + 6,15 (іг + 0,3 =
= 6 + 5 + 3,1 + 0,3 = 14,1 см.
(В коэфициент 6,15 входит половина конической
части конца гвоздя, а 0,3 см прибавляется на за¬
зоры.)
Длину гвоздя принимаем Іх = 15 см.
Размеры сечения поясных досок определяем
сначала приближенно с последующей проверкой
напряжений.
В основное допускаемое напряжение на сжа¬
тие верхнего пояса [п^] = 100 кг/см2 должны
быть введены поправка на влажность 0,9 и коэ¬
фициент на продольный изгиб, который пред¬
варительно можно принять равным 0,9.
Таким образом допускаемое напряжение при¬
ближенно получается равным:
п_ = 0,9 0,9 [п^_] = 0,9-0,9-100^80 кг/см2.
Принимаем ширину поясной доски равной
Ьг = 22 см и высоту балки:
тт L 1 ооо .
Н = -д- = —д— = 110 см.
Фиг. 22. Эпюра поперечных
сил
Допускаемое усилие на один гвоздь при тол¬
щине досок стенки а2 = 2,5 см находим в табл. 2
на стр. 212.
TJ = 127 кг.
Количество поясных гвоздей на 1 пог. м пояса:
_ 7 950
~ 127
= 62 шт.
Нормальное усилие в середине пролета:
qLZ _ 1 400 · 102
Дтах — 8 (я — Ы)
8 · (1,10 — 0,22)
= 19 900 кг.
Приняв число рядов (количество горизонталь¬
ных рисок вдоль пояса) пг1 = 9, получаем шаг
гвоздей:
Площадь сечения одной доски:
ω =
Ν„
2 η_
19 900
2TW
= 124 см2.
Принимаем:
аг · bx = 6 · 22 = 132 см2.
Для проверки на продольный изгиб
определяем коэфициент <р продольного
изгиба, считая, что стенка осуществля¬
ется из досок толщиной 2,5 см:
Фиг. 23. Разбивка гвоздей в поясных досках (1-я зона)
Іу — 100 см;
I
_ ЬдДЗ
12
Ьі/цЗ _ 22 · 173
12 — 12
22 - 53
12
= 8 788 сл*4;
100 · 9
62
14,5 см.
= 2 - 6 · 22 = 264 см2;
Г = VF+— = іЛйГ = 5'76 "*·
1і = Ш =17’4·
По рис. 2 § 21 ТУ и И находим φ = 0,87.
Допускаемое напряжение в сжатом поясе:
[тг ] = 0,9 · 0,87 · 100 = 78 кг/см2.
Напряжение в середине пролета:
Л- = = 2ТГГ22 = 76 кг!см2 < 78 кг/см2·
Гвозди размещаем в шахматном порядке (фиг. 23).
б) Зона 2 (с р е д н я я)
Длина зоны 2 принимается равной 0,5.L = 5 м.
Количество гвоздей на 1 пог. м балки в зоне
2 определяется по наибольшей срезывающей силе
в этой зоне (фиг. 22), которая вдвое меньше сре¬
зывающей силы в зоне 1.
Число рядов гвоздей в зоне 2 остается то же,
что и для зоны 1, изменяется только соответ¬
ственно шаг гвоздей:
s-l' — 2s± = 2 · 14,5 = 29 см.
2) Расчет поясных гвоздей
а) Зона 1 (крайняя)
Сдвигающая сила у опоры (фиг. 22)і
Т = т-тг^- = 7950кгм-
8) Расчет стыка нижнего пояса
Стык нижнего пояса (фиг. 24 и 25) устраивается
по середине балки по типу, описанному выше
(бтр. 215).
234
В. Г, писчиков
Стенки балки соединяются с поясными досками
при помощи стыкового бруска, который приби¬
вается к стенке двумя рядами горизонтальных
гвоздей, а к поясным доскам — одним рядом вер¬
тикальных гвоздей.
Прокладки ребра
жесткости
Стыковые бруски ^
о
І
Стыковые накладки ,
ж
Стыковая прокладка
' Поясные доски
Фиг. 24. Встречная забивка гвоздей
в растянутом стыке
Минимальная толщина стыковых накладок
•определяется из условия равнопрочности накла¬
док, прокладок и поясных досок:
д5 = л2*
(В зависимости от длины гвоздей толщина накла¬
док может быть несколько больше минимальной
необходимой величины.)
дей, получим количество гвоздей в полунакладке
с одной стороны:
т — 8 · 11 = 88 шт. > 85.
Гвозди забиваются в шахматном порядке
(фиг. 25).
Длина стыковых накладок принимается:
Л5 = 0,2L — = 0,2 · 10 — ?ψ· = 1,89.
Шаг гвоздей должен быть:
s5 2θ£/3 = 20 · 0,45 = 9,0 см.
Принимается:
s5 = 10,5 см.
Количество гвоздей, необходимых для прикреп¬
ления стыкового бруска к стенке и поясной
доске, определяется следующим образом.
Для гвоздей, скрепляющих брусок со стенкой
балки, ввиду возможности попадания части их
в щели стенки эпюра Q условно считается прямо¬
угольной (фиг. 26), а для гвоздей, скрепляющих
брусок с нижним поясом,эпюра Q принимается
треугольной.
Тогда для скрепления брусков со стенкой сдви¬
гающая сила стыка на 1 пог. м длины балки бу¬
дет в 5 раз меньше сдвигающей силы Τιβ зоны 1,
Фиг. 25. Разбивка горизонтальных и вертикальных гвоздей в накладках и стыковых
брусках стыка нижнего пояса
Размеры стыковых гвоздей принимаются:
dz = 0,45 см и lz = 12,5 см.
Чтобы встречные гвозди не заходили друг
на друга более чем на 4dz (фиг. 24), необходимо
толщину накладки назначить аь =3,5 см. Тогда:
#5 ~Р Ч“ ~р = 3,5 *р 6 -р 2,5 *р 0,9 =
= 12, 9 > /5.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Т„ = 304 d\Yo7$ = 304 · 0,452 ·У М= 59 кг
для скрепления брусков с поясом — в 10 раз
меньше.
Оставляя шаг и размеры гвоздей такими же,
как в поясах, получаем необходимое число гори¬
зонтальных рисок в бруске горизонтальных
гвоздей:
ті _ 9 _ 9.
Ύ ~
вертикальных гвоздей:
"Я = JL - 1
10 10 “ А*
или
Т„ = 0,7dza5 Ос] = 0,7 · 0,45 · 3,5 · 80 · 0,9 = 79 кг
или
Тгб = 0,5 ojdз [лс] = 0,5 · 6 · 0,45 · 80 · 0,9 = 97 кг.
Гвозди работают на два среза. На одну полу-
накладку требуется гвоздей:
N
2*2· Тгв
19 900
2ТГТ59 = 85 шт·
Принимая число рядов (количество горизон¬
тальных рисок вдоль поясных накладок) шь = 11
и помещая в каждом ряду полунакладки 8 гвоз-
Фиг. 26. Эпюра поперечных
сил в месте расположения
стыка
В данном случае:
s6 = 15,5 см.
Толщина бруска назначается равной толщине
поясной доски:
аб = аі = 5,0 см.
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
235
Высота бруска Ьв определяется диаметром и
размещением гвоздей в бруске, а именно:
F а) расстояние верхней риски от верхней кром¬
ки бруска должно быть не менее kd1 = 4 · 0,5 =
= 2,0 см;
б) расстояние между рисками должно быть
не менее Зс^і = 1,5 см;
в) расстояние нижней риски от нижней кромки
5руска должно быть не менее = 5,5 см.
Отсюда высота бруска получается равной:
= 4“Ь 3с?! -j- llc^ = 18dy = 18 · 0,5 =
= 9,0 см.
4) Стык верхнего сжатого пояса
В верхнем сжатом поясе стык устраивается
впритык в середине пролета балки.
б) Определение средней ординаты кривой кон¬
структивного строительного подъема
Стрела конструктивного строительного подъ¬
ема в середине пролета должна быть назначена
равной:
femp fynp + fcde>
где fynp — упругий прогиб;
Ісдв — Дополнительный прогиб
Величина упругого прогиба определяется сле¬
дующим образом.
По таблице § 36 ТУ и Н находим значение /рпр
L 1 ооо ., _
ПРИ Z 0,88" »^·
/ = - 1 000 - Ч О см
Іупр 330 33Y — о,и СМ.
Таблица § 36 ТУ и Н предусматривает значе¬
ния для -j- при полном использовании напряже¬
ния [tiw] = 110 кг/см2. В данном же примере
использовано напряжение только до 76 кг /см2,
поэтому для получения истинного значения упру¬
гого прогиба нужно полученное значение fvnv =
= 3,0 см умножить на отношение . Тогда
получим:
fynp = 3,0 ^ = 2,07 ы».
Величина дополнительного прогиба fCde опре¬
деляется по ТУ и Н § 197 и 198:
Ісдв — Зг >
где δ — величина сдвига (ТУ и Н, § 208);
з — плечо внутренней пары;
L — пролет балки.
Ісдв
L 2δ
3 z
1 000 · 2 · 0,15
3 · 88
1,14 см.
Величина полного прогиба:
femp = fynp + Ісдв = + 1,14 = 3,21 CM.
Практически подъем следует задать не менее:
L
fynp
= [300 + ^YY)]= 332;
L
200
1 000
200
5 см.
Ипж. В. Г. писчиков
X. ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
1. Общие сведения
Нормальными пределами применения балок
с фанерной стенкой являются пролеты от 5
до 12 м при нагрузках от 500 до 1 500 кг/м —
для балок кровельных покрытий и от 500
до 2 500 кг/м — для балок междуэтажных пере¬
крытий.
Широкому применению балок с фанерной стен¬
кой препятствуют: 1) чувствительность их к увлаж¬
нению атмосферной влагой, 2) необходимость
применения воздушно-сухого леса \ 3) дефицит¬
ность фанеры, 4) недостаточное знакомство с фи¬
зико-механическими свойствами фанеры и на¬
конец 5) отсутствие ТУ и Н для расчета фанер¬
ных конструкций на прочность и устойчивость.
В связи с развитием сушки древесины и произ¬
водства бакелитовой фанеры и составлением ТУ
и Н на расчет фанерных конструкций можно ожи¬
дать применения балок с фанерной стенкой в тех
областях строительства, где пока применяются
двутавровые балки с перекрестной стенкой.
При усушке поясных досок из полусухого леса
возможно их растрескивание вследствие препятствия
усушке со стороны фанеры.
Сравнение двутавровых балок с фанерной и
перекрестной стенками выявляет следующие пре¬
имущества первых.
1. В большинстве случаев фанерная стенка
экономичнее перекрестной. Это объясняется тем,
что толщина балки с фанерной стенкой опреде¬
ляется по допускаемому напряжению на срезыва¬
ние фанеры 2, составляющему сравнительно
большую величину.
Толщина же перекрестной стенки определяется
главным образом из возможности размещения
поясных гвоздей, причем условное скалывающее
напряжение в перекрестной стенке в зависимости
от пролета, очертания поясов и главным образом
нагрузки составляет обычно от 8 до 25 кг/см2.
Конструктивная толщина перекрестной стенки
превосходит таким образом толщину фанерной
стенки соответственно в 1,6 — 5 раз.
Если принять, что стоимость 1 м2 фанеры при¬
мерно втрое выше стоимости 1 мг досок стенки и что
толщина фанерной стенки на средних участках
2 Согласно данным последних работ ЦНИПС допу¬
скаемое напряжение на срезывание фанеры можно
принимать равным 40 кг/сма (независимо от направле¬
ния волокон в шпонах фанеры).
236
В. Г. писчиков
балки уменьшается в соответствии с эпюрой попе¬
речных сил, то в зависимости от нагрузки стои¬
мость фанерных стенок составит от 45 до 125%
стоимости перекрестных стенок.
Хуже всего перекрестная стенка используется
в балках, несущих легкую нагрузку; в таких
балках замена перекрестной стенки фанерной
дазт заметную экономию.
Уменьшение толщины возможно и для пере¬
крестной стенки, но не применяется отчасти
вследствие усложнения работы по изготовлению
балок, затем вследствие увеличения расхода гвоэ-
дей, а также благодаря небольшой обычно толщи¬
не стенки, близкой к ее конструктивному мини¬
муму.
2. Балки с фанерной стенкой при всех нагруз¬
ках требуют меньшего расхода гвоздей благодаря
тому, что даже легкие балки можно проектиро¬
вать с двойными фанерными стенками, что при¬
водит к уменьшению длины применяемых гвоздей
и к соответственному уменьшению их веса.
3. Наконец известное преимущество представ¬
ляют меньший вес балок с фанерной стенкой и
более привлекательный их вид вследствие на¬
личия гладкой стенки и отсутствия обжимающих
пояса ребер жесткости.
2. Характеристика конструкции и ее осо¬
бенности
1) Поперечное сечение
Нормальным типом можно считать балку с дву¬
мя фанерными стенками (фиг. 1), получающуюся
путем спаривания двух двутавро¬
вых балок, причем средняя ветвь
каждого из поясов получается
вдвое толще крайних.
2) Фанерные стенки
В наиболее легких балках (тол¬
щина стенки 3—5 мм) стенка мо¬
жет быть выполнена по всему
пролету из одного слоя фанеры.
В балках средней мощности
(толщина стенки 6—10 мм) на
крайних участках пролета, приле¬
гающих к опорам, каждая стенка может быть
образована из двух слоев фанеры толщиной по
3—5 мм, на среднем же участке — из одного
слоя сообразно с очертанием эпюры попереч¬
ных Сил.
Фиг. 1. Попе¬
речный разрез
балки
г-
L_
"■ "I ™_J
1 sat i'
9d2
■ —“i” 3o,
1—2 с/,—-J іо аг 1—24—1
Фиг. 2. Схемы расположения фанеры.
di и d2 — расстояния между ребрами
жесткости
В наиболее мощных балках (толщина стенки
более 10 мм) каждая из стенок у опор может Сыть
выполнена из трех слоев фанеры толщиной 3 мм
и более. В этом случае полупролет балки разби¬
вается на три участка со стенкой из трех, двух
и одного слоя фанеры (фиг. 2). Добавляемые
слои фанеры обычно врезаются в средние поясные
доски на глубину, равную толщине фанеры
Необходимая выемка в средних поясных досках
выбирается либо циркульной или ленточной
пилой, либо отеской досок топором с последую
щей острожкой выемки до необходимой глубины
В) Ребра жесткости
Стыки между смежными листами фанеры пере,
крываются внутренними и наружными «основны¬
ми» ребрами жесткости (фиг. 3), плотно обжи-
Фиг. 3. Прикрепление основных
ребер жесткости
мающими края фанеры с помощью гвоздевого
забоя.
Кроме основных ребер для укрепления стенки
против продольного изгиба ставятся промежу¬
точные ребра, скрытые между двумя фанерными
стенками и разделяющие стенку на более мелкие
Фиг. 4. Расположение проме¬
жуточных ребер жесткости
участки. Промежуточные ребра могут быть па¬
раллельны основным (фиг. 4, а), перпендикуляр¬
ны к ним (фиг. 4,6) или направлены по диагонали
участка (фиг. 4, в). Во всех случаях волокна
ДВУТАВРОВЫЕ ВАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
237
наружных шпонов фанеры должны располагаться
по направлению наименьшего измерения между
ребрами жесткости.
ѵ Распределение основных и промежуточных ре¬
бер жесткости по длине балки производится при
расчете балки в зависимости от ряда факторов.
Р Швы фанерной стенки назначаются по одному
из следующих двух способов.
По первому способу (фиг. 2, а) фанера разме¬
чается таким образом, чтобы в каждом шве стен¬
ки из двух и трех листов хотя бы один лист оста¬
вался неразрезанным. В стенках из одного листа
некоторое перекрытие достигается тем, что в
одной и другой стенках швы располагаются
«в шахмат».
По второму способу (фиг. 2, б) перекрытие швов
не соблюдается, что приводит к более простой
симметричной конструкции стенок.
Теоретически перекрытие швов не дает каких-
либо преимуществ; надо полагать, что возможное
незначительное увеличение жесткости балок с
перекрытыми швами не оправдывает усложне¬
ния их изготовления.
Опорные ребра жесткости (фиг. 5) обычно имеют
накладки того же сечения, что и наружные пояс¬
ные доски. Накладки соединяются с балкой че¬
тырьмя-шестью болтами небольшого диаметра.
Прокладки опорного ребра плотно приторцовы¬
ваются к кромкам поясных досок и соединяются
со стенкой гвоздевым забоем максимальной гу¬
стоты. Прокладку, соответствующую средней
доске пояса, полезно доводить до опорной подуш¬
ки, обрезая соответственно средние поясные дос¬
ки, которые должны при этом доходить только
до прокладки.
Такая конструкция лучше обеспечивает прямо¬
линейность фанеры в пределах стойки и надеж¬
нее в отношении передачи па подушку опорной
реакции балки г.
4) Стыки поясов
В балках с пролетом большим, чем размеры досок
по длине, поясные доски стыкуются. Стык верх¬
него пояса делается обычно в середине пролета
простым торцевым упором всех поясных досок
и перекрывается короткими накладками, скреп¬
ляемыми с поясными досками двумя болтами не¬
большого диаметра (фиг. 6). 11 При несоблюдении этого правила фанерная стенка
легко искривляется в месте соединения торцов прокла¬
док е кромками досок нижнего пояса.
Стык нижнего пояса делается обычно ступен¬
чатым (фиг. 7). Наружные (длинные) накладки
перекрывают наружные поясные доски, внутрен¬
ние же (короткие) — внутреннюю поясную дос¬
ку. Стыковые гвозди рассчитываются как одно¬
Фиг. 6. Стык верхнего пояса
срезные и размещаются на участках длиною
sx и s2. Стык внутренней поясной доски перекры¬
вается не непосредственно, а через фанеру, поэто¬
му если в середине пролета фанера имеет стык,
то допускаемое усилие на гвоздь на участке s2
Фиг. 7. Схема стыка нижнего пояса
должно быть снижено, в результате чего участок
s2 получается длиннее участка sLt если же фанера
размечена согласно фиг. 2, б и в середине пролета
стыка не имеет, допускаемое усилие на гвоздь не
снижается, и участки sx и s2 получаются одина¬
ковой длины.
5) Конструктивный строительный подъем
Во избежание провисания балкам с фанерной
стенкой необходимо придавать при изготовлении
конструктивный строительный подъем. Наличие
развитого стыка в нижнем поясе балок позволяет
вызвать в нем путем изгиба по плавной кривой
начальные напряжения, компенсирующие те до¬
бавочные напряжения от изгиба поясов, которые
имеют место при изгибе всей балки в целом вслед¬
ствие добавочного (против монолитной балки)
прогиба ее.
При назначении величины конструктивного
строительного подъема нужно иметь в виду, что
жесткость балок с фанерной стенкой значительно
меньше, чем можно было бы ожидать, полагая
стенку вполне монолитной. Испытания балок
с фанерными стенками показали, что кроме упру¬
гого прогиба балки, определяемого по ее полному
моменту инерции, необходимо особо учитывать
прогибы: 1) от деформации стыков поясов, 2) от
сдвига гвоздевых соединений стенки с поясами
и наконец 3) от сдвигающих деформаций в самой
фанерной стенке. Последняя составная часть
прогиба является одной из наиболее существен¬
ных. Имеющиеся экспериментальные данные не
дают еще возможности строго обоснованно опре¬
делять влияние сдвигающих деформаций, однако
приближенный учет этого фактора является не¬
обходимым. В качестве первого приближения для
обеспечения балки от провисания под расчетной
нагрузкой можно стрелку строительного подъема
назначать по обычной формуле ТУ и Н:
х l27<5 t ^ М|
fcmp= Зо0 "Ί“ fynv
238
В. Г. ПИСЧИІЮВ
но величину Σ δ принимать повышенную против
обычных норм для гвоздей, а именно: для балок
Σ δ ί
без стыков поясов принимать — = — , а для
Σδ х
балок со стыком поясов — = ^ 1.
ео 60
8. Расчет балок
1) Расчет поясов
Верхний пояс, как и обычно, в двутавровых
балках рассчитывается по среднему напряжению,
исчисляемому по оси пояса. Этот расчет вполне
обоснован, так как в стадии разрушения благо¬
даря пластичности древесины при ее работе на
сжатие напряжения по сечению верхнего пояса
распределяются достаточно равномерно. В слу¬
чае разрушения балки от продольного изгиба
верхнего пояса при неполном использовании
его прочности (что имеет место при редко рас¬
ставленных прогонах) расчет по среднему
напряжению пояса также вполне обоснован
ввиду поддержки, оказываемой менее напряжен¬
ными волокнами пояса более напряженным.
Расчетное напряжение в верхнем поясе опреде¬
ляется по формуле:
М_ = N
eFq> Fq>
(2)
где М — изгибающий балку момент;
е — расстояние между осями поясов;
м
N = — расчетное усилие в поясе;
F — площадь сечения пояса;
φ — коэфициент продольного изгиба.
При определении влияния продольного изгиба
сечение верхнего пояса нельзя считать монолит¬
ным, так как в средних участках пролета балки
гвоздевой забой обычно разрежен; но даже
при гвоздевом забое предельной возможной
частоты монолитность сечения пояса на длине
между прогонами все же не была бы достаточно
обеспечена. Специальные исследования осущест¬
вленных двутавровых балок показали, что связь
между досками поясов ничтожна, и потому при
расчете пояса на продольный изгиб необходимо
исходить из предположения, что поясные доски
работают порознь.
В этом случае для поперечного сечения по фиг. 1
расчетный радиус инерции:
г = 0,46а.
(3)
ного конца балки. Для равномерно распреде
ленной нагрузки: 14 '
X = aL;
α = Υβ{l + β) -β;
о eo
P L tg <p’
(4)
(5)
(6)
где L — пролет балки;
e о — расстояние между осями поясов на опоре
у пониженного конца балки;
Ψ — угол наклона верхнего пояса по отноше¬
нию к нижнему.
Наибольшие усилия от равномерной нагрузки
интенсивности q:
в верхнем поясе:
= (?)
в нижнем поясе:
(δ)
«;<!-«>_ ф
2 Υβ (1 +β)
(9)
Коэфициент γ в функции от параметра β может
быть найден по графику фиг. 8.
Подбор сечения верхнего пояса начинается с
назначения высоты h балки (фиг. 1) на опорах
и в середине пролета и ширины b поясных досок,
эатем определяется наибольшее усилие в поясах:
для балок с параллельными поясами:
N =
qL2
8е
(10)
для балок с наклонным верхним поясом—по ф-лам
(6), (7), (8) и графику фиг. 8.
Сечение верхнего пояса подбирается по ф-ле
(2). Для нижнего пояса сохраняется то же сече¬
ние, но проверяется на прочность с учетом ослаб¬
ления соединениями.
При расчете нижнего пояса местные напряже¬
ния от изгиба суммируются с основными напря¬
жениями от растяжения: учет влияния местных
напряжений необходим и расчет по «среднему»
напряжению при отсутствии достаточного кон¬
структивного строительного подъема является
недопустимым.
Расчет нижнего пояса с учетом напряжений от
изгиба может быть произведен по формуле:
t/max_ , І,8_^ hasp ^ [n+]
F нетто + L2 [nu] ’
(11)
В балках, имеющих стык верхнего пояса,
необходимо делать поверку на смятие торцов
поясных досок. Согласно ТУ и Н 1931 г. допус¬
каемое напряжение для смятия этого вида со¬
ставляет 80% от допускаемого напряжения на
сжатие вдоль волокон. Поверку на смятие можно
делать, так же как и на сжатие, по среднему на¬
пряжению, не учитывая местных краевых на¬
пряжений.
Наибольшие усилия в поясах имеют место
в балках с параллельными поясами в середине
пролета, в балках же с наклонным верхним поя¬
сом в сечении—на расстоянии х от опоры понижен- 11 Способы придания балкам подъема — см. «Конструк¬
тивный строительный подъем», стр. 171 и след.
где Е7шах— наибольшее усилие в поясе [по
ф-ле (8)];
Е — модуль упругости дерева;
Fнетт0 — сечение нижнего пояса с учетом ослаб¬
ления гвоздями и болтами;
Ъ — ширина поясной доски;
Іразр — стрела выгиба балки под разрушающей
нагрузкой;
к — коэфициент запаса прочности балки,
который можно принять равным 2;
[n+\K[nu] — допускаемые напряжения на рас¬
тяжение и на изгиб.
Недостаточность экспериментальных данных не
позволяет вполне обоснованно назначить величину
Jpasp
отношения. —г—.
к
239
ДВУТАВРОВЫЕ ВАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
Для первого приближения можно принять:
Іразр Істр
"Ί 2 ’
(12)
где fcmp — стрела строительного подъема, опре¬
деляемая по ф-ле (1).
Если балке не придается строительного подъема,
то нужно принять:
^ = W (13)
Если исходить из требования, чтобы из про¬
гиба двутавровой балки с фанерной стенкой под
разрушающей нагрузкой было исключено влия¬
ние деформации стенки и соединений, то вели¬
чину строительного подъема нужно принимать:
temp — ~і}Ъео . (14)
причем в этом случае расчетное напряжение
должно исчислиться по формуле:
п
Р cm е
(15)
Фиг. 8. График для определения наибольших усилий в поясах балок
240
В. Г. писчиков
Фиг. 9. График изменения сдвигающих усилий
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
241
Соответствующим увеличением стрелы кон¬
структивного строительного подъема можно
добиться горизонтальности нижнего пояса в ста¬
дии разрушения балки и совершенно исключить
влияние дополнительных напряжений от изги¬
ба нижнего пояса. Необходимая для этого стре¬
ла подъема должна быть примерно вдвое больше,
чем по ф-ле (1); в соответствии с этим второй член
в ф-ле (11) расчетного напряжения должен от¬
пасть.
Все вышеизложенное о расчете нижнего пояса
балок без стыка справедливо также и для балок
со стыком в том случае, если конструктивный
строительный подъем нижнему поясу придается
после постановки всех стыковых гвоздей, превра¬
щающей нижний пояс в цельную балочку 1.
2) Расчет фанерной стенки
Подбор сечения фанерной стенки начинается
с опорных участков балки; необходимая толщина
в см каждой из двух стенок может быть опреде¬
лена по формуле:
А =
gL
152δο ’
(16)
где qL — нагрузка на балке в килограммах,
е0— расстояние между осями поясов в см.
Допускаемое напряжение на срезывание фанеры
принято 40 кг/см2 и учтено ее ослабление гвоздя¬
ми в размере 5% от площади сечения.
Приняв толщину А по ф-ле (16) за 100%,
подбирают сечение фанеры из одного, двух или
трех листов. Большее число листов дает меньший
расход фанеры, однако вследствие меньшей тол¬
щины листа приходится чаще ставить -ребра
жесткости.
Места обрыва листов фанеры могут быть легко
назначены с помощью графика фиг. 9, дающего
сдвигающую силу в любом сечении балки в про¬
центах от сдвигающей силы ТА на опоре с пони¬
женной высотой.
При назначении мест обрыва листов фанеры
необходимо учитывать размеры листов по стан¬
дарту, добиваясь наименьшего количества об¬
резков.
Кроме прочности необходимо обеспечить устой¬
чивость фанерной стенки достаточным количеством
промежуточных ребер жесткости, располагаемых
по одной из схем, указанных на фиг. 4.
Вопрос об устойчивости фанерной стенки экспе¬
риментально изучен еще недостаточно. Однако
можно считать установленным, что потеря устой¬
чивости фанерной стенки, сопровождающаяся
волнообразным выпучиванием ее, сама по себе
еще не вызывает разрушения балки. Балка про¬
должает работать до предела, обусловленного
прочностью стенки на срезывание или прочно¬
стью поясов на растяжение-сжатие.
Несмотря на это, потеря устойчивости стенки
не должна допускаться: во-первых, из-за некра¬
сивого вида волнистой стенки и, во-вторых, из-
за несомненного влияния потери устойчивости
стенки на жесткость балки.
При назначении расстояния между ребрами
жесткости можно пользоваться графиком фиг. 10 2,
построенным для фанеры с модулем упругости
1 См. «Конструктивный строительный подъем», стр. 173.
* График построен на основании теоретического ис¬
следования иня*. Я. И. Секерж-Зенькович «К расчету
на устойчивость листа фанеры как анизотропной пла¬
стинки». Труды Центрального аэро гидродинамического
института, вып. 76. Москва, ГТИ, 1931 г.
Деревянные конструкции
изгиба вдоль волокон 140 000 кг/см2 и поперек
волокон — 11 700 кг/см2. График дает крити¬
ческое сдвигающее напряжение t в фанерной
стенке при потере ею устойчивости в зависимости
от толщины фанеры о и расстояний между реб¬
рами жесткости вдоль волокон наружных шпонов
I и поперек волокон наружных шпонов с.
График 10 позволяет, задавшись расстояниями
с и I между ребрами жесткости, определить кри¬
тическое напряжение при потере устойчивости
фанеры. Отношение этого напряжения к фактиче¬
ски допущенному на срезывание определяет коэ-
фициент запаса к.
ζ «* * * 10/см*
140
»30
120
ІЮ
ЮО
90
80
70
60
50
40
30
20
Ю.
Фиг. 10. График для расчета устойчивости фанерных
стенок.
Штриховкой обозначено направление волокон в наруж¬
ных шпонках.
Если принять коэфициент запаса устойчивости
к = 2 и допускаемое в соответствии с ф-лой (16)
напряжение на срезывание фанеры 1 0,95 · 40 =
= 38 кг/см2, то допускаемое критическое напря¬
жение будет равно t = 76 кг/см2. По графику
10 легко установить, что при обычном соотноше¬
нии — от 1 до 4 расстояние I между ребрами
должно быть не более (70—65) о.
При наличии толстой (более дефицитной) фа¬
неры следует заменять стенку из двух тонких
листов стенкой из одного листа двойной толщины.
8) Расчет гвоздей
Расчет поясных гвоздей начинается с опреде¬
ления сдвигающей силы на опоре балки по обыч¬
ной формуле:
ТА =
qL_
2ео ‘
(17)
Поясные гвозди рассчитываются на изгиб по
ТУ и Н и на смятие фанеры при допускаемом
напряжении 160 кг/см2.
При расстановке гвоздей вдоль балки рекомен¬
дуется число их назначать йз условия равно-
прочности с фанерной стенкой, вводя более раз¬
реженный забой на участках с меньшей толщиной
стенки. Поэтому на опорных участках следует
назначать интенсивность гвоздевого забоя по
сдвигающей силе ТА на опоре, а на других
участках — уменьшать эту силу соответствующим
коэфициентом ίγ. 4" или т) ■
1 Ослабление гвоздями принято 5%.
10
242
В. Г. писчиков
Обычно на крайних участках балки гвозди
рассчитываются на изгиб, а на средних — на
смятие фанеры.
Ввиду того что верхний пояс рассчитывается
га продольный изгиб без учета гвоздевых соеди¬
нений, отпадает необходимость в постановке
гвоздей из расчета на продольный изгиб.
В стыке нижнего пояса (фиг· 7) гвоздевое со¬
единение на участках sx рассчитывается как одно¬
срезное несимметричное обычного типа, передаю¬
щее усилие с наружных
поясных досок на на¬
ружные длинные наклад¬
ки. На участках s2 пере¬
дается усилие с внутрен¬
них поясных досок на
внутренние короткие на¬
кладки .Так как здесь уси¬
лие передается не непо¬
средственно, а через лист
фанеры, то допускаемое
на гвоздь усилие должно
быть снижено. Отсут¬
ствие необходимых экс¬
периментальных данных
не позволяет в этом слу¬
чае назначать допускае¬
мое на гвоздь усилие
вполне точно; приближенно же задача может
быть решена следующим образом.
Предположим, что две доски соединены гвоз¬
дями диаметром d с зазором шириною δ (фиг. 11).
Толщину досок а назначим равной 6,3 dy т. е.
минимальную, соответствующую полному ис¬
пользованию допускаемого напряжения на смя¬
тие дерева и изгиб гвоздя. Если при этом допус¬
тить, что гвоздь абсолютно жесток, то величина
краевого напряжения смятия древесины будет
равна:
Фиг. 11. Схема работы
гвоздей в стыке нижнего
пояса
“ da а
(18)
6
Если далее потребовать, чтобы краевое напря¬
жение при наличии зазора о было то же, что и при
отсутствии его, то коэфициент і уменьшения уси¬
лия на гвоздь будет равен:
_2
• 3 Ьа 3,4d Q\
1 ~ 2 , 1 . 4а + 3(5 8,4d+<5 *
т0+ тг
Обычно толщина а поясной доски бывает
больше 6,3 d. При этом допускаемое усилие
на гвоздь будет равно (для основных допускаемых
напряжений):
Г„ = ». 304*= 8®^ -304Л (20)
В табл. 1 для употребительных диаметров
гвоздей и толщин фанеры даны значения Тгв ,
вычисленные по ф-ле (20) (в кг).
В опорных ребрах жесткости гвозди разме¬
щаются с предельной возможной густотой (фиг. 5)
без расчета.
В основных ребрах жесткости, перекрывающих
стыки фанеры (фиг. 3), размещается по два ряда
гвоздей «в шахмат» предельным шагом.
В промежуточных ребрах жесткости, не имею¬
щих наружных накладок (фиг. 4), гвозди ставятся
в один ряд «в шахмат» предельным шагом.
Размеры гвоздей в ребрах те же, что и в поя
сах.
Таблица J
Значения допускаемого усилия на гвоздь тгв
d в мм
3
3,5
4
4,5
5
δ в мм \
3
24
34
45
57
71
4
24
33
44
56
69
5
2В
32
42
54
68
6
22
31
41
53
66
7
21
30
40
52
65
8
21
29
39
51
64
4) Пример расчета балки с фанерной стенкой
Требуется рассчитать односкатную балку проле¬
том L = 10 м и высотой посредине hcp = 75 =
= 1 м; уклон кровли 1/10, нагрузка 1 000 кг/м,
расстояние между прогонами 0,83 м.
Задаемся размерами поясных досок а = 3,5 сму
b = 20 см. Параметр β по ф-ле (6):
Й _ ео _ 1,0-0,1 - 5,0-_0^_ = Q 3Q
Р L tg φ 10,0 · 0,1 1
По графику фиг. 8 и ф-ле (7) находим усилие в
верхнем поясе:
Оша* = У ^гг = 0,175
= 17 600 кг.
sin φ 0,0996
По ф-ле (3) находим радиус инерции сечения
верхнего пояса:
г = 0,46 · 3,5 = 1,6 см;
далее:
Д = іі = 52; φ = 0,64.
Расчетное напряжение в верхнем поясе:
п = оЖТТ^о = 98 <100 **/«.*.
Строительный подъем задаем по ф-ле (14):
L Σδ i ооо
femp = 1,5ео
: 11 СМ.
1,5-60
Напряжение в нижнем поясе проверяем по ф-ле
(15). Расстояние от пониженной опорной стойки
до сечения пояса с максимальным усилием най¬
дем по ф-лам (4) и (5) или по графику фиг. 9 как
нулевую точку эпюры сдвигающих сил при β
= 0,3, откуда X = 0,325L = 3,25 м.
Далее, по ф-ле (8) имеем:
£7тах= 0,175^^ = 17 500 «г;
F«emmo = (>^· 28° = 256 см·;
h = 0,5 + 3,25 · 0,1 = 0,825 м;
е = 0,825 — 0,2 = 0,625 м.
По ф-ле (15) имеем:
17 500 0,825
JL = —^ = 90 < 100 кг CM-.
‘ ~ iWmo · 256 °-625
Необходимую толщину фанерной стенки на¬
годим по ф-ле (16):
Δ = I000 '.10 = 2,2 см.
152 · 30
ДВУТАВРОВЫЕ БАЛКИ С ФАНЕРНОЙ СТЕНКОЙ
243
Фиг. 13. Конструкция балки у пониженной опоры.
h-14--J І0,5-|—го —
-40
Фиг. 14. Стык верхнего пояса.
16*
'гхзз
244
В, Г, писчиков
Составляем стенку из четырех листов фанеры
толщиной по 6 мм, что дает на пониженной опоре
запас около 9%. По графику фиг. 9 находим места
обрыва листов фанеры мощностью 82°/п, 55% и 27%
от Δ на расстояниях 0,025L, 0,075L и 0,16L
от пониженной опоры. Назначаем места обрыва
на расстоянии 0,6; 1,1 и 1,9 м от оси опоры (фиг. 12).
Один лист пропускаем до повышенной опоры,
что дает значительные запасы на всей остальной
части длины балки.
Стыки листов фанеры идут через 1,5 м (фиг. 12).
Основные ребра жесткости располагаем через
75 см, промежуточные — через 37,5 см. При этом
отношение-^-=-gj . Волокна наружных
шпонов фанеры располагаем горизонтально (т. е.
вдоль нижнего пояса).
Сдвигающую силу на опоре балки на одну
стенку найдем по ф-ле (17):
ТА
qL_
4ео
1 000-10
4 · 0,3
= 8 330 кг/м.
Гвоздь диаметром 3 мм воспринимает на изгиб
2 · 27 = 54 кг. Необходимое число гвоздей на 1
пог. м с одной стороны балки:
8 3*4) „С/
т4 = -гг- = 154 шт.
При двенадцати гвоздях в ряду и шаге 7 см
(фиг. 13) получаем:
іи4 = 12 · = 171 > 154 шт.
При трех и двух листах расчет гвоздей произ-
водится также на изгиб, причем шаг гвоздей
может быть увеличен соответственно до
тъ = -А-. 7 = 9 см;
т>2 == “2" * 7 == 14 СМ·
При стенке из одного листа фанеры расчет
гвоздей ведем по смятию:
Т„ = 0,3 · 0,6 · 160 = 29 кг < 54 кг.
Шаг гвоздей:
т1 = 4- · 7 · = 15 см;
А 1 54
принимаем т1 = 14 см.
Стык верхнего пояса (фиг. 14) располагаем по
середине пролета, стык нижнего — на расстоя¬
нии 6,35 м от пониженной опоры (фиг. 12).
Усилие в нижнем поясе в стыке:
N _ 1 000 · 6,35 · 3,65
2(0,3 + 0,1 · 6,35) :
12 400 кг.
Необходимое число гвоздей d = 5 мм на участке
«1 (фиг. 7):
т'
12 400
Т7в" = 41 ШТ-
ставим 5 рядов по 9 шт. в ряду (фиг. 15).
Необходимое число гвоздей d=b мм на участке s2:
12400
4 . 66
= 47
шт.
Ставим 6 рядов по 9 шт. в ряду.*
Инж. Б. Г. ПИСЧИКОВ
XI. БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
1. Треугольные фермы с местной загрузкой
поясов
1) Тавровые балки
а) К онструкция
Тавровая балка1 в конструктивном отноше¬
нии представляет собою треугольную двускат¬
ную дощатую ферму с двумя панелями верхнего
пояса (фиг. 1) и нагрузкой, расположенной
Фиг. 1. Схема тавровой балки.
непосредственно по поясам. Пояса фермы рассчи¬
тываются на совместное действие изгиба и сжатия.
Верхний пояс всегда состоит из двух досок,
нижний—из одной доски. Зазор между досками
верхнего пояса принимается равным толщине
доски нижнего пояса; это дает возможность
1 Тавровые балки разработаны сектором деревянных
конструкций ЦНИПС. Институтом норм и стандартов
строительной промышленности издан проект стандарта
«Деревянные тавровые балки на гвоздях и зубчато-коль¬
цевых шпонках» (изд. «Техника управления», Москва
1931 г.), содержащий готовые конструкции балок про¬
летом от 5 до 10 м (через 1 м) для двух уклонов кровли
(10 и 20%) и трех соотношений между интенсивностью
нагрузки по нижнему и по верхнему поясам.
непосредственно соединять оба пояса. Кроме
того благодаря такому сочетанию удается за¬
проектировать простой и экономичный опорный
узел на гвоздях (фиг. 2). Пологий угол пересе¬
чения поясов облегчает размещение необходи¬
мого количества гвоздевых срезов, а сравнитель¬
но небольшая толщина пакета досок позволяет
пробивать весь пакет каждым из гвоздей.
Фиг. 2. Опорный узел балки (к фиг. 1)
Стык нижнего пояса конструируется тоже
на гвоздях аналогично опорному узлу (фиг. 3).
Опорный узел и стык нижнего пояса могут
быть запроектированы и на зубчато-кольцевых
шпонках х.
Для ферм без стыка нижнего пояса при
отсутствии на этом поясе нагрузки (кроме соб¬
ственного веса пояса) подвески V в середине
фермы (фиг. 1) можно не ставить.
1 В проекте «стандарта» даются все необходимые для
этого элементы.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
245
Стык верхнего пояса осуществляется простым
торцевым упором, прокладка на гвоздях (фиг. 3)
имеет лишь вспомогательное значение и скре¬
пляется с поясом конструктивно, без расчета.
Металлическая подвеска из двух полос (фиг. 3)
врезается в прокладку верхнего пояса, а при
наличии стыка — и в доски нижнего пояса.
При отсутствии стыка подвески в нижний пояс
не врезаются во избежание ненужного его осла¬
бления. Подвески поддерживают стык и нагрузку
по нижнему поясу и кроме того служат для при¬
дания балке конструктивного подъема путем
выгибания нижнего пояса скрепленной уже
во всех частях конструкции. Расстояние между
болтовыми дырами в подвеске делается с этой
целью меньше расстояния между дырами в поя¬
сах на величину строительного подъема. Под¬
веска может быть выполнена также и из дерева
согласно фиг. 4 с помощью обрезков широких
досок.
Фиг. 4. Подвеска из дерева (к фиг. 1)
Коэфициенты собственного веса тавровых ба¬
лок, колеблющиеся в пределах от 5,1 до 17,5,
вообще говоря, довольно велики. Наибольшего
значения они достигают в балках большого
пролета при легкой нагрузке, где особенно
неблагоприятно сказывается действие местной
нагрузки на большую (4—5 м) панель конструк¬
ции и где, естественно, напрашивается переход
к четырехпанельной схеме. Расход металла в
тавровых балках сравнительно невелик и не
превосходит 4% от веса дерева.
Простота изготовления тавровых балок вместе
с минимальной конструктивной высотой обес¬
печивает этой конструкции известное распро¬
странение для перекрытия однопролетных зда¬
ний небольшого пролета с толевой или рубероид¬
ной кровлей.
б) Расчет
Для быстрого расчета тавровых балок могут
служить графики фиг. 5—7 г.
График фиг. 5 служит для определения необ¬
ходимой толщины двух досок верхнего пояса
из его расчета на сжатие с продольным изгибом
в плоскости балки при уклоне верхнего пояса
в 10% и [τι] = 90 кг/см2. Расчетную нагрузку
q следует принимать равной для балок со стыком
нижнего пояса:
Я=Яв + дн. (1)
Для балок без стыка нижнего пояса (учитывая
неразрезность пояса):
Я = Яв+1№Ян, (2)
гДе Яв — нагрузка по верхнему поясу;
qH — нагрузка по нижнему поясу.
Графиками фиг. 5 и 7 можно пользоваться
также и для расчета балок с уклоном верхнего
пояса в 20%, для чего необходимо лишь расчет¬
ную нагрузку q принять вдвое меньшей против
ее истинного значения.
Подбор сечения верхнего пояса начинается
с того, что задаются высотой h досок пояса и
определяют отношение γ пролета балки к вы¬
соте досок.
По этому отношению и расчетной нагрузке
q, пользуясь графиком фиг. 5, определяют
необходимую толщину досок Ъг. График фиг. 6
служит для определения суммарной толщины
Ъ2 досок верхнего пояса из расчета на местный
изгиб нагрузкой qe. График построен для балок
с любым уклоном верхнего пояса при \пи\ =
= 99 кг/см2; каждая доска предполагается сво¬
бодно опертой на опорах и в середине пролета
балкй.
Величина Ъг + Ъ2 определяет суммарную тол¬
щину обеих досок верхнего пояса.
График фиг. 7 служит для определения необ¬
ходимой толщины доски нижнего пояса из его
расчета на растяжение при уклоне верхнего
пояса в 10% и [ті]+ = 90 кг/см2 без учета осла¬
бления площади поперечного сечения.
Расчетная нагрузка q определяется в этом
случае так же, как и для верхнего пояса (см.
выше).
Подбор сечения нижнего пояса балок, не имею-
ющих местной нагрузки понизу, начинают с
того, что, задавшись высотой пояса, вычисляют
отношение j и по графику фиг. 7 определяют
необходимую на растяжение толщину доски
*1.
Для балок со стыком, учитывая ослабление
пояса в стыке, нужно величину Ъг увеличить
примерно на 15%.
Для балок с местной нагрузкой qH на нижнем
поясе сначала (по графику фиг. 7) определяется
толщина доски Ъг из расчета пояса на растяже¬
ние, затем (по графику фиг. 6) толщина доски
Ъ2, находимая из расчета на местный изгиб на¬
грузкой qH.
Для балок со стыком нижнего пояса 2 вели¬
чина + Ъ2 определяет полную необходимую
толщину доски нижнего пояса; для балок без
стыка величина Ьг + Ъ2 должна быть увеличена
примерно на 15% ввиду ослабления нижнего
пояса в месте крепления подвески.
Суммарную толщину стыковых накладок ниж¬
него пояса рекомендуется назначать на 1,0—
2,0 см больше толщины доски нижнего пояса.
Разработаны
автором.
2 В стыке предполагаем шарнир, при этом макси¬
мальный момент возникает в четвертях пролета балки.
246
В. Г. ПИСЧИКОВ
Из конструктивных соображений накладки удоб¬
но делать того же сечения, что и доски верхнего
пояса.
Найдя усилие в нижнем поясе балки по фор¬
мулам: 1) при уклоне верхнего пояса 10%:
U = 2,5 ql, (За)
при уклоне верхнего пояса 20%:
ϋ = 1,25 ql, (36)
определяем необходимое количество гвоздей в
узле и в стыке по табл. 1. Табл. 1 дает допускае¬
мые усилия на один срез гвоздя в зависимости
от его диаметра d и пробиваемой им толщины
а поясных или стыковых досок и составлена при
[пс] = 72 кг/см2. При назначении размеров
стыковых гвоздей рекомендуется избегать слу¬
чаев, когда гвозди вследствие недостаточной
длины получают неполноценные срезы.
д **/. §§§§§$$$$$# $
(Ьі = зЛ^)
Допускаемые усилия в кг на один срез гвоздя
В крайних досках (верхний пояс и
накладки)
Таблица 1
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
247
При конструировании стыков и узла балок
на зубчато-кольцевых шпонках следует руко¬
водствоваться данными, приведенными на стр. 98.
По усилию в подвеске V = 0,5 qHl для балок
со стыком или V = 0,625 дн1 для балок без стыка
нижнего пояса назначаются сечение металличе¬
ской подвески и диаметр болтов или нагелей,
прикрепляющих подвеску к поясам.
Величина прогиба fynp может быть подсчитана
по формуле: ѵ р
1 - —ql2 ( 1 4- Ч
1упр 8 1 в*в +
(4)
где q — расчетная нагрузка на балку по ф-лам
(1) и (2);
I — пролет балки;
j (h q™Pi ' 12 \
Vе β 528 /іа /
Деревянная подвеска (фиг. 4) крепится к поя¬
сам на гвоздях, количество которых назначается
по табл. 1.
Конструктивный строительный подъем в тав¬
ровых балках назначается таким образом, чтобы
под расчетной нагрузкой нижний пояс балки
был вполне прямолинеен или имел некоторый
выгиб кверху.
Прогиб балок fcmp составляется из прогиба fynp
от продольной деформации элементов и из про¬
гиба Ісдв от деформации узловых и стыковых со¬
единений.
а — угол наклона верхнего пояса;
Fe и FH — площади сечения верхнего и ниж¬
него поясов;
Е — модуль упругости дерева.
При уклоне верхнего пояса 10% ф-ла (4)
принимает вид (в килограммах и сантиметрах):
= _ді2_(! і\ (5)
*УпР 8 000 \Fe ^ Fj' v '
При уклона 20% соответственно:
ql2 / 1'| 1 \ /Л\
Tynp— 32 000 \ Fe Fj ' 1 '
248
В, Г. ПИСЧИКОВ
Величина прогиба fcdgi получающегося от де¬
формации на 1 мм сопряжений в опорных узлах
при расчетной нагрузке, будет равна для балок
с уклоном 10% — 1,0 см, для балок с уклоном
20% — 0,5 см.
При наличии стыка нижнего пояса эти вели¬
чины должны быть удвоены.
Приводим расчет тавровой балки.
Пример. Требуется рассчитать балку с укло¬
ном верхнего пояса 10%, пролетом I — 8,0 м
По этому отношению и нагрузкам q = 400 кг/м
и qe = 250 кг/м находим по графикам фиг. 5 и 6·
Ъ = Ъг + Ъ2 = 5,4 Η- 4,5 = 9,9 см.
Принимаем Ъ = 10 см. Приняв для нижнего
пояса ту же высоту доски h = 26 см, получим
для нагрузок q = 400 кг/м и qH = 150 кг/ль
по графикам 7 и 6:
Ъ = Ъг + Ъ2 = 3,4 + 2,7 = 6,1 см.
Фиг. 7. График для подбора сечения нижнего пояса балки по растяжению
(—в
под нагрузку: по верхнему поясу qe = 250 кг/лі
и по нижнему qH = 150 кг/лі. Балка имеет стык.
Полная расчетная нагрузка q найдется по ф-ле
(1):
q — qu-\- qg= 250 -f 150 = 400 кг/м.
Задаваясь высотой доски верхнего пояса h=
= 26 см у получим:
I
Принимаем Ъ = 6 см. Усилие в нижнем поясе
по ф-ле (3):
U = 2,5 ql = 2,5 *400 · 8 = 8 000 кг.
В опорном уэле, а также е каждой стороны
стыка необходимо разместить гвоздей d = 5,
I = 150 мм (по табл. 1):
800
8 000
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
249
Толщину каждой из стыковых накладок при¬
нимаем равной 5 см.
По усилию в подвеске
у z= 0,5 qn l = 0,5 · 150 · 8,0 = 600 кг
определяем необходимое для крепления деревян¬
ной подвески количество гвоздей d = 5, I = .
= 150 мм:
т,
600
72 · 2
= 5 шт.
Принимаем т9 = 6 шт.
Необходимый строительный подъем:.
fcmp fynp Ісдв
4,0 · 8002
8 000
(гео 156) 2,0 “ 5,3 CMt
2) Шпренгельные балки1
а) Конструкция
Шпренгельные балки являются вариантом рас¬
смотренных выше тавровых балок и отличаются
от последних только тем, что ломаное очертание
имеет не верхний, а наоборот, нижний пояс
фермочки (фиг. 8 и 9).
Фиг. 8. Схема шпренгельной балки
Фиг. 9. Фасад шпренгельной балки
Нижний пояс, как и в тавровых балках, со¬
стоит из одной доски, верхний — из двух. Опор¬
ные узлы шпренгельных балок ничем не отли¬
чаются от узлов тавровых балок и осуществляются
на гвоздях по фиг. 2. Стык нижнего пояса кон¬
струируется с парными накладками на гвоздях
(фиг. 10), рассчитываемыми на совместное дей¬
ствие изгибающего момента и продольной силы.
Фиг. Ю. Стык нижнего пояса балки (к фиг. 9)
Стойка из одной доски присоединяется к верх¬
нему и нижнему поясу на гвоздях. Если стойку
запроектировать из двух досок (что почти не
увеличивает веса балки ввиду небольшой длины
стойки), ее можно опереть торцами непосред¬
ственно в кромки верхнего пояса и стыковых 11 Разработаны Гипроавтотрансом.
накладок нижнего, что дает некоторую экономию
гвоздей, идущих * только на конструктивное
скрепление элементов. Однако первый способ
предпочтительнее, так как при нем прогиб балки
вследствие усушки древесины почти не имеет
места, тогда как при втором способе усушка
досок вызывает заметную просадку конструкции.
В балках пролетом более 1 м верхний пояс
имеет стыки досок, устраиваемые обычно враз-
бежку на расстоянии ~ от середины пролета
с обеих сторон средней стойки (фиг. 9). В проекте
Гипроавтотранса стыки запроектированы со¬
гласно фиг. 11, а, исходя из необходимости пе¬
редачи как продольной, таки поперечной силы.
Фиг. 11. Стык верхнего пояса балки
(к фиг. 9)
Однако, принимая во внимание, что поперечная
сила не может возникнуть отдельно от продоль¬
ной, стык можно значительно упростить и выпол¬
нить его в виде простого торцевого упора со¬
гласно фиг. 11, б, считая, что поперечная сила
передается трением, возникающим от сжатия
торца продольной силой. Возможно также сты¬
ковать обе доски верхнего пояса в середине
пролета балки, обжимая стык двумя короткими
накладками на гвоздях и болтах.
Конструктивно-вспомогательными элементами
шпренгельных балок служат дополнительные
•прокладки между ветвями верхнего пояса (фиг. 9),
располагаемые по одной в полупролете на рас-
Q
стоянии jg- I от опор и скрепляемые с поясом
несколькими гвоздями (без расчета).
Техно-экономическая характеристика шпрен¬
гельных балок вполне совпадает с данной выше
характеристикой тавровых балок и дает основа¬
ние утверждать, что в ряде случаев шпренгель¬
ные балки могут быть с успехом использованы
для кровельных покрытий небольшого пролета.
б) Расчет
Верхний пояс рассчитывается на совместное
действие сжимающей силы и поперечного изгиба
по обычной формуле сложного сопротивления,
причем расчетный изгибающий момент в проектах
Гипроавтотранса принимается в четвертях про¬
лета равным ^, что примерно соответствует
учету неразрезности верхнего пояса при неко¬
торой осадке средней его опоры на стойке.
Если стык обеих поясных досок сделан в се¬
редине пролета, расчетный изгибающий момент
ОІ2
в четвертях следует принимать равным ^ ·
Если пользоваться графиками фиг. 5 и 6, то
в первом случае суммарная толщина обеих по¬
ясных досок определится величиной Ъг + 0,8 б2,
во втором случае Ьг + Ъ2.
Нижний пояс обычно не несет местной нагруз¬
ки и может быть подобран с помощью одного
250
В. Г. ПИСЧИКОВ
трафика фиг. 7. Толщина поясной доски с уче¬
том ослабления определится здесь величиной
1,15 Ъх.
Стык нижнего пояса, как и в тавровых балках,
в зависимости от уклона рассчитывается на силу
гг — 2,5 ql или U = 1,25 ql. Количество гвоз¬
дей в узлах находится с помощью табл. 1.
Стыковые накладки нижнего пояса следует
назначать достаточі о мощными как по ширине,
так и по толщине в расчете на воспринятие ими
местного изгибающего момента. Можно рекомен¬
довать делать накладки из тех же досок, что и
нижний пояс фермы.
Стойки балок со стыками верхнего · пояса
вразбежку рассчитываются и прикрепляются
по усилию V — 0,625 ql, со стыками в середине
пролета — по уси и о V = 0,5 ql.
Шпренгельным балкам со стыками верхнего
пояса вразбежку рационально придавать нормаль¬
ный конструктивный строительный подъем вто¬
рого родах. Порядок сборки при этом будет
-следующий.
где ~ — отношение длины пролета к высоте
доски верхнего пояса;
b — суммарная толщина двух досок верхнего
пояса;
fcnp — величина строительного подъема балки.
Неооходимый строительный подъем выражает¬
ся величиной:
f стр fynp + / еде у
гДе Іеде — прогиб треугольной фермы от сдвига
гвоздевых соединений в опорных узлах и в стыке
нижнего пояса, равный 2,0 см при уклоне в 10%
и 1,0 см при уклоне в 20%, а jynp — прогиб от
упругих удлинений и укорочений элементов
фермы под расчетной нагрузкой, определяемой
выражениями (5) и (6).
Следует отметить, что конструктивный строи¬
тельный подгем устраняет прогиб середины
пролета шпренгельной балки и приводит к тому,
что верхний пояс под расчетной нагруз¬
кой работает на местную нагрузку как не раз¬
резная балка на вполне жестких опорах. Опор¬
ный момент в верхнем поясе над стойкой будет
оі2 σί2
поэтому равен , а в четвертях пролета ^.
Полагая расчетный момент в четвертях пролета
ai2
равным , мы существенно увеличиваем sanae
прочности конструкции.
Фиг. 12. Схема придания шпрен¬
гельной балке строительного подъ¬
ема
Сначала собирается в прямолинейном поло¬
жении верхний пояс и забиваются все гвозди,
скрепляющие элементы балки, кроме гвоздей,
соединяющих стойку с верхним поясом. Сама
стойка, заготовленная соответствующей длины,
выходит своим концом из зазора верхнего пояса
на величину строительного подъема fcwp. После
этого балка помещается в специальный станок
(хотя бы в виде трех забитых в землю свай)
(фиг. 12), где посредством клина или нажимного
винта 2 производится выгибание верхнего пояса,
после чего забиваются гвозди, соединяющие
стойку с верхним поясом шпренгельной балки.
Само собой разумеется, что гвозди, соединяющие
концы досок (фиг. 11), должны быть рассчи¬
таны на передачу силы, возникающей при из¬
гибании верхнего пояса в станке. Если стыки
досок расположены, как указано выше, на расстоя¬
нии от середины пролета, то гвозди, соединяю¬
щие более длинные доски верхнего пояса,
должны быть рассчитаны на поперечную силу
Р, необходимую для выгибания верхнего пояса
в станке. Величина этой силы может быть опре¬
делена по формуле:
Р
256 000 , ,
( I \ * ' стр*
\h) 1(7)
1 По проектам Гипроавтотранса конструктивный
строительный подъем не придается и заменяется
обычным строительным подъемом верхняго пояса без
начальных напряжений. Из-за этого осп досок правой
я левой половины фермочки задаются с переломом в
середине пролета, что влечет за собой необходимость
подтески перепускаемых через середину пролета досок
.и кроме того затрудняет устройство стыков.
* См. «Конструктивный строительный подъем».
В) Треугольные сближенные фермы
При сближенной расстановке треугольных стро¬
пильных ферм, когда расстояние между ними
составляет 1,5—2 му имеет смысл обходиться
без прогонов, укладывая кровельную обрешетку
непосредственно на верхний пояс фермы.
Однако за счет экономии на прогонах прихо¬
дится увеличивать сечение верхнего пояса, вос¬
принимающего кроме продольной силы еще и
изгибающий момент от местной нагрузки. В
фермах обычной системы при большой длине
панели влияние местной нагрузки становится
весьма заметным, а иногда и 'преобладающим.
Поэтому приходится уменьшать длину панели
введением шпренгелей или сгущением решетки.
Фиг. 13. Схема треугольной фермы
с неравными панелями
Анализ работы треугольных ферм с раскос¬
ной или треугольной решеткой показывает,
что усилия в поясах этих ферм увеличиваются
от середины пролета к опорам. Из конструктив*
ных соображений сечение поясов обычно сохра¬
няется постоянным по всей длине фермы, по¬
этому в панелях у середины пролета сечение имеет
неиспольз} емые запасы.
Наиболее экономичными получаются тре¬
угольные фермы с м.(стлой загрузкой поясов·
в том случае, когда длина панелей назначается
переменной — уменьшающейся от середины про¬
лета к опорам.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
251
На фиг. 13 представлена схема фермы 1 пере¬
крытия тракторных мастерских пролетом l =
= 10 м. Ферма имеет шесть панелей по верхнему
поясу и семь по нижнему. Размеры панелей
Присоединение растянутых раскосов к поясам
(фиг. 15—17) производится аналогично опор¬
ному узлу. Сжатые раскосы упираются в кромки
растянутых раскосов простым лобовым упором.
Фиг. 15. Узел и стык нижнего пояса фермы
(к фиг. 13)
подобраны таким образом, чтобы суммарное
напряжение от продольных сил и изгибающих
моментов во Есех панелях как верхнего, так
и нижнего поясов было близко к допускаемому,
т. е. так, чтобы все панели в расчетном отноше¬
нии были равнопрочны. Фермы, поставленные
через 1,6 ле, несут по верхнему поясу нагрузку
от железной кровли и снега, по нижнему — под¬
шивной оштукатуренный потолок с тяжелой
глино-соломенной изоляцией.
Благодаря сближению поясов треугольной фер¬
мы от середины пролета к опорам уменьшение
в том же направлении длины панелей не только
не ухудшает схемы фермы, но даже, наоборот,
улучшает ее, так как раскосы становятся менее
пологими по отношению к поясам. Кроме того
ввиду малой длины элементов решетки у опоры
уменьшение панели не вызывает значительного
расхода на самую решетку. В результате, несмотря
на местную нагрузку обоих поясов, коэфициент
собственного веса фермы не превосходит четырех,
т. е. низшего предела для обычных треугольных
ферм.
Следует отметить некоторые детали этой фермы
(фиг. 14—17).
Все соединения элементов спроектированы на .
гвоздях. Пояса состоят из двух досок 30 х 200 мм
(фиг. 14). Верхнему поясу для повышения жест¬
кости придано замкнутое коробчатое сечение
путем помещения в зазор между поясными
досками прокладок 3 х 5 см (фиг. 14).
Благодаря малой толщине досок и пологости
угла между поясами (19°) опорный узел удалось
выполнить в виде обычного гвоздевого соедине¬
ния (фиг. 14).
Разметка гвоздевого забоя в узлах фермы
(фиг. 14—17), вполне соответствующая обычному
гвоздевому забою по § 174 ТУ и Н, ориентирова¬
на по диагоналям параллелограма, образован¬
ного пересекающимися досками. Преимущество
предлагаемой сетки заключается, во-первых, в ее
ортогональности, а, во-вторых, в том, что в
каждом сетчатом пересечении обязательно рас¬
полагается гвоздь, тогда как в обычной косо¬
угольной сетке большинство пересечений оказы¬
вается свободным от гвоздей.
1 Ферма спроектирована автором.
Углы между сжатыми раскосами и нормалью
к их опорным площадкам нигде не превосходят
угла трения дерева по дереву. Все же правиль-
Фиг. 16. Узел верхнего пояса фермы
(к фиг. 13)
ность положения раскосов кроме чисто мон¬
тажных гвоздей, соединяющих раскосы с поя¬
сами, обеспечивается накладками сжатых рас-
Фиг. 17. Коньковый узел фермы (к фиг. 13)
косов, приторцованными к поясам (фиг. 15 и
16), и прокладками верхнего пояса, приторцо¬
ванными к кромкам сжатых раскосов (фиг. 16).
252
В. Г. ПИСЧИКОВ
Раздвинутый стык нижнего пояса (фиг. 15)
осуществляется по обычному типу на гвоздях.
Стык верхнего пояса в виде торцевого упора
перекрыт накладками, имеющими чисто мон¬
тажное назначение. Поперечная сила в узле,
могущая возникнуть при односторонней снего¬
вой нагрузке, полностью воспринимается сила¬
ми трения, возникающими при сжатии торцов.
обеспечивают плотности швов ввиду того, что
затяжкой болта невозможно уплотнить швы
гвоздевого соединения и необходимо добивать
-£-1280
Фиг. 18. Схема треугольной фермы
с местной нагрузкой по верхнему
поясу
Для уменьшения влияния эксцентриситета в
прикреплении раскосов в коньковом узле, со¬
здающего добавочное напряжение от изгиба в
средних панелях верхнего пояса, применена
подрезка торцевого упора сверху (фиг. 17),
понижающая центр тяжести торцевой упорной
площадки.
Учитывая тонкость примененных досок и
частоту гвоздевого забоя, соединяющего пояс¬
ные доски, автор спроектировал все гвоздевые
соединения этой фермы без стяжных болтов.
Целесообразность такого отклонения от обычной
конструкции подтверждается следующими сообра¬
жениями.
При усушке поясных досок толщиной 3 см
(при переходе древесины из полусухого
в воздушно-сухое состояние) в швах пакета
могут возникнуть щели толщиной 0,3—0,6 мм
(§ 5 ТУ и Н), наличие каковых не может однако
сильно сказаться на работе симметричных гвоз¬
девых соединений этой фермы. С другой стороны,
стяжные болты при гвоздевых соединениях не
Фиг. 20. Коньковый узел фермы (к фиг. 18)
гвозди молотком, что с таким же успехом может
быть сделано и при отсутствии стяжных болтов.
Решающее значение в этом вопросе должно
иметь то обстоятельство, что наибольшая тол¬
щина пакета в этой ферме (всего 150 мм)
полностью пробивается гвоздем.
Применение замкнутого коробчатого
сечения для верхнего пояса фермы на
первый взгляд не вызывается необходи¬
мостью ввиду наличия обрешетки, пре¬
дохраняющей верхний пояс от выпучи¬
вания из плоскости фермы, однако тон¬
кость примененного сортамента (3 х 20 см)
потребовала добавочного усиления ниж¬
ней кромки пояса посредством связи по¬
ясных досок гвоздями через прокладку;
по верхней кромке пояса прокладка при¬
менена для упрощения и увеличения на¬
дежности соединения обрешетки с поя¬
сом.
Несмотря на добавочный расход гвоз¬
дей, поставленных для увеличения жест¬
кости верхнего пояса и жесткости узло¬
вых сопряжений, общий расход металла
на ферму сравнительно невелик и не
достигает 4% от веса древесины.
Ферма покрытия мельницы Щуров-
ского цементного завода (фиг. 18—22)
(спроектирована Цемпроектом) также
представляет собою треугольную ферму
с нагрузкой по верхнему поясу.
Фермы пролетом 12,8 м, поставлен¬
ные через 2,5 м, имеют четыре панели
по верхнему поясу и три по нижнему,
являясь по схеме несколько искаженными фер¬
мами Полоноо. Верхний пояс образован одним
брусом 7,5 X 22 см, нижний пояс в средней
панели аналогичен верхнему, в крайних же па¬
нелях состоит из двух досок 3,75 X 22 см.
Опорный узел (фиг. 19) решен биссектрисным
торцевым упором верхнего пояса в прокладку,
соединенную на гвоздях непосредственно с дос¬
ками нижнего пояса. Клинчатая прокладка
в этом узле должна воспрепятствовать возмож¬
ному сдвигу сопряжения поясов и кроме того
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
253
улучшить прикрепление к нижнему поясу мон¬
тажной подкладки, фиксирующей установку фер¬
мы на мауерлате.
Коньковый узел имеет взаимную врубку поя¬
сов вполдерева и эксцентричное прикрепление
раскосов с помощью болта и гвоздей (фиг. 20).
Промежуточные узлы верхнего и нижнего
поясов (фиг. 21 и 22) образованы упором сжатой
стойки в кромку поясных брусьев с дополнитель-
Фпг. 21. Узел и стык нижнего пояса фермы (к фиг. 18)
Фиг. 22. Узел верхнего пояса фермы (к фиг. 18)
ным креплением стойки к поясам при помощи
узловых болтов и парных накладок. Растяну¬
тый раскос присоединен к нижнему поясу (из
одного бруса) непосредственным креплением на
гвоздях.
Следует отметить, что примененные здесь
гвозди 6 X 175 мм, рассчитанные на загиба¬
ние концов, нежелательны, так как при этой
операции легко можно расколоть тонкие полутора¬
дюймовые доски. Лучше обойтись без загиба¬
ния концов, применяя взамен этого стяжные
болты, или же не ставить и болтов по причинам,
приведенным выше.
Коэфициент собственного веса фермы соста¬
вляет 6,5, т. е. значительно превосходит коэфи-
циент предыдущей фермы. Расход металла, со¬
ставляющий 2,5% от веса древесины, эквивален¬
тен расходу металла на первую ферму.
2. Треугольные фермы с нагрузкой в узлах
1) Треугольные фермы с нисходящими рас¬
косами
Ферма, построенная по схеме фиг. 23, харак¬
теризуется тем, что все стойки ее растянуты,
раскосы же сжаты независимо от расположения
нагрузки на ферме. Характеризующее треуголь¬
ные фермы постоянство знака усилия в элемен¬
тах решетки позволяет применять весьма раз¬
нообразные узловые сопряжения.
Фиг. 23. Схема треугольной фермы с нисходящими рас¬
косами
а) Промежуточные узлы ферм с
нисходящими раскосами
Наиболее простая конструкция узлов полу¬
чается при стойках из круглого болтового железа
и поясах из бревен (фиг. 24). В этом случае
усилие от тяжа передается поясу посредством
плоской шайбы и гайки, а присоединение рас¬
коса осуществляется обычно простым лобовым
зубом. Упорная площадка раскоса должна быть
Фиг. 24. Нормальный узел Фиг. 25. Допустимая форма
бревенчатой фермы узла бревенчатой фермы
центрирована по геометрической схеме фермы
(фиг. 24), самые же раскосы могут и не совпадать
своей осью с геометрической схемой фермы
(фиг. 25). Эксцентричное сжатие раскоса не
представляет опасности ввиду запасов, обычно
имеющих место в сече¬
нии раскосов, размеры
каковых определяются
прочностью конструкции
узлов фермы. Сопряже¬
ния по фиг. 25 имеют по
сравнению с сопряжени¬
ями по фиг. 24 то пре¬
имущество, что контуры
врубок лучше совпа¬
дают — это желательно
также с архитектурной
точки зрения, особенно в том случае, когда диа¬
метры раскоса и пояса мало разнятся по ве¬
личине.
Конструкция узла по фиг. 26, нередко к сожа¬
лению встречающаяся в проектах, страдает су¬
щественными недостатками. Усилие в раскосе
Фиг. 26. Недопустимая
форма узла бревенчатой
фермы
254
В. Г. ПИСЧИКОВ
не может быть передано обеими плоскостями
врубки ввиду неизбежной щели, возникающей
по* длинной стороне соприкосновения бревен
вследствие усушки древесины. Фактически уси¬
лие всегда будет передаваться только одной
перпендикулярной к раскосу площадкой врубки,
что создает значительный эксцентриситет, вы¬
зывающий добавочные напряжения в нижнем
поясе фермы.
Промежуточные узлы таких ферм из досок
могут быть сконструированы по фиг. 24, 25 или же
(при желании избегнуть значительного несиммет-
Фиг. 27. Трехлобовое угловое сопряжение с вкла¬
дышами
ричного ослабления поясов лобовой врубкой) — по
фиг. 27 при помощи вкладышей и трехлобового со¬
пряжения. В таких сопряжениях металлические
тяжи, назначаемые при мощных поясах парны¬
ми, либо пропускаются через прокладки или же
поясные доски либо выпускаются за габарит
поясов и передают усилие на вкладыши при
помощи горизонтальных деревянных или же
металлических коротышей. Поясные вкладыши,
имеющие направление волокон вдоль пояса,
Фиг. 28. Неправильное узловое
сопряжение
прикрепляются к поясным доскам гвоздями,
болтовыми или же трубчатыми нагелями. Се¬
чения раскосов назначаются соответственно за¬
зорам между ветвями поясов.
Соединения этого типа являются достаточно
надежными и простыми в исполнении, однако
требуют точной по шаблону обрезки торцов
раскосов и вкладышей, позволяющей избегнуть
подтески опорных поверхностей на месте сборки
фермы.
Треугольные фермы с раскосами из круглого
железа являются надежными конструкциями;
они позволяют в случае надобности устранить
провисание перекрытия подъемом его на домкра¬
тах и подтягиванием гаек у тяжей. Однако боль¬
шой расход металла, составляющий в этих
фермах до 20% от веса древесины, вынуждает
в ряде случаев отказаться от применения метал¬
лических тяжей и перейти на деревянные растя¬
нутые стойки. В этом случае промежуточные
узлы могут быть сконструированы по одному
из следующих способов.
а) Если ферма спроектирована из тонкого
сортамента досок, то стойки могут быть прикреп¬
лены к поясу непосредственно гвоздями или же
нагелями (фиг. 28). Сжатые раскосы брусчатого
сечения могут быть присоединены непосредствен¬
ным упором в кромки поясов и стоек. Подобное
сопряжение получается удачным только в тех
случаях, когда угол между раскосом и стойкой
заключается в пределах от 90 до 70° (фиг. 15
и 16). При более острых углах, как например
в узле по фиг. 28, усилие раскоса передается
двумя площадками аЪ и cd, причем передающиеся
через эти площадки составляющие усилия в
раскосе создают дополнительные изгибающие
моменты как в стойке, так и в поясе. При опре¬
делении расчетных напряжений в элементах фер¬
мы добавочные напряжения от изгиба должны
быть обязательно учтены.
Фиг. 29. Трехлобовое узловое сопряжение
при деревянных растянутых стойках
Примеры таких узлов (фиг. 26 и 28) показы¬
вают, что не всегда центрировка осей элементов
фермы избавляет от дополнительных напряже¬
ний изгиба.
б) Довольно удачным узловым сопряжением
является трехлобовая врубка аналогично врубке
на фиг. 27, но при деревянных стойках. В этом
случае расстояние между ветвями поясов уве¬
личивают (фиг. 29) настолько, чтобы в зазор
между поясами проходили двойные раскосы
и одинарные стойки.
В плоскости досок раскосов располагаются
одинаковой с ними толщины парные прокладки
по оси пояса и по оси раскоса. Накладки и про¬
кладки крепятся к стойке и поясу гвоздями,
нагелями или кольцевыми шпонками. Иногда
стойки делают из брусьев, в которых выбирают
соответствующие пазы для помещения концов
раскосов и поясных прокладок. В этом случае
отпадает необходимость в применении гвоздей,
соединяющих стойки со своими накладками,
и кроме того хвост стойки, выходящий из очер¬
тания фермы, становится значительно короче.
Для узлов верхнего пояса такая врубка не¬
удобна тем, что* из-за длинного конца стойки
затрудняется центральное положение прогона,
который приходится смещать и устанавливать
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
25 &
рядом со стойкой так, как это показано на фиг. 30.
Вместо трсхбиссектрисной врубки здесь целе¬
сообразнее применить трехлобовую врубку по
фиг. 30, где упорная плоскость раскоса перпен¬
дикулярна к его оси. Такая врубка не только
упрощает обработку концов раскосов, но и
лѵчше обеспечивает передачу усилия от прогона
через пояс фермы на раскос. Смещенный прогон
следует всегда располагать с той стороны стойки,
где находятся упорные прокладки пояса (фиг. 30).
Фиг. 30. Трехлобовое сопряжение ■
при наличии смещенного прогона
Если расположить прогон с другой стороны
стойки, то при передаче усилия от прогона на
раскос поясные прокладки должны будут вос¬
принять значительные скручивающие моменты,
на которые нагельное соединение прокладок
с поясом не рассчитано.
8
I
где Р нагрузка от прогона;
е — эксцентриситет прогона относительно
центра узла;
W — момент сопротивления сечения пояса,
в) Узел получается еще проще, если приме¬
няются зубчатые или гладкие кольцевые шпонки.
Ввиду сравнительно небольшой величины уси¬
лия для прикрепления элементов решетки сдает¬
ся обойтись парой колец. Как и в рассмотренном
случае, решетка пропускается в зазор между
досками поясов (фиг. 31). Стойка соединяется
парой колец с раскосом, раскос — двумя коль¬
цами с поясом.
Фиг. 32. Нормалыіый узел нижнего
пояса при сопряжении ножничной
врубкой
г) Промежуточные уэлы треугольных ферм
могут быть осуществлены также с помощью
ножничных врубок. В этом случае стойки дела¬
ются из брусьев толщиной, равной зазору между
поясными досками (фиг. 32). Сжатые раскосы
выполняются из парных досок, расстояние между
осями которых принимается обычно равным
толщине стойки. Ножничная врубка получает¬
ся, как известно, путем врубания раскосов
на половину толщины доски в пояс и на половину
в стойку (фиг. 33). В том случае, если узел сво~
Фиг. 33. Аксонометрия узла ниж¬
него пояса на ножничных врубках
Фиг. 31. Нормальный узел при кольцевых со¬
пряжениях
Следует иметь в виду, что при смещенном
положении прогона неизбежно возникают изги¬
бающие моменты как в поясе, так и в элементах
решетки. Эти моменты должны учитываться
при определении расчетных напряжений; для
простоты расчета можно полагать, что момент
полностью воспринимается одним лишь поясом,
распределяясь поровну вправо и влево от уэла,
т. е. считать, что дополнительное напряжение
в поясе возле уела равно:
боден от местной нагрузки, площадки врубкиг.
передающие давление, делаются перпендику¬
лярными к осям пояса и стойки, как на фиг. 32
и 33, где изображен нижний пояс треугольной
фермы без подвесного потолка.
При наличии в узле прогона последний уста¬
навливается обычно не на стойку, а на пояс
(фиг. 34), вследствие чего площадка, переда¬
ющая давление от раскоса на пояс, делается
наклонной к оси пояса (фиг. 34 и 35). Угол на¬
клона площадки назначается таким образом ,
чтобы нормаль к площадке совпадала с направ¬
лением равнодействующей реакции прогона
и усилий в раскосе и стойке.
Чтобы избежать эксцентричного давления на
узел прогона, последний нередко делают пар*
256
В. Г. ПИСЧИКОВ
ным (фиг. 34). Нужно однако иметь в виду,
что и в этом случае в поясе фермы возникают
дополнительные напряжения от изгиба. Каждый
из парных прогонов вызывает в верхнем поясе
изгибающий момент одного и того же 8нака,
определяемый с достаточной степенью точности
по формуле:
М = 4 е, (9)
где ——давление
z
от каждого из прогонов;
е — расстояние от прогона до оси узла.
Фиг. 34. Нормальный узел верхнего пояса на ножнич¬
ных врубках при наличии смещенных прогонов
Выражение (9) вполне соответствует приве¬
денному выше выражению (8) для определения
влияния внецентренности прогона; это позволяет
сделать заключение, что в отношении дополни¬
тельных напряжений в поясах фермы симмет¬
ричное расположение прогона не имеет пре¬
имуществ по сравнению с односторонним распо¬
ложением. При одностороннем расположении
Фиг. 35. Аксонометрия узла
(к фиг. 34)
прогон почти всегда можно выполнить неразрез
ным, спаренным из двух досок, что не только
дает экономию на самих прогонах, но и значи¬
тельно увеличивает жесткость кровли. При двой¬
ных прогонах по фиг. 34 осуществление каждого
из прогонов из двух досок возможно только
при большой панели фермы, большом расстоянии
между фермами и не слишком легкой нагрузке,
б) Опорные узлы треугольных
ферм с нисходящими раскосами
В фермах из круглого леса опорные узлы
делаются обычно в виде одинарного лобового
зуба по типу фиг. 24—25 или в виде двойного
лобового зуба (фиг. 36).
При проектировании одинарного лобового зуба
как указывалось выше, необходимо центрировать
опорные площадки врубок по геометрической сетке
фермы. При конструировании узла по фиг. 25 ось
верхнего пояса не совпадает с геометрической осью
фермы в пределах опорной панели, в результате
чего расчетная схема треугольной фермы получает
излом. Этот излом весьма нежелателен, так как,
с одной стороны, затрудняет конструирование’,
а с другой, — вызывает в верхнем поясе фермы
значительные изгибающие моменты вследствие
его эксцентричного нагружения, поэтому кон¬
струкция опорного узла по фиг. 25 может быть
допущена только при наличии в сечении верх¬
него пояса больших запасов при небольшом
пролете и в слабо нагруженных фермах.
Конструкция опорного узла по фиг. 24 может
быть применена также только при наличии боль¬
ших запасов и при слабом использовании сече¬
ния поясов. Глубину врубки лобовым зубом
желательно делать не более, чем на 0,3 d, где
d — диаметр бревна. Эта глубина ограничивает
пределы применения одинарного лобового зуба
для опорного узла фермы.
Фиг.-36. Опорный узел с
двойным лобовым зубом
Обычно выполнить опорный узел одинарным
зубом не удается и приходится применять двой¬
ной лобовой зуб. Конструируя двойной эуб
по фиг. 36, следует стремиться к тому, чтобы
суммарный центр тяжести площадок сжатия
совпал с осью верхнего пояса. Это условие будет
в достаточной мере соблюдено, если обе площад¬
ки врубки, передающие нагрузку, будут, иметь
одинаковую площадь соприкосновения верхнего
пояса с нижним. При этом принимается, как
об этом уже говорилось выше, что третья пло¬
щадка соприкосновения поясов, расположенная
под весьма острым углом к осям поясов, не рабо¬
тает, т. е. не передает усилий.
Для получения равных площадей врубок не¬
обходимо глубину hi врубки крайнего зуба,
расположенного над центром опоры, сделать
меньше глубины h2 врубки второго зуба. Это
ясно видно из деталей на фиг. 36, откуда можно
усмотреть, что при равных диаметрах поясов
площадь сегмента в зубе с высотой Д2 использо¬
вана не полностью, в зубе же с высотой Л, —
полностью. Самый расчет необходимых разме¬
ров врубки значительно облегчается при нали¬
чии таблиц площадей сегментов в функции
от диаметра бревна и глубины врубки.
Недостатками двойного зуба являются не¬
сколько увеличенное ослабление нижнего пояса
и известная трудность приторцовки врубки ввиду
необходимости получения одновременного и оди-
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
257
наново плотного соприкасания площадок обоих
8УОба'эти недостатка в известной мере могут
быть устранены путем применения лобовой вруб¬
ки с вкладышем согласно фиг. 37.
Вкладыш изготовляется из обрезка сосновой
доски и устанавливается волокнами параллель¬
но волокнам верхнего пояса. Глубина врубки
обоих зубьев одинакова, оба сегмента нижнего
пояса используются полностью. Пло¬
щадки врубок можно назначить по бис¬
сектрисе угла между поясами, однако
значительно проще и, повидимому, без
для размещения необходимого числа гвоздей
нехватает места, сопряжение может быть выпол¬
нено на нагелях из круглого железа, размеща¬
ющихся более компактно.
Если один пояс фермы имеет при этом на одну
доску меньше, чем другой, причем зазоры одного
пояса соответствуют доскам другого (фиг. 2—3),
непосредственное соединение поясов на гвоздях
болтовых или трубчатых нагелях, гладких или
Фиг. 37. Опорный узел на
лобовой врубке с вклады¬
шем
Фиг. 38. Опорный узел со
щековой врубкой
всякого ущерба для прочности врубки можно на¬
значить площадки сжатия ортогонально к верх¬
нему поясу фермы.
Наличие вкладыша несколько облегчает при¬
гонку упорных площадок, однако требует столь
же тщательных и аккуратных работ, как и обыч¬
ная врубка без вкладыша (фиг. 36).
В бревенчатых фермах как для промежуточ¬
ных, так и для опорных узлов возможно также
применение щековых врубок.
Щековая врубка по фиг. 38 имеет два упорных
сегмента, расположенных в одной плоскости,
проходящей через центр узла. Направление
упорных площадок может быть назначено как
по биссектрисе, так и по нормали к верхнему
или нижнему поясу. Необходимость применения
для изготовления этой врубки долота не должна
смущать проектировщика, так как обработка
рабочих плоскостей производится, как обычно,
пилой, долото же требуется только для выка¬
лывания щек в нижнем поясе и косого выруба¬
ния гнезда в верхнем поясе при готовых уже
пропилах боковых поверхностей врубки, что
значительно облегчает и упрощает работу.
Большим преимуществом щековой врубки по
сравнению с двойным лобовым зубом является
симметричное ослабление нижнего пояса, мало
понижающее его момент сопротивления относи¬
тельно горизонтальной оси.
В фермах из досок опорный узел может быть
законструирован по одному из следующих ти¬
пов.
а) Если пояса фермы составлены из тонких
досок и опорный узел достаточно острый, соеди¬
нение поясов может быть осуществлено на гвоз¬
дях по типу фиг. 2 и 14. В тех случаях, когда
Деревянные конструкции
зубчатых кольцевых шпонках (фиг. 39) дает
наиболее компактное, экономичное и простое
решение.
б) Во всех наиболее часто встречающихся
случаях, когда в промежуточных узлах фермы
элементы сопрягаются на вкладышах, кольце-
Фиг. 40. Опорный узел с вкладышем на нагелях
вых шпонках или ножничных врубках (фиг.
27—35), универсальным опорным узлом являет¬
ся узел с упорным вкладышем из сосны или дуба.
В опорном узле по фиг. 40 применено биссек-
трисное сопряжение вкладышей с верхним поя¬
сом и соединение вкладышей с нижним поясом
при помощи трубчатых нагелей.
17
258
В. Г. писчиков
В опорном узле по фиг. 41 соединение вклады¬
шей с нижним поясом осуществлено с помощью
поставленных в шахматном порядке гладких
кольцевых шпонок. При шахматном располо¬
жении шпонок меньше ослабляется сечение со¬
единяемых элементов, но зато удлиняется хвосто-
Фиг. 41. Опорный узел с вкладышами на кольцевых шпонках
вая часть фермы, что заставляет в ряде случаев
переходить на более компактное сопряжение
на щековых врубках. Кроме того гладкие
кольцевые шпонки нежелательны здесь вслед¬
ствие недостаточной их надежности.
в) На фиг. 42 показан опорный узел на щеко¬
вых врубках при трехбиссектрисном сопряже¬
нии элементов и при несколько сдвинутом стыке
нижнего пояса. Сдвижка
стыка в ряде случаев бывает
полезна для более удачного
размещения стыков по всей
длине нижнего пояса.
Трехбиссектрисное сопря¬
жение элементов нередко
применяется вместо просто¬
го биссектрисного, так как'
по рекомендуемому ТУ и Н
способу расчета трехоиссек-
трисную врубку удается
спроектировать с относи¬
тельно меньшими напряже¬
ниями, чем они получаются
при биссектрисной врубке
тех же элементов. Сопря¬
жение, ортогональное к
верхнему поясу, дает в этом
случае еще более высокие
напряжения смятия. В опор¬
ных узлах с вкладышами
при сильно напряженных
и хорошо использованных
поясах приходится при ор¬
тогональной, а иногда и бис¬
сектрисной врубках применять вкладыши из
дуба. В опорных узлах на щековых врубках
ввиду сравнительно большого расхода дерева
па накладки и прокладки последние исполня¬
ются исключительно из древесины хвойных
биссектрисное сопряжение является вполне есте-
ственным.
Ввиду условности обычных методов расчета
врубок "преимущество трехбиссектрисного сопря¬
жения довольно сомнительно, изготовление же
такой врубки весьма сложно.
В применении к опорному уЗЛѵ
трехбиссектрнсная врубка По
фиг. 42 имеет еще тот недостаток
что неизбежный в стропильных
фермах распор, возникающий
вследствие отсутствия Катковых
опор и не учитываемый обычно
в расчетах, значительно ухудшает
распределение напряжений между
опорными плоскостями врубки и
тем самым сводит на-нет един¬
ственное преимущество этого со¬
пряжения.
Длина «хвоста» при щековых
врубках меньше, чем при опор¬
ных узлах с вкладышами, но все
же достаточно велика. Для умень¬
шения ее не следует однако по¬
вышать допускаемого напряже¬
ния на скалывание выше, чем до
8 mjcM2, лучше увеличивать ши¬
рину скалывающейся площадки
подобно тому, кцк это сделано
в узле по фиг. 42.
г) Следует упомянуть еще об
одном способе сокращения длины
хвоста опорного узла. Если соединение эле¬
ментов относится к числу «податливых» (на¬
пример если элементы соединяются гвоздями,
тонкими болтовыми нагелями или зубчато¬
кольцевыми шпонками), то можно применить
комбинированное соединение, в котором часть
усилия верхнего пояса передается на нижний
непосредственно, а часть — через вкладыш,
пород; поэтому в этих случаях переход на трех-
Фиг. 42. Опорпый узел при трехбиссектриснсш сопряжении .на шековых врубка*
сопрягаемый с верхним поясом, по биссектрисе
или ортогонально.
Такое сопряжение на зубчато-кольцевых шпон¬
ках показано на фиг. 43. Само собою разумеется,
что приторцовка вкладыша к верхнему поясу
должна быть при этом возможно более тщатель-
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
ной; если в случае неудачной запрессовки зуб¬
чато-кольцевых шпонок между вкладышем и
торцом верхнего пояса может образоваться щель,
опорный узел по фиг. 43 приходится исправлять
введением в образовавшиеся щели соответствен¬
ной толщины металлических (обмазанных анти¬
септиком) прокладок. Применение узла по типу
фиг. 43 менее рискованно при соединении эле¬
ментов на гвоздях или нагелях и никак не мо¬
жет быть допущено в случае применения гладких
кольцевых шпонок.
Фиг. 43. Опорный узел на зубчато¬
кольцевых шпонках
д) Наиболее компактные опорные узлы с хвос¬
тами минимальной длины получаются при при¬
менении металлических тяжей, передающих уси¬
лие с верхнего пояса на нижний.
Два таких узла с вертикальной осью изгиба
хомутов приведены в примере сегментной фермы
в§ 220 ТУиН. Недостатком этих узлов, идея
которых заимствована из американской строи¬
тельной практики, является необходимость свер¬
ловки дыр для болтов и нагелей сразу через
весь пакет досок и металлических листов. Раздель¬
ная же сверловка дыр в металле и дереве, как по¬
казала практика, даже при самом тщательном
выполнении их дает значительное несовпадение
центров отверстий, что резко снижает запас
прочности узла ввиду неравномерности работы
нагелей.
ся сопряжение, ортогональное к верхнему поясѵ
(фиг. 44). Упорные вкладыши следует делать
из дуба с направлением волокон вдоль нижнего
пояса фермы. Обычно упорные вкладыши за не¬
достатком дуба изготовляются из сосны, что
нередко сопряжено с большим перенапряжением
вкладыша на смятие. Хотя это перенапряжение
и не вызывает преждевременного разрушения
фермы, оно все же нежелательно ввиду увели¬
чения осадки конструкции.
Чтобы передать давление от фермы на опорную
подушку, вкладыши должны иметь внизу доста¬
точно широкую площадку. Для этого толщину
их следует делать вдвое больше толщины пояс¬
ных досок, с тем чтобы каждый упорный вкла¬
дыш касался соседнего вкладыша. Натяжные
болты пропускаются через упорные вкладыши
в канавках глубиной, равной половине диаметра
тяжа.
Усилие нижнего пояса передается на тяжи де¬
ревянными накладками, прокладками и болто¬
выми нагелями. Для пропуска натяжных болтов
через накладки и прокладки последние состав¬
ляются из двух досок, в каждой из которых де¬
лается канавка для тяжа глубиной, равной поло¬
вине диаметра тяжа.
По концам тяжа должны быть поставлены до¬
статочно мощные шайбы. Последнее относится
также и к сопряжению тяжей со швеллером, осо¬
бенно в сегментных фермах (с многослойным
верхним поясом). Но и в треугольных фермах
ввиду недостаточной жесткости стенки швеллера
шайбы под гайками болтов являются далеко не
лишними, способствуя лучшему распределению
напряжений смятия по обеим плоскостям упор¬
ного вкладыша.
Ввиду необходимости изготовления накладок
и прокладок из тонких досок количество стяж¬
ных болтов в узле по сравнению с обычными на-
Разрез по 0-6
Нс
Jc
г
- С
cLjc
Фиг. 44. Опорный узел с натяжными болтами
Фиг. 45. Опорный узел с хомутами
из круглого железа
Второй недостаток указанных узлов — препят¬
ствие металлических листов усушке дерева,
вызывающее опасное растрескивание древесины
по линии нагелей, — может быть устранен вы¬
полнением хомутов из полосового желеэа и
установкой их с небольшими зазорами.
В практике строительства сегментных ферм
в СССР получил большое распространение опор¬
ный узел по фиг. 44 с натяжными болтами. Яв¬
ляясь надежным и нетрудным в исполнении,
этот узел может найти применение в фермах
любого очертания, в том числе и в треугольных
фермах.
Сопряжение элементов в узле этого типа мо¬
жет быть осуществлено как биссектрисной, так
и трехбиссектрисной врубкой, как на фиг. 40
и 46. Наиболее простым и рациональным являет-
гельными стыками должно быть увеличено и до¬
ведено до 40—50% от числа отверстий.
Недостатками опорного узла описанного типа
являются необходимость канавок в накладках
и прокладках, повышенный расход металла на
стяжные болты и довольно большая конструк¬
тивная длина узла вследствие размещения наге¬
лей не более чем в два ряда, что иногда затрудняет
прикрепление к нижнему поясу первой от узла
стойки в фермах с восходящим первым раскосом.
Указанные недостатки устранены в опорном узле,
представленном на фиг. 45; хомуты из болтового
железа огибают накладки и прокладки, передавая
на них усилие изогнутыми подкладками из поло¬
сового железа.
Сопряжение тяжа со шзеллером произподится
с помощью клинчатых шайб. В местах перегиба
17*
260
В. Г. ПИ сч И КОВ
тяжей устанавливаются подкладки, изогнутые
из полосового железа. Сами тяжи проектируются
обычно с осаженными концами при полном ис¬
пользовании допускаемого напряжения на всей
дли te тяжа.
Известное усложнение конструкции, вызывае¬
мое переломом тяжа в узле, может быть устра¬
нено применением швеллера увеличенной высоты
и конструированием узла по фиг. 46. Однако
Фиг. 46. Опорный узел с хомутами из полосового
железа
в результате утяжеления швеллера и применения
под гайками тяжей достаточно мощных шайб-
реборд, необходимых для усиления легко изги¬
бающейся тонкой стенки швеллера, расход ме¬
талла при этом значительно повысится.
В узле на фиг. 46 тяжи показаны из полосового
железа, что избавляет от необходимости примене-
Фиг. 47. Опорный узел со сварными
хомутами из полосового железа
ния подкладок для передачи усилия от тяжей
на торцы накладок и прокладок. Однако отковка
концов такого тяжа для нарезки является рабо¬
той, еще более трудоемкой, чем осаживание
концов хомута в узле по фиг. 45.
превосходит 50 кг/см2, то упорный вкладыш мо¬
жет быть осуществлен в виде дубового лежня
(фиг. 47), непосредственно охватываемого кольце¬
выми хомутами. Клинья К, закладываемые в
зазор между торцами прокладок и упорным леж¬
нем, служат для натяжения хомутов в процессе
сборки фермы.
Если пб]утто в одном из поясов фермы превос¬
ходит 50 кг,см2, опорный узел может быть осуще¬
ствлен по фиг. 48, где направление волокон ду¬
бовых или сосновых вкладышей совпадает с на¬
правлением волокон нижнего пояса фермы.
Усилие кольцевых хомутов передается здесь на
упорные вкладыши через изогнутый металлический
лист толщиной 3—5 мм, являющийся обоймой
для упорных вкладышей. Вкладыши могут быть
при этом, если позволяют размеры узла, выпол¬
нены из одного куска дерева, но с таким же
успехом число вкладышей может быть сделано
равным числу ветвей верхнего пояса фермы.
Клинья, так же как и в узле по фиг. 47, слу¬
жат для натягивания хомутов при сборке фермы
с целью получения достаточно плотного сопряже¬
ния всех элементов узла.
в) Коньковые узлы треугольных
ферм с нисходящими раскосами
В фермах из круглого леса коньковый узел
образуется простым торцевым сопряжением верх¬
них поясов фермы (фиг. 49). Усилие от тяжа по-
редается на пояса посредством гайки и шайбы.
Фиг. 49. Коньковый узел
бревенчатой фермы
Боковые накладки, соединяемые парой болтов,
играют роль монтажного скрепления, необхо¬
димого во всех конструкциях конькового узла.
Если промежуточные узлы фермы образованы
с помощью упорных прокладок по типу фиг.
27, то коньковый узел устраивается аналогичной
конструкции согласно фиг. 50. Здесь сопряжение
^ ИонькобыО прогон ^
/тШ7 //==гэ?
Лг/л/лА /====^у
Фиг. 48. Иной тип опорного узла Фиг. 50. Коньковый узел с трехбиссектрисным сопряжением на
со сварными хомутами из полосо- вкладышах
вого железа
Применение полосового железа для хомутов
вполне оправдывается, если узел осуществляется
по фиг. 47 и 48.
В этом случае концы хомута склепываются или
же свариваются и таким образом получается зам¬
кнутое кольцо. Если гібруттоъ поясах фермы не
элементов аналогично фиг. 27 применено трех-
биссектрисного типа с передачей усилия на ме¬
таллические тяжи с помощью отрезка швеллера.
В тех случаях, когда стойки фермы осущест¬
вляются из дерева и промежуточные узлы приме¬
няются по фиг. 29 или 30, коньковый узел устраи-
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
261
вается по типу фиг. 51, где показано ортогональ¬
ное к стойке сопряжение поясов, легко превра¬
щаемое в случае желания в трехбиссектрисное
сопряжение.
а
Фиг. 51. Коньковый узел с трехлобовым сопряже*
нием при деревянных стойках
Если промежуточные узлы осуществляются на
ножничных врубках (фиг. 32—34), то коньковой
узел разрешается аналогично фиг. 52.
Толщина средней стойки фермы должна быть
больше, чем толщина остальных стоек; пояса
врубаются в стойку трехбиссектрисной или же ор-
Фиг. 52. Коньковый узел фермы на ножничных
врубках
тогональной к стойке щековой врубкой. При слиш¬
ком больших размерах поперечного сечения сред¬
ней стойки последняя может быть составлена из
двух досок.
Если промежуточные узлы фермы осуществля¬
ются на гладких или, что значительно лучше, —
на зубчатых кольцевых шпонках (фиг. 31),
Фиг. 53. Коньковый узел фермы с коль¬
цевыми соединениями
конструирование конькового узла наиболее
просто при двойной средней стойке (фиг. 53),
каждая из досок которой соединяется с
парными прокладками двумя кольцами; проклад¬
ки в свою очередь соединяются кольцами с пояс¬
ными досками. В фермах с крутым верхним поя¬
сом необходимо обеспечить связь между обеими
досками стойки нашивкой накладок на гвоздях
•по типу фиг. 53. В противном случае при одно¬
сторонней нагрузке могут возникнуть значитель¬
ные изгибающие моменты в нижнем поясе у сере¬
дины пролета фермы вследствие передачи здесь
поперечной силы через сечение нижнего пояса.
г) Средние узлы нижнего пояса
в треугольных фермах с нис¬
ходящими раскосами
Главное требование, предъявляемое к средним
узлам треугольных ферм с нисходящими раско¬
сами по типу фиг. 23, заключается в возможности
воспринятия кроме сплошной нагрузки по всему
пролету также и односторонней нагрузки, рас¬
положенной на одной половине пролета фермы.
Фиг. 54. Средний узел ниж¬
него пояса бревенчатой
фермы
При односторонней нагрузке из двух раскосов,
сходящихся в среднем узле, работает только один.
Конструкция узла должна обеспечивать возмож¬
ность передачи усилия с одного из раскосов на
нижний пояс и стойку при условии, что другой
раскос напряжен только частично (одной посто¬
янной нагрузкой) или же для большей надежно¬
сти полагая усилие в нем равным нулю.
Фиг. 55. Средний узел нижнего пояса фермы с метал¬
лическими стойками и сопряжениями на вкладышах
Для ферм из круглого леса наиболее простой
и надежной является конструкция среднего узла
по фиг. 54 с применением сосновой или дубовой
подушки, плотно врезанной в нижний пояс
фермы.
В дощатых фермах с металлическими стойками,
где промежуточные узлы выполнены по фиг.
27, средний узел может быть сконструирован
по фиг. 55. В таком узле горизонтальная состав¬
ляющая усилия в раскосе от односторонней вре¬
менной нагрузки передается на нижний пояс
четырьмя горизонтальными стяжными болтами
и отчасти нагельными срезами двух вертикаль¬
ных тяжей. Последние все же включать в расчет
не следует звиду того, что их участие в работе
Ώ. Г. ПИСЧИКОВ
262
не обеспечено вследствие длительного пути пере¬
дачи усилия со вкладыша на вкладыш.
В фермах с деревянными стойками, имеющих
промежуточные узлы по фиг. 29—30, средний
ѵзел может быть выполнен согласно фиг. 56.
План /раскосы снятыI
w ν' V V V
Фиг. 56. Средний узел нижнего пояса
фермы с деревянными стойками
В этой конструкции горизонтальные нагели,
связывающие раскосы и конец стойки с поясом,
имеют большое значение для передачи на пояс
усилия от односторонней нагрузки. Сопряжение
Фиг. 57. Средний узел нижнего пояса
фермы на ножничных врубках
усилено прокладками, соединенными с поясом
болтами и нагелями. Достоинством узла этого
типа является хорошая центрировка усилий как
при полной, так и при односторонней нагрузке.
Если промежуточные узлы решены на ножнич¬
ных врубках (фиг. 32—34), то средний узел кон¬
струируется соответственно коньковому узлу (фиг.
52) так, как это показано на фиг. 57 и 58. Приме¬
ненное здесь трехбиссектрисиое сопряжение имеет
тот недостаток, что от односторонней нагрузки
напряженный раскос передает свое усилие глав¬
ным образом через нижнюю половину торца.
Верхняя половина торца, поддерживаемая не¬
напряженным раскосом, ке встречает должного
сопротивления и потому должна считаться нера¬
ботающей. Благодаря внецентренному действию
усилия в раскосе в узле возникают дополнитель¬
ные изгибающие моменты, не представляющие
впрочем большой опасности ввиду цаличия при
односторонней нагрузке значительных запасов
в сечении большинства сходящихся в узле эле¬
ментов. Внецентренное сжатие раскоса, испыты¬
вающего полное расчетное усилие, тоже неопасно,
Фиг. 59. Средний узел нижнего пояса
фермы с кольцевыми соединениями
ибо получающийся при этом эксцентриситет не
оказывает существенного влияния на продоль¬
ный изгиб раскоса из плоскости фермы. Более
существенным может оказаться перенапряжение
смятия по площадке опирания раскоса. Расчет¬
ное напряжение по этой площадке следует опре¬
делять при односторонней нагрузке.
Если промежуточные узлы фермы решаются
на гладких или зубчатых кольцевых шпонках
(фиг. 31), то средний узел нижнего пояса в соот¬
ветствии с коньковым узлом по фиг. 53 может
быть сконструирован по фиг. 59. При односторон¬
ней нагрузке в узле такого типа работает только
одна из досок, составляющих стойку. Для вос¬
принятая поперечной силы, возникающей от
односторонней нагрузки, необходима связь меж¬
ду обеими досками (проще всего осуществляемая
гвоздями через долевые нашивки), так как в
кровлях с крутыми скатами поперечная сила
не может быть воспринята торцами верхнего
пояса через посредство сил трения.
2) Треугольные фермы с восходящими раскосами
Фермы с восходящими раскосами (фиг. 60)
встречаются значительно реже, чем фермы с
нисходящими раскосами. Эго объясняется тем,
что прикрепление растянутых элементов в дере-
Фиг. 60. Схема треугольной фермы
с восходящими раскосами
вянных конструкциях значительно труднее, чем
прикрепление сжатых элементов, потому вполне
целесообразно делать растянутыми менее на¬
пряженные элементы решетки, т. е. стойки.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
263
В фермах с восходящими растянутыми рас¬
косами наиболее употребительным типом соеди¬
нений для промежуточных узлов являются глад¬
кие и зубчатые кольцевые шпонки.
Применение гладких кольцевых шпонок для
присоединения мощных ' растянутых раскосов
нежелательно ввиду недостаточной надежности
этих соединений.
Узлы могут быть при этом сконструированы
по одному из следующих основных вариантов.
1. Узлы компануются аналогично узлу на
фиг. 31 при уширенных зазорах между поясными
досками (фиг. 61). Растянутый раскос подбирается
из одной доски и соединяется со стойкой двумя
кольцами.
Стойка, состоящая из двух досок, соединяется
с поясом тоже двумя кольцами. Раскос может
быть усилен дополнительными двумя досками,
накладываемыми на пояс с обеих сторон. В тре¬
угольных фермах, имеющих пояса из двух до¬
сок, в усилении раскоса обычно надобности не
встречается.
2. Зазор между поясными досками делается
равным толщине раскоса (фиг. 62). Раскос со¬
единяется парой колец непосредственно с поясом.
Фиг. 62. Узел с кольцевыми шпонками
и лобовым упором стоек
Стойка опирается соответственно срезанным тор¬
цом на кромки пояса или с помощью клинчатых
подушек. В том и другом случае стойка должна
быть обеспечена от сдвига вдоль верхнего пояса
специальными нашивками на гвоздях. При такой
конструкции узловое сопряжение получается
значительно более компактным. При угле накло¬
на верхнего пояса не более 20° нашивки крепятся
конструктивно без расчета. При больших углах
наклона гвозди рассчитываются на избыток
сдвигающей силы сверх силы трения. Узел по
фиг. 62 дает значительно большую площадь
опирания стойки на пояс, чем узел по фиг. 61.
Кроме того и расход колец в этом случае полу¬
чается значительно меньше. Однако влияние
усушки поясных досок на прогиб фермы в этом
случае больше.
Для мощных ферм с поясами из четырех досок
иногда применяется конструкция узла по фиг.
63. Средняя доска тройного раскоса заходит здесь
в средний зазор пояса, две другие доски раскоса
охватывают пояс с двух сторон; доски двойной
стойки занимают крайние зазоры пояса. Во всех
плоскостях соприкосновения досок ставятся коль¬
ца. Иногда стойкам узла по фиг. 63 придается
несколько иное сечение, показанное на фиг. 63
сбоку. Доски стоек утолщаются при одном и том
же положении их осей, для пропуска пояса в
стойках делаются соответствующие врубки. Уси¬
лие стойки передается торцами врубок на кромки
поясных досок, что избавляет от необходимости
Фиг. 63. Узел мощной фермы с кольцевыми
соединениями
постановки колец в плоскостях соприкосновения
стоек с поясами. В результате вместо восьми ко¬
лец на узел удается обойтись вдвое меньшим
количеством, причем и ослабление поясных до¬
сок получается соответственно меньшим.
Следует отметить, что узлы по фиг. 61—64
могут быть выполнены не только на кольцевых
шпонках, но и на металлических нагелях, а узел
по фиг. 62 при не слишком мощных сечениях
досок — даже на гвоздях. При мощных сечениях
гвоздевые соединения могут быть применены
только в том случае, если ферма образована
путем спаривания двух легких ферм, сконструи¬
рованных по типу фиг. 62. Сечение пояса полу¬
чается при этом тройным, причем толщина сред¬
ней ветви равна двойной толщине крайних.
Коньковые узлы конструируются всегда по
одному типу — верхние пояса соединяются про¬
стым торцевым упором; раскосы смещаются от¬
носительно геометрического центра узла настоль¬
ко, чтобы оба сходящиеся в узле элемента могли
быть прикреплены так же, как и в промежуточ¬
ных узлах. На фиг. 64 показан коньковый узел
фермы, имеющей промежуточные узлы по фиг. 62.
Для уменьшения эксцентриситета действующих
в узле усилий доски верхнего пояса стесываются
сверху на некоторую высоту — это понижает
центр тяжести сжатых торцевых площадок верх¬
него пояса и приближает проходящую через этот
центр линию распора к точкам пересечения ос^й
раскосов с осями верхнего пояса. Наличие не¬
большого эксцентриситета в коньковом узле обыч¬
но не вызывает опасений ввиду того, что в сред¬
них панелях верхнего пояса напряжение, как
правило, ниже допускаемого.
204
В. Г. п ИС ч И КОВ
Выступающие вверх концы раскосов обжимают¬
ся коротышами на болтах, образующими опор¬
ную площадку для конькового прогона. Пояс¬
ные доски обжимаются парными накладками,
соединенными с поясом при помощи колец и
придающими ферме необходимую прочность
при ее транспортировании и подъеме.
В фермах с углом наклона верхнего пояса не
более 20° узел по фиг. 64 не внушает опасений
и при одностороннем загружении фермы, так как
Фиг. 64. Коньковый узел с кольцевыми соеди¬
нениями
трение, возникающее по торцам верхнего пояса,
достаточно для воспринятия поперечной силы.
При больших углах наклона необходимо при¬
нять особые меры против возможного сдвига
обеих половин фермы по плоскости торцевого
упора.
Для этого достаточно обеспечить жесткую связь
поясов с накладками постановкой добавочных
болтов и нагелей (фиг. 65), рассчитываемых на
избыток поперечной силы, или придать сопряже¬
нию поясов такую форму, которая обеспечивает
передачу поперечной силы при любом загружении
фермы; такая конструкция показана на фиг. 20
(поясные брусья врублены взаимно вполдерева).
Фиг. 65. Коньковый узел фермы
с крутыми скатами
Если промежуточные узлы фермы выполнены
по фиг. 63, то коньковый узел конструируется
аналогично узлу на фиг. 65, причем место отсут¬
ствующих в коньковом узле досок стоек зани¬
мают горизонтальные прокладки, соединяемые
с поясами и с раскосами кольцевыми шпонками
во всех плоскостях соприкасания.
Опорные узлы ферм с восходящими раскосами
ничем не отличаются от опорных узлов ферм с
нисходящими раскосами (см. выше).
3) Треугольные фермы с переменным направле¬
нием раскосов
Преимущество ферм с переменным направлением
раскосов перед фермами с раскосной решеткой
заключается главным образом в том, что благо¬
даря двойной длине панелей нижнего пояса
(фиг. 66) в этих фермах можно назначать раздви¬
нутые стыки, позволяющие иногда сократить
общее число стыков.
Кроме того в фермах с переменным направле¬
нием раскосов количество сильно напряженных
элементов решетки почти вдвое меньше, чем в
раскосных фермах, что повышает жесткость фер¬
мы и улучшает ее внешний вид.
Фиг. 66. Схема треугольной
фермы с переменным направле¬
нием раскосов
Как правило, в треугольных фермах с перемен¬
ным направлением раскосов применяются узло¬
вые соединения на гладких или зубчатых кольце¬
вых шпонках, соединения же на ножничных
врубках не годятся; соединения с вкладышами по
типу фиг. 29 хотя и возможны, но обычно полу¬
чаются неудачными.
Узлы на кольцевых шпонках конструируются
по типам фиг. 61 и 63, пригодным при любых уг¬
лах наклона сопрягаемых элементов решетки.
Крепление вспомогательных стоек, несущих мест¬
ную нагрузку, к поясам может быть осуществлено
по типу фиг. 62.
Выше, на фиг. 13—17, изображены детали тре¬
угольной фермы с переменным направлением
раскосов и местной загрузкой поясов при нерав¬
ных панелях. Принцип конструирования узлов,
положенный в основу решения этой фермы, дает
удачную конструкцию и для ферм с переменным
направлением раскосов, имеющих восемь пане¬
лей, при угле наклона верхнего пояса около
20° (фиг. 67).
8
Г8Т0-
ргтТ)
}
/ \! л
/ М/ \>\ і
16L
1) —
£ 1
Фиг. 67. Схема треугольной фермы с пе¬
ременным направлением раскосов и вза¬
имным их пересечением под углом, близ¬
ким к 90°
Если по нижнему поясу фермы назначить по
две полуторных панели от опор, а высоту фермы
принять равной h = ^ (фиг. 67), то оба сжа¬
тых элемента решетки будут примыкать к обоим
растянутым элементам под углом в 90°. Конструк¬
ция промежуточных узлов 2, 5, 6 такой фермы
может быть осуществлена по фиг. 68 (решетка по¬
казана из двух досок, пояс — из трех). Та же
конструкция может быть применена для поясов
из двух, четырех и более досок. Сжатые раскосы
упираются торцами в кромки растянутых рас¬
косов. Последние крепятся к поясу с помощью
кольцевых шпонок, нагелей, иногда гвоздей.
На соединениях того же типа решается и узел 1.
Ферма по типу фиг. 67 может быть применена
не только при высоте h = —, но и при
большей или же меньшей высоте, причем угол
между сжатыми и растянутыми элементами может
:БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
265
и не равняться 90°, а быть заданным в пределах
от 75 до 105° без какого-либо специального уси¬
ления против сдвига упорных площадок раскосов.
В зависимости от того, сколько панелей имеет
данная ферма, а также в зависимости от направ¬
ления первого раскоса получается та или' иная
схема конькового узла. Конструкция конько¬
вого узла в зависимости от его схемы может
быть назначена либо по фиг. 51 и 53 (с нижними
узлами средней стойки по фиг. 56 и 59) либо при
отсутствии средней стойки по фиг. 64 и 65.
Опорные узлы ферм с переменным направле¬
нием раскосов конструируются так же, как и
опорные узлы раскосных ферм с аналогичными
сечениями поясов (фиг. 40—48).
4) Фермы типа Полопсо
Ферма Полонсо (фиг. 127—135) состоит из двух
треугольных опрокинутых ферм, соединенных
за средние узлы горизонтальной затяжкой.
Каждая из составляющих ферму Полонсо тре¬
угольных ферм может иметь различное очертание
решетки. Обычно решетка образуется путем
последовательного назначения шпренгелей, при¬
чем получаются фермы в четыре, восемь и шест¬
надцать панелей (фиг. 127, 132, 133, 131, 135)
или каждая из половин фермы Полонсо пред¬
ставляет собою опрокинутую треугольную ферму
с нисходящими раскосами (фиг. 129 и 130).
Эти схемы соответствуют растяжению в раско¬
сах и сжатию в стойках фермы при любом распо¬
ложении нагрузки.
Узлы ферм Полонсо конструируются обычно
по типу фиг. 62 с соединениями на кольцах или
на нагелях.
Ввиду большой разницы в усилиях однотип¬
ных элементов ферм Полонсо невыгодно назна¬
чать одинаковые сечения для симметричных эле¬
ментов каждой из половин фермы. Поэтому в
некоторых случаях приходится применять со¬
ставные элементы, имеющие с одного конца на
одну доску менее, чем с другого. Например в фер¬
ме по фиг. 127 или 128 пролетом в 20 м сечения
подобраны следующим образом: верхний пояс
и элементы Uг и U2 нижнего пояса состоят из
трех досок, элементы Dlt £/3, Z74 и U5 — из двух
досок. Все эти элементы взаимно пересекаются
так, что доски одного элемента заходят в зазоры
встречного. Элемент D2 приходится у верхнего
пояса назначать из двух досок и далее в сопряже¬
нии с элементами U3 — С/4 перейти на одну доску.
Узлы ферм Полонсо, в которых у верхнего
пояса пересекаются по два раскоса, решаются
обычно путем эксцентричного прикрепления рас¬
косов. При желании избегнуть вредного влияния
эксцентричного присоединения раскосов можно
применить двойную стойку (фиг. 59).
В фермах Полонсо с крутыми скатами (фиг.
132—135) коньковый узел удобнее всего оешается
путем сопряжения поясных досок вполдерева
аналогично фиг. 20.
Затяжка в этих фермах проще всего присоеди¬
няется к узлам с помощью парных накладок на
узел. Если например в ферме по фиг. 133 элемент
U2 состоит из трех досок, а элемент Uz — из
двух досок, затяжка может быть выполнена из
двух досок, охватывающих узел и прикрепляе¬
мых к доскам элемента U3 двумя кольцами.
Опорные узлы этих ферм ввиду наклонного по¬
ложения · нижнего пояса проще всего конструи¬
руются по фиг. 42. Иногда узел может быть ре¬
шен ·ο фиг. 39, в этом случае ферма опирается на
подушку соответственно скошенными торцами
досок верхнего пояса.
5) Примеры ферм треугольного очертания
1) Треугольная ферма пролетом
21 м1 с нисходящими раскосами и узло¬
выми соединениями на ножничных
врубках (фиг. 69—74) является почти
безметальной. Несущими связями этой фермы
служат дубовые нагели. Болты в количестве 3%
от веса фермы выполняют роль вспомогательных
связей.
Соединение ветвей сжатых элементов фермы,
обеспечивающее их устойчивость, осуществлено
тоже на дубовых нагелях.
Мундштуки раскосов, имеющие толщину 50 мм>
врубаются в промежуточных узлах фермы на
25 мм в стойку и на 25 мм в пояс (фиг. 70 и 71).
Опорный узел фермы (фиг. 72) сконструирован
на щековой врубке с применением накладок и
прокладок одинаковых размеров.
Коньковый узел (фиг. 73) решен трехлобовой
врубкой и скреплен вспомогательными наклад¬
ками на болтах и нагелях.
Средний узел нижнего пояса (фиг. 74) решен
аналогично коньковому узлу трехлобовым сопря¬
жением раскосов и стойки. Короткие прокладки
нижнего пояса на болтах играют вспомогатель¬
ную роль, включаясь в работу при наличии на
ферме односторонней снеговой нагрузки.
Ферма рассчитана на узловую нагрузку 2 320 кг
и имеет коэфициент собственного веса ^св
= 4,24.
Основной недостаток фермы — сложность изго¬
товления ножничных врубок, требующих боль¬
шой аккуратности и точности.
2) Ферма с восходящими раскосами
пролетом 11,78 м, несущая нагрузку
от кровли и подвесного потолка2,
имеет в узлах гвоздевые сопря¬
жения (фиг. 75—79).
Стойки входят внутрь поясов, раскосы охваты¬
вают пояса снаружи.
Прогоны кровли опираются на специальные
накладки (фиг. 76), прибитые гвоздями к стой¬
кам.
Прогоны потолка подвешены к нижнему поясу
фермы на металлических хомутах (фиг. 77).
Опорный узел (фиг. 78) имеет щековую
врубку обычного типа. Хвост врубки нѳдоота-
1 Проектировка ЦНИПС.
2 Проектировка Промстройпроекта.
Вес дерева 1 600 кг.
Вес металла 47 пг (3%).
Фиг. 69. Треугольная ферма на ножничных врубках (проект ЦНИПС)
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
267
Узел 2.
болт ώ 18
Фиг. 70. Узел верхнего пояса фермы (к фиг. 69)
Узел 1
Узел 4
Разрез а-6
Узел 3
Фиг. 73. Коньковый узел фермы (к фиг. 69)
Фиг. 74. Средпий узел нижнего пояса фермы
(к фиг. 69)
Фиг. 75. Треугольная ферма с восходящими раскосами (проектировка Промстройпроекта)
I
В. г. писчиков
Деталь подвески нижних прогонов
Доски подкосо
Фиг. 77. Узел нижнего пояса фермы (к фиг. 75)
Болты ф 12
і-~.
l· : -
I /
:: i|| \ :/
[
t a
У ■ X
т
1 L·'
Т/ :: \\ /Г" —
...... 4
ь> '
Накладки/
/ \І/Доски стойки
/Доски подкоса /
Разрез конькового узла по оси верхнего пояса.
Фиг. 79. Коньковый узел фермы (к фиг. 75)
со
'Сі
ζο
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
Вес дерева на 1 ферму 1 580 кг
Схема фермы Вес железа 193 кг, % железа 7,8 %
Фиг. 80. Треугольная ферма с восходящими раскосами (проект ЦНИПС).
/
В. Г. писчиков
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
271
точно обжат всего лишь одним болтом, к тому Все раскосы фермы состоят из о иной доски
же поставленным слишком близко к центру узла. (фиг. 81), стойки из двух досок охватывающих
В коньковом узле усилие верхних поясов пе- доску раскоса. Решетка входит’в зазор между
редается с двух поясных досок на средние про- поясными досками. Конструкция фермы является
/Ъозди ф 6. М75
типичной для узловых сопряжений на
гладкой кольцевой шпонке.
Опорный узел фермы (фиг. 82) решен
на обычной щековой врубке с приме-
4 ф ЙО 7
6 Ф 16 "\?
. / г±1 \
• m \ г±з_ .' гІ-і ·
»ч UJ :
/ ф · Ш . Ш J
Разрез по а-6
6
Разрез по В-Г
— 23—W29 — 23 —
у По 4 ф ібО
-29-
6 ф 16
<5 Ьоэдифъ-ЛшЩ
Фиг. 81. Узел и стык нижнего пояса фермы (к фиг. 80)
Фиг. 83. Коньковый узел фермы (к фиг. 80)
кладки (фиг. 79), сопрягающиеся между собой пением добавочной неработающей прокладки ввиду
торцевым упором. Раскосы тоже имеют промежу- значительной ширины зазора между ветвями ниж-
точный стык, в котором происходит передача ' него пояса.
усилия на пару сближенных досок, обжимаемых Коньковый узел имеет обычное нецентрирован-
увловыми накладками. ное прикрепление раскосов (фиг. 83). Для обеспе-
План
(берхний пояс снят)
з) Ферма е восходящими раско¬
сами пролетом 20 м имеет узловые сопря¬
жения на гладких кольцевых шпонках (фиг.
80—83) i.
1 Проектировка ЦНИПС.
чения узла против сдвига торцов верхнего пояса
по плоскости их соприкасания в узле кроме бол¬
тов по осям шпонок поставлены еще два допол¬
нительных болта.
Кроме основного недостатка—применения глад¬
ких кольцевых шпонок — ферма имеет конструк-
to
Фиг. 85. Узел № 4 и стык нижнего пояса фермы (к фиг. 84) Фиг. 86. Узел № 5 и стык нижпсго пояса фермы
(к фиг. 84).
Фиг. 87. Узел № 2 верхнего пояса фермы (к фиг. .84)
писчиков
Деревянные конструкции
Разрез по Δ-О
*«=150
Фиг. 88. Опорный узел фермы (к фиг. 84)
Усилия 6 т
Схема срермы
Млины Ь см
Фиг. 90. Ферма Полонсо на зубчато-кольцевых шпонках (студенческий проект, переработанный ЦНИПС)
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
274
В. Г. ПИСЧИКОВ
тивный дефект— нераздвинутый стык нижнего
пояса в середине пролета.
4) Ферма с переменным направле¬
нием раскосов пролетом 25 м (фиг.
84—89) 1 2 имеет узловые и стыковые соединения
на зубчато-кольцевых шпонках.
Пояса состоят из четырех досок. В середине
пролета фермы устроен раздвинутый стык ниж¬
него пояса, где его сечение переходит с четырех
досок на три.
В промежуточных узлах фермы (фиг. 85—87)
в каждый из зазоров пояса входит одна доска
решетки и прикрепляется к поясу двумя коль¬
цами.
В узле № 5 (фиг. 86) нижнего пояса стойка из
двух досок передает усилие на узел лобовым упо¬
ром четырех накладок в кромку поясных досок.
Опорный узел (фиг. 88) решен биссектрисным
сопряжением со вкладышами из сосны, прикреп¬
ленными тоже на кольцах.
В коньковом узле (фиг. 89) обе половины фер¬
мы соединяются двумя прокладками, расположен¬
ными в зазорах между поясными досками.
Зубчато-кольцевые шпонки использованы в
ферме как универсальное соединительное сред¬
ство в узлах, в стыках и в прокладках верхнего
пояса, обеспечивающих его устойчивость.
Ферма несет расчетную нагрузку 3 600 кг на
узел и, будучи запроектированной из воздушно¬
сухого леса, имеет коэфициент собственного веса
ксе — 4,15.
5) Ферма типа Полонсо пролетом
21 м (фиг. 90) имеет узловые сопряжения на
зубчато-кольцевых шпонках f.
Пояса фермы сконструированы из трех досок.
Верхний пояс имеет сплошные прокладки на
длине двух панелей. Раскосы состоят из двух
досок, стойки Ѵг и Ѵ2 из пакета в пять досок,
стойка Ѵ3 из пакета в три доски. Элементы U3,
U4 и UB (фиг. 127) как и раскосы, состоят
из двух досок.
Все узлы фермы центрированы кроме узлов
верхнего пояса в середине и в четвертях про¬
лета.
Раскосы присоединяются к поясам кольцами,
стойки передают на узлы усилия торцевым упо¬
ром. Для присоединения раскоса />.2 к элементам
U3 и U4 в раскосе сделан стык с переходом сече¬
ния с двух досок на три.
В опорном узле запроектирована совместная
работа зубчато-кольцевых шпонок и трубчатых
нагелей малого диаметра, присоединяющих упор¬
ные вкладыши к накладкам и прокладкам опор¬
ного узла.
Ферма несет расчетную нагрузку 2 625 кг на
\зел и, будучи запроектированной из воздушно-
сѵхого леса, имеет коэфициент собственного веса
4 = 3,55.
3. Фермы с параллельными поясами. Дву¬
скатные фермы с пологими скатами
Фермы с параллельными поясами характери¬
зуются значительными усилиями в элементах
решетки ближайших к опорам панелей и не¬
значительными усилиями в элементах поясов
тех же панелей. Опорные узлы имеют значитель¬
ный угол при сравнительно небольших усилиях
в сходящихся в узле элементах поясов. Двускатные
1 Проектировка ЦНИПС.
2 Студенческий проект, доработанный ЦНИПС.
фермы с пологими скатами (5—10%) мало отлича¬
ются от ферм с параллельными поясами. Двускат¬
ные фермы с крутыми скатами (20—25%) занимают
промежуточное положение между треугольными
фермами и фермами с параллельными поясами
Все эти фермы имеют в конструктивном отно¬
шении много общего с рассмотренными выще
треугольными фермами.
1) Фермы с восходящими раскосами
Если стойки назначены из круглого железа
то промежуточные узлы таких ферм решаются
обычно трехбиссектрисным сопряжением с ду¬
бовыми вкладышами (фиг. 27). Узел верхнего
пояса, в котором сходится первый наиболее на¬
пряженный раскос с наиболее напряженной стой¬
кой, конструируется по тому же принципу,
как и остальные промежуточные узлы (фиг. 91)!
В этом случае опорный узел не составляет исклю¬
чения и конструируется также трехбиссектрис¬
ным сопряжением по фиг. 42.
Фиг. 91. Крайний узел верхнего пояса фермы с па¬
раллельными поясами
Средний узел верхнего пояса выполняется ана¬
логично узлу на фиг. 54. Если верхний пояс
имеет пологий двускатный профиль [угол ската
не превышает 5°), то в этом узле делается лобо¬
вой стык, обжимаемый с обеих сторон короткими
накладками на болтах (фиг. 49). При более кру¬
тых скатах, даже при тяжелой постоянной на¬
грузке, в средних раскосах могут появиться рас¬
тягивающие усилия, для воспринятия которых
данная конструкция не приспособлена. Ввиду
особой опасности разрушения подобных ферм
от односторонней нагрузки всегда следует произ¬
водить поверку усилий в средних элементах
решетки и требовать, чтобы даже от полуторной
временной нагрузки в самом невыгодном (по ли¬
ниям влияния) положении в раскосах не возни¬
кало растягивающих усилий, в противном слу¬
чае необходимо снабдить средние панели фермы
перекрестными диагоналями или обеспечить вос-
принятие как раскосами, так и стойками возмож¬
ных отрицательных усилий.
Если стойки фермы назначены деревянными,
то промежуточные узлы могут быть сконструиро-
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
275
ваны либо на вкладышах с нагелями по фиг. 29 и
30 либо на вкладышах с гладкими или, что зна¬
чительно надежнее, зубчато-кольцевымич шпон¬
ками по фиг. 92.
і>иг. 92. Трехлобовое сопряжение с вкладышами на
гладко-кольцевых шпонках
на фиг. 31 с сопряжением на кольцах или на на¬
гелях из болтового железа. Это сопряжение весь¬
ма желательно, так как ого не только дает про¬
стое соединение слабо напряженных элементов
решетки, но и обеспечивает воспринятые отри¬
цательных усилий в раскосах и стойках при од¬
носторонней нагрузке. На участке с сильно на¬
пряженной решеткой (ближе к опорам фермы)
сопряжения делаются более мощными со вклады¬
шами из сосны или дуба по фиг. 92 или 30. Оба
указанные узловые сопряжения требуют вполне
однотипного поперечного сечения поясов, что
вполне оправдывает их совместное применение
для одной фермы. В фермах с восходящими рас¬
косами и деревянными стойками применимы так¬
же ножничные врубки; сопряжения по типу фиг.
31—35 являются в данном случае типовыми.
Слабо напряженные элементы решетки ввиду
возможности знакопеременного усилия должны
крепиться к поясам не ножничной врубкой, а
как либо иначе, например с помощью нагелей
(фиг. 94).
Опорные узлы этих ферм, так же как и проме¬
жуточные, могут быть сконструированы тоже
на ножничных врубках, например по фиг. 95.
В изображенном узле сильно напряженный рас¬
кос соединен с поясом и опорным вкладышем с
помощью дубовых мундштуков.
Опорные узлы конструируются либо с трех-
биссектрисным сопряжением по фиг. 42 либо
с биссектрисным сопряжением по фиг. 93.
Ппан ни Ніи его пояса
[ верінии пояс снят)
со
е
jm. ^
tz ί
1
я
1
__ щшт с-
1—'
со
1 . " - Г
~з— Д1_ _1
Г ί
Фиг. 93. Опорный узел фермы с параллельным^ поясами
При конструировании узлов ферм с восходя¬
щими раскосами и деревянными стойками имеет
смысл слабо напряженные элементы решетки у
середины пролета фермы соединять по типу узла
2) Фермы с нисходящими раскосами
Фермы этого типа с металлическими раскосами
применяются нередко в качестве «светопроз¬
рачных» ферм, т. е. таких, которые
в минимальной степени затемняют
световые проемы.
Узлы таких ферм решаются обыч¬
ным для ферм с тяжами способом
трехбиссектрисным сопряжением с
дубовыми или сосновыми вкладыша¬
ми (фиг. 96, стр. 276). Необходимо
обращать внимание на постановку
по концам тяжей достаточно мощ¬
ных шайб, чтобы почти вся торце¬
вая площадка вкладыша восприни¬
мала давление от гайки раскоса
(фиг. 96).
В двух панелях у середины про¬
лета необходимо ставить перекрест¬
ные диагонали на случай односто¬
роннего действия временной на¬
грузки. Крепление этих добавочных
. тяжей может быть осуществлено
/■ различно. Например в ферме с
узлами по фиг. 96 тяжи могут
быть пропущены через среднюю
доску, пояса и закреплены с по¬
мощью подкладки (пунктир на
фиг. 96).
Фермы с нисходящими раскоса¬
ми могут быть запроектированы
также и с деревянными раско¬
сами. Узлы таких ферм констру¬
ируются либо с кольцевыми соеди¬
нениями (фиг. 61 или 62) либо с
дубовыми или сосновыми вклады¬
шами (фиг. 29, 30).
В экономическом отношении фермы с нисходя¬
щими раскосами стоят ниже ферм с восходящими
раскосами, почему и находят лишь ограниченное
применение.
18*
в. г. писчиков
276
3) Фермы с переменным направлением раскосов
В этих фермах вся решетка делается обычно
из дерева, причем первый раскос назначается вос¬
ходящим, т. е. сжатым.
При наклоне раскосов около 45° узлы конструц,
руются по фиг. 68, причем у середины прилета
сжатые раскосы могут быть усилены парными
ші
ч
X
Шл
X
-і8
8г
1
!
Р
ъ'--
8
--*5
Фиг. 96. Узловое сопряжение с вкладышами
досками, охватывающими пояс и прикреплен¬
ными к нему на кольцах или на нагелях. Это
крепление можно рассчитывать только на растя¬
гивающие усилия. Возможно и иное решение
раскосов, при котором назначаются только охва¬
тывающие пояс доски, долженствующие воспри¬
нимать усилия обоего знака.
При переменном направлении раскосов возмож-
'но также применение узлов с вкладышами по типу
фиг. 97.
Разрез по
г-20-
2 анкерных
болта ‘
——
г^Гбоэдиф 5.5 Д-150
Разрез no 6-Z
г*—24
Фиг. 95. Опорный узел на ножничной врубке
Фиг. 97. Трехбиссектрисное узловое со¬
пряжение в фермах с переменным напра¬
влением раскосов
Неплохая конструкция мощных двускатных
ферм с уклоном верхнего пояса в 10% и развитых
сечениях элементов получается при простых
соединениях на кольцевых шпонках во всех уз¬
лах по фиг. 63. Промежуточный узел такой фер¬
мы пролетом 25 м на зубчато-кольцевых шпон¬
ках изображен на фиг. 98, опорный узел этой фер¬
мы (фиг. 99) 6лі годаря сравнительно небольшим
усилиям в соединяемых на опоре элементах уда¬
лось сконструировать простейшим соединением
на зубчато-кольцевых шпонках.
Первый от опоры узел верхнего пояса (фиг. 100)
решен с применением вкладышей, присоединенных
к растянутому раскосу также зубчато-кольцевы¬
ми шпонками. Все растянутые раскосы этой
фермы назначены из двух досок, все сжа¬
тые раскосы, в том числе и слабо напряжен¬
ные раскосы у середины пролета, — из трех до-
Фиг. 98. Увел фермы на зубчато-кольцевых шпонках
Разрез по В~Г
а тл
r/24-η
/ 1
1
? Іфлфу'і* г.
рѵф-
“ІЖ7
і
уб ооптоб Ф 12
-7x4—'
Разрез по А-б
Фиг. 91. Опорный узел фермы па зубчато-кольцевых шпанках-
Фиг. 100. Крайний увел верхнего иояса фермы (к фиг. 95)
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
-ι
Со
Схема фермы
Обозначения Длины
to
Фиг. 102. Ферма с восходящими раскосами (проект ЦНИПС)
ПИСЧИКОВ
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
279
сок. Соединение этих раскосов с поясом в' конь¬
ковом узле показано на фиг. 101. Две горизон¬
тальные прокладки, каждая из которых соединена
с поясными досками восемью кольцевыми шпон¬
ками, обеспечивают не только прочность узла,
но и* возможность передачи через него попереч¬
ной силы, превосходящей силу трения, развивае¬
мую по сжатым торцам верхнего пояса.
бы надежнее поставить в каждом узле не один,
а два обрезка швеллера хотя бы меньшего про¬
филя, но направленных вдоль торца вкладышей
полками вниз.
Фиг. 104. Крайпий узел верхнего пояса
фермы (к фиг. 102)
Фиг. 105. Опорный узел фермы (к фиг. 102)
4) Примеры ферм с параллельными поясами,
ферм односкатных и двускатных
а) Ферма с параллельными пояса¬
ми и восходящими раскосами про¬
летом 17 м (фиг. 102—106) несет нагрузку по
5 680 кг на верхний узел и по 4 260 кг на нижний.
Большая нагрузка обусловила применение ме¬
таллических растянутых стоек. Конструктив¬
но ферма является спаренной из двух одинако¬
вых ферм. В середине пролета нижний пояс
фермы имеет раздвинутый стык.
В узлах фермы применены трехбиссектрисные
сопряжения с дубовыми вкладышами (фиг. 103—
106). Вкладыши присоединены к поясам труб¬
чатыми нагелями небольшого диаметра.
Передача усилия с тяжей на вкладыши осу¬
ществляется обрезками швеллеров. Ввиду малой
высоты этих вкладышей в узлах верхнего пояса
(фиг. 104 и 106) можно опасаться скалывания
краев вкладыша, не обжатых швеллером. Было
(к фиг. 102)
Схема фермы
I
Вес дерева 2 881 · 550 = 1 586 кг.
Вес железа = 435 кг (27,5%).
Кс.е = 3,49.
Фиг. 107. «Светопрозрачная ферма» (проект ЦНИПС^
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
281
Ферма является весьма легкой (кСѣ в =2,22).
Большой расход металла (20,4%) объясняется
наличием металлических стоек.
б) Ферма спараллельнымипоясами
и нисходящими металлическими
раскосами пролетом 18 м (фиг.
107—112) 1 является так называемой «свето¬
прозрачной фермой» и. находит применение
при ее расположении вблизи световых плоскостей.
Фиг. 108. Узел и стык нижнего пояса фермы
(к фиг. 107)
Узлы фермы имеют трехбиссектрисные сопря¬
жения с прикреплением сосновых вкладышей
с помощью металлических нагелей из круглого
железа. Сильно напряженные стойки являются
монолитными и снабжены по концам парными
мундштуками.
Узлы фермы (фиг. 108—112) имеют конструк¬
цию, обычную для этого типа сопряжений.
Фиг. 109. Крайний уэел верхнего пояса фермы
(к фиг. 107)
Ферма несет нагрузку 1 790 «г на каждый уэвл
и имеет коэфициент собственного веса кСт в =
= 3,49. Высокий расход металла (27,5%) объяс¬
няется исключительно наличием металлических
раскосов.
в) Односкатная ферма пролетом 19.«2
имеет узловые сопряжения на гладко-кольцевых
шпонках (фиг. 113) и переменнее направление рас¬
косов.
Фиг. 110. Средний узел нижнего
пояса фермы (к фиг. 107)
В первых от опоры узлах верхнего и нижнего
пояса, где сходятся сильно напряженные рас¬
косы, соединение элементов фермы осуществлено
Фиг. 111. Опорный узел фермы
(к фиг. 107)
трехлобовыми сопряжениями. Сосновые упорные
вкладыши соединяются с раскосами и поясами
гладко-кольцевыми шпонками
В пределах среднего участка фермы доски ниж¬
него пояса сближены и допущено внецентренное
прикрепление раскосов в среднем узле нижнего
пояса.
1 Проектировка ЦНИПО.
Проектировка Моспроекта.
1900 -
' План верхнего пояса
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
284
В. Г. ПИСЧИКОВ
Стойки имеют торцевые упоры в кромку ниж¬
него пояса и кольцевые сопряжения с верхним
поясом.
Опорные узлы решены биссектрисным сопря¬
жением с применением дубовых упорных вкла¬
дышей. Биссектрисное сопряжение применено
здесь неудачно ввиду большого угла наклона
раскоса к поясу. Наличие дубовых вкладышей
вполне допускало применение сопряжения, ор¬
тогонального к раскосу.
Нецентрированный узел также должен быть
отнесен к недостаткам данной фермы.
Однако основным пороком этой фермы
является не вызываемое необходимостью приме¬
нение узловых сопряжений на гладко-кольце¬
вых шпонках, особенно нежелательных в при¬
соединениях мощных растянутых раскосов. На¬
дежность фермы в целом обеспечена недостаточно.
г) Двускатная ферма 1. пролетом
20,32 м с восходящими раскосами
(фиг. 114) имеет узловые и стыковые сопряжения
на гладко-кольцевых шпонках.
Большинство узлов решено трехбиссектриспым
сопряжением с вкладышами, присоединенными
на кольцевых шпонках.
Средние панели верхнего пояса имеют сплош¬
ные прокладки во всю длину панели.
В стыках нижнего пояса стыковые прокладки
вделаны вдвое длиннее стыковых накладок и
имеют по два кольца на конец. Таким образом
в месте наибольшего ослабления поясных досок
кольцами с обеих сторон поясные доски несут
только 2/з от расчетного усилия. Это позволяет
считать двустороннее ослабление досок неопас¬
ным для целости конструкции.
Основной недостаток этой фермы тот же, что и
предыдущей.
4. Многоугольные фермы
сегментного очертания
Простота конструкции сегментных ферм объ¬
ясняется тем, что благодаря их криволинейному
очертанию в элементах решетки возникают лишь
незначительные усилия, позволяющие прикреп¬
лять их к поясу без центрировки в узле. Если от¬
казаться от изготовления криволинейного пояса
из пакета гнутых брусков и придать ферме мно¬
гоугольное ломаное очертание, вписанное в
окружность или параболу, то получится много¬
угольная ферма сегментного очертания, могущая
в некоторых случаях конкурировать с сегмент¬
ной фермой, имеющей гнутый пояс.
1) Фермы с трапециевидным фонарем
Наличие на сегментной ферме трапециевидного
фонаря превращает изогнутое очертание ее верх¬
него пояса из достоинства в недостаток. Для умень¬
шения происходящих от кривизны пояса изги¬
бающих моментов ферма иногда снабжается до¬
полнительной шпренгельной решеткой, что все
же не избавляет от необходимости соединять
бруски верхнего пояса солидным гвоздевым
забоем.
Ферма с ломаным верхним поясом по типу фиг.
115—119 2 получается экономичнее соответствую¬
щей сегментной фермы. Верхнему поясу такой * *1 Проектиротша Моспроекта.
* Предложена автором.
фермы выгодно придать сечение из бруса с двумя
дощатыми нашивками (фиг. 116). В пересечении
пояса с раскосами и стойками в брусе выбираются
соответствующие пазы для пропуска досок рас¬
косов и стоек. Узлы верхнего пояса решаются по
типу фиг. 116, опорные узлы — так же, как и
в сегментных фермах.
Фиг. 115. Схема многоугольной фермы
с переломами в узлах стоек
Схема фермы по фиг. 115 имеет тот недостаток,
что по нижнему поясу приходится делать много
стыков. Если направление раскосов переменить
на обратное, то получится схема фиг. 117, дающая
возможность применить раздвинутые стыки и
сократить их число с четырех до двух на ферму.
Фиг. 116. Увел верхнего пояса фермы
(к фиг. 115)
По схеме фиг. 117 переломы верхнего пояса
приходятся на узлы, содержащие раскосы. Эти
узлы конструируются аналогично предыдущим
по фиг. 118. Особенностью этих узлов является
необходимость обеспечить в узле передачу попе¬
речной силы, имеющей место главным образом
Фиг. 117. Схема многоугольной фермы
с переломами в узлах раскосов.
при односторонней нагрузке. Проще всего эта
задача решается путем нашивки на стойку сверху
и снизу коротышей, упертых в кромки поясных до¬
сок и соединенных со стойкой гвовдями и бол¬
тами.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
235
Сопряжение стоек с верхним поясом делается
в этом случае торцевым упором досок стоек в
кромки поясных брусьев, крепление их может
быть осуществлено по фиг. 119 с помощью болта
и двух коротышей, к которым концы стоек при¬
биваются несколькими гвоздями уже после того,
как коротыши посажены на болт. Благодаря
Фиг. 118. Узел верхнего пояса фермы
(к фиг. 117;
такому соединению пояс не ослабляется в сере¬
дине его рабочей длины между узлами перелома,
что позволяет при расчете на продольный изгиб
включать средний брус в рабочее сечение эле¬
мента.
При сравнении многоугольных ферм с сегмент¬
ными фермами с гнутым поясом необходимо учесть,
что в противовес логической целесообразности и
экономичности ферм с ломаным поясом фермы
Фиг. 119. Увел верхнего пояса фермы
(к фиг. 117)
с гнутым поясом обладают другим большим досто¬
инством — монолитностью, значительно облег¬
чающей маневрирование при их подъеме, и уста¬
новке ферм на место. Поэтому предпочтитель¬
ность ферм того или иного типа до настоящего
времени является спорной.
2) Фермы под односкатную кровлю
В каждом переломе нижнего пояса фермы дол¬
жен быть сделан стык накладками и проклад¬
ками, к которым крепятся элементы решетки
(фиг. 121). Гвоздевое или нагельное соединение
накладок и прокладок с поясными досками дол-
16х1,и=І7,6л(
Ί
Фиг. 120. Схема опрокинутой многоугольной
фермы. .
жно быть рассчитано кроме усилия в нижнем
поясе еще и на поперечную силу от односторон¬
него загружения фермы. Шаг нагелей желатель¬
но против показанного на фиг. 121 несколько
увеличить.
Фиг. 121. Увел и стык нижнего пояса фермы
(к фиг. 120)
Опорный узел такой фермы обычно удается
решить простым нагельным сопряжением досок
(фиг. 122).
Сравнение опрокинутых многоугольных ферм
с сегментными фермами с надстройкой показывает
большую экономичность опрокинутых ферм, до¬
ходящую до 30% стоимости фермы.
Фиг. 122. Опорный узел фермы (к фиг. 120)
Односкатные фермы по схеме фиг. 120 2 1 явля¬
ются опрокинутыми многоугольными фермами
сегментного очертания. Ломаный пояс может
быть вписан в параболу или в окружность.
1 Предложены инж. Загряжским А. А.
Можно ожидать, что в дальнейшем опрокинутые
многоугольные фермы получат некоторое рас¬
пространение для односкатных покрытий пром-
зданий взамен применяемых в настоящее время
сегментных ферм с надстройкой.
286
В. Г. писчиков
б. Усилия в стержнях балочных ферм
Таблица χ
Усилия в стержнях треугольных ферм с нисходящими раскосами от единич¬
ной нагрузки во всех узлах фермы
Угол на опоре а = 20°
(-ώ)
Угол на опоре а = 30°
1
число панелей в ферме
η
число панелей в ферме η
элементы
элементы
η = 4
η = 6
η = 8
η = 10
η = 4
η = 6
η = 3
η = 10
Оі
— 4,38
- 7,31
— 10,23
— 13,15
Οι
- 3,00
— 5,00
— 7,00
— 9,00
02
— 2,92
— 5,85
— 8,77
— 11,69
02
-2,00
— 4,00
— 6,00
— 8,00
Оз
—
— 4,39
— 7,3 L
— 10,23
03
- 3,00
— 5,00
— 7,00
04
—
—
— 5,85
— 8,77
04
— 4,00
— 6,00
о5
—
—
- 7,31
ο5
—
-
—
— 5,00
Ui
+ 4,12
+ 6,R6
+ 9,60
+ 12,34
Οι
+ 2,60
+ 4,33
+ 6,06
+ 7,79
и2
+ 4,12
+ 6,86
+ 9,b0
+ 12,34
υ2
+ 2,60
+ 4,33
+ 6,06
+ 7,79
Оз
—
+ 5,49 ·
+ 8,23
+ 10,97
Оз
—
+ 3,46
+ 5,20
+ 6,Н2
U 4
—
—
+ 6,86
+ 9,60
04
—
—
+ 4,33
+ 6,00
и-э
—
+ 8,23
ο6
—
—
—
+ 5,20
Ѵі
°
°
0
1 0
Vi
0 1
1 0
0
1 0
ѵ2
+ 1,00
+ 0,50
+ 0,50
+ 0,50
v2
+ 1,00
+ 0,50
+ 0,50
+ 0,50
Ѵз
—
+ 2,00
+ 1,00
+ ι,οο
Ѵз
—
+ 2,00
+ ι,οο
+ 1,00
V 4
—
—
+ 3,00
+ 1,50
ѵ4
—
—
+ 3,00
+ 1,50
Ѵ5
—
—
—
+ 4,00
ѵ5
—
—
—
+ 4,00
*>ι
— 1,46
— 1,46
— 1,46
— 1,46
Di
- 1,00
— 1,00
- 1,00
— 1,00
d2
—
— 1,70
— 1,70
— 1,70
d2
—
- 1,32
— 1,32
— 1,32
Оз
—
—
- 2,04
— 2,04
Dz
—
—
— 1,73
— 1,73
O4
—
— 2,43
О4
—
—
—
— 2,18
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках добавляется + 1.
Таблица 2
ной нагрузки во всех узлах ферзіы
Угол на опоре а = 20°
(‘-и)
Угол на опоре α = 30°
(Л“*У
число панелей в ферме η
число панелей в ферме η
элементы
элементы
η = 4
η — 6
η = 8
η = 10
η = 4
η = 6
η = 8
η = 10
Оі
— 4,38
— 7,31
- 10,23
- 13,15
Οχ
— 3,00
— 5,00
— 7,00
— 9,00
0-2
— 4,38
— 7,31
— 10,23
— 13,15
ο2
- 3,00
— 5,00
— 7,00
— 9,00
Оз
—
-5,85
— 8,77
— 11,69
Оз
—
— 4,00
— 6,00
— 8,00
* о4
—
—
— 7,31
— 10,23
04
—
—
— 5,00
— 7,00
Об
—
—
—
— 8,77
ο5
—
—
—
- 6,00
Οχ
+ 4,12
+ 6,86
+ 9,60
+ 12,34
Οι
+ 2,60
+ 4,33
+ 6,06
+ 7,79
и2
+ 2,75
+ 5,49
+ 8/23
+ 10,97
υ2
+ 1,74
+ 3,46
+ 5,20
+ 6,92
Оз
—
+ 4,12
+ 6,86
+ 9,60
υ3
—
+ 2,60
+ 4,33
+ 6,06
о4
—
—
+ 5,49
+ 8,23
04
—
—
+ 3,46
+ 5,20
Об
—
—
—
+ 6,86
υ5
—
—
—
+ 4,33
Ѵі
- 1,00
— 1,00
1 - ι,οο
1 — ι,οο
Ѵі
— 1,00
- 1,00
- 1,00
— 1,00
ѵ2
0
- 1,50
— 1,50
— 1,50
ν2
0
— 1,50
— 1,50
— 1,50
Ѵз
—
0
— 2,00
— 2,00
Ѵз
—
0
— 2,00
— 2,00
V 4
—
—
0
— 2,50
V 4
—
—
0
— 2,50
Ѵ5
—
—
—
0
ν5
—
—
—
0
Οι
+ 1,70
+ 1,70
+ 1,70
+ 1,70
Οι
+ 1,32
+ 1,32
+ 1,32
+ 1,32
d2
—
+ 2,04
+ 2,04
+ 2,04
ο2
—
+ 1.73
+ 1,73
+ 1,73
Оз
—
—
+ 2,43
4- 2,43
Оз
—
—
+ 2,18
+ 2,18
04
—
—
—
+ 2,86
Ο4
—
—
—
+ 2,65
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках прибавляется + 1.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
287
Таблица 3
Усилия в стержнях треугольных ферм с переменным направлением раскосов
от единичной нагрузки во всех узлах фермы
Угол на опоре
II
to
ч
II
oil
ccl
Угол на опоре
“-30’(л“зУ
число панелей в ферме η
число паиелей в ферме η
элементы
элементы
η = 6
η = 8
η = 10
h= 6
1 я. = 8
71 = 10
Оі
— 7,31
— 10,23
— 13,15
Οχ
— 5,00
- 7,00
— 9,00
Ог
— 5,85
- 8,77
- 11,69
о2
— 4,00
— 6,00
— 8,00
Оз
— 5,85
— 8,77
— 11,69
Оз
- 4,00
— 6,СО
- 8,00
Оі
—
— 5,85
— 8,77
Оі
—
— 4,00
— 6,00
Os
—
—
— 8,77
Os
—
—
-6,00
ϋι
+ 6,96
+ 9,60
+ 12,34
ѵг
+ 4,33
+ 6,06
+ 7,79
v2
+ 6,86
+ 9,60
+ 12,34
ѵ2
+ 4,33
+ 6,06
+ 7,79
Оз
+ 4,12
+ 6,Я6
+ 9,60
Ѵз
+ 2,60
+ 4,33
+ 6,06
Vi
—
+ 6,86
+ 9,60
Ѵі
—
+ 4,33
+ 6,06
Vs
—
—
+ 6,86
Vs
—
1
+ 4,33
V\
0
0
0
Ѵі
0
0
0
V'a
— Ι,ϋΟ
- 1,00
— 1,00
ѵ2
- 1,С0
- 1,00
- 1,00
V3
0
0
0
Ѵз
0
0
0
Vi
—
+ 3,00
— 1,00
Ѵі
—
+ 3,00
- 1,00
V5
—
—
0
Ѵ5
—
—
0
Di
- 1,48
— 1,46
- 1,46
Di
- 1,00
- 1,00
— 1,00
d2
+ 2,04
+ 2,04
+ 2,04
d2
+ 1,73
+ 1,73
+ 1,73
Di
—
— 2,04
— 2,04
D3
—
— 1,73
— 1,73
Di
—
—
+ 2,86
Di
—
—
+ 2,65
Примечания: 1. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (при условии, если стойки имеются
во всех узлах) прибавляется + 1.
2. Схемы ферм с меньшим числом панелей, чем указано на фиг. 125, образуются путем выбрасывания панелей
из середины пролета фермы.
Таблица 4
Угол на опоре <
‘=20°(Л=5У
число панелей в ферме η
эле менты
η = 6
η = 8
η = Ю
Оі
— 7,31
- 10,23 1
— 13,15
о2
- 7.31
— 10,23
— 13,15
Оз
- 4,39
— 7,31
— 10,23
Оі
—
- 7,31
— 10,23
Os
— ‘
— 7,31
Vi
+ 6,86
+ 9,60
+ 12,34
v2
+ 5,49
+ 8,23
+ 10,97
Ѵз
+ 5,49
+ 8,23
+ 10,97
Vi
—
+ 5,49
+ 8,23
Us
-
—
+ 8,23
V\
- 1,00
— 1,00
— 1,00
V2
0
0
0
V3
+ 2,00
— 1,00
— 1,00
Vi
0
0
Vs
—
—
+ 4,00
Di
+ 1,70
+ 1,70
+ 1,70
d2
+ 1,70
- 1,70
- 1,70
D3
—
+ 2,43
+ 2,43
Di
—
—
- 2,43
Угол на опоре а = 3ϋ°
число панелей в ферме η
п = 6
п = 8
71 = 10
01
02
03
04
05
U i
и2
Оз
U 4
и5
Ѵі
Ѵ2
Ѵ3
Ѵі
V5
Di
d2
-Оз
Di
• 5,00
- 5,00
- 3,00
— 7,00
- 7,00
- 5,00
— 5,00
+ 4,33
+ 3,46
+ 3,46
+ 6,06
+ 5,20
+ 5,20
+ 3,46
- 1,00
0
+ 2,00
- 1,00
0
— 1,00
0
1.32
1.32
+ 1,32
— 1,32
+ 2,18
— 9,00
— 9,00
— 7,00
— 7,00
— 5,C0
+ 7,79
+ 6,92
+ 6,9J
+ 5,20
+ 5,20
- 1,00
0
— 1,00
0
+ 4,00
+ 1,32
— 1,32
+ 2,18
— 2,18
Примеча ния:1. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (при условии, если стоики имеются
во всех узлах) прибавляется + 1. _
2. Схемы ферм с меньшим числом панелей, чем указано на фиг. 126, образуются путем выорасывания панелей
из середины пролета фермы.
288
В. Г. ПИСЧИКОВ
Таблица 5
Усилии в стержнях ферм Полонсо от вертикальной нагрузки во всех узлах фермы А
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Оі
— 10,?9
Оі
+ 9,74
Ѵі
- 0,94
Di
+ 1,39
о2
— 10,04
и2
+ 8,35
Ѵ2
Ѵз
— 1,88
d2
+ 1,39
Оз
— 9,69
Оз
+ 2,87
- 0,94
о4
— 9,35
о4
+ 4.26
о6
+ 5,50
Таблиг^и G
8
Фиг. Г/8. Схема фермы
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Оі
— 10,40
Оі
4- 9,76
Ѵі
- 1,00
Ох
+ 1,72
02
— 10,40
и2
+ 8,37
ѵ2
- 2,00
Da
+1,39
Оз
— 10,40
и3
+ 3,54
Ѵз
— 1,00
о,
— 10,40
U 4
+ 5.29
ѵ4
0
Об
+ 5,50
Ѵб
0
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется +.1,
Таблица 7
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Оі
- 16,3
Оі
+ 15,3
Vi
— 0,9
Di
+ 1,4
о2
— 16,0
и2
+ ι·\β
v2
— 1,4
d2
+ 1,6
Оз
— 14,4
из
+ 12,5
Ѵз
— 2,8
Оз
+ 1,6
о4
— 14,0
о4
+ 4,3
V4
- 1,4
о4
+ 1.4
05
— 15,0
Us
+ 5,7
Ѵб
-0,9
Об
— 14,6
Us
+ 7,1
07
+ 8,2
1 По материалам ЦНИПС,
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
289
Таблица 8
Усилия и стержнях ферм Полонсо от вертикальной нагрузки во всех узлах ферм і
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
. Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Оі
— 16,35
Оі
+ 15,33
П
— 1,00
Di
+ 1,72
о2
—16,35
о2
+ 13,94
ѵ2
- 1,50
Di
+ 2,06
Оз
— 4,86
Оз
+ 12,55
Ѵз
— 3,00
Оз
+1,49
04
- 4,86
04
+
О1
со
V*
— 1,50
Da
+ 1,39
Об
- 16,35
Об
+ 7,05
ѵб
- 1,00
Об
- 16,35
Об
+ 8,76
Ve
0
о7
+ 8,25
Ѵ7
0
Ve
0
П римечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется + 1.
Таблица 9
(/, и2 ί/3 и,
Фиг. 131. Схема фермы
Элементы
Усилия
Элементы
Усилия
Элементы ,
Усилия
Элементы
Усили'
- 0,9
Оі
— 22,2
Оі
+ 20,9
Ѵі
- 1,9
Di
+ 1,4
о2
- 21,9
о2
+ 19,5
ѵ2
-0,9
Di
+ 1,4
Оз
- 21,6
Оз
+ 16,8
Ѵз
D3
+ 2,8
- 3,8
04
- 21,2
О 4
+ 5,8
V 4
Da
+ 4,2
-0,9
Об
- 20,9
Об
+ 8,5
Ѵб
Dr0
+ 4,2
- 1,9
Об
- 20,5
Об
+ 9,9
ν*β
-0,9
D6
+ 2,8
о7
-20,1
о7
+ 11,0
ѵ7
d7
+ 1,4
Оз
— 19,8
Ds
+ 1,4
1 По материалам ЦНИПС.
Деревянные конструкцип 19
290
В. Г. писчиков
Таблица ю
Усилил в стержнях ферм Подоіісо от вертикальной нагрузки во всех узлах ферм и от ветра і
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
О]
— 4,0 Р
- 2.4W
— 1.9W
— 0 tuw
+ 1.9ТУ
Пі
+ 3,1 Р
4 3.0W
4 1,5 w
— 1,5 w
0
о2
- 3,3 Р
- 2,4-W
— 1,9 W
- 0.5W
4 1.9W
и2
4 2,1 Р
л- 2.31У
+ 0JW
— 0.7W
4 6,8W
V
- 0,7Р
— 1,0W
0
Пз
4 0,7 Р
4 1,01У
- 1,0ѴУ
Примечание. Цифры в знаменателе относятся к правой половине фермы, имеющей подвижную опору.
Р
Таблица 11
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
1 —9,5 Р
с:
eo
1
- 0,\W
4 7,4W
— 3,0W
Οι
1
- 3,8W
- 2,4W
Ui
4 7,4P
+ s7ow
+ 1,5W
r\
о 7Р
— G,0W
- 0,2W
u2
i a op
4 5,9W 1
— 3,QW
U2
— 0,1 г
- 3,8W
- 2,4W
-)- DfOJr
4 3,0w ’
1 0
- 6,0W
— 0,2W
4 4,4W
- 1.БѴѴ
Оз
— 8,0Р
1
- 3,8W"
- 2 AW
UZ
44,IP
+ MW
4 1,6W
Γί -
7 о D
— 6,0W
- 0,'W
Ui
1 c nn
4 5.· W
— l,f w
О 4
( yOJr
— 3.8W
- 2,4W
0,/r
4- 1,4W
4 3,iW
Vi
- 0,7Р
- 1SW
0
U5
43,OP
42 ,]W
- 2,1 W
V2
— 1,4Р
- 2,0W
0
Di
41,IP
4 i,flw
0
V3
— 0,7 Р
— 1.0ѴУ
0
d2
41,1 P
4 i,bW
0
Примечание. Цифры в знаменателе относятся к правой половине фермы, имеющей подвижную опору.
i По материалам ЦП И ПС.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
291
Таблгща 1
У іілия в стержнях форм Полонсо от вертикальной пагрузки во всех узлах ферм и от ветра 1
Фиг. 134. Схема фермы
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
Элементы
Вертикальная
нагрузка
Ветер слева
Ветер справа
Оі
—14,9Р
- 9,aw
- 5,7W
— 0,3W
- 4,3W
Ui
+11,7Р
4- 12.0W
4- 4.5W
- 4,5W
4-3,0W
Ог
- 14,2Р
— 9,8W
=X7W
- 0,3W
- 4,3W
o2
410,6Р
4- 10,5W
4- 4,oW
- 4,5W
+ 1,5W
Оз
- 12,5 Р
- 9,4W
— 5,7W
- 0.3W
O3
4 9,6Р
. 4 9.0W
— 4.5W
— 2,9W
4- 4,5W
0
О4
— 11,8 Р
- 9,4W
- 5,7W
- o,sw
O4
+ 6,2 Р
4- 6,2W
- 2,2W
4 2,4W
- 2,9W
4- 2,1W
о5
— 12,1 Р
- 9,8W
-5,7W
— o,sw
— 4,3W
Об
4 7,3 Р
4 8.2W
4 2,iW
— 2,2W
+T,bW
Об
- 11,4Р
- 9,8W
— 5,7W
- 0,3W
- 4,3W
C7e
4 8,ЗР
4 9,7W
4- 2,1W
— 2.2W
4 5,3W
Ѵі
ѵ2
Ѵз
ѵ4
Ѵ5
— 0,7 Р
— 1,1Р
— 2,1 Р
— 1,1 Р
— 0,7Р
- 1,0W
- 1,5W
- 3,(W
- 1,5W
- 1,0W
0
0
0
0
0
ϋη
Οι
D2
03
04
+ 4,4Р
+ UP
+ 1,2 Р
4- 1,2Р
4- 1,1-Р
4 3,iw
4- 1,5W
4 1,7W
4 1,7W
4- 1,5W
— 3,1W
0
0
0
0
Примечание. Цифры в знаменателе относятся к элементам правой половины фермы, имеющей подвиж¬
ную опору.
19*
1 По материалам ЦЫИПС,
292
В. Г. писчиков
Таблица із
Усилия а стержнях ферм Иолоысо от вертикальной нагрузки во всех узлах форм и от ветра 1
р
Элементы
ВНагрузка1 аЯj «етер елева
Ветер справа
Элементы
ВенРаТг“НаЯ| Ветер слева
Ветер справа
Оі
— 20,ЗР
-13,6 w
- 7,7 W
- 0,3W
- 6,3W
Ui
+ 15,9P
+ 16,5W
+ 6,0 W
- 6,0W
4-4,6 W
о2
— 19,6Р
- 13,6 w
- 0,3W
— 6.31У
U2
+ 14,8P
-f15,0W
- 6,0W
- 7.7W
-i- 6,0W
4- з,цу
Оз
- 18.9Р
-13.6 W
- 7,7W
- 0,3W
— 6,3W
Uz
4. 12,7P
+ 12.0W
4- 6,0 W
- 6,0W
0
О4
— 18,2Р
— 13.6ТУ
— 7,7 w
— 0,3W
- 6,3W
04
+ 8,3P
+ 9,0W
+ 2,9W
- 2,9W
+ 3,1W
Os
- 17,5Р
- 13,6 w
- 7,7w
- 0,3w
— 6,3 w
Us
+ 10,4P
4- 12,0W
+ 2,9W
— 2,9W
4^6,2 W
Об
— 16,9Р
- 13, GW
- 7,7W
— 0,3 w
— 6,3w
£7«
+ И.Б-Р
+ 13.5W
4- 2,9W
- 2,9W
4- 7,7W
О7
- 16,ОР
—13,6W
- 7,7\у
- 0,3w
— 6,3W
Un
4- 6,0P
4- 4,2W
— 4,2 W
08 - 15, ЗР
'
— 13,6 W
- 7,7W
— 0,3W
— 6,3W
Di
+ UP
4- 1,5W
0
Ѵі
Ѵо
ѵ3
Ѵ4
V5
Ѵб
Ѵ7
— 0,7Р
— 1,4 Р
— 0,7 Р
— 2,8Р
— 0,7 Р
— 1,4Р
— 0,7 Р
- 1,0 W
- 2,0W
- 1,0 W
- 4,0W
- 1,0\У
- 2,0W
- 1,0W
0
0
0
0
0
0
0
O2
Dz
O4
£б
De
D 7
Db
4- 1,1p
+ 2,1 P
-h 3,2P
4- 3,2P
+ 2 1P
4- 1,1P
4- 1.1P
4- 1,5W
4- 3,0W
+ 4,5 W
4- 4,5W
4- 3,0W
4- 1,5W
4- 1,5W
0
0
0
0
0
0
0
Примечание. Цифры в знаменателе относятся к элементам правой половины фермы, имеющей подвиж¬
ную опору.
1 По материалам ЦНИПС.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
293
Таблица 14
Усилия в стержпях ферм с параллельными поясами и восходящими раскосами ог единичной нагрузки
Число
панелей
в ферме
3
с-1
я
<о
Усилия
от полной
нагрузки
3
Η
и
<D
Усилия
от полной
нагрузки
і
<D
Усилия от нагрузки
і
И
<L>
Усилия от нагрузки
S
а>
«
СО
S
а>
«
СО
s
£>
со
слева
справа
полной
S
£>
ч
со
слева
справа
полной
Оі
0
иг
+ 2,25
Vi
- 0,50
0
— 0,50
Di
-1,80
- 0,90
— 2,70
п = 4
Ог
— 2,25
и2
+ 8,00
V2
V3
+ 0,00
0
+ 0,50
0
+ 0,50
0
Па
0
- 0,90
— 0,90
Оі
0
Оі
+ 2,50
Vi
— 0,50
0
- 0,50
•Di
— 2,48
— 1,06
— 3,54
п = 6
Ог
- 2,50
На
+ 4,00
V2
+ 0,75
+ 0,75
+ 1,50
П2
— 1,06
- 1,06
— 2,12
Оз
— 4,00
Оз
+ 4,50
v3
v4
— 0,25
0
+ 0,75
0
+ 0,50
0
Пз
+ 0,35
- 1,06
— 0,71
Оі
0
Оі
+ 2,62
Vi
-0,50
0
-0,50
Пі
-3,13
- 1,25
- 4,38
Ог
- 2,62
Оа
+ 4,50
v2
+ 1,50
+ 1,00
+ 2,50
П2
— 1,88
— 1,25
— 3,13
η = 8
Оз
— 4,50
Оз
+ 5,63
v3
+ 0,50
+ 1,00
+ 1,50
Пз
— 0,63
— 1,25
— 1,88
О 4
- 5,63
04
+ 6,00
V4
V6
— 0,50
0
+ ι,οο
0
+ 0,50
0
п4
+ 0,63
— 1,25
— 0,62
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется + Рп» где Рп — местная нагрузка нижнего узла у стойки.
Таблица 1 и
Усилия ь стержнях ферм с параллельными поясами и нисходящими раскосами от единичной нагрузки
Число
панелей
в ферме
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
слева
справа
ПОЛНОЙ
слева
справа^полной
Оі
— 2,25
Ui
' 0
Ѵі
— 0,50
- 0,50
- 2,00
Пі
+ 1,80
+ 0,90
+ 2,70
п = 4
Оа
-3,00
и2
+ 2,25
Ѵ2
-1,00
- 0,50
- 1,50
П2
0
+ 0.90
+ 0,90
Ѵ3
— 0,50
— 0,50
— 1,00
Оі
- 2,50
иг
0
Vi
— 2,25
— 0,75
— 3,00
Пі
+ 2,48
+ 1,06
+ 3,54
М С
Оа
— 4,00
Па
+ 2,50
Ѵз
- 1,75
— 0,75
— 2,50
п2
+ 1,06
+ 1,06
+ 2,12
71 = О
Оз
— 4,50
Пз
+ 4,00
V3
-0,75
— 0,75
— 1,50
Пз
— 0,35
+ 1,06
+ 0,71
ѵ4
- 0,50
— 0,50
— 1,00
О i
— 2,62
Hi
+ 0
Ѵі
— 3,00
— 1,00
- 4,00
Пі
+ 3,13
+ 1,25
+ 4,38
Оз
- 4,50
П2
+ 2,62
Уз
- 2,50
- 1,00
— 3,50
П2
+ 1,88
+ 1,25
+ 3,13
η = 8
Оз
- 5,63
Пз
+ 4,50
Ѵз
— 1,50
- 1,00
- 2,50
Пз
+ 0,63
+ 1,25
+ 3,88
о4
— 6,00
п4
+ 5,63
ѵ4
— 0,50
— 1,00
— 1,50
п4
— 0,63
+ 1,25
+ 0,62
ѵб
- 0,50
— 0,50
— 1,00
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах,
прибавляется + РП) где Рп — местная нагрузка нижнего узла у стойки.
в. г. писчикаl
204
Таблица 1β
У сил ля от единичной нагрузки о стержнях двускатных ферм с восходящими раскосами при уклоне скатов в б% 1
і-0.05
Число
нЭ
н
»
й>
Усилия
н
»
а>
Усилия 1
1 3 :
а
а> 1
Усилия от нагрузки
ΐ
т
о
Усилия от нагрузки
панелей
в ферме
ω
Ч
ГО
ОТ ПОЛНОЙ
нагрузки
S
<и
Ч
ГО
от полной 1
нагрузки
S
аз
Ч
dO
слева
ί
справа' полной
S
О)
Ч
ГО
слева
справа
Я
о
3
о
Яе
Оі
0
Оі
+ 2,44
Ѵі
— 0,50
0
- 0,50
Di
- 1,91
— 0,96
— 2,87
η = 4
Оа
— 2,43
Оа
+ 3,00
Ѵ2
— 0,06
0
+ 0,47
0
+ 0,41
и
п2
+ 0,15
- 0,83
— 0,68
Оі
0
Оі
-+- 2,74
Vi
— 0,50
0
— 0,50
Пі
- 2,61
— 1,12
— 3,73
YL — 6
Оа
— 2,76
Оа
+ 2,21
V2
+ 0,67
+ 0,72
+ 1,39
Dt
- 0,98
- 1,05
— 2,03
Оз
- 4,21
Оз
+ 4,50
V3
v4
— 0,36
0
+ 0,69
0
+ 0,33
0
Пз
+ 0,54
- 0,95
— 0,41
Оі
0
Оі
, + 2,91
Vi
- 0,50
0
— 0,50
Di
- 3,26
- 1,31
— 4,57
η = 8
Оа
- 2,91
Оа
+ 4,83
V*
+ 1,42
+ 0,97
+ 2,39
Па
— 1,83
— 1,25
— 3,08
Оз
- 4,83
Оз
+ 5,84
v3
+ 0,37
+ 0,93
+ і,зо
П3
- 0,47
- 1,19
— 1,66
04
-5,85
04
+ 6,00 ,
V4
V5
-0,64
0
+ 0,91
0
+ 0,27
0
Ра
+ 0,84
— 1,10
- 0,26
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется + Рп> где Рп — местная наірузка нижнего узла у стойки.
Таблица 17
Усилия от единичной нагрузки в стержнях двускатных ферм с восходящими раскосами при уклоне скатов в 10% і
Число
панелей
в ферме
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
слевк
справа| полной
слева
справа
полной
Οι
0
Оі
+ 2,7
Ѵі
— 0,5
0
- о,->
Пі
- 2,0
— 1,0
— 3,0
η = 4
Оа
— 2,7
Оа
+ 3,0
Ѵ2
— 0,1
+ 0,4
+ 0,3
П2
+ 0,3
— 0,7
— 0,4
Ѵ3
0
0
0
Οι
0
Оі
+ 3,1
Ѵі
— 0,5
0
— 0,5
Пі
— 2,8
— 1,2
- 4,0
ΊΙ — 6
Оа
— 3,0
Оа
+ +5
V2
+ 0,6
+ 0,7
+ 1,3
П2
— 0,8
— 1,0
— 1,8
Оз
— 4,5
Оз
+ 4,6
v3
— 0,5
+ 0,6
+ 0,1
Пз
+ 0,7
-0,8 :
— 0,1
V4
0
0
0
Οι
О
Оі
+ з,з
Vi
- 0,5
0
— 0,5
Пі
— 3,5
— 1,4
-4,9
О а
— 3,4
Оа
+ 5,2
V2
+ 1,3
+ 0,9
+ 2,2
П2
— 1,7
— 1,2
— 2,9
η = 8
Оз
- 5,3
Оз
+ 6,0
v3
+ 0,2
+ 0,8
+ 1,0
Пз
- 0,3
- 1,1
-1,4
04
— 6,1
о4
+ 6,0
Va
— 0,8
+ 0,8
0
п4
+ 1,1
-0,9
+ 0,2
v5
0
0
0
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки Ихмеются во всех узлах)
прибавляется + Рп» где Рп — местная нагрузка нижнею узла у стойки.
1 По материалам ЦНШТС.
БАЛОЧНЫЕ ФЕРМЫ
295
Таблица 18
Усилия от единичной нагрузки в стержнях двускатных ферм с переменным направлением раскосов при уклоне скатов
в 20% 1
Число
панелей
в ферме
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
слева
справа
полной
слева
справа
полной
Οι
0
Ѵг
+ 4,1
Ѵі
— 0,5
0
— 0,5
Di
— 3,4
— 1,5
— 4,9
м __ fi
о2
— 5,2
U2
+ 4,1
ѵ2
υ
0
0
d2
+ 0,8
+ 0,8
+ Μ
71 — °
Оз
— 5,2
UZ
+ 4,6
' 3
-1,0
0
— 1,0
Dz
+ 1,3
— 0,5
+ 0,8
ѵ4
0
0
0
Οι
0
Ui
+ 4,7
Vi
-0,5
0
- 0,5
Di
- 4,3
- 1,7
— 6,0
о2
— 6,6
u2
+ 4,7
ѵ2
0
0
0
d2
+ ι,ι
+ 0,9
+ 2,0
η = 8
Оз
- 6,6
Uz
+ 6,8
Ѵ3
— 1,0
0
— 1,0
Dz
+ 0,5
- 0,8
- 0,3
04
— 6,2
Ui
+ 6,8
Ѵ4
0
0
0
Di
- 1,5
+ 0,5
— 1,1,
ѵ5
+ 0,70
+ 0,70
+ 1,40
Οι
0
Ui
+ 5,0
Ѵі
— 0,5
0
- 0,5
Di
- 4,9
— 1,9
— 6,8
ο2
- 7,5
u2
+ 5,0
Ѵ2
0
0
0
d2
+ 1,9
+ 1,0
+ 2,9
η = Ю
Оз
— 7,5
Uz
+ 8,2
Ѵз
- 3,0
0
— 1,0
Dz
— 0,4
- 1,0
- 1,4
04
- 8,4
Ui
+ 8,2
ѵ4
0
0
0
Di
— 0,8
+ 0,8
0
ο5
— 8,4
u5
+ 7,6
ѵб
— 1,0
0
— 1,0
Db
+ 2,0
- 0,7
+ 1,3
ѵб
0
0
0
Примечания: 1. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется + Рп, где Рп — местная нагрузка нижнего узла у стойки.
2. Схемы ферм с меньшим числом панелей, чем указано на фиг. 140, образуются путем выбрасывания панелей
из середины пролета фермы.
Таблица 19
Число
панелей
в ферме
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия
от полной
нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
Элементы
Усилия от нагрузки
слева
справа
полной
слева
справа
полной
Оі
0
иг
+ 4,7
Ѵі
— 0,5
7
- 0,5
Di
— 4,2
- 1,7
— 5,9
о2
— 4,8
и2
+ 6,3
ѵ2
+ 0,9
+ 0,7
+ 1,6
d2
- 1,3
- ,1
— 2,4
п= 8
Оз
- 6,7
Uz
+ 6,3
Ѵз
0
0
0
Dz
— 0,4
+ 0,7
+ 0,3
04
— 6,7
Ui
+ 6,0
ѵ4
— 1,0
0
— 1,0
Di
+ 1,6
— 0,6
+ 1.0
ѵ5
0
0
0
Примечание. При нагрузке понизу к усилиям во всех стойках (если стойки имеются во всех узлах)
прибавляется + Рп, где Рп — местная нагрузка нижнего узла у стойки.
1 По материалам ЦИИПС.
296
В. А. ЗАМ АРАБ В
Инж. В. А. ЗАМАРАЕВ
XII. СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
1. Общие сведения
1) Характеристика и область применения
Сегментные фермы относятся к числу основных
несущих конструкций в покрытиях промышлен¬
ных зданий.
Широкое распространение сегментных ферм
в практике современного строительства обуслов¬
лено целым рядом преимуществ этой системы ферм.
Важнейшими из них являются:
1. Надежность конструкции, проверенная мно¬
голетним опытом в самых разнообразных (в том
числе и неблагоприятных) условиях строитель¬
ства и эксплоатации (двойной запас прочности
по отношению к полной расчетной нагрузке и
тройной — по отношению к снеговой).
2. Сравнительная простота производства ра¬
бот по изготовлению ферм.
3. Возможность применения для ферм наибо¬
лее употребительных размеров пиломатериалов
среднего качества.
4. Полное использование древесины в поясах
ферм.
5. Малая напряженность решетки, допускаю¬
щая эксцентричное крепление ее к поясам на гвоз¬
дях.
6. Высокая экономическая эффективность кон¬
струкции.
К числу недостатков сегментных ферм, огра¬
ничивающих область их применения, относятся:
1. Большой расход гвоздей на верхний криво¬
линейный пояс фермы, имеющий составное се¬
чение из брусков малых размеров.
2. Наличие местных изгибающих моментов
и сдвигающих сил от кривизны верхнего пояса
в пределах панели, особенно существенных
в фермах, не имеющих непосредственной нагруз¬
ки между узлами верхнего пояса.
3. Трудоемкость забивки мощных и длинных
гвоздей в бруски верхнего пояса.
4. Плохая транспортабельность ферм вслед¬
ствие их неразборности, ограничивающая цент¬
рализованное их изготовление.
Наиболее часто встречающиеся в практике
случаи применения ферм приведены на фиг. 1.
Сегментные фермы нормальной современной кон¬
струкции применяются для перекрытия пролетов
от 10 до 40 м при нагрузке до 2 т на 1 пог. м.
Низший предел обусловлен экономической це¬
лесообразностью применения ферм, а верхний —
несущей способностью конструкции при наи¬
большей нагрузке. Те же пределы применения
справедливы и при наличии подвесного потолка
по нижнему поясу ферм.
В покрытиях больших пролетов, превышающих
указанные пределы, сегментные фермы находят
применение в виде звеньев трехшарнирных арок
с криволинейным верхним поясом (фиг. 2).
Арки проектируются из двух сегментных ферм
и могут быть симметричными или несимметрич¬
ными, с затяжкой или без нее.
Пролеты таких арок достигают 75 м.
До установки в покрытие те же сегментные
фермы могут быть успешно использованы для
поддержания опалубки монолитных железобе¬
тонных противопожарных зон вместо дорого
стоящих и загромождающих пространство под¬
мостей.
Сегментная ферма как конструктивная форма
заимствована из практики строительства США,
А
Z\
As
в)
А
<zs
А
А:
г)
7\
25а.
д)
Фиг. 1. Различные случаи примене¬
ния ферм
где она имеет применение и в настоящее
время К
Фиг. 2. Трехтарнирная арка из
сегментных ферм
2) Материал
Специальных требований к материалам сег¬
ментных ферм не предъявляется, поэтому при
проектировании их необходимо руководствоваться
общими положениями технических условий на
деревянные конструкции.
Обычно фермы изготовляются из полусухой
сосны марки 1 (7099) с влажностью от
18 до 23%.
i В практику нашего строительства сегментные фермы
внедрены Промстройпроектом. Следует отметить роль
инж. А. Я. Карташова в первоначальной разработке
конструкции ферм и их внедрении в практику.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
297
На нижний растянутый пояс сегментных ферм,
как и во всякой другой деревянной конструкции,
рекомендуется применять отборный лес, не до¬
пуская сучковатых и косослойных досок, так как
местные пороки древесины в растянутых элемен¬
тах наиболее опасны.
2. Схемы ферм
Основными характеристиками схемы сегмент¬
ной фермы являются:
1) очертание верхнего пояса;
2) высота фермы;
3) схема решетки;
4) число панелей верхнего или нижнего пояса.
Выбор схемы определяется следующими основ¬
ными условиями:
1) профилем кровельного покрытия по фермам
и характером действующих нагрузок;
2) величиной перекрываемого пролета;
3) размерами имеющихся пиломатериалов;
4) экономическими и архитектурно-эстетиче¬
скими соображениями.
1) Очертание верхнего нояса
Верхний пояс, вообще говоря, может иметь
очертание по дуге окружности, параболы, элли¬
пса и других кривых, симметричных относительно
какой-либо оси (например коробовых кривых).
Однако каждая из названных кривых за исклю¬
чением окружности может оказаться рациональ¬
ной только при некоторых пролетах и при опре¬
деленном характере распределения нагрузок по
длине пролета фермы. Так например, при малых
пролетах ферм и при гнутом верхнем поясе пара¬
болическое очертание вызовет большие затруд¬
нения с гнутьем досок, так как при одинаковой
высоте параболического и кругового сегментов
радиус кривизны в вершине параболы значитель¬
но меньше радиуса окружности; следовательно
параболическое очертание (так же как и очер¬
тание по другим кривым) приемлемо только
при больших пролетах.
В некоторых схемах сегмеьгных ферм с фона¬
рем при очертании верхнего пояса по дуге эллип¬
са или по коробовой кривой уменьшаются усилия
в решетке; но и в этом случае экономия в мате¬
риале по сравнению с фермой круглого очерта¬
ния ничтожна, условия же работы крайних пане¬
лей верхнего пояса вследствие большой их кри¬
визны заметно ухудшаются.
Наиболее рациональным и общепринятым очер¬
танием верхнего пояса является поэтому дуга
круга, имеющая постоянную кривизну и одина¬
ково полно удовлетворяющая конструктивным
и производственным требованиям при любой ве¬
личине пролета и при всех встречающихся в
практике схемах распределения нагрузки по
длине фермы.
2) Высота ферм
Высота ферм относится к числу факторов, су¬
щественно влияющих на стоимость всего покрытия
в целом. Поэтому при назначении высоты ферм
необходимо учитывать:
1) стоимость самих ферм;
2) стоимость кровли;
3) стоимость огнестойких железобетонных зон;
4) площадь кровельного покрытия как охлаж¬
дающейся поверхности, влияющей на расходы
по отоплению здания.
Технико-экономические исследования Пром-
стройнроекта, произведенные в'' 1934 г. для цехов
металлообрабатывающей промышленности, по¬
казали, что при пролетах ферм до 20 м опти¬
мальной является высота h = -у- Ζ, а при проле¬
тах I > 2 0 м — высота h = ~ I.
6
Для этих цехов площадь железобетонных про¬
тивопожарных зон составляет от 15 до 25% от
площади всего цеха, а стоимость этих зон, отне¬
сенная к квадратному метру площади пола,
превышает строительную стоимость деревянного
покрытия примерно в 1 раз. В связи с этим вы¬
сота ферм в данном случае подчинена экономиче¬
ской высоте железобетонных арок.
Для цехов малых площадей, где огнестойких
зон не имеется, может оказаться целесообразным
применение ферм с высотой в -j- пролета.
8) Схемы решетки
Решетка сегментных ферм может быть разбита
по одной из схем, приведенных на фиг. 3.
Основной является треугольная схема со стой
ками и с раскосами переменного направления.
Эта схема имеет два варианта. По варианту 1
(фиг. 3, а) средние раскосы пересекаются на оси
верхнего пояса, при этом нижний пояс имеет
панель, расположенную по середине пролета
фермы. По варианту 2 (фиг. 3, б) средние раскосы
имеют обратное направление и пересекаются на
оси нижнего пояса в месте расположения сред¬
ней стойки.
SctAlA.
Λ7^
/J 7/Ρΐ>κ
ΙίδΕΖ
Фиг. 3. Схемы решетки
Вариант 1 лучше, так как допускает симметрич¬
ное расположение стыков нижнего пояса через
одну панель при любом пролете ферм, что весьма
ценно в конструктивном и в производственном
отношениях.
Остальные схемы решетки, приведенные на
фиг. 3 (за исключением типа д), являются произ¬
водными от основной схемы а.
Применение сложной шпренгельной решетки
(фиг. 3, в и г) может быть вызвано экономическими
или архитектурно-эстетическими соображениями
В. А. ЗАМАРЛЕВ
Введением шпренгелыюй решетки в фермах,
не имеющих непосредственной нагрузки между
узлами верхнего пояса, достигается экономия
в металле за счет уменьшения расхода гвоздей
па верхний пояс в пределах от 8 до 12%.
Однако простое дополнение обычных схем ос¬
новной решетки шпренгельной в большинстве
случаев дает плохое архитектурное оформление
конструкции и увеличивает затемнение цеха.
Эти недостатки могут быть частично устранены
путем некоторого разрешения основной решетки
(фиг. 3, в) в пределах, допускающих размещение
стыков нижнего пояса через одну панель, что
достижимо при пролетах до 20 м. Кроме того
необходимо отметить трудность получения ар¬
хитектурно-приемлемого решения пересечений
шпренгелей с основными раскосами фермы.
В связи с этим шпренгельную решетку реко¬
мендуется применять лишь в индивидуальных
проектах при условии надлежащего архитек¬
турного оформления как самих сегментных ферм,
так и всего сооружения в целом.
Примером применения ферм такой конструкции
может служить перекрытие Арбатского рынка
в Москве 1.
Для ферм, имеющих нагрузку на нижний пояс
от потолка или подвесного монорельса, приме¬
няются схемы решетки, приведенные на фиг.
3, д и е.
Первая из этих схем (с нисходящими раскоса¬
ми) менее рациональна, так как при пролетах
ферм более 13 м обычно требует устройства лиш¬
них стыков нижнего пояса вследствие невозмож¬
ности раздвижки их (см. ниже) из-за малой
длины панели.
Вторая схема (фиг. 3, е) получена из основной
схемы (фиг. 3, а) путем добавления подвесок,
передающих нагрузку от потолка на верхний
пояс фермы. Наличие этих подвесок не является
препятствием к устройству раздвинутых стыков
нижнего пояса.
В соответствии с этим наибольшая рациональ¬
ная длина панели верхнего пояса получается
при h = -γΐ равной 0,151/ и при h = 1 — рав.
ной 0,133/ (Z — пролет фермы, h — ее высота).
При назначении числа панелей в верхнем поясе
ферм с фонарем следует также учитывать распо¬
ложение фонаря, определяемое условиями осве¬
щенности или аэрации цеха.
Характер разбивки панелей верхнего пояса
определяющий собой полноту использования
материала верхнего пояса по длине пролета и
простоту самой схемы, имеет существенное зна¬
чение при выборе схемы фермы:
I = 10 - 19 м ; * = ~
ЦБ5 df
.6*
^;Q650
г = 20 - 24 ж; 4- = 4-
і о
-80
0.650
Л650
! = 25 - 29 м; = 4-
I 6
JlZ
0.650
-100-
О.650\
4) Число панелей
Число панелей верхнего или нижнего пояса
сегментных ферм назначается в зависимости от
длины панелей, ограниченной главным образом
конструктивными требованиями и размерами
пиломатериалов.
Величина одной (двойной) панели нижнего
пояса, стыкуемого через панель, зависит от дли¬
ны досок и должна быть меньше длины доски при¬
мерно на 2 м (см. ниже). Таким образом наиболь¬
шая длина панелей нижнего пояса при длине
досок 1 м получается равной 5 м.
Длина панели верхнего пояса при очертании
его по дуге круга существенно влияет на эконо¬
мичность всей "конструкции, так как величина
местных изгибающих моментов и сдвигающих
сил, возникающих от кривизны пояса в преде¬
лах панели, зависит от величины стрелки кривой
по середине панели, изменяющейся пропорцио¬
нально квадрату длины хорды панели.
Анализ большого числа осуществленных проек¬
тов и теоретические исследования Промстрой¬
проекта свидетельствуют о том, что отношение
стрелки кривой по середине панели к длине са¬
мой панели более ~ является нерациональ¬
ным.
1 Осуществлено по проекту итк. В. С. Деревягина.
I = 30 - 35 ле; -^- = 4“
l ο
Точное решение задачи о равнопрочности
верхнего пояса по всей длине его возможно лишь
на основании расчета сегментных ферм как мно¬
гократно статически неопределимых систем с
учетом их конструктивных особенностей. В на¬
стоящее время достаточных научно-эксперимен¬
тальных данных по этому вопросу не имеется.
Практический расчет ферм как шарнирно-стерж¬
невых систем с приближенным учетом узловых
моментов верхнего пояса показывает, что равно-
прочность верхнего пояса по длине пролета
может быть достигнута путем последовательного
уменьшения длины панелей от середины фермы
к опорам.
В соответствии с этим крайние панели ферм
принимаются укороченными.
Наиболее простое решение схемы получается
при равных проекциях средних панелей верх-
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
'Z99
:іего пояса на ось нижнего пояса; крайние па¬
нели (первая и последняя) как более короткие
имеют меньшие проекции, обычно равные 0,65
от проекций средних панелей.
Такая схема, несмотря на некоторое наруше¬
ние принципа равнопрочности верхнего пояса,
получила большое распространение и принята
Промстройпроектом.
1=10 —14 лс; η^==-γ
А
А .
zA;·
ЬіоЬ а
-8а-
0.65rf
1 = 20 — 24 м;
h 1
i ~Ύ
Примеры применения этой схемы для сегмент¬
ных ферм различных пролетов приведены на
фиг. 4 и 5.
3. Конструкция
Основными конструктивными элементами сег¬
ментной фермы являются: 1) верхний и 2) нижний
пояса, 3) решетка и 4) опорные узлы.
1) Верхний пояс
При составном (дробном) сечении верхнего
пояса возможны две конструкции его: 1) из гну¬
тых брусков (фиг. 6)—по типу арки Эми, 2) из
выкружаленных досок (фиг. 7) — по типу арки
Делорма.
В экономическом отношении оба типа равно¬
ценны, а недостатки второго типа более суще¬
ственны: 1) наличие большого числа стыков,
2) необходимость усиления пояса при работе па
продольный изгиб из плоскости фермы, 3) трудо¬
емкость заготовки косяков и их* приторцовкн
при сборке пояса и др.
Фиг. 6 Фиг. 7
Поэтому гнутый верхний пояс признан более
рациональным и получил широкое распростра¬
нение, тогда как пояс из досок на ребро приме¬
нен на практике лишь в единичных случаях.
Сечением верхнего пояса определяется кон¬
струкция всей фермы. В простейшем случае
пояс состоит из двух ветвей, раздвинутых на
толщину элементов решетки, с прокладкой между
ними доски на ребро (фиг. 6). Совместная работа
брусков, а также и ветвей пояса обеспечивается
гвоздями и прокладкой.
Пределы применения этого сечения ограничены
шириной его ветвей и мощностью соответствую¬
щего ему нижнего пояса, зависящей от качества
древесины и от размеров применяемых досок.
При большой ширине ветвей верхнего пояса
(более 7 см) такое сечение не применяется, ибо
понижается экономическая эффективность гвоз¬
девых соединений в связи с тем, что значитель¬
ная часть длины гвоздей совершенно не исполь¬
зуется (фиг. 8).
Увеличение мощности верхнего пояса дости¬
гается увеличением числа ветвей до трех (фиг. 9)
и последующим уширением средней ветви сече¬
ния (фиг. 10), не понижающим эффективности
использования гвоздей.
Фиг. 8
Фиг. 9
Фиг. 10
Двухветвевое сечение дгіет наиболее экономич¬
ное и простое решение <{юрмы, поэтому приме¬
нение двух других типов (фиг. 9 и 10) можно
рекомендовать лишь при больших пролетах и
нагрузках, когда прочности двух ветвей недо¬
статочно, или в тех случаях, когда по конструк¬
тивным или архитектурным требованиям необ¬
ходимо уменьшить ширину элементов (размер
по фасаду) решетки, обычно определяемую из
условия размещения гвоздей в узлах верхнего
пояса.
Высота сечения пояса, имеющая не менее су¬
щественное значение, чем ширина его ветвей,
зависит от числа и от· толщины брусков. Во из¬
бежание большого ослабления сечения число
брусков по высоте пояса обычно принимается
не менее трех, но н.е более пяти, ибо большое
число швов в составном сечении элемента умень¬
шает его жесткость и ухудшает использование
материала.
зоо
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Стыки брусков гнутого верхнего пояса осуще¬
ствляются простой приторцовкой их (фиг. 11)
и располагаются обычно черев панель вразбежку
не ближе 0,5 м один от другого, на расстоянии
-I- -— у длины панели от узла при условии,
чтобы поперечное сечение каждой ветви ослабля¬
лось не более, чем одним стыком, и чтобы стыки
90е
_з
£
t
Фиг. 11
верхних и нижних брусков всегда располага¬
лись в пределах от у до у длины панели от
узла.
Толщина. брусков зависит от размеров гвоздей
и от кривизны пояса (а следовательно и от про¬
лета фермы), так как напряжения, возникающие
при гнутье брусков, тем больше, чем меньше
отношение у, где Я — радиус кривизны пояса,
a h — толщина бруска.
В практике проектирования Промстройпроекта
отношение у принимается не менее 200; при
этом начальные напряжения, возникающие при
гнутье брусков, на основании приказа НКТП
за № 012737 от 15 июля 1932 г. не учитываются,
так как опытные данные свидетельствуют о не¬
большом их влиянии и о затухании со временем.
В преобладающем большинстве случаев при¬
меняются бруски толщиной 5—6 см и шириной
соответственно 5—7 и 6—7 см. Поперечные се¬
чения, составленные из этих брусков, обеспечи¬
вают необходимую мощность пояса и хорошо со¬
гласуются с действующим стандартом проволоч¬
ных гвоздей. В сечениях указанного на фиг. 10
типа средняя ветвь составляется из цельных
досок той же толщины и утроенной по сравнению
с брусками ширины.
Для малых пролетов ферм (10—13 м) в целях
уменьшения начальных напряжений от гнутья
следует применять бруски толщиной 4 см и ши¬
риной 4—6 см.
Бруски толщиной 7 см применяются в редких
случаях и только при больших пролетах ферм.
При проектировании верхнего пояса необхо¬
димо учитывать, что сечения, составленные по
высоте из трех брусков, часто вызывают чрез¬
мерное увеличение ширины решетки вследствие
трудности размещения твоздей в узлах пояса и
кроме того по сравнению с сечениями, составлен¬
ными из четырех и из пяти брусков, получают
соответственно большее ослабление в месте рас¬
положения стыков брусков. В связи с этим та¬
кие сечения применимы при малонапряженной
решетке и при небольших усилиях в поясе, когда
сечение из четырех брусков дает большой пере¬
расход древесины.
Для упрощения конструкции стыков нижнего
пояса и опорных узлов фермы (см. ниже) проме¬
жуток между ветвями пояса обычно принимается
равным ширине отдельной ветви (в типе, указан¬
ном на фиг. 10, равной ширине крайней вет¬
ви).
Совместная работа ветвей, как указывалось
выше, обеспечивается гвоздями и прокладкой
из целой доски на ребро, располагаемой по всей
длине панели между узлами пояса.
Помимо конструктивного назначения прокладка
разгружает пояс при его работе в плоскости
фермы, уменьшая нарастание стрелки кривой
в пределах панели.
Поэтому применение вместо прокладки других
конструктивных решений, в частности сечений
указанных на фиг. 12, нежелательно, так как
при уточненном расчете ни в экономическом, ни
в техническом отношении они не имеют преиму¬
ществ.
Наиболее рациональные типы поперечных се¬
чений верхнего пояса приведены ниже, в разделе
«Расчет сегментных ферм».
Размеры гвоздей верхнего пояса назначаются
в соответствии с размерами сплачиваемых бру¬
сков и ветвей сечения из условия равнопрочности
соединения по смятию древесины и по изгибу
самого гвоздя.
Гвозди, соединяющие в одно целое бруски
отдельной ветви, забиваются по направлению
радиуса дуги верхнего пояса. В коньке фермы
гвозди эти имеют вертикальное направление и
называются «вертикальными» гвоздями.
Фиг. іа
Фиг. 13
В зависимости от высоты ветви и от длины гвоз¬
дей возможны две основных схемы гвоздевого
забоя, приведенные на фиг. 13.
В схеме 1 (фиг. 13, а) с целью достижения рав¬
нопрочности крайних швов сечения гвозди за¬
биваются с одной и другой стороны ветви равно¬
мерно.
Расстояние между гвоздями принимается:
вдоль волокон не менее 20d и поперек волокон
не менее Ы при прямой расстановке нормаль¬
ным рядом и 6d при шахматной расстановке
(d — диаметр гвоздя).
Гвозди, соединяющие через прокладку ветви
пояса, занимают в ферме горизонтальное поло¬
жение и поэтому называются «горизонтальными»
гвоздями.
Размещение этих гвоздей по высоте сечения
пояса ограничено наличием швов между брусками
и высотой прокладки.
В зависимости от высоты и от кривизны пояса
прокладка может перекрывать все или только
часть брусков по высоте пояса. Так например,
в поясе высотой 25—30 см, составленном из бру¬
сков толщиной 5—6 см, прокладка перекрывает
только три средних бруска (фиг. 14), через кото¬
рые осуществляется связь между ветвями пояса.
Это обстоятельство необходимо учитывать при
выборе поперечного сечения пояса. В тех слу¬
чаях, когда пояс не закреплен по всей его длине
и может работать на продольный изгиб из пло¬
скости фермы или когда по конструктивным или
экономическим соображениям необходимо за¬
менить часть вертикальных гвоздей горизон¬
тальными, не следует применять сечений из че-
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
301
тырех брусков (по высоте сечения), если они пол¬
ностью не перекрываются прокладкой.
При размещении горизонтальных гвоздей
иногда по конструктивным требованиям прихо¬
дится допускать отступления от норм,
определяющих наименьшее рассто¬
яние между продольными рядами
гвоздей при шахматной их расста¬
новке (см. выше). Примеры таких
отступлений, обычно допускаемых
на практике, приведены на фиг. 15.
Размеры гвоздей, соответствующие
рекомендуемым сечениям верхнего
пояса, указаны ниже, в разделе «Расчет сегмент¬
ных ферм».
Фиг. 15. Примеры размещения горизон¬
тальных гвоздей
2) Нижний пояс
Прямолинейность нижнего растянутого пояса
сегментных ферм определяет простоту его кон¬
струирования.
Материалом нижнего пояса, так же как и всей
фермы, является древесина, механические свой¬
ства которой вполне обеспечивают необходимую
прочность его при современных пролетах сег¬
ментных ферм (стр. 296).
Нижний пояс конструируется из досок, раз¬
двинутых, как и ветви верхнего пояса, на толщину
элементов решетки.
Высоту поясных досок не следует допускать
менее 12 см при пролетах ферм до 20 м и менее
15 см при пролетах более 20 м. Последнее условие
вызвано тем, что ответственность несущей кон¬
струкции возрастает с увеличением пролета и
кроме того вероятность местных пороков древе¬
сины при большой длине пояса также увеличи¬
вается.
Число досок и их ширина назначаются в со¬
ответствии с типом поперечного сечения верх¬
него пояса, так как от этого зависит конструк¬
ция узловых сопряжений и в частности соедине¬
ния верхнего пояса с нижним в опорном узле.
При одинаковой ширине ветвей верхнего поя¬
са число и ширина досок нижнего пояса прини¬
маются соответственно равными числу и ширине
ветвей верхнего пояса. Для сечений же верхнего
пояса с уширенной средней ветвью применение
этого принципа усложняет конструирование опор¬
ных узлов и стыков нижнего пояса.
В фермах с таким сечением верхнего пояса
рекомендуется конструировать нижний пояс из
четырех досок, как это показано на фиг. 16.
Получающееся при этом несоответствие между
сечениями поясов несущественно, так как равно¬
мерное распределение усилий между отдельными
досками нижнего и верхнего поясов вполне обес¬
печивается жесткостью опорных узлов фермы,
исключающей возможность различных деформа¬
ций растяжения для отдельных досок.
При выборе типа поперечного сечения нижнего
пояса большое значение имеет также промежуток
Фиг. 16. Поперечные сечения ферм
между отдельными его досками, определяющий
собою конструкцию их стыков, перекрываемых
обычно накладками и прокладками из досок.
Наиболее простое и экономичное решение сты¬
ка получается при одинаковой толщине прокладок
и основных досок пояса (фиг. 17).
. . _ I 1
-■
—
—
-
—!■
1 1 !
, а Ί
1
1
1 а
1 !
. а*
1- . .
1 і
L—I
Фиг. 17. Нормальная конструкция стыка
Ввиду того что такие сечения поясов вызывают
некоторый перерасход материалов на прокладки
верхнего пояса и частично на решетку фермы,
доски нижнего пояса (а следовательно и ветви
верхнего пояса) иногда располагают на более
близком расстоянии, меньшем, чем толщина пояс¬
ной доски.
В этих случаях в стыках нижнего пояса про¬
кладки ранее врезались в доски пояса (фиг. 18)
для того, чтобы прочность их была равна проч¬
ности ослабленных досок пояса.
гтт~і—
Τ"ΤΤ:·ι .
+ .
: : ! 1
I : ; с
+
: : : : : ; п
1 : i i
: ■ -Тс
+
Ί г rt
; ! .UJ
Фиг. 18. Стык с врезкой прокладки
Такая конструкция стыка отвергнута прак¬
тикой, так как она усложняет производство
работ, увеличивает расход материалов на нижний
пояс и одновременно уменьшает надежность
работы всей фермы вследствие возможных де¬
фектов врезки.
Указанные недостатки устраняются в кон¬
струкции \ в которой на каждую накладку сты¬
ка передается больше половины усилия, дей¬
ствующего в поясной доске, благодаря чему
отпадает необходимость врезки прокладок в
доски пояса.
Это достигается путем увеличения числа ра¬
бочих срезов нагелей между поясными досками
и накладками по сравнению с числом срезов
между поясными досками и прокладкой (фиг. 19)
1 Предложена инш. Плешковым П. Ф.
302
В. А. 3ΑΜΑΡΑΈΒ
или же путем дополнительного прикрепления
накладок к поясным доскам короткими гвоздями
(фиг. 20).
Этот стык не является универсальным, так как
может применяться только для ферм с нижним
поясом из двух досок.
г-Чт-гі
! 1 i
·■ ,ύ ^
twa ! :L~L
i ! 1^1 g
’t—г-і-і—І4
l.X.1
ш
! : Πι
■JLi—
Фиг. 19, Конструкция стыка
Плешкова
Если толщина прокладки меньше толщины по¬
ясных досок, удачная конструкция стыка, осу¬
ществимая при любом числе поясных досок,
может быть получена применением на прокладки
более прочных, чем на нижний пояс, пород леса
или же увеличением высоты прокладок.
Фиг. 20. Конструкция стыка
Плешкова
Если для поясных досок, как и для всей фермы,
применяется полусухая сосна марки 1 7099^ ,
то изготовление прокладок, например из воздуш¬
но-сухой лиственницы той же марки, уже позво¬
ляет уменьшить их толщину (по сравнению
с поясными досками) на 25%, а при марке 0 —на
40%, т. е. более, чем то необходимо.
Однако это решение возможно только при нор¬
мальной схеме стыка, когда поясные доски соеди¬
няются впритык и прокладка имеет небольшую
длину. Для раздвинутых же стыков, приме¬
няемых при средних и больших пролетах сег¬
ментных ферм, оно не всегда осуществимо, так
7<ак прокладки, перекрывающие раздвинутые
стыки, имеют обычно столь большую длину (4—
4,5 м), что получение таких досок из наиболее
прочных пород леса может встретить большие
затруднения.
Так как каждый из этих двух типов стыков
имеет ограниченную сферу применения, то в
большинстве случаев стыки конструируются с
прокладками той же толщины, что и поясные
доски.
Толщина накладок, перекрывающих стыки,
назначается из условия их прочности; в этом слу¬
чае она должна быть не менее половины толщины
поясной доски. Кроме того толщина накладок
согласуется с типом связей стыка.
Основным видом соединений для стыков ниж¬
него пояса независимо от их схемы являются
цилиндрические нагели из стали.
При небольшой толщине стыка в тех случаях,
когда пояс состоит из двух досок, вместо нагелей
лучше применять гвозди, так как по сравнению
с нагелями они меньше ослабляют поперечное
сечение пояса и равномернее распределяют
усилие по сечению.
Диаметр нагелей d и размеры гвоздей назна¬
чаются в соответствии с толщиной поясных д0_
сок и прокладок из условия равнопрочностн
соединения по смятию древесины в гнезде ц
по изгибу самого нагеля (или гвоздя). При тол¬
щине досок 5—6 см это условие удовлетворяется
при d = 12 мм и при толщине досок 7 см — при
d = 16 мм.
Размещение нагелей производится в соответ¬
ствии с ТУ и Н, а именно: расстояние между
нагелями и от оси нагеля до торца доски вдоль
волокон назначается равным или более 5d,
между продольными рядами (поперек волокон)
не менее 2,5d и от оси нагеля до продольной кром¬
ки доски — 1,5с?.
Расставлять нагели на наименьшем предельном
расстоянии не рекомендуется во избежание боль¬
шого ослабления пояса.
В практике Промстройпроекта шаг нагелей
(вдоль волокон) принимается равным при d =
= 12 мм — 8,0 см и при d = 16 мм — 10,0 см.
Число продольных рядов нагелей п в зависимости
от их диаметра и от высоты досок указано ниже,
в разделе «Расчет сегментных ферм».
В нагельных и гвоздевых стыках обязательно
ставятся стяжные болты во избежание раскрытия
рабочих швов сопряжения. Число болтов обычно
составляет 20% от числа нагелей; в гвоздевых
же стыках ставится по 2—3 болта на полуна¬
кладку в зависимости от числа гвоздей. Эти бол¬
ты размещаются по длине стыка равномерно.
По длине пролета стыки рекомендуется разби¬
вать симметрично относительно середины фермы
и не чаще, чем через одну (двойную) панель ниж¬
него пояса.
В фермах средних и больших пролетов, где
длина панели нижнего пояса достигает 4—5 м,
последнее условие может быть выполнено только
при раздвинутых стыках. Раздвинутые стыки
могут применяться и при малых пролетах ферм
для уменьшения числа стыков и использования
досок средней длины.
Фиг. 21. Схема стыков
нпшнего пояса
Таким образом в зависимости от длины па¬
нели и от длины самих досок стыки нижнего
пояса делаются или впритык (фиг. 21, а) или раз¬
двинутыми (фиг. 21, б) в пределах панели.
Требование симметричного расположения сты¬
ков по длине пролета вызвано архитектурными
и конструктивными соображениями в связи
с приданием нижнему поясу и всей ферме строи¬
тельного подъема.
3) Решетка
Конструирование основных рабочих элементов
решетки предопределено общей конструкцией
фермы, сечениями поясов и характером узловых
сопряжений.
Стойки и раскосы решетки делаются из целых
досок одинаковой толщины, обжимаемых в узлах
ветвями верхнего и досками нижнего поясов.
В простейшем случае, когда пояса состоят из
двух ветвей, элементы решетки имеют целое се¬
чение из одной доски.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
301
Вследствие большой гибкости досок устойчи¬
вость их при продольном изгибе из плоскости
фермы часто бывает недостаточной даже при
сравнительно небольших усилиях в решетке.
Поэтому для увеличения жесткости они усиляются
по всей длине между поясами нашивками из тон¬
ких досок на гвоздях (фиг. 22).
Эти нашивки, ничем не соединенные с поясами,
непосредственно не воспринимают действующих
в решетке сжимающих усилий, но, значительно
увеличивая жесткость основной доски, допускают
повышение напряжений, а сле¬
довательно и нагрузки на ре¬
шетку.
Размеры нашивок определяются
необходимой жесткостью элемен¬
тов решетки. Толщина их при¬
нимается обычно не менее 3 см и
ширина не менее 1 см. Рекомен¬
дуемые типы поперечных сече¬
ний усиленной нашивками ре¬
шетки приведены ниже, в разделе «Расчет сег¬
ментных ферм».
Совместная работа основной доски с нашив¬
ками обеспечивается гвоздями, размеры которых
назначаются в зависимости от толщины сплачи¬
ваемых элементов.
Длина гвоздей принимается примерно равной
общей толщине'досок с тем, чтобы каждый гвоздь
имел рабочие срезы в обоих швах сечения. Швы
между основной доской и нашивками должны
обладать одинаковой прочностью, так как выпу¬
чивание сжатых стержней решетки при продоль¬
ном изгибе может происходить в обе стороны.
В связи с этим гвозди необходимо забивать по¬
ровну с каждой стороны решетки. Размеры этих
гвоздей в зависимости от толщины досок указаны
ниже, в разделе «Расчет сегментных ферм».
Применение нашивок не всегда однако оправ¬
дывается экономическими соображениями, кро¬
ме того необходимо учитывать, что они услож¬
няют производство работ. Поэтому иногда це¬
лесообразнее увеличить толщину основной доски.
Это необходимо в том случае, когда верхний пояс
работает на продольный изгиб из плоскости
фермы.
Для двух других типов поясов — из трех
ветвей (фиг. 9 и 10) — элементы решетки полу¬
чаются двухветвевыми, т. е. состоящими из двух
цельных по длине досок (фиг. 16 и 23).
Фиг. 23
мерно распределенными по длине элемента ре¬
шетки.
Короткие прокладки изготовляются из отхо¬
дов пиломатериалов при сборке ферм и в этом
отношении они имеют преимущество перед сплош¬
ными.
Размеры гвоздей, соединяющих доски решетки
с прокладками, назначаются в соответствии
с толщиной сплачиваемых элементов (см. «Расчет·
сегментных ферм»).
Ширина всех стоек и раскосов решетки обычно
принимается одинаковой, чтобы упростить про¬
изводство работ и получить лучшее архитектур¬
ное оформление ферм. Кроме того не рекомен¬
дуется допускать решетки более широкой, чем
высота поясов, так как в этом случае вследствие
эксцентричной конструкции узлов (см. ниже)
в поясах возникают большие изгибающие мо¬
менты и ухудшается внешний вид фермы.
При проектировании ферм со шпреигельной
решеткой большое значение имеет архитектур¬
ное решение пересечения шпренгелей с основны¬
ми раскосами (см. выше «Схемы ферм»).
Для одиночной решетки, а также и для решетки,
усиленной нашивками, можно рекомендовать
применение фасо но к-накладок из фанеры. Если
же это не допускается влажностным режимом
цеха и имеется опасность расслоения фанеры
из-за сырости, можно заменить фанеру тонким
(1—1,5-мм) листовым оцинкованным железом.
Эти фасонки соединяются со шпренгелями и
с основными раскосами мелкими (толевыми)
гвоздями.
СжатЫе элементы шпренгелей проще всего
приторцевать к раскосам и только конструктивно
соединить с фасонкой гвоздями; растянутые же
элементы должны полностью передать свое уси¬
лие через фасонку (фиг. 24). Поэтому направле¬
ние волокон в наружных шпонах фанеры сле¬
дует совмещать с направлением растягивающего·
шпренгель усилия.
Фиг. 24. Сопряжение шпренгелей с
раскосом основной решетки
Каждая из этих досок соединяется с поясами
непосредственно и одинаково прочно.
Увеличение жесткости отдельных досок, не¬
обходимое при работе сжатых стержней решетки
на продольный изгиб из плоскости фермы, до¬
стигается в этом случае постановкой между
ними святаей в виде прокладок на гвоздях, обеспе¬
чивающих совместную работу обеих ветвей.
Прокладки рекомендуется ставить и в растя¬
нутых стержнях решетки для выравнивания на¬
пряжений между досками и во избежание воз¬
можной перегрузки узловых сопряжений.
Прокладки могут быть сплошными по всей
длиле между поясами или разрезными, равно¬
Элементы шпреигельной решетки рекомен¬
дуется центрировать на ось раскоса, что при та¬
кой конструкции узла не вызывает никаких
затруднений.
При двухветвевой решетке можно обойтись
и без фасонок, соединяя шпренгели с основными
раскосами помощью прокладок на гвоздях
(фиг. 25). В этом случае приходится допускать
эксцентричное решение узла, что при малонапря¬
женной решетке вполне допустимо и оправды¬
вается достигаемой простотой производства ра¬
бот и хорошим внешним видом конструкции.
Решетка обычно присоединяется к поясам
на гвоздях, хорошо воспринимающих внако-
304
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
переменные усилия и обеспечивающих полную
надежность работы решетки.
Существенным недостатком гвоздевых соеди¬
нений является невозможность центрирования
сходящихся в узле стержней даже при сравни¬
тельно небольших усилиях в решетке. Объяс¬
няется это тем, что для гвоздевого забоя необ¬
ходима значительная площадь, особенно большая
в тех случаях, когда гвоздь пробивает сходящиеся
в узле доски более чем двух направлений. Раз¬
мещение гвоздей ограничено нормами, соблюдение
которых гарантирует конструкцию от раскалы¬
вания досок.
Вследствие этого ширина решетки обычно опре¬
деляется условием размещения гвоздей в узлах
верхнего пояса, что часто связано с большим
перерасходом древесины. Поэтому на практике
допускают отступления от норм по размещению
гвоздей и принимают наименьшее расстояние
между гвоздями вдоль волокон древесины рав-
,ным не 2Сс?, а 16d, где d — диаметр гвоздей.
Фиг. 25. Сопряжение шпрен-
гелей с раскосом основной
двухветвевой решетки
Эти отступления, как показывает опыт, не
вызывают уменьшения прочности узловых со¬
пряжений по сравнению с прочностью самих
ферм.
Примеры размещения гвоздей в узлах верхнего
и нижнего поясов приведены на фиг. 26. Размеры
же гвоздей для крепления решетки к поясам
указаны в табл. 20.
В каждом } з іе пояса необходимо ставить
по одному стяжному болту для того, чтобы пре¬
дупредить раскрытие рабочих швов сопряжения.
При конструировании узлов фермы нужно
по возможности уменьшать величины эксцентри¬
ситетов сходящихся в узле элементов, так как
от этого в значительной мере зависит прочность
как верхнего, так и нижнего поясов. Особенно
велико влияние эксцентриситета в фермах с фо¬
нарем.
Стойки решетки всегда следует располагать
точно по геометрической схеме фермы, раскосы
же из-за эксцентричной конструкции узлов при¬
ходится несколько смещать, но не более, чем на
необходимую для размещения гвоздей величину.
Это условие всегда удовлетворяется, если смеж¬
ные кромки стоек и раскосов пересекаются на
оси нижнего пояса (фиг. 27), а кромки раскосов —
на оси верхнего пояса.
Если же в узлах верхнего пояса кроме раскосов
имеются стойки (в фермах с фонарем и с над¬
стройками) или подвески (в фермах с подвесным
потолком), то их нужно конструировать так же,
как и узлы нижнего пояса.
Все указания по конструированию решетки и
узловых сопряжений ее с поясами предполагают
нормальную конструкцию фермы. В некоторых
случаях возможны отступления от этих методов
Фиг. 26. Примеры размещения гвоздей в узлах верхнего
и нижнего поясов
Фиг. 27 Принцип конструи- Фиг. 25
рованияузла пижпего пояса
Например при чрезвычайно больших усилиях
в решетке иногда увеличивают на два число
досок в наиболее напряженных элементах ее,
обжимая этими досками пояса фермы (фиг. 28).
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
305
Такие решения нежелательны из архитектур¬
ных соображений и могут быть допущены только
в исключительных случаях (где совершенно не
приходится обращать внимание на внешнее офор¬
мление конструкции, например для ферм с под¬
весным потолком).
4) Опорные узлы
а) Общие сведения
Сопряжение верхнего и нижнего поясов в
опорных узлах является наиболее сложной и от¬
ветственной конструктивной деталью сегментных
ферм, значительно влияющей также и на их
экономичность.
Со времени применения сегментных ферм пред¬
ложено более двадцати конструкций опорных
узлов.
Несмотря на это, в настоящее время нет такого
решения, которое бы одинаково полно удовлетво¬
ряло производственным конструктивным и эко¬
номическим требованиям.
Все предложенные типы опорных узлов по
характеру передачи усилий с одного пояса на
другой можно разделить на две группы.
В группе 1 усилия передаются через прокладки
и накладки, соединенные с . нижним поясом
стальными цилиндрическими нагелями или гвоз¬
дями, так же как и в стыках нижнёго пояса.
В группе 2 эти усилия передаются только по
наружным плоскостям поясов, поэтому про¬
кладки являются конструктивным, а не рабочим
элементом сопряжения.
Узлы группы 1, обладая целым рядом преиму¬
ществ по сравнению с узлами группы 2, получили
наибольшее распространение в практике совре¬
менного строительства.
Основным принципом решения этих узлов и их
преимуществом является распределение дей¬
ствующих в поясах усилий на несколько равных
между собой частей.
Так например, при двухветвевом поясе на¬
грузка на один рабочий шов между прокладкой
или накладкой и поясной доской составляет
~ усилия в поясе, а при трехветвевом равной
ширины — соответственно -г- .
В связи с этим опорные узлы группы 1 могут
быть сконструированы в дереве (без металла)
целиком. Узлы группы 2 требуют применения
металла, кроме того вследствие сосредоточения
усилий в двух наружных накладках соединения
нагельного типа используются в них нерацио¬
нально и неэкономно.
б) Безметальные узлы
Простейшим и наиболее экономичным типом
опорных узлов группы 1 являются узлы на ще-
ковых врубках — верхний пояс врубается в
прокладки и накладки, соединенные с нижним
поясом (фиг. 29).
Передача усилий с верхнего пояса на нижний
происходит через щековые торцы на прокладки
и накладки, а через них посредством нагелей или
гвоздей — на нижний пояс.
Врубки обычно конструируются ортогонально
к верхнему поясу. Ортогональное решение имеет
по сравнению с биссектрисным то преимущество,
что исключает возможность скольжения верхнего
Деревянные констюукции
пояса по наклонным торцам и позволяет развить
опорную площадь узла, которой часто бывает
совершенно недостаточно для передачи нагрузки
на опору. Кроме того при биссектрисном рас¬
положении щековых торцов в некоторых случаях
необходимо излишне увеличивать высоту накла¬
док и прокладок, чтобы полностью перекрыть
торец верхнего пояса в верхней его части.
Фиг. 29. Узел на щековых врубках
Высота накладок и прокладок зависит от вы¬
соты поясов и от угла между ними и может быть
или равна или больше высоты досок нижнего
пояса. В последнем случае нижние кромки на¬
кладок и прокладок для увеличения рабочей
площади скалывания обычно совмещают с ниж¬
ней кромкой нижнего пояса. Получающееся при
этом смещение их осей относительно оси нижнего
пояса практического значения не имеет.
Конструктивно необходимая высота накладок
и прокладок hH определяется следующей зави¬
симостью:
К = О-5 ІК + К · °°s “).
где hu и h0 — высоты нижнего и верхнего поясов;
а — угол между ними.
Плоскость врубок можно располагать по
центру узла (фиг. 29) или смещать от него
в направлении пролета фермы (фиг. 30). В обоих
Фиг. зо
случаях расстояние а — Ь от оси опоры, прохо¬
дящей через центр узла, должно быть равно поло¬
вине длины опорной части 10 узла фермы, так как
при несовпадении оси опоры с центром узла в нем
возникают изгибающие моменты, крайне нежела¬
тельные для щековых врубок.
Глубина щековых врубок всегда принимается
равной половине ширины ветви верхнего пояса.
Толщина досок, из которых изготовляются
накладки и прокладки (равная толщине их в кон¬
цевой части узла), должна быть не менее удвоен¬
ной глубины врубки даже в том случае, если на
эти доски применяются более твердые породы
леса.
20
зов .
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Прокладки узла рекомендуется делать цель¬
ными из одной доски, а не из двух, так как из¬
лишняя дробность прокладок не вызывается ни
конструктивными, ни производственными тре¬
бованиями.
В концевой части узла ставится не менее двух
стяжных болтов, которые имеют не только кон¬
структивное значение, но необходимы также
для того, чтобы уравновесить момент, возни¬
кающий в накладках от внецентренного прило¬
жения к ним через щековые торцы растягиваю¬
щего усилия.
Длина концевой части узла (от точки пересе¬
чения верхних кромок накладок и верхнего
пояса) обычно не превышает семикратной глу¬
бины врубки, так как дальнейшее увеличение
ее не повышает в значительной мере прочности
древесины в плоскости скалывания.
Для ферм с уширенной средней ветвью верх¬
него пояса для конструирования опорных узлов
на щековых врубках приходится расчленять
в опорном узле среднюю ветвь на две части с про¬
межутком между ними, равным по ширине
прокладке нижнего пояса (фиг. 31).
Фиг. 31. Торец верхнего пояса с вы¬
резом в средней уширенной ветви
В этих случаях целесообразнее отказаться
от применения щековых врубок, ибо неболь¬
шие неточности, допущенные при сборке уз¬
лов, могут значительно понизить прочность
всей фермы.
Вследствие плохого сопротивления древесины
скалыванию узлы на щековых врубках менее
надежны, чем узлы других типов, и имеют лишь
ограниченное применение.
Кроме того они требуют высокого качества
работы при их сборке и применения на накладки
и прокладки отборного леса, не имеющего ника¬
ких пороков, что не всегда осуществимо на прак¬
тике.
Совершенно исключается возможность их при¬
менения в тех случаях, когда промежуток между
ветвями верхнего пояса фермы меньше ширины
его отдельной ветви.
Вполне надежная конструкция опорного узла
получается при передаче усилий с одного пояса
на другой не врубками, при которых решающим
фактором является прочность древесины на
скалывание, а нагелями или гвоздями, соеди¬
няющими прокладки в концевой части узла
с удлиненными накладками и прокладками ниж¬
него пояса (фиг. 32).
Несмотря на это преимущество, такие узлы
могут применяться в редких случаях, например
в фермах при перекрытии однопролетных зда¬
ний, так как в многопролетных зданиях сравни¬
тельно длинная концевая часть узла значительно
усложняет конструкцию верха колонн.
в) У з л ы с металлическими
с т я м и
ч а-
Указанные выше недостатки «деревянных»
узлов устраняются применением металла, гаран¬
тирующего^ высокую прочность конструкции
заведомо большую той, которую имеют деревян¬
ные элементы фермы, в частности пояса.
В первый период широкого применения сег¬
ментных ферм большое распространение получили
узлы с прямыми тяжами из круглой стали
(фиг. 33).
План{берхний пояс снят)
—*
Г—<Mf 1
·ΐ Ί
1
! ;і
Π η
1 η |]
j
! ji
1
Ц- -
1 Я ιΙ
Ьг
1
I ;!
ВЩ^І
1 1! U j
•чг І| If - ^ —и — - >і ■ ¥ г
-А-- 'it illi ■ J|i· ilii ■ Jjj i
Фиг. 32. Узел на нагелях
Прокладки и накладки этих узлов делаются
составными из двух досок для того, чтобы между
ними заложить тяжи, передающие усилия с одного
пояса на другой. В каждой из этих досок по всей
их длине устраиваются «дорожки» полукруглого
поперечного сечения несколько большего диаметра
(на 2—3 мм), чем самые тяжи.
Вид снизу
3
4j =^~ - —
—.. i—и ![■ ■
3
——-4 --Д-; 4P
Фиг. 33. Узел с прямыми тяжами
Тяжи располагаются в средней части высоты
пояса с таким расчетом, чтобы сверху и снизу их
можно было разместить по одному ряду нагелей-
болтов.
Под головки тяжей подкладываются сплош¬
ные шайбы, распределяющие усилия по торцам
накладок и прокладок.
На другом конце тяжей усилие передается
через швеллер, необходимый главным образом для
выравнивания напряжений в ветвях — досках
поясов, и через опорный вкладыш, приторцо¬
ванный к верхнему поясу. Плоскость этого торца,
так же как и в узлах на щековых врубках, рас¬
полагается ортогонально к верхнему поясу.
Опорные вкладыши изготовляются обычно из
сосны и таким -образом, чтобы волокна их были
направлены параллельно оси нижнего пояса.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
307
Размеры опорного вкладыша необходимо на¬
значать такими, чтобы торец верхнего пояса
в верхней его части полностью перекрывался
вкладышем и чтобы нагрузка на опору переда¬
валась центрально, т. е. чтобы опорная доска
располагалась симметрично относительно центра
узла. Поэтому если вся нагрузка на опору пере¬
дается только через вкладыши (фиг. 33) (когда
они полностью перекрывают весь торец верх¬
него пояса), то рабочая длина опорной части
фермы, а следовательно и длина вкладышей в
нижней их части определяется расстоянием а — b
от точки пересечения нижней кромки нижнего
пояса с наклонной плоскостью вкладыша до
стенки швеллера.
Если же торец верхнего пояса в нижней части
его не перекрывается полностью опорным вкла¬
дышем, то рабочая длина опирания фермы равна
расстоянию от точки пересечения нижних кро¬
мок поясов до стенки швеллера; в этом случае
наклонная плоскость вкладыша, а следовательно
и торец верхнего пояса обычно располагаются
по центру узла.
Для увеличения площади опирания фермы
опорные вкладыши располагаются по всей ши¬
рине верхнего пояса, как это показано на фиг. 33,
причем тяжи пропускаются через вкладыши
с помощью кольцевых дорожек.
Нижняя кромка вкладыша обычно совмещается
с нижней кромкой нижнего пояса, а ось швел¬
лера— с осью нижнего пояса. В связи с этим, если
высота вкладышей больше высоты нижнего
пояса, в накладках и прокладках могут воз¬
никнуть изгибающие моменты, однако эти мо¬
менты не имеют существенного значения, так
как они не вызывают опасений за целость кон¬
струкции.
Тяжи опорных узлов должны быть снабжены
нарезкой лишь на одном конце (со стороны швел¬
лера), на другом же конце достаточно обычной
головки.
Ослабление сечения нарезкой составляет 35—
45%, поэтому принято осаживать эти концы
тяжей с таким расчетом, чтобы сечение, ослаблен¬
ное нарезкой, было равнопрочно неослабленному
сечению тяжа.
При небольших усилиях в нижнем поясе
вместо двойных тяжей применяются одиночные,
располагаемые по оси нижнего пояса.
Узлы с прямыми тяжами не дают общего ре¬
шения для всех случаев в связи с тем, что состав¬
ные (из двух досок) прокладки и накладки при
небольшой толщине их не могут применяться
из условия пропуска тяжей. Прежде эта толщина
принималась не менее 1 см, что достигалось
врезкой прокладок в поясные доски (фиг. 33);
в настоящее время, как уже указывалось выше
'слі. «нижний пояс»), такая конструкция не до¬
пускается.
Кроме того эти узлы по сравнению с другими
типами наиболее металлоемки, так как размеще¬
ние нагелей-болтов только в ДЕа ряда по высоте
пояса часто излишне увеличивает длину тяжей,
а многослойность узла требует постановки зна¬
чительного числа стяжных болтов (обычно 40%
от расчетного числа нагелей).
Основным типом опорных узлов являются
узлы с применением круглых тяжей, огибающих
закругленные торцы накладок и прокладок
(фиг. 34) и работающих по принципу гибкой нити.
В этой конструкции, дающей общее решение
для опорных узлов сегментных ферм, частично
устранены недостатки узлов с прямыми тя¬
жами.
Тяжи могут иметь две формы, изображенные
на фиг. 35; вторая из них (фиг. 35,6) применяется
в тех случаях, когда это не вызывает затрудне¬
ний при размещении нагелей.
А ifty
Фиг. 34. Узел с тяжами, работающими
по принципу гибкой нити
На торцах накладок и прокладок, а также
в местах перегиба тяжей (фиг. 36) под них под¬
кладывается полосовое железо толщиной 3—4 мм
для распределения нагрузки по площади смятия.
а) " 3
HZZD
Фиг. 35. Формы тяжей
Дыры в стенке швеллера рекомендуется рас¬
полагать ближе к его полкам (для того чтобы
стенка не могла деформироваться в плоскости
тяжей) с тем однако, чтобы можно было поставить
шайбы под гайки тяжей. Шайбы эти делаются
не плоскими, а с наклоном в одну сторону в связи
с тем, что тяжи образуют не прямой, а косой
угол со стенкой швеллера.
Опорные вкладыши между швеллером и торцом
верхнего пояса делаются так же, как и в узлах
с пряімыми тяжами (см. выше).
Конструкция опорных узлов на тяжах встре¬
чает возражения со стороны производственников
вследствие трудности осадки концов тяжей под
/Подкладки из полособогоч
Железа толщ. 3-4 ми
Фиг. 36. Накладка узла.
нарезку, обусловленной экономией металла. Это
обстоятельство не может однако иметь решающего
значения, так как если осадка концов встречает
затруднения, от нее в этих случаях можно отка¬
заться и соответственно увеличить диаметры тя¬
жей, тем более, что получающийся при этом пере¬
расход металла по своему удельному весу в ферме
сравнительно невелик (10—15%).
20*
.ж
В. А. ЗАМАРАЕВ
Возможность простой регулировки натяжения
узла (путем подвинчивания гаек при сборке),
обеспечивающая равномерную работу всех тя¬
жей, а следовательно и нижнего пояса, послужила
основным мотивом широкого применения этой
конструкции.
Замена нарезки сваркой, не требующей осадки
концов, не может быть пока рекомендована во
всех случаях, так как этот способ еще не прове¬
рен на практике и может оказаться, что он не
обеспечивает равномерной работы всех тяжей
(вследствие трудностей натяжения узла при
сборке), а потому не дает уверенности в проч¬
ности нижнего растянутого пояса — наиболее
ответственного элемента фермы. Применение
сварки допустимо в тех случаях, когда качество
работы по сборке узла не вызывает никаких
сомнений в надежности фермы.
Одна из возможных конструкций опорного
узла на сварных хомутах из полосовой стали 1 *
приведена на фиг. 37.
Фиг. 37. Узел на сварных хомутах из полосовой
стали
Узлы группы 2 конструируются обычно
с накладками-хомутами из котельной стали, через
которые передаются усилия с одного пояса на
другой.
Соединение этих хомутов с нижним поясом
фермы осуществляется или на нагелях-болтах
1 Предложено инж. В. Г. Писчиковым.
(фиг. 38—39) или на металлических шпонках
(фиг. 40—41).
Нагели работают здесь как двусрезное соеди¬
нение 2 и потому используются нерационально,
кроме того при большом числе нагелей прихо¬
дится излишне удлинять хомуты, поэтому такие
узлы применялись ранее только для ферм с двой¬
ными поясами.
Фиг. 38. Узел на хомутах
из котельной стали
В производственном отношении они также не
имеют никаких преимуществ, так как при свер¬
ловке дыр в нижнем поясе очень трудно добиться
Фиг. 39. Улучшенная кон¬
струкция узла па хомутах из
котельной стали
их совпадения с дырами хомутов. Этот недостаток
частично устранен в конструкции, приведенной
на фиг. 39, где в одной из накладок (соединенной
Фиг. 40. Узел с металличе¬
скими шпонками при двух-
ветвевом сечении поясов
со швеллером болтами) дыры размечаются и свер¬
лятся в последнюю очередь.
Соединения на металлических шпонках (фиг.
40—41) не рекомендуются, так как даже при точ¬
ной пригонке их к нижнему поясу совместная
работа всех шпонок вследствие температурных
воздействий и различных модулей упругости
материалов не может быть обеспечена; кроме того
они значительно ослабляют сечение нижнего
пояса.
* В конструкциях первой группы нагели являются
многосрезными.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
309
Одним из существенных недостатков узлов
группы 2 является их сравнительно большая
металлоемкость.
По сравнению с узлами группы 1 они не имеют
никаких преимуществ и поэтому в настоящее
время почти ие применяются.
Фиг. 41. Узел с металлическими Фиг. 42. Схема вер-
шпонками при трехветвевом тикальных связей
сечении поясов между фермами
5) Связи между фермами
Основное назначение связей, располагаемых
между фермами, состоит в том, чтобы обеспечить
устойчивость верхних поясов при продольном
изгибе их из плоскости фермы.
При цилиндрическом профиле покрытия, когда
кровля с перекрестным настилом опирается не¬
посредственно на верхний
пояс или на прогоны, рас¬
полагаемые в узлах и ,в
панелях, устойчивость его
обеспечивается жесткостью
кровли. В этом случае спе¬
циальные связи излишни
и достаточно укрепления
прогонов или сплошного настила гвоздями.
В фермах с фонарем связи необходимы только
в панелях, расположенных под фонарем, так как
в остальных панелях кровля устраивается так
же, как и при цилиндрическом профиле покрытия.
При проектировании этих связей необходимо
стремиться к тому, чтобы' они по возможности
не затемняли цеха, были достаточно надежны
в работе и просты в изготовлении, кроме того
связи должны быть сконструированы таким обра¬
зом, чтобы обрушение одной из ферм (при аварии
или при пожаре) не вызвало вследствие наличия
этих связей обрушения соседних ферм.
Связи могут быть расположены или в верти¬
кальных плоскостях (фиг. 42) или же в плоскости
верхнего пояса.
В первом случае они конструируются из досок,
и возникающие при выпучивании пояса (из
плоскости фермы) поперечные силы передаются
на кровлю, находящуюся над фонарем, которая
должна быть поэтому надежно закреплена в
железобетонной зоне или в торце здания.
Этот тип конструкции применяется сравнитель¬
но редко, главным образом потому, что раскосы
связей увеличивают затемнение цеха. Чаще
всего связи устанавливают в плоскости пояса
в виде анкерных прогонов (фиг. 43), располагае¬
мых через узел по всей длине покрытия цеха (или
между железобетонными зонами). Расположение
их в каждом узле вызывает большое затемнение
цеха и потому недопустимо. Анкерные прогоны
конструируются из двух досок, раздвинутых
на ширину стойки фонаря со сплошными или ко¬
роткими прокладками для того, чтобы они могли
воспринимать усилия обоих знаков.
Стыки досок рекомендуется назначать с обеих
сторон каждой фермы по схеме, приведенной на
фиг. 44, и перекрывать накладками (фиг. 45)
несколько большей толщины, чем доски про¬
гона.
Прочность этих стыков определяется нагруз¬
кой, допускаемой на прогоны, которая при учете
продольного изгиба сравнительно невелика.
Наличие большого числа стыков прогонов
небольшой прочности дает некоторую гарантию
того, что обрушение одной из ферм не повлечет
за собой обрушения соседних, тем более, что
стыки, находящиеся в непосредственной близости
от обрушающейся фермы, получают наибольшую
нагрузку и следовательно имеют меньший запас
прочности по сравнению с другими стыками.
Соединение анкерных прогонов с верхними
поясами ферм вполне обеспечивается приторцов-
кой прокладок (фиг. 45) к стойкам фонаря и
к торцам прогонов.
Надежность работы таких связей в значитель¬
ной мере зависит от прочности закрепления кон¬
цов анкерных прогонов, поэтому при проектиро¬
вании связей необходимо обращать на это особое
внимание.
При закреплении этих прогонов в железобе¬
тонных зонах рекомендуется применять круглое
железо (фиг. 46) с нарезкой на одном конце.
Закрепление прогонов со стороны торца зда¬
ния зависит от конструкции примыкающего
к нему покрытия.
В тех случаях, когда в последнем пролете
имеется бесфонарная ферма и когда кровля
последнего пролета укладывается непосредст-
ственно по верхнему ее поясу (или по прогонам),
Стойки фонаря
кробля turn/ надстроили
\
г—
Ферма
\стыкиІ'
анкерных
1 . 1
прогоной
►* 1
г t
г
Фиг. 44. Разбивка стыков анкер¬
ных прогонов
h Ψ/т)}
ш ж т ж
ѵ/т*
й
Фиг. 43. Анкерный прогон
1
t·
310
В. А. ЗАМ АРАБ В
возможны два варианта конструкции соединения
с ней концов анкерных прогонов:
1) если кровля уложена по прогонам, то стыки
этих прогонов с анкерными прогонами перекры-
Фиг. 46. Закрепление конца
анкерного прогона
ваются, как обычно, накладками и прокладками
и крепятся на гвоздях или на нагелях;
снована и что устойчивость верхнего пояса мо¬
жет быть достаточно обеспечена одними анкер¬
ными прогонами. 1'
Кроме того необходимо отметить большую
трудность соединения тяжей с верхним поясом
Обычно они пропускаются через прогоны и через
стойки фонаря (фиг. 48), однако такое сопряже¬
ние и с конструктивной и тем более с производ¬
ственной стороны не вполне удовлетворительно
Поэтому целесообразно отказаться от установки
перекрестных тяжей и основным типом связей
между фермами считать прочно закрепленные
по концам анкерные прогоны.
В фермах с надстройками связи принято рас¬
полагать в вертикальных плоскостях через про¬
лет и конструировать их по схеме, приведенной
на фиг. 49, что при отсутствии верхнего света
вполне допустимо. Рекомендуемая конструкция
этих связей приведена на фиг. 50.
В зависимости от архитектурных требований
связи могут располагаться или в каждом узле
верхнего пояса или же через узел.
Перекрестные
тяікй k
Прогоны
кробли/
Анкерные прогоны
2) если по верхнему поясу уложен сплошной
безреберный настил, то анкерные прогоны про¬
пускаются на всю длину этого настила (до сле¬
дующей фермы или до торца) между его брусками
и стыкуются так же, как и в варианте 1. Настил
в этом случае укладывается на подкладки по
верхнему поясу.
Кроме анкерных прогонов в плоскости верх¬
него пояса, не реже, чем через четыре пролета,
между фермами обычно устанавливаются пере¬
крестные тяжи из круглой стали (фиг. 47),
которые вместе с верхними поясами сегментных
ферм и с прогонами образуют ферму жесткости,
защемленную в межфонарной кровле покрытия.
Несмотря на то, что предусмотренные проектом
тяжи не всегда устанавливались на практике,
нам не известно ни одного случая обрушения по¬
крытий по сегментным фермам или большого
выпучивания верхнего пояса ферм, если только
прогоны связей были достаточно прочно закреп¬
лены по концам.
Поэтому можно предполагать, что установка
тяжей в каждом пятом пролете не вполне обо-
Вместо раскосных связей имеет смысл приме¬
нять анкерные прогоны (того же типа, как и для
ферм с фонарем), которые дают лучшее архитек¬
турное решение по сравнению с раскосными свя-
Фиг. 48. Соединение тяжей с верхним поя¬
сом и прогонами
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
311
зями, в особенности при наличии верхнего
света.
Прочность конструкции, в которой закрепля¬
ются концы анкерных прогонов, должна допу-
В некоторых случаях может оказаться целесо¬
образным сочетание анкерных прогонов с рас¬
косными связями, располагаемыми в этом слу¬
чае не через один, а через несколько пролетов.
Разрез 2-2
Фиг. 49. Расположение связей в фермах
с надстройками
6) Крепление ферм на опорах
Специальное крепление сегментных ферм на
колоннах и на стенах необходимо только для
сооружений, расположенных в сейсмических
районах или в местностях, где сильные
порывы ветра создают опасность отсоса, прет
восходящего по величине постоянную нагрузку
на покрытие.
Конструкции этих креплений должны:
1) обеспечивать надежность работы крепления
при воздействии нагрузок,
2) допускать свободное падение ферм (при
случайной аварии или при пожаре) без боль¬
шого повреждения колонн.
Конструкции креплений здесь не приводятся,
так как они общие для всех типов ферм и для
сегментных ферм не имеют отличительных осо¬
бенностей.
В обычных случаях вполне допустимо сво¬
бодное опирание ферм на колонны и на стены
здания, даже при сравнительно больших тор¬
мозных усилиях мостовых кранов, которые все
же не превосходят сил трения между фермой и
ее опорой.
7) Строительный подъем
Придаваемый фермам строительный подъем
имеет главным образом архитектурное значение,
так как небольшое провисание нижнего пояса,
возможное вследствие рыхлых деформаций в уз¬
ловых соединениях и в стыках, совершенно не
опасно для конструкции. Но кроме того удачно
назначенная и точно выполненная стрелка стро¬
ительного подъема позволяет по уменьшению ее
легко установить провисание фермы и в извест-
скать надежное воспринятие этой конструк¬
цией возможных усилий в прогонах.
Ширина ре -
шетГй фермы
—
т:
ж'"’
£
■-!
Разрез по аб
Вид снизу
—
! ' ! Ι-i
.. J
-Λ
К-
1 J i ' t i i
1 Ί i I
—J
Фиг. 50. Коиструкция вертикальных связей
312
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
ной мере судить о ненормальностях в работе
фермы.
Для сегментных ферм стрелка / строительного
подъема обычно принимается равной от
расчетного пролета I. При проектировании, а
также и при сборке ферм необходимо учитывать,
что излишнее увеличение стрелки ( / > -^о О
влечет за собой уменьшение прочности нижнего
пояса и изменение усилий в решетке.
Строительный подъем придается изменением
геометрической схемы фермы при сборке. Ниж¬
нему поясу фермы придается очертание ломаной
(в стыках) линии с расчетной стрелкой по сере¬
дине пролета.
Расчетный радиус кривизны верхнего пояса
уменьшается соответственно стрелке подъема
нижнего пояса настолько, чтобы высота фермы
по середине пролета (между осями поясов) была
равна высоте, принятой в геометрической схеме.
Величина этого радиуса Rcmp определяется по
формуле:
Д
стр '
8 (ft + Істр)
+
h + f,
(jvp_
где l и h — расчетные пролеты и высота фермы;
Істр — величина строительного подъема.
8) Надстройки и несущая конструкция фонаря
Основными элементами надстроек по фермам
являются стойки и ригель, по которому устраи¬
вается кровля (фиг. 51).
Стойки принято располагать в узлах верхнего
пояса фермы, т. е. на равном расстоянии по
длине пролета. Для упрощения производства
работ форма и размеры поперечного сечения
стоек обычно принимаются такими же, как и
для решетки фермы.
того усложняется рядом конструктивных оссь
бениостей этой системы. Важнейшими из нпѵ
являются:
Йормапьные прогоны
Промежуточная нога
фонаря ~~р<
Узел л при кровле в виде деревоплиты
Узел А при холодной кровле
2-3 гбоэдя £-150
Фиг. 51. Схема надстройки на ферме
Ригель надстройки рекомендуется делать из
одной целой доски или из бруса для того, чтобы
можно было лучше укрепить на нем настил или
прогоны кровли.
В несущей конструкции фонаря кроме стоек
и ригеля имеются «ноги» фонаря, располагаемые
в плоскости каждой фермы и по середине пролета
между фермами (фиг. 52). Ноги, так же как и ри¬
гель, рекомендуется делать из целого бруса.
Крайние стойки, поддерживающие надфонарную
кровлю (фиг. 53), располагаются от ноги фонаря
на расстоянии двух панелей верхнего пояса,
при этом внешние нагрузки, действующие на
длине проекции АВ этих панелей, распределя¬
ются при помощи раскоса ВС между узлами А
и В фермы так же, как и в простой балке проле-
летом А.В. Эти раскосы кроме того необходимы
для воспринятия конструкцией фонаря и фермой
ветровой и несимметричной снеговой нагрузок.
4. Расчет
1) Общие указания
Точный расчет сегментных ферм представляет
собой весьма сложную многократно статически
неопределимую задачу, решение которой кроме
Фиг. 52. Расположение наклон¬
ных импостов (ног) фонаря
1) неразрезность верхнего пояса при нали¬
чии между его ветвями сплошных, но раз¬
резанных в узлах прокладок, соединенных с вет¬
вями пояса гвоздями;
Фиг. 53. Схема несущей конструк¬
ции фонаря в плоскости фермы
2) эксцентричное присоединение решетки в уз¬
лах верхнего и нижнего поясов, существенно
влияющее на распределение изгибающих пояса
моментов.
Но даже учет всех особенностей конструкций
еще не гарантирует соответствия результатов
расчета действительной «игре сил» в конструкции,
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
313:
ибо такие важнейшие факторы, как определение
внешних нагрузок и неоднородность строения
древесины, не поддаются точному учету. Кроме
того точный метод расчета недоступен рядовому
проектировщику и требует большой затраты
труда и времени.
Учитывая все это, приходится отказываться от
излишних уточнений и пользоваться на прак¬
тике излагаемым ниже приближенным методом
расчета, дающим вполне удовлетворительные
результаты, неоднократно проверенные испы¬
таниями сегментных ферм и их многолетней
работой в покрытиях.
2) Нагрузки
Постоянными нагрузками являются: кровля,
подвесные потолки, надстройки по фермам,
фонари и собственный вес ферм.
Все эти нагрузки распределены более или
менее равномерно по длине пролета, поэтому
с целью упрощения расчета с достаточной для
практики точностью их можно считать равно¬
мерно распределенными. По тем же соображе¬
ниям нагрузка от остекленных поверхностей
фонаря принимается равной по величине весу
кровли.
Основной временной нагрузкой является снег,
кроме того на фермы могут действовать нагрузки
от подвесного монорельсового транспорта.
а) Равномерная нагрузка
по всему пролету
ШІІПІ[ІІІІІІІІИІШІІ||||||||||Ш|Г
б) Односторонняя нагрузка η
наполупролете ртшттііііміпіііініінг'
L—0,5 i J
Р^УІЛЗТ^І·
Фиг. 54. Схемы снеговой
нагрузки
Схемы снеговых нагрузок учитываются по
ОСТ
4535/6. Применительно к сегментным фер-
ВКС
Таблицы усилий в элементах сегментных ферм
Таблица 1 Таблица £
№
стержней
Длина
Усилия от нагрузок
- №
стержней
равномерн.
одностор.
Длиия
Усилия от нагрузок
равномерн.
одностор.
о
1-10
0,10201
- 6,
— 5,0Р
«
2-11
0,14691
- 6,4Р
— 4,7 Р
§
3-13
0,14051
— 6.5Р
- 3,9Р
а
4-14
0,13751
— 6,4 Р
-3,8 Р
я
5-16
0,13751
— 6,4Р
— 2,4Р
Я
6-17
0,14051
— 6,5Р
— 2,5Р
7-19
0,14691
— 6,4Р
- 1,8Р
S
8-20
0,10*01
— 6,8Р
— 1,9Р
о
я
о
Я
9-10
0,0890г
+ 6,0Р
+ 4,4 Р
*3
9-12
0,2740*
+ 6,2 Р
+ 4,2Р
Я
9—15
0,27401
+ 6,4Р
+ 3,2Р
Я
9—18
0,27401
+ 6,2Р
+ 2,0Р
3
9—20
0,08901
+ 6.0Р
+ 1,6Р
Я
11-12
0,17101
- 0.3Р
+ 0,2Р
3
12-13
0,17101
+ 0,2Р
— 0,5 Р
о
14—15
0,19801
— 0,1Р
+ 1,0Р
о
15-16
0,19801
-о,1Р
- 1ДР
сд
17-18
0,17101
+ 0,2Р
+ 0,6Р
18-19
0,17101
— 0,ЗР
-0,4 Р
Я
К
10-11
13-14
0,04901
0,13291
+ 0,2Р
0,0 Р
— 0,1 Р
— 0,4Р
О
Е-с
16-17
0,13291
0.0Р
+ 0,4Р
О
19-20
0,0490*
+ 0,2Р
+ 0,ЗР
Верхний пояс
1—12
2- 13
3- 14
4- 16
5- 17
6- 19
7- 20
8- 22
9—23
10-24
0,0863 г
0,1202 і
0,1141 г
0ДГ961
о,ю8ог
0,10801
0,10961
0,11411
0,12021
0,08631
— 7,7Р
— 7,5 Р
— 7,0 Р
— 7,1Р
— 7,0Р
— 7,0Р
— 7,1Р
— 7,0Р
— 7,5Р
— 7,7 Р
— 5,6Р
— 5,1 Р
— 4,8Р
— 4,1Р
— 4,0Р
— 2,8Р
— 2,9Р
— 2,1 Р
— 2,ЗР
— 2ДР
о
«
о
Я
11-12
0,17751
+ 6,4Р
+ 4,6 Р
эЯ
11-15
0,21501
+ 6,8Р
+ 4,4 Р
я
11—18
0,21501
+ 7,0 Р
+ 3,4Р
я
ΐ
11-21
0,21501
+ 6,8 Р
+ 2,4 Р .
я
W
11—24
0,17751
+ 6,4Р
+ 1,7 Р
12-13
0,11741
+ 0,ЗР
0,0Р
14-15
0,17601
-0,3 Р
+ 0,ЗР
§
15-16
о,17вог
+ 0,2Р
— 0,6 Р
о
17—18
0,1990 г
— 0,1 Р
+ 1ДР
о
18—19
0,19901
— 0.1 Р
— 1,2Р
сі
Рн
20-21
0.1760Ζ
+ 0,2Р
+ 0,7Р
21-22
0,176(4
— 0,ЗР
- 0,6Р
23-24
0,11741
+ 0,ЗР
+ 0,4Р
Я 1
13-14
0,10231
+ 0,1Р
-0,ЗР
.5.
16-17
0.1600Ζ
+ 0.1Р
- 0,4Р
δ
19-20
0,16 ΌΖ
+ 0,1Р
+ 0,4Р
О
22—21
0,10231
+ ОДР
+ 0,8Р
-314
В. А. ЗАМАРАЕВ
мам обычными схемами снеговых нагрузок яв¬
ляются: 1) равномерная (фиг. 54,а и 55,а) (во
всех случаях), односторонняя (фиг. 54,6) (при
цилиндрической и плоской кровле) и неравно¬
мерная (фиг. 55,6) (для многопролетных покрытий
с трапециевидными или М-образными фонарями).
Интенсивность равномерно распределенной на¬
грузки принято определять на погонный метр
горизонтальной проекции верхнего пояса.
При определении схем неравномерного загру-
жепия покрытия кроме нормативных данных
необходимо учитывать местные условия райо¬
нов, так как схемы, установленные стандартом,
не могут охватить всего разнообразия метеоро¬
логических факторов.
Ветровую нагрузку на фермы принято не учи-
іывать, так как при цилиндрическом очертании
Таблица 3
покрытия она разгружает ферму, а при наличии
фонарей трапециевидного очертания влияние
а) Равномерная нагрузка
L L' -4- L
Фиг. 55. Схемы снеговой нагрузки на кровли
многоэтажных зданий с фонарями
ее на величину усилий невелико, тем более, что
в ряде случаев часть ветровой нагрузки воспри¬
нимается непосредственно кровлей.
Таблица 4
К»
стержней
Длина
Усилия от нагрузок
№
стержней
Длина
Усилия от нагрузок
равномерн.
одностор.
равномерн.
одностор.
Верхний пояс
1- 14
2- 15
3- 17
4- 18
5- 20
6- 21
7- 23
8- 24
9- 26
10- 27
11- 29
12- 30
0,06951
0,10031
0,09521
0,09211
0,08991
0,08871
0,08871
0,08991
0,09211
0,09521
0,10031
0,06951
— 9,3 Р
- 8,7Р
— 8,8 Р
- 8,6Р
- 8,5Р
- 8,4Р
— 8,4Р
— 8,5Р
— 8,6Р
— 8,8Р
- 8,7Р
- 9,ЗР
— 7,ар
— 6,5Р
— 6,1 Р
— 5,8Р
— 4,9Р
— 4,3 Р
— 3,6Р
— 3,6Р
— 2,8Р
— 2,9Р
— 2,4Р
— 2,5Р ·
о
«
о
1=1
«
К
и
X
о.
<υ
cq
1-16
2- 17
3- 18
4- 20
5- 21
6- 23
7- 24
8- 26
9—27
10- 29
11- 30
12- 32
13 -33
14-34
0,06081
0,08681
0,08221
0,07931
0,07711
0,07621
0,07581
0,07581
0,07621
0,07711
0,07931
0,08221
0,08681
0,06081
—10, ЯР
- 10,7Р
- 10,1Р
- 10,ЗР
- ЮДР
- 10,1Р
- 10,1Р
- 1U,1P
- 10,IP
- 10,1 Р
- 10,ЗР
- 10,1Р
- 10,7Р
- 10,УР
— 8,0 Р
— 7,6 Р
— 7,2 Р
— 6,7 Р
— 6,5 Р
— 5,7Р
— 5,7Р
— 4,4 Р
— 4,4Р
— 3,5Р
— 3,6Р
— 2,9Р
— 3,1 Р
— 2,9Р
Нижний пояс
13-14
13-16
13—19
18-22
13—25
13-28
13-30
0,05751
0,17701
0,17701
0,17701
0,17701
0,17701
0,05751
+ 7.7Р
+ 8,0Р
+ 8,ЗР
+ 8,4Р
+ 8,ЯР
+ 8,0Р
+ 7,7 Р
— 5,8Р
+ 5,8Р
+ 5,ЗР
+ 4,2Р
— 3,1Р
+ 2,4Р
+ 2,1Р
о
к
о
В
sS
a
и
a
И
15-16
15-19
15-22
15—25
15-28
15-31
15-34
0,12401
0.15041
0,15041
0,15041
0,15041
0,15041
0,12401
+ 8,9Р
+ 9,6Р
+ 10,0Р
+ 10,1Р
+ 10,0Р
+ 9,6Р
+ 8,9Р
+ 6,6Р
+ 6,6Р
4- 6,1 Р
+ 5.0Р
+ 3,8Р
+ 3,0Р
+ 2,ЗР
Раскосы
15- 16
16- 17
18— 19
19- 20
21-22
22-23
24— 25
25— 26
27- 28
28- 29
0,12401
0,12401
0,17141
0,17141
0,18851
0,18851
0,17141
0,17141
0,12401
0,12401
— 0,5Р
+ о,ір
— 0,2Р
0,0Р
0,0Р
0,0Р
0,0Р
- 0,2Р
+ 0.1Р
- 0,5Р
— 0,1Р
-0,ЗР
+ 0.6Р
— 0,9Р
+ 1,3 Р
— 1,4Р
+ 0,9Р
— 0,7 Р
+ 0,4Р
— 0,5Р
Я
о
о
a
о
сЗ
Рн
16-17
18- 19
19— 20
21—22
22—23
24- 25
25— 26
27- 28
28— 29
30-31
31 -32
33-34
0,08291
0,13421
0,13421
0,17061
0,17061
0,18321
0,18321
0,17061
0,17061
0,13421
0,13421
0,08291
+ 0,4Р
— 0,6Р
+ 0,4Р
— 0.4Р
+' 0,2Р
+ 0,1 Р
+ 0,1 Р
+ 0,?Р
— 0,4Р
+ 0,4 Р
— 0,6Р
+ 0,4Р
+ 0,1 Р
+ 0,1 Р
- 0,ЗР
+ 0,7Р
— 1,СР
+ 1,7Р
1,6Р
+ 1,2Р
_ 1,0Р
+ 0,7 Р
-0.6Р
+ 0,4Р
Стойки
14-15
17 -18
20-21
23-24
26-27
29-30
0,03981
0,12221
0,16181
0,16181
0,12221
0,03981
+ 0,4Р
+ 0,1 Р
0,0Р
0,0Р
4- 0,1 р
+ 0,4Р
+ 0 1Р
- 0,ЗР
-0,ЗР
+ 0,4Р
+ 0,4Р
+ 0,ЗР
в
о
н
о
17-18
20-21
23-24
26-27
29—30
32—33
0,07781
0,13601
0,16341
0,16341
0,13601
0,07781
+ о,зр
+ 0,1 р
— о,зр
— о,зр
+ 0.1Р
+ 0,ЗР
- 0,1Р
-0,ЗР
— 0,7 Р
4- 0,ЗР
+ 0.4Р
+ 0,4Р
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
315
Таблица 5
1 «
стержней
Длина
Усилия от нагрузок
№
стержней
Длина
Усилия от нагрузок
равномерн.
неравномерн.
равномерн.
неравномерн.
Верхний пояс
1-8
2- 9
3- П
3—12
4- 14
4- 15
5- 17
6- 18
0,1020Z
0,14691
0,14051
0,13751
0,13751
0.Н051
0,14691
0,10201
— 6,8Р
— 6,4Р
— 5,9Р
— 5,8Р
— 5,8Р
— 5,9Р
— 6,4Р
— 6 ,ьр
— 6,4Р
— 6,0Р
— 5,4 Р
- 5,ЗР
- 5,6Р
— 5,7 Р
- 6,9Р
- 7,3Р
а
о
о
К
о
rt
PH
9-10
10—11
12— 13
13- 14
15- 16
16— 17
0,17101
0,17101
0,19801
0,19801
0,17101
0,17101
— 0,ЗР
— 0,5Р
— 0,8Р
— 0,8Р
— 0,5Р
— 0,ЗР
— 0,2Р
— 0,5Р
— 0,9Р
— 0,4Р
— 0,9Р
4- 0,1Р
Н
И
«
о
н
О
8-9
11-12
14-15
17-18
0,04901
0,13291
0,13291
0,04901
4- 0,2Р
+ 0,9Р
+ 0,9р
+ 0,2Р
4- 0,1 Р
4-0,8Р
4- 0,9Р
— 0,1Р
Нижний пояс
7-8
7-10
7—13
7—16
7-18
0,08901
0,2740Z
0,27401
0,27401
0,08901
4-6,0 р
+ 6.2Р
+ 6,4Р
4- 6,2Р
4- 6,0Р
4- 5,6Р
+ 5.7Р
4- 5,8Р
4-6,3 Р
+ 6,4Р
Таблица б
Схема I
1= 15-19 м; -j
1_
7
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
1Ν»
стержней
Длина
Схема I
Схема II
Усилия от нагрузок
Усилия от нагрузок
равно¬
мерн.
неравно¬
мерн.
равно¬
мерн.
неравно¬
мерн.
равно¬
мерн.
неравно¬
мерн.
равно¬
мерн.
неравно¬
мерн.
Верхний пояс ^
1-10
2-11
3—12
3- 14
4- 15
5- 17
6- 18
6-20
7- 21
8- 22
0,0804 1
0,1172 1
0,1124 1
0,1099 1
0,1017 1
0,1017 1
0,1099 1
0,1124 1
0,1172 1
0,0804 1
—8,8 р
—8,6 р
-8,2 р
—8,2 Р
-8,1 Р
—8,1 Р
—8,2 Р
—8,2 Р
-8,6 Р
—8,8 Р
—7,4 р
—7,1 Р
-6,8 Р
-6,5 Р
-6,4 Р
—6,8 Р
-6,9 Р
-8,3 Р
—8,7 Р
-9,5 Р
-8,8 Р
—8,6 Р
—8,2 Р
-7,9 Р
— 7,7 Р
—7,7 Р
—7,9 Р
—8,2 Р
-8,6 Р
-8,8 Р
—8,6 Р
—8,3 р
—7,9 Р
-7,5 Р
—7,4 Р
—7,6 Р
-7,7 Р
-8,6 Р
—9,0 Р
-9,6 Р
а
о
о
И
о
rt
Рн
10-11
12— 13
13— 14
15- 16
16— 17
18— 19
19— 20
21—22
0,1146 1
0,1598 1
0,1598 1
0,1788 1
0,1788 1
0,1598 1
0,1598 1
0,1146 1
+0,2 р
4-0,5 р
+0,8 Р
0,0 р
—0,0 Р
4-0,8 Р
4-0,5 Р
4-0,2 Р
4-0,1 Р
4-0,7 р
+0,5 Р
—0,2 Р
+0,5 Р
—0,1 Р
+1,7 Р
-0,2 Р
+0,2 Р
—0,2 Р
—0,5 Р
—0,7 Р
—0,7 Р
—0,5 Р
—0,2 Р
4-0,2 Р
4-0,1 р
—0,2 р
—0,5 р
—0,6 р
—0,3 Р
—0,9 Р
+0,2 Р
+0,1 Р
Н
«
о
н
О
11—12
14—15
17—18
20—21
0,0868 1
0,1368 1
0,1368 1
0,0868 1
—0,4 Р
—0,6 Р
—0,6 Р
—0,4 Р
—0,5 Р
—0,2 Р
—0,4 Р
—1,2 Р
+0,1 Р
+0,9 Р
+0,9 Р
+0,1 Р
+0,1 р
4-0,8 Р
4-0,8 Р
—0,1 Р
Нижний
пояс
9-10
9—13
9-16
9-19
9—22
0,1775 1
0,2150 1
0,2150 1
0,2150 1
0,1775 1
4-7,7 р
4-7,5 Р
4-8,0 Р
4-7,5 Р
4-7,7 Р
+6,5 Р
+6,1 Р
+6.5 Р
4-6,8 Р
+8,2 Р
+7,7 Р
+8,1 Р
+8,2 Р
+8,1 Р
4-7,7 Р
+7,5 Р
+7,7 Р
+7,8 Р
+8,1 Р
4-8,2 Р
S16
В. А. ЗАМАРАЕВ
Таблица у
1; R0 = 0,8333 I; Р = 0,1075 ql
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
Усилия от нагрузок
Усилия от нагрузок
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
1—10
0,0863 1
—7,7 Р
—6,7 р
—7,7 Р
—7,4 Р
10—11
0,1174 1
+0,3 Р
0,0 Р
+0,3 Р
+0,3 р
о
2—11
0,1202 1
—7,5 Р
—6,3 р
—7,5 Р
—7,2 Р
12—13
0,1760 1
+0,3 Р
+0,7 р
—0,3 Р
—0,2 Р
о
3—12
0 1141 1
—7,1 Р
—5,9 Р
—7,1 Р
—6,8 Р
о
13—14
0,1760 1
+0,8 Р
+0,5 Р
—0,4 Р
—0,4 р
я
3—14
0,1096 1
—7,1 Р
—5,5 Р
—6,8 Р
—6,4 Р
о
15—16
0,1990 1
+0,1 Р
—0,2 Р
—0,7 Р
—0,7 Р
а
4—15
0,1080 1
—6,9 Р
—5,4 Р
—6,7 Р
—6,3 Р
К
о
16—17
0,1990 1
+0,1 Р
+0,4 Р
—0,7 Р
—0,3 р
я
5—17
0,10«0 1
—6,9 Р
—5,8 Р
—6,7 Р
—6,5 Р
Я
18—19
0,1760 1
+0,8 Р
0,0 Р
—0,4 Р
—0.8 Р
к
и
6—18
0,1096 1
—7,1 Р
—5,9 Р
—6,8 Р
—6,6 Р
19—20
0,1760 1
+0,3 Р
+ 1,5 Р
—0,3 Р
+0,1 Р
о
Р—20
0,1141 1
—7.1 Р
—7,1 Р
—7,1 Р
—7,4 Р
21—22
0,1174 1
+0,3 Р
—0,1 Р
—0,3 Р
—0,1 р
W
7—21
0,1202 t
—7,5 Р
—7,5 Р
—7,5 Р
—7,9 Р
8—22
0,0863 1
—7,7 Р
—8,3 Р
—7,7 Р
—8,4 Р
Я
11—12
0,1023 1
—0,4 Р
—1,0 Р
+0,1 Р
+0,1 р
;2
14—15
0,1600 1
—0,5 Р
—0,2 Р
+0,9 Р
+0,8 р
:Я
9—10
0,1775 1
+6,4 Р
+5,6 Р
+6,4 Р
+6,1 Р
О
17—18
0,1600 1
—0,5 Р
—0,4 Р
+0,9 Р
+0,9 р
9—13
0,2150 1
+6,4 Р
+5,2 Р
+6,8 Р
+6,5 Р
О
20—21
0,1023 1
—0,4 Р
—1,1 Р
+0,1 Р
+0,1 р
5 К
►а о
9—16
0,2150 1
+7,0 Р
+5,5 Р
+7,0 Р
+6,6 Р
я С
9—19
0,2150 1
+6,4 Р
+5,8 Р
+6,8 Р
+6,9 Р
9—22
0,1775 1
+6,4 Р
+6,8 Р
+6,4 Р
+7,0 Р
Таблица $
I = 25-29 м; А *= Я° = 0,8333 I; Р = 0,0885 ql
I 6
№
стержней
Длина
Схема I
Схема И
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
Усилия'от нагрузок
Усилия от нагрузок
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мёрн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравпо-
мерн.
1—12
0,0695 1
—9,3 р
— 7,8 Р
—9,3 р
— 8,4 Р
13-14
0,1240 1
-0,5 Р
—0,2 Р
-0,5 Р
і
—0,4 Р ·
2—13
0,1003 1
—8,7 Р
— 7,3 Р
—8,7 Р
— 7,9 Р
34-15
0,1240 1
-0,2 Р
-0,5 Р
+0,3 Р
+0,1 Р
о
3—15
0,0952 1
—8,6 Р
— 6,7 р
—8,8 Р
— 7,8 Р
16-17
0,1714 1
—1,0 Р
-0,5 Р
+0,3 Р
+0,6 Р
о
3—16
0,0921 1
—8,3 Р
— 6,4 Р
—8,5 Р
— 7,5 Р
3
17-18
0,1714 1
+0,1 Р
+0,1 Р
+0,7 Р
+0,4 Р
Я
4—18
0,0^99 1
—8,7 Р
— 6,6 р
—8,5 Р
— 7,3 Р
о
19-20
0,1885 1
-0,1 Р
-0,3 Р
—0,1 Р
-0,2 Р
. а
5—19
0,0887 1
-8,6 Р
— 6,5 Р
—8,5 Р
— 7,2 Р
о
20—21
0,1885 1
-0,1 Р
+0,5 Р
-0,1 Р
+0,0 Р
Я
6—21
0,08S7 1
—8,6 Р
— 6,9 Р
—8,5 Р
— 7,5 Р
ей
Рн
22—23
0,1714 1
+0,1 Р
-0,8 Р
+0,7 Р
—0,1 Р
И
7—22
0,0899 1
—8,7 Р
— 7,0 Р
—8,5 Р
- 7,6 Р
23-24
0,1714 1
-1,0 Р
+0,3 Р
+0,3 Р
+1,3 Р
ft
8—24
0,0921 1
—8,3 Р
— 7,7 Р
—8,5 Р
— 8,5 Р
25—26
0,1240 1
-0,2 Р
—1,6 Р
+0,3 Р
—0,2 Р
W
8—25
0,0952 1
—8,6 Р
— 8,0 Р
—8,8 Р
— 8,9 Р
26—27
0,1240 1
-0,5 Р
+0,8 Р
-0,5 Р
—0,1 Р
S—27
0,1003 1
—S,7 Р
—10,4 Р
—3,7 Р
— 9,4 Р
9—28
0,0695 1
—9,3 Р
—10,9 Р
—9Ѵ3 Р
—10,1 Р
12—13
0,0398 1
+0,4 Р
+0,1 Р
+0,4 Р
+0,3 Р
о
Я
15—16
0,1222 1
+1,0 Р
+0,8 Р
—0,5 Р
-0,6 Р
Я
11—12
0,0575 1
+7,7 Р
+ 6,4 Р
+7,7 Р
+ 6,9 Р
Я
а
18-19
0,1618 I
-0,1 Р
+0,2 Р
-0,5 Р
— 0,2 р
§
11-14
0,1770 1
+8,0 Р
+ 6,5 Р
+8,0 Р
+ 7,2 Р
о
21-22
0,1618 1
-0,1 Р
+0,3 Р
—0,5 Р
-0,4 Р
а
11-17
0,1770 і
+8,5 Р
+ 6,5 Р
+8,1 Р
+ 6,9 Р
о
24-25
0,1222 1
+1,0 Р
+0,9 Р
-0,5 Р
—1,0 Р
я
11—20
0,1770 1
+8,5 Р
+ 6,6 Р
+8,5 Р
+ 7,3 Р
27-28
0,0398 1
+0,4 Р
-0,6 Р
+0,4 Р
+0,1 Р
•g
11—23
0,1770 1
+8,5 Р
+ 7,3 Р
+8,1 Р
+ 7,6 Р
я
11—26
0,1770 1
+8,0 Р
+ 8,5 Р
+8,0 Р
+ 8,3 Р
И
11—28
0,0575 1
+7,7 Р
+ 9,1 Р
+7,7 Р
+ 8,3 Р
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
317
Таблица 9
г = 30-35 м;
I о
R 0 = 0,8333 I; Р = 0,0752 ql
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
№
стержней
Длина
Схема I
Схема II
Усилия от нагрузок
Усилия от нагрузок
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно-
мерн.
неравно-
мерн.
равно
мерн.
неравно-
мерн.
1-14
0,0608 1
-10,9 Р
- 9,5 Р
—10,9 Р
—10,4 Р
14-15
0,0829 1
+0,4 Р
+0,2 Р
+0,4 Р
+0,2 Р
2-15
0,0868 1
—10,7 Р
— 9,2 р
-10,7 Р
-10,0 Р
16—17
0,1342 1
—0,4 Р
-0,1 Р
-0,4 Р
-0,3 Р
3-16
0,0822 1
—10.2 Р
- 8,8 Р
-10,2 Р
— 9,5 Р
17-18
0,Ы42 1
—0,2 Р
-0,5 Р
+0 3 Р
+0,1 Р
о
4-18
0,0793 1
— 9І9 Р
- 8,2 Р
-10,1 Р
— 9,4 Р
19-20
0,1706 1
-0,9 Р
-0,4 Р
• +0,4 Р
+0,5 Р
с
о
4-19
0,077 J 1
— 9,7 Р
— 8,0 Р
-10,0 Р
— 9,1 Р
3
о
20-21
0,1706 1
+0,1 Р
+0,1 Р
+1,0 Р
а
5-21
0,0762 1
-10,0 Р
— 8,0 Р
— 9,9 Р
— «,9 Р
о
22-23
0,1832 1
-0,1 Р
-0,4 Р
-0,1 Р
— 0,2 Р
«
6-22
0,0758 1
-10,0 Р
— 8,0 Р
— 9,9 Р
- 8,9 Р
§
23-24
0,1832 1
-0,1 Р
+0,6 Р
-0,1 Р
+0,5 Р
а
7-24
0,0758 1
—10,0 Р
— 8,4 Р
- 9,9 Р
— 9,1 Р
сЗ
η.
25—26
0,1706 1
+0,1 Р
-0,9 Р
+1,0 Р
-0,1 Р
я
х
8-25
0,0762 1
-10,0 Р
— 8.4 Р
- 9,9 Р
— 9,2 Р
гЧ
26-27
0,1706 1
-0,9 Р
+0,4 Р
+0,4 Р
+1,4 Р
Λ
9-27
0,0771 1
— 9,7 Р
— 9,1 Р
-10.0 Р
-10,0 р
28—29
0,1342 1
-0,2 Р
-1,5 Р
+0,3 Р
—0,3 Р
й
9-28
0,0793 1
- 9,9 Р
— 9,4 Р
-10,2 Р
—10,3 Р
29-30
0,1342 1
—0,4 Р
+0,5 Р
—0,4 Р
+0,2 Р
10-30
0,0822 1
— 10,2 Р
-11,0 Р
—10,2 Р
-10,9 Р
31-32
0,0829 1
+0,4 Р
-0,3 Р
+0,4 Р
—0,1 Р
11-31
0,086' 1
-10,7 Р
—11,6 Р
—10,7 Р
—11,5 Р
12—32
0,0608 1
—10,9 Р
—12,4 Р
—It,9 Р
—12,1 Р
15-16
0,0778 1
+0,2 Р
0,0 р
+0,2 Р
+0,2 Р
о
н
18-19
0,1360 1
+1,0 Р
+0,8 Р
-0,6 Р
—0,5 Р
«
13-14
0,1240 1
+ 8,9 Р
+ 7,8 Р
+ 8,9 Р
+ 8,5 Р
ή
21-22
0,1634 1
-0,1 Р
+0,3 Р
—0,6 Р
—0,3 Р
я
18-17
0,1504 1
+ 9,5 Р
+ 8,1 Р
+ 9,5 Р
+ 8,5 Р
о
24-25
0,Ш4 1
-0,1 Р
+0,3 Р
—0,6 Р
—0,4 Р
£3
13—20
0,1504 1
+ 9,8 Р
+ 7,9 Р
+ 9,5 Р
+ 8,5 Р
О
27-28
0,1360 1
+ 1,0 Р
+0,9 Р
-0,6 Р
—1,0 Р
а
13-23
0,1504 1
+ 9,9 Р
+ 8,1 Р
+ 9,9 Р
+ 8,9 Р
30-31
0,0778 1
+0,2 Р
-0,3 Р
+0,2 Р
—0,1 Р
и
13-26
0,1504 1
+ 9,8 Р
+ 8,7 Р
+ 9,5 Р
+ 9,2 Р
13-29
0,1504 1
+ 9,5 Р
+ 9,7 Р
+ 9,5 Р
+ 9,9 Р
Я
13—32
0,1240 1
+ 8,9 Р
+10,3 Р
+ 8,9 Р
+Ю,1 Р
3) Определение усилий
Усилия в стержнях ферм проще всего опре¬
деляются графически по диаграммам Кремоны.
При большом числе возможных комбинаций
внешних нагрузок имеет смысл пользоваться
аналитическим методом
или линиями влияния. * 56Криволинейный верх¬
ний пояс при расчете уси¬
лий заменяется полиго¬
нальным контуром (фиг.
56) с прямыми участками
между узлами пояса.
Для получения расчетных усилий в поясах и
в решетке временные нагрузки учитываются
в невыгоднейшей комбинации с постоянной.
Фяг. 56. Расчетная схема
фермы при определении
усилий
члененных элементов шпренгельной и основной
решетки полученные усилия геометрически сум¬
мируются.
Выше приведены табл. 1—9 усилий в элемен¬
тах сегментных ферм, представленных на фиг. 4
и 5, от нагрузки по верхнему поясу, распреде¬
ленной по фиг. 54 и 55.
Таблицы для ферм с фонарем составлены для
двух схем расположения фонаря на фермах.
Величина усилий выражена в зависимости от
узловой нагрузки Р для средних узлов верхнего
пояса:
Р = q -d,
где q — интенсивность равномерно распреде¬
ленной нагрузки (постоянной или временной);
Расчетная схема для опреде¬
ления усилий в элементах
основной фермы
Расчетная схема для опреде¬
ления усилий в шпренгелях
и в сочлененных элементах
Фиг. 57. Ферма со шпренгельной решеткой
В фермах со шпренгельной решеткой (фиг. 57)
рекомендуется определять усилия в два приема:
1) в элементах «основной» фермы (в предполо¬
жении отсутствия шпрекгелей), 2) в шпренгель-
ных фермочках (пунктир на фиг. 57). Для co¬
rf— длина горизонтальной проекции сред¬
ней панели верхнего пояса.
Кроме того в таблицах приведены величины
расчетных радиусов кривизны оси верхнего
пояса R0 в зависимости от пролета I фермы.
318
В. А. ЗАМАРАЕВ
4) Расчет верхнего пояса
а) Определение расчетных уси¬
лий и подбор сечений
Условия работы криволинейного верхнего по¬
яса сегментных ферм принципиально мало от¬
личаются от условий работы прямолинейного
пояса, подверженного местному поперечному
изгибу. Влияние небольшой и мало меняющейся
кривизны верхнего пояса, вызывающей изги¬
бающие моменты, в известных пределах экви¬
валентно действию местной панельной нагрузки
на прямолинейный пояс. Указанное сходство
углубляется наличием сплошных прокладок
между ветвями криволинейного пояса, в зна¬
чительной мере уменьшающих нарастание стрелки
кривой по середине панели.
На основании изложенного верхний пояс
рассчитывается на сжатие с продольным изги¬
бом, а влияние поперечного изгиба учитывают
аналогично тому, как это делается для прямо¬
линейных поясов.
Расчетные напряжения в поясе определяются
по формуле:
п
N М [п_]
(1)'
где N — сжимающее усилие в расчетной панели
пояса;
F — площадь поперечного сечения пояса
брутто;
<Pmin — коэфициент уменьшения допускаемых
напряжений на сжатие при продольном изгибе;
М — расчетный изгибающий момент в плоскости
фермы;
Wx — момент сопротивления пояса относи¬
тельно горизонтальной оси х — х\
[га,,] и [л_] — допускаемые напряжения на
изгиб и сжатие.
Моменты, изгибающие верхний пояс, возни¬
кают: 1) от неразрезности пояса в узлах, 2) от
продольных сил вследствие кривизны пояса
между узлами, 3) от внешних нагрузок на панели
и 4) от эксцентричного крепления решетки в уз¬
лах пояса.
U В некоторых случаях при определении изги¬
бающих моментов не учитывают неразрезности
пояса в узлах и рассматривают панель как
простую балку, нагруженную продольными си¬
лами и внешними нагрузками (фиг. 58).
При этом наибольший мо¬
мент соответствует сечению
по середине панели и опре¬
деляется по формуле:
М шах = — Nc + М\ (2)
ί>ιτγ. 58. Расчетная где с — стрелка кривой по
схема панели верх- середине панели;
него пояса М— момент от внешних
нагрузок.
Однако такое упрощение расчетной схемы
нельзя признать удачным, так как оно не соот¬
ветствует конструкции пояса, а следовательно
я действительным условиям его работы. Кроме
того неучет узловых моментов, имеющих в
ряде случаев (фермы с фонарем и с надстрой¬
ками) преимущественное значение, приводит
к снижению прочности верхнего пояса или к
необходимости дальнейших столь же необосно¬
ванных упрощений расчета.
Поэтому расчет верхнего пояса рекомендуется
производить с приближенным учетом его нераз¬
резности в узлах, обусловленной конструкцией
пояса.
Рассматривая верхний пояс как многопролет¬
ную неразрезную криволинейную балку, дЛн
средних расчетных панелей пояса получим:
момент по середине панели:
Ме = —\т + Ml (3)
момент в узле:
Mh = Nc + М?с, (4)·
где М% — момент в неразрезной балке от распо¬
ложенных на панейи нагрузок.
От равномерно распределенных нагрузок
(сплошной настил по верхнему поясу):
момент по середине панели:
1Ѵ±С 24 *
(5)
момент в узле:
qd3
"Ϊ2~
(6)
От сосредоточенных сил
при кровле по прогонам,
расположенным в узлах и
в третях панелей:
момент по середине па¬
нели:
М2 = 2? =
я£_
27
(5')
момент в узле:
М1= --
2qd2
27 ’
(6')
N
Связи
1—§ /
I/
, 8\
2
і
3 §
V £
\
1
!
/
I
\
\
3 - - - ѵ
■ ч,
Е
\N
Фиг. 59. Деформации
верхнего пояса при
выпучивании из пло¬
скости фермы
где" d — длина горизонтальной проекции панели
верхнего пояса;
q — интенсивность расчетной равномерно
распределенной нагрузки, отнесенная к еди¬
нице длины горизонтальной проекции верхнего
пояса;
Р — вертикальная сосредоточенная нагрузка,
передающаяся с прогона на ферму.
При исчислении моментов М° по ф-лам (5) —
(6') иногда учитывают возможность отсутствия
снеговой нагрузки на расчетной панели, так
как это создает более невыгодные условия для
работы пояса. Ввиду того что отсутствие снега
на одной панели является исключительным слу¬
чаем, некоторое перенапряжение пояса при этом
вполне допустимо. Поэтому моменты М° реко¬
мендуется определять от полной расчётной
нагрузки q.
Изгибающие моменты, возникающие в узлах
от эксцентричного приложения усилий раскосов,
обычно в расчете не учитываются, так как учет
этих моментов при сравнительно небольших
усилиях в раскосах от равномерной нагрузки
не соответствует условному методу расчета по¬
яса.
Продольный изгиб пояса учитывается на об¬
щих основаниях, как при расчете сжатых прямо¬
линейных стержней.
Свободная длина пояса Іу при продольном
изгибе из плоскости фермы определяется рассто¬
янием между связями, как для стержней с шар¬
нирным закреплением концов. Форма искри¬
вленной оси пояса (фиг. 59, пунктир) показы¬
вает, что неразрезность пояса в данном случае
не имеет значения.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
319>
Таким образом если связи расположены в каж¬
дом узле, то расчетная длина пояса Іу равна
длине панели, если же связи расположены
через узел, длина Іу равна длине двух панелей
и т. Д.
В случае расположения сплошного и косого
защитного настилов кровли непосредственно по
верхнему поясу продольный изгиб пояса из плос¬
кости фермы не учитывается.
При продольном изгибе пояса в плоскости
фермы выпучивание отдельных панелей его может
происходить только в направлении первона¬
чальной кривизны пояса, обусловленной его
очертанием и конструкцией; неразрезность кри¬
волинейного пояса в узлах тождественна за¬
делке концов панелей.
Поэтому расчетная длина средней панели Іх
при продольном изгибе пояса в плоскости фермы
определяется с учетом его неразрезности, которая
(как и для любой другой деревянной конструк¬
ции) учитывается не в полной мере, а частично.
В соответствии с '§ 14 - ^ 7063 эта длина равна:
Іх = 0,65/о,
где h — длина панели.
Для крайних панелей пояса длина Іх обычно
определяется в предположении шарнирного за¬
крепления панели в опорном узле и заделки
ее на другом конце, чему соответствует:
Іх = 0,8?о.
При одновременном действии продольного и
поперечного изгиба расчетными могут быть се¬
чения по середине панели или в узле.
Если связи по верхнему поясу расположены
не реже, чем в каждом узле, то обычно расчетным
является сечение по середине панели. В этих
случаях поверка напряжений в узле не произ¬
водится, так как при продольном изгибе пояса
в плоскости фермы опорное сечение его благо¬
даря частичному учету неразрезности не является
более опасным, кроме того при продольном из¬
гибе одной панели пояса из плоскости фермы
коэфициеит φ для сечения в узле принимается
равным единице, что также делает это сечение
менее опасным.
Если связи по верхнему поясу расположены
через узел, то расчетным является сечение пояса
в промежуточном узле между связями. В этих
случаях продольный изгиб пояса из плоскости
фермы оСычно более опасен, чем продольный
изгиб его в плоскости фермы.
Подбор поперечного сечения пояса, а также и
расчет гвоздей производятся для панелей, в ко¬
торых напряжение в поясе, исчисленное по ф-ле
(1), имеет наибольшее значение.
Расчетными панелями верхнего пояса для схем,
приведенных на фиг. 4 и 5, являются:
а) в фермах с кровлей непосредственно по
верхнему поясу — вторая от опоры панель;
б) в фермах с фонарем — крайние подфонарные
пан.ли;
в) , в фермах с надстройками (схема по фиг. 4)
при расположении связей по верхнему поясу
в каждом узле — вторая панель, при располо¬
жении связей через узел — две крайние панели.
1еометрические характеристики поперечного
сечения верхнего пояса определяются только
Для ветвей пояса без учета прокладок между
ними. Так например, для сечения, представлен¬
ного на фиг. 60:
рабочая площадь сечения:
F = 2α - 2 h,
моменты инерции:
j __ 2α ΚΣ h)з
* “
и
Σ h Г(3а)з _ аЗ]
1У = 12 · 1,1 · 1ісдв ■ h
Момент сопротивления:
ѵѵ х 2J~h Δλ Фыг*
Радиус инерции:
В этих формулах коэфициенты 1,1 ксдв при¬
ближенно учитывают податливость гвоздевых
соединений пояса в зависимости от числа рабо¬
чих швов соединения,
ост
По 7063 величина коэфициентов ксдф
принимается согласно приведенной ниже таб-
ллце:
Число швов
2
3
4
ксдв
1,03
1,05
1,08
Для рекомендуемых типов поперечных сечений'
верхнего пояса геометрические характеристики
приведены в табл. 10. В последних двух столб¬
цах таблицы череа S1 и S2 обозначены статиче¬
ские моменты площадей и брусков, сдвигающихся
относительно горизонтальной оси х—я по край¬
ним и средним швам сечения.
б) Расчет гвоздей
Осуществляя связь между отдельными брусками
и ветвями пояса, гвозди обеспечивают совмест¬
ную их работу.
При абсолютно жестких связях составные
стержни работают так же, как монолитные.
Гвозди являются упругими (податливыми) свя¬
зями и поэтому не могут в полной мере обеспе¬
чить совместную работу составных стержней как
монолитных.
Теоретические исследования последнего вре¬
мени, экспериментально проверенные ЦНИПС,
свидетельствуют о том, что основной предпосыл¬
кой расчета прочности и устойчивости составных
стержней является степень податливости связей
и что при максимальной возможной интенсив¬
ности гвоздевого забоя стержни составного се¬
чения обладают меньшей прочностью и устой¬
чивостью, чем целые стержни тех же размеров.
Точный метод расчета верхнего пояса с уче¬
том податливости гвоздей не имеет пока практи¬
ческого применения отчасти ввиду недоработан-
ности самого способа, а также потому, что уточ¬
нение расчета сегментных ферм в направлении
усиления только верхнего пояса влечет за собой
значительное увеличение расхода древесины и
гвоздей на верхний пояс без повышения запаса
прочности всей фермы в целом.
Практика испытаний сегментных ферм под¬
тверждает, что принятый приближенный метод
320
В. А. ЗАМАРАЕВ
Таблица 10
Данные для подбора сечения верхнего пояса
Тип сечения
Размеры
Fбрутто
В слі2
wx
Τχ
в CM
ТУ
в CM
Si
Ιχ
s2
Si
а
в см
h
в см
ΣΗ
в см
к-сдв
в СЛІ2
12
96
170
3,25
О G1
ο,πο
4
16
128
296
4,30
о,У1
0,070
1,333
12
120
212
3,25
Ο,ΠΟ
5
4
16
160
371
4,30
4,89
0,070
1,333
20
200
561
5,29
0,048
1,500
12
144
255
3,25
0,110
6
16
192
444
4,30
5,87
0,070
1,333
20
240
673
5,29
0,048
1,500
15
150
332
4,06
со
со
0,089
_
5
20
200
586
5,37
0,056
1,333
15
180
397
4,06
1
0,089
_
6
20
240
693
5,37
5,87
0,056
1,333
5
25
300
1 052
6,61
1
0,038
1,500
15
210
464
4,06
0,089
7
20
280
808
5,37
6,85
0,056
1,333
25
350
1 226
6,61
0,038
1,500
6
О
30
360
1 513
7 Q9
5,87
0,032
1 *nn
7
О
30
420
1 765
4 >ΌΟ
6,85
0,032
ι,ουυ
16
240
554
4,30
7 С7
0,070
1,333
5
20
300
842
5,29
4 }К>4
0,048
1,500
4
16
288
665
4,30
О ОП
0,070
1,333
О
20
360
1 010
5,29
У, ли
0,048
1,500
с
20
360
1 040
5,37
9,20
0,056
1,333
О
5
25
450
1 575
6,61
0,038
1,500
7
20
420
1 154
5,73
10,73
0,056
1,333
4
25
525
1 840
6,61
0,038
1,500
6
0
30
540
2 270
9,20
0,032
7
30
630
2 650
7,93
10,73
0,032
6
5
25
750
2 630
6,61
11,15
0,033
)
7
25
875
3 070
13,02
0,038
V 1,500
6
6
30
900
3 7С5
7,93
11,15
0.032
1
7
30
1050
4 410
0,032
13,02
7
7
35
1 225
6 010
9,26
0,027
расчета верхнего пояса вполне обеспечивает
ему коэфициент запаса других элементов фермы,
рассчитанных по существующим ТУ и Н.
Расчет поясных гвоздей следует производить по
нижеприводимому приближенному способу с ча¬
стичным учетом их податливости (при подборе по-
ост
перечного сечения пояса в соответствии с
7063)
Силы, действующие на пояс¬
ные гвозди. Расчет гвоздей при продольном
изгибе пояса производится из условия равно-
прочности гвоздей и древесины при критической
нагрузке в предположении абсолютной непо¬
датливости гвоздей.
В соответствии с этим величина сдвигающей
силы на участке Іг определяется по формуле
(см. § 20 7063):
/ I \ N .
1h = /!■«>« * [η _] — 1/ F ' И
1 См. выше стр. 319.
где S — статический момент части сечения,
сдвигающейся по рассматриваемому шву отно¬
сительно главной оси всего сечения;
z — расстояние крайнего волокна сечения
от нейтральной оси;
N — расчетное сжимающее усилие;
F — расчетная площадь сечения брутто 2;
[пи] И 0_] — допускаемые напряжения на
изгиб и сжатие;
ксде — коэфициент3, приближенно учиты¬
вающий податливость гвоздей в зависимости от
числа швов в сечении (см. выше).
Длина Ιλ участка, на котором происходит
накопление сдвигающих сил, зависит от харак¬
тера закрепления концов стержня, а именно:
2 Ослабление сечения верхнего пояса всегда мепыпе
25%.
3 Введение в ф-лу (7) коэфициента kcA6y требуемое
ОСТ
7063, представляется нам теоретически недостаточ¬
но обоснованным, но практически полезным ввиду по¬
лучающегося при введении кСдв улучшения работы де¬
рева в верхнем поясе.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
321
1) при шарнирном закреплении обоих концов:
Іг = 0,5 Z;
2) при абсолютной заделке концов:
1± = 0,25 Z,
где Z — длина стержня.
В действительности при расчете верхнего пояса
на продольный изгиб в плоскости фермы учиты¬
вается только частичная заделка концов, и сво¬
бодная длина панели, как указывалось выше,
принимается равной 0,65Z, а не 0,5Z. . Длина
/ участка в этом случае не равна 0,25Z, но,
учитывая условность метода расчета верхнего
пояса, этим обстоятельством обычно пренебре¬
гают, и длину Zj принимают равной 0,25Z.
Сумма сил сдвига по шву между брусками
пояса на длине расчетной панели (при продоль¬
ном изгибе пояса в плоскости фермы) равна;
Т* = 4 Th. (8)
Сумма сил сдвига по шву
между прокладкой и отдельной
ветвью пояса на расчетной
длине его (между связями) при
продольном изгибе пояса из
плоскости фермы равна:
L a J
Фиг. 61
ТУ = 2 тх
(9)
Для наиболее распространенных типов попе¬
речных сечений верхнего пояса ф-ла (7)
может быть значительно упрощена и представ¬
лена в виде:
Т i = kN. . ч (7а)
Если пояс например состоит из трех равных
по высоте брусков (фиг. 61), ф-ла (7) после под¬
становки в нее всех значений принимает вид:
гр _ Л 03 2 · О · h · h · НО м 1'| _
1 h~~ ’ 1,5 -h- 100 W ) 2α · 3h
= 0,252 (I-1 )N.
В данном случае
/f = 0,252 (-1 — lj .
Численные значения коэфициентов к в зави¬
симости от φ приведены в табл. 11 и 12.
При поперечном изгибе пояса сдвигающие
силы определяются также в предположении
абсолютной жесткости гвоздевых швов, т. е.
как для целых брусьев.
На единице длины пояса сила сдвига опре¬
деляется по формуле:
ΔΤ~=ΨΧ' (Ю)
где Q — поперечная сила в рассматриваемом
сечении, a S и Іх имеют прежнее значение.
Поперечная сила Q изменяется по длине
панели пояса, характер ее эпюры зависит от
расположения местных нагрузок между узлами
верхнего пояса.
В тех случаях, когда внешняя нагрузка рас¬
пределена равномерно по всей длине верхнего
пояса (при сплошном безреберном настиле) или
если нагрузка сосредоточена только в узлах
верхнего пояса, эпюра поперечных сил на дайне
полупанели не меняет знака.
Поэтому площадь Ω эпюры Q на длине полу¬
панели проще всего определить но формуле:
ι_ 1
2 2
Ω = Ι f -^-dx==M°< (11)
о о
где М° — приращение момента на длине от узла
до середины панели.
В данном случае ввиду равенства узловых
моментов М° — момент по середине "простой
свободно опертой балки с пролетом, равным длине
панели. При сплошном настиле по верхнему
поясу:
Ж° = - Nc + . (12)
Коэфициенты ft для определения сдвигающих сил То =
-■kN
Таблица It
4—;
5 \
4
5
Ψ
Швы
Ψ
Швы
Ψ
Швы
1-1
2-2
4-4
1-1
2-2
4-4
1—1
2-2
4-4
0,31
0,56
0,44
0,42
0,51
0,24
0,21
0,182
0,71
0,103
0,089
0,078
0,32
0,54
0,46
0,41
0,52
0,23
0,20
0,175
0,72
0,098
0,085
0,074
0,33
0,51
0,44
0,39
0,53
0,22
0,191
0,167
0,73
0,093
0,080
0,070
0,34
0,49
0,42
0,37
0,54
0,21
0,185
0,162
0,74
0,088
0,076
0,066
0,35
0,47
0,40
0,35
0,55
0,ѵ06
0,178
0,156
0,75
0,083
0)072
0,063
0,36
0,45
0,38
0,34
0,56
0,199
0,172
0,150
0,76
0,081
0,U70
0,061
0,37
0,43
0,37
0,32
0,57
0,191
0,165
0,144
0,77
(',076
0,065
0,057
0,38
0,41
0,35
0,31
0,58
0,184
0,158
0,139
0,78
0,071
0,061
0,053
0,39
0,39
0,34
0,30
0,59
0,174
0,150
0,131
0,79
0,068
0,059
0,051
0,40
0,38
0,33
0,28
0,60
0,169
0,145
0,127
0,80
0,063
0,054
0,048
0,41
0,36
0,31
0,27
0,61
0,161
0,139
0,122
0,81
0,059
0,051
0,045
0,42
0,35
0,30
0,26
0,62
0,154
0,1 2
0,116
0,82
0,056
0,0i8
0,(42
0,43
0,34
0,29
0,25
0,63
0,149
0,128
0,112
0,83
0,052
0,044
0,039
0,44
0,32
0,28
0,24
0,64
0,141
0,121
0,106
0,84
0,048
0,041
0,036
0,45
0,31
0,27
0,23
0,65
0,136
0,117
0,102
0,85
(',044
0,018
0,033
0,46
0,30
0,26
0,22
0,66
0,128
0,1П
0,097
0,86
0,0^2
0,036
0,031
0,47
0,29
0,25
0,21
0,67
0,123
0,106
0,093
0,87
0,038
0,< 32
0,028
0,48
0,27
0,24
0,205
0,68
0,118
0,102
0,089
0,88
0,034
0,029
0,026
0,49
0,26
0,23
0,198
0,69
0,113
0,098
0,086
0,89
0,012
0,027
0,024
0,50
0,25
0,22
0,190
0,70
0,108
0,093
0,082
0,90
0,028
0,024
0,021
Деревянные конструкции
21
322
В. А. ЗАМАРАЕВ
Коэфициенты к для опрсделепия сдвигающих сил То = kN
2І
|2
а
а,а
21
1
г
31 13'
а
а
-“Зф—i
0
о
I (
а\-2а-^а\
Таблица 12
Отсюда заключаем, что суммарная площадь
эпюры поперечных сил на половине длины па¬
нели определяется здесь, так же как и выше,
через изгибающий момент М°, т. е.:
Ω = Μ° = -Νΰ + ψ =-Nc+^- , (13)
где Р — вертикальная сосредоточенная нагрузка,
передающаяся с прогона на ферму, остальные
величины имеют прежнее значение.
Сумма сил сдвига на длине полупанели от
поперечной нагрузки для всех рассмотренных
случаев определяется по формуле [см. ф-лѵ
(10)]:
уѴ2= OS = Мо 8 ' (14)
ίχ 1χ
Допускаемые усилия на срез
гвоздя. Величина допускаемого на срез гвоздя
усилия Тгв зависит: от диаметра гвоздя dw,
от рабочей длины его защемления в сплачивае¬
мых элементах, от допускаемых напряжений на
изгиб гвоздя \пи\в и на смятие древесины [пс] и
от характера загружений гвоздей (симметричное
и несимметричное).
Ниже приняты допускаемые напряжения:
\пи\в *= 1 800 кг/см2 и [тіе] = 72 кг/см2.
При достаточном защемлении гвоздя в сплачи¬
ваемых элементах независимо от характера его
загружения Тгв определяется по формуле:
Тге = °’Sdi V ‘ [n‘] =
= 0,8^б/і 800 - 72 = 2Ш2гв. (15>
При нагрузке, сосредоточенной только в уз¬
лах:
М° = — Nc, (12а)
где N — сжимающее усилие в расчетной панели
пояса;
с — стрелка кривой по середине панели;
q — расчетная нагрузка на единицу длины
горизонтальной проекции верхнего пояса;
d — длина горизонтальной проекции панели
верхнего пояса.
Если кровля устроена по прогонам, располо¬
женным как в узлах, так и в пределах панели
(например в третях), то
эпюра поперечных сил
от продольной силы N
и поперечной нагрузки
панели состоит из от¬
дельных треугольников
(фиг. 62,а) и имеет в
пределах полупанели
участки разных знаков.
Сравнивая эпюру по¬
перечных сил а с эпюрой
б от продольного изгиба
стержня в соответствии
с ф-лой (7), замечаем, что участку эпюры а
со знаком минус соответствует участок эпюры б
со знаком плюс обычно большей величины.
Следовательно поперечная нагрузка от прого¬
нов разгружает на этом участке рабочий шов
между отдельными брусками. Поэтому при ис¬
числении суммы сил сдвига на длине полупанели
необходимо эту разгрузку учитывать и сумми¬
рование площадей треугольников (фиг. 62,а)
производить не арифметически, а алгебраически.
а) Поперечный изгиб
б) Продольный изгиб
^^—■
■1«
Фиг. 62. Эпюры попе¬
речных сил в панели
верхнего пояса
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
323
Нормальная длина защемления гвоздя опре¬
деляется по нижеприведенным формулам;
В симметричном соединении:
в крайних элементах;
«* = M42^|J =
= 1,142^ = 5,7dM; (16)
в средних элементах:
= =8,сцв. (17)
для второго шва по ф-ле (18а):
Т'г,= 72 · ка ■ 1.55 · 0,5 = 55,8*.
Так как
акр 15,5
Ъ = 0,46,
а„ ’ 33,5
то по номограмме (см. стр. Ю7 ТУиН) имеем
Λ = 0,96;
тогда:
T' = 55,8 · 0,96 = 53 кг.
гв
Коэфициент неполноценности среза во втором
ШВе: 53 η ηι
а= 72 = 0-74·
В несимметричном соединении:
в крайних элементах:
ап == 6,7ЙИ; (16а)
в средних элементах:
= ЮМ,. (17а)
При недостаточной длине защемления гвоздя
Тгв находится из выражений:
в симметричном соединении:
Тге = baadM [nj = Шаа<1гв (18)
или
Тгв = 0,5с^гв [пс] = 36cdie; (19)
в несимметричном соединении:
Тіе = 72 · kaadie (18а)
или
Ггв = 28,8с^, (19а)
где ка — коэфициент, зависящий от соотношения
— (см. стр. 103),
ан
а и с — действительные длины защемления
гвоздя в крайнем и среднем элементах.
При определении рабочей длины защемления
гвоздя следует исключать заостренный конец
его длиной 1,5dte и кроме того учитывать тол¬
щину шва между сплачиваемыми элементами,
принимая ее равной 1,0 мм.
Размеры гвоздей назначаются в соответствии
с толщиной сплачиваемых элементов из условия
равнопрочности соединения по изгибу гвоздя и
по смятию древесины.
Вертикальные гвозди, соединяющие бруски
пояса, работают несимметрично и поэтому для
них Т1в следует вычислять по ф-лам (15),
(16а) — (19а).
Пусть например требуется определить Тгв
для гвоздей dm =5,0, I = 125 мм, соединяю¬
щих бруски пояса толщиной 5 см (фиг. 63).
По ф-лам (16а) и (17а) имеем:
ан = 6,7 · 5,0 = 33,5 мм
и
сп= 10,0 · 5,0 = 50 мм.
В данном случае:
= 50 мм > ан;
акр = 125 — 2 · 50 — 2 — 1,5 · 5,0 = 15,5 мм < ап;
с = 50 мм = сн.
Следовательно:
Для первого шва по ф-ле (15):
Т' = 288 . 0,52 = 72 кг;
гв ’ *
Γδ.
Фиг. 63
Горизонтальные гвозди, соединяющие через
прокладки отдельные ветви пояса между собою,
работают при продольном изгибе пояса из пло¬
скости фермы как несимметричное соединение,
а при изгибе его в плоскости фермы — как сим¬
метричное соединение.
В соответствии с характером загружения уси¬
лия Тгв для этих гвоздей надлежит исчислять
по ф-лам (15) — (19) или (15), (16а) — (19а)
аналогично тому, как это сделано в приведенном
примере.
Определение необходимогочи-
сла гвоздей. Расчет числа гвоздей во мно¬
гом зависит от формы поперечного сечения
верхнего пояса и от условий его работы.
Во всех случаях для упрощения производства
работ гвозди, как правило, размещаются по
длине верхнего пояса равномерно и поровну
с каждой стороны его.
Горизонтальные гвозди кроме того размеща¬
ются одинаково во всех брусках, перекрытых
по высоте прокладкой. Ввиду того что такое
размещение гвоздей в верхнем поясе не соответ¬
ствует характеру эпюры сдвигающих сил, гвозди,
расположенные в непосредственной близости от
узлов, воспринимают, усилия, превышающие до¬
пускаемые Тгв. Однако вследствие податливости
гвоздевых соединений нагрузка между гвоздями
перераспределяется, и в конечном итоге пере¬
грузка наиболее напряженных гвоздей в зна¬
чительной мере снижается.
При расчете числа гвоздей учитывается одно¬
временное действие сил Тх + Т"или же Ту +
+ Т в зависимости от того, какой из этих двух
случаев является более невыгодным.
В фермах с кровлей непосредственно по верх¬
нему поясу (или по прогонам) расчет гвоздей
всегда производится по сумме сил Тх + Т ;
сумма ТУ + Т дает меньшую нагрузку на
гвозди в связи с тем, что продольный изгиб пояса
из плоскости фермы даже при наличии одного
прогона в середине панели не является расчет¬
ным.
Сумма сил Тх + Т~ в данном случае может
быть полностью воспринята одними вертикаль¬
ными гвоздями (если это не ограничено условием
их размещения), но в целях включения в работу
пояса прокладок часть сдвигающих сил необ¬
ходимо передавать на горизонтальные гвозди,
причем шаг этих гвоздей следует принимать не
менее 40dw.
Горизонтальные . гвозди в этом случае необ¬
ходимы также и для того, чтобы наиболее эффек¬
тивно использовать вертикальные гвозди 1.
1 См. нише, например тип II
21*
324
В. А. ЗАМАРАЕВ
Для ферм с фонарем и связями между фермами
через узел расчет числа гвоздей следует произ¬
водить по сумме сил ТУ + τ', а не Тх + Т wf так
как силы сдвига при продольном изгибе под¬
фонарных панелей пояса из плоскости фермы
(для сечений, приведенных в табл. 10) больше
таковых при продольном изгибе пояса в пло¬
скости фермы.
В фермах с надстройками в некоторых случаях
расчетной является сумма сил Тх + Т^, в дру¬
гих — ТУ + Т , поэтому при определении числа
гвоздей необходимо учитывать обе комбинации
сил.
В фермах с фонарем и с надстройками большую
часть сдвигающих сил рекомендуется переда¬
вать на горизонтальные гвозди, назначая число
их из условия наибольшей (предельной) рас¬
становки в панели гс тем однако, чтобы шаг вер¬
тикальных гвоздей был не менее 5С)dze .
Ввиду того что при сравнительно редкой рас¬
становке вертикальных гвоздей (через 50dM)
прочность пояса в узлах получается недостаточ¬
ной (из-за отсутствия прокладок и местных из¬
гибающих моментов от эксцентричного крепле¬
ния раскосов), необходимо на участках пояса,
примыкающих к узлам, интенсивность забоя
увеличивать.
Длину этих участков следует принимать рав¬
ной приблизительно 0,1 от длины панели в обе
стороны от узла.
Нише рассмотрены методы определения числа
гвоздей для всех встречающихся в практике
поперечных сечений верхнего пояса при обеих
комбинациях сил Т* + τ' и ТУ + Т
Для выводов приняты следующие обозначения:
Тх — сумма сил сдвига на длине панели s
по крайнему шву (сверху или снизу) между
брусками пояса при продольном изгибе пояса
в плоскости фермы;
— то ше при поперечном изгибе пояса;
Ту — то ше по шву между отдельной ветвью
и прокладкой при продольном изгибе пояса из
плоскости фермы;
тх — полное число вертикальных гвоздей на
длине s;
ш2 — то же горизонтальных гвоздей;
тШіп — то же вертикальных гвоздей при шаге
tfijjmin— то же горизонтальных гвоздей при
шаге 40d2e\
m2m&x — наибольшее число горизонтальных
гвоздей, размещающихся на длине s;
my — число горизонтальных гвоздей, необ¬
ходимых для воспринятия сил ТУ\
сп — постоянные коэфициенты для заданных
размеров гвоздей и поперечного сечения пояса;
Тгв' — допускаемое усилие на срез верти¬
кального гвоздя (или полусумма этих усилий)
в крайних швах между брусками;
Тгв" — то же для второго (сверху или снизу)
шва;
ТУ — то ше для шва между ветвью пояса и
прокладкой при несимметричной работе гвоздя;
2Т£в — допускаемое усилие на один дву-
срезный горизонтальный гвоздь при симметрич¬
ной работе его в двухветвевом поясе.
1 За исключением сечений из пяти брусков по высо¬
те, в которых прокладка перекрывает только три сред¬
них бруска (см. ниже).
Тип I (фиг. 64)
1) Силы Тх +
Для поясов, состоящих по высоте из трех
брусков, силы сдвига между брусками более
выгодно передавать на вертикальные гвозди
Передача их на прокладку через горизонтальные
гвозди при равномерном размещении гвоздей
во всех брусках менее выгодна, так как гвозди
соединяющие с прокладкой средние бруски, не
работают и следовательно излишне увеличи¬
вают общий расход гвоздей. Поэтому число
горизонтальных гвоздей т2 следует назначать
не более необходимого по конструктивным со¬
ображениям, т. е. т2 = т2 mln.
При этом горизонтальные гвозди воспримут
в каждом шве силу сдвига Т0, равную:
Т0 = ^ 277«.
2Тм
Обозначив величину —через clt і
П0ЛУЧИМ: Фиг. 64
Т0 = схт2. (20)
Число вертикальных гвоздей:
ті= Іо = ±(г* + :Г — г0). (2і)
где с2 = Т'м.
2) Силы ТУ + Tw
Число горизонтальных гвоздей в этом случае
назначается из условия предельно частой рас¬
становки их:
ш2 ~ 1712 max·
Эти гвозди должны полностью воспринимать
силы ТУ, поэтому их должно быть во всяком слу¬
чае не менее числа ту, необходимого для воспри¬
нятия силы ТУ, т. е.:
ту ту
ті = ™2тах> ту= -ц- = — . (21)
Если же, как это обычно бывает, т2max > ту
то избыток гвоздей Ат = т2
воспримет
по каждому шву между брусками часть силы Т
равную:
2Тсгв = схАт. (22)
Ат
ΊΓ
Число вертикальных гвоздей получается при
этом из выражения:
тх
но
С2 — Тгв,
следовательно:
(23)
В практике встречаются случаи, когда при
т2 = w2m,x число вертикальных гвоздей, опре¬
деленное по ф-ле (23), конструктивно недо¬
статочно (шаг их в каждой ветви пояса более
ЬЫгв). В этих случаях ф-лы (21) и (23) должны
быть заменены другими, а именно:
т1 — ^Чтіп
(24)
min
Тгв
2Т
з + £.
1 гв
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
325
з 1
22* сі ·
следовательно:
1 ТУ
т2 = — (Т — c2mlmin) + my, где my = —. (25)
Тип II (фиг. 65)
1) Силы Iх -\- Т
Обозначив усилие в первом шве через Т9 =
= Тх + Т , для второго шва будем иметь:
pff __ ^ гр/
1 3
\ Следовательно крайние бруски
сдвигаются силой Τ', а сред-
Фиг. 65 ние — силой ύ Τ'.
В поясах, состоящих по высоте более, чем из
трех брусков, воспринимать силы сдвига одними
вертикальными гвоздями экономически невыгод¬
но, так как эти силы полностью передаются
с одного бруска на другой, последовательно
увеличивая нагрузку на швы, ближайшие к ней¬
тральной оси сечения. Еще более невыгодно
воспринимать силы сдвига одними горизонталь¬
ными гвоздями, размещаемыми поровну во всех
брусках.
Например при сечении, представленном на
фиг. 65, вертикальные гвозди должны воспринять
по трем швам сечения сумму сил сдвига:
2 Т = T' + T' + T' = -ψ Τ'.
При передаче этих сил на прокладку только
через горизонтальные гвозди число их опреде¬
лится по сумме:
2 Т = пТ' = 4Τ’ = ~ Τ',
где п — число брусков по высоте.
Если же соединить горизонтальными гвоздями
только 4 крайних бруска с прокладкой, а сред¬
ние бруски между собой вертикальными гвоздя¬
ми, то:
2 Т" = Т' + — T’ + T' = Т',
т. е. сумма сил сдвига почти вдвое меньше.
Несмотря на очевидную выгоду такой схемы
соединения брусков, практического применения
она не имеет, так как скрытые в поясе гвозди
нежелательны из-за трудности технического кон¬
троля при производстве работ.
При таком типе сечения пояса обязательно
полное использование допускаемых усилий на
все срезы как вертикальных, так и горизонталь¬
ных гвоздей.
Соответственно этому число гвоздей опреде¬
ляется следующим образом.
Обозначая часть сдвигающей силы, восприни¬
маемой горизонтальными гвоздями в одном ряде
брусков, через я и в двух—через 2 х, найдем чис¬
ло ш1 вертикальных гвоздей:
при расчете по крайнему шву:
при расчете
по среднему шву:
т1
T' - 2х
Тгв
(26а)
Так как число срезов вертикальных гвоздей
во всех швах одинаково, то:
Т' — х
Тгв
FT' —2*
откуда:
-гг* Тгв — Тгв
X = - — TZ7/ Т\
2 Тгв - Ти
(27)
Кроме того сила
Х = Ш. 2Т%.
Подставляя это значение х в ф-лу (27), после
преобразований получим:
1,333 Тгв-Тгв , а m
m2 = —; —. Τ' = — Τ'
(Тгв — 0,ЬТгв)ТСгв сз
(28)
где
С3:
(Тгв — 0,5 Тгв)Тгв
1,333 Тгв — Тгв
Число тп1 может быть определено по ф-ле (26)
или (26а) после подстановки в них значения х
из равенства (27), а именно:
где
2 гр/ __ _1 рі
3(2 Тгв— Тгв) с*
3 (2Тгв — Тгв)
(29)
В тех случаях, когда шаг горизонтальных
гвоздей получается более 40число их, опре¬
деленное по ф-ле (28), необходимо соответственно
увеличить, приняв ш2 = /П2Ш1п·
При этом число т1 найдется из выражения:
ΎΪΙ
T’ - · 2Тгв
4
где
1 Тгв
= °1 т2ШІп)>
(30)
П2тіп · 2Тс1в = cxm
2min*
C2 — T^
2) Силы Ty + Г
Число ш2 назначается конструктивно [ф-ла
(21)], а тх — по ф-ле (23), в которой:
Т0 = . 2Ти = сгАт\
Если число Го], определенное по ф-лѳ (23),
конструктивно недостаточно, принимают:
m1 — тпх min.
Число m2 определяется по ф-лѳ
(25), в которой
тс
Тип III (фиг. 66)
1) Силы T* +
Фиг. 66
326
В. А. ЗАМАРАВ В
Наименьший расход гвоздей получается при
передаче на вертикальные гвозди половины силы
сдвига, действующей в крайнем шве.
В соответствии с этим:
на вертикальные гвозди. Число т1 определяется
по формуле:
τχ +
Тгв
* = ±(Т*+Т~). (81а)
ш1
Тх +
2 Tie
2=4(24-2-
(31)
Силы сдвига во втором шве:
Т" = 1,Ь[ТХ +Т~).
Вертикальные гвозди воспримут силу сдвига
2, равную:
™Ί ηη*
1-2 — ~сГ * 1 гв-
Тгв
Обозначив —г через а и подставив в выраже-
Тгв
ние Т^2 вместо тх его значение из ф-лы (31),
получим:
Гі-2 = γ (Т* + ТП.
Разность сил Т" — 771_2 передается на проклад¬
ку через горизонтальные гвозди. При равномерном
размещении горизонтальных гвоздей во всех
брусках они используются не полностью, а на
4/5, так как в среднем бруске их ставят конструк¬
тивно, поэтому расчетное число этих гвоздей
умножается на б/4:
№2 =
Т” — т
2 Tie
2
_5
4
1,5 (Т*+ Т~)--| (Т* + Τ'") 5
г£ "4
Не более/40d28 = £ (2е + 2~) , (32)
Фиг. 67 Если шаг горизонталь¬
ных гвоздей получается
более 40с?гб, то гвозди рекомендуется распола¬
гать в шахмат, как это показано на фиг. 67,
с тем однако, чтобы при шахматной расстановке
шаг их был не больше 40 сІгв. При определении
числа гвоздей по ф-лам (31) и (32) последнее
условие почти всегда удовлетворяется.
2) Силы ТУ + Т~
Число горизонтальных гвоздей назначается
конструктивно [ф-ла (21)], а вертикальных —
по ф-ле (23), в которой:
?п0_ — m
То = у. . 2Тсгв = CyAm\
сі
С2
Тгв
9 *
Или = rnlmin, а горизонтальные гвозди ис¬
числяются по ф-ле (25), в которой
с
Тип IV (фиг. 68)
1) Силы Тх -J- I
Ввиду того что верхние и нижние бруски не
перекрыты прокладкой, в крайних швах между
брусками силы сдвига полностью передаются
Число т2 определяется по ф-ле (32), в кото-
оой:
°3 — 1>5 _а з ·
2) Силы ТУ + Г"
Ввиду того что горизонтальные гвозди соеди¬
няют с прокладкой только три средних бруска
на вертикальные гвозди в крайних швах между
брусками действуют кроме сил две силы по
Ѵ5 Ту в каждом заштрихованном по фиг. 68
бруске.
Следовательно: —
+ —- Ту
о
TU
2 =
= ±(Т~ + 0,47 η.
(33)
Во втором шве эти гвозди воспри¬
мут силу:
2’1_1 = ψ ■ Ггв = о (Г- + §- Ту)
[см. вывод ф-лы (32)].
Поэтому:
Фиг. 68
т* — т1ш
2 Пв
2 . ± +
2 + тЪ ’
где
Т' = 1,5Г~.
Подставляя вместо Т" и Т^2 их значения,
получим:
где
' = (ίΓ-έΙ,)+·.’
(34)
ГрС
1 гв
1,5 (1,5 -а) ’
ЬТсгв
За
Величина ^ — i j учитывается только
в том случае, если она больше нуля, в против¬
ном случае она принимается равной нулю.
Тип V (фиг. 69)
1) Силы Тх -f
Основные положения, принятые при выводе
ф-л (28) — (29) для сечений типа II, вполне
применимы и для данного типа.
I
3 3 3
Фиг. 70. План верх¬
него пояса
Характерной особенностью поясов, состоящих
из трех (равных по ширине) ветвей, является
неравномерное загружение рабочих срезов го-
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
327
ризонтальных гвоздей при симметрично дей¬
ствующей на них нагрузке (силы Тх и Т").
Ввиду того что:1) в каждой ветви действует по
1 1
— Т* и 7г (Фиг· 70) и на крайние швы при-
3 э
ходится нагрузка, в два раза большая, чем на
средние, 2) допускаемое усилие на срез горизон¬
тального гвоздя в среднем шве Тс£в всегда боль¬
ше половины усилия, допускаемого на тот же
гвоздь в крайнем шве Trfe , расчет вертикальных
гвоздей при нагружении их силами Тх +
производится по прочности крайних швов.
Если часть сдвигающей силы, воспринимаемой
горизонтальными гвоздями по шву 1 — І, обо¬
значить через X, то при числе их пг2 во всех брус¬
ках и с обеих сторон пояса прочность швов между ·
крайними ветвями пояса и прокладками (фиг.
70) определится зависимостью:
X 1^2 грКѴ
ΊΓ “ 4~тт *
откуда:
* = I гѣгТ(35)
Подставляя это значение х в ф-лу (27),
чим:
_3_
8
.Г!? =
у Тгв - Ты
2Ты - Тгв
Τ'.
полу-
и следовательно:
где
(2 Тгв — Тгв) 3 ТІ?
8 Тгв - Тгв)
Число пг1 определяется так же, как и в типе II,
т. е. по ф-ле (29). В тех случаях, когда число т2
назначается из условия их расстановки че¬
рез 40i/w, т. е. т2 = т2шіп, число вертикальных
гвоздей определяется по ф-ле (30), в которой
Tq — -Q- Щ2ШІП Т%? — C1^2min» С2 Тгв.
2) Силы ТУ + Т~
Число т2 с обеих сторон пояса:
ТП2 — ТУІ 2max
2ТУ
грУ "
1 гв
Допускаемое усилие Т£в на срез гвоздя для
поясов, состоящих из трех ветвей, определяется
по шву между средней ветвью и прокладкой,
так как силы сдвига ТУ во всех швах между
ветвями и прокладками равны между собой,
а прочность гвоздя в среднем шве обычно меньше,
чем в крайних.
Число гпх находится по ф-ле (23), в которой:
То = m2_max — my . !_ 2»кр = с^т;
r _ JL φκν
сі — 8 116 '
Если т1 = тітіп, то число щ2 определяется по
ф-ле (25) при
Tun VI (фиг. 71)
1) Силы Тх +
Число гп2 находится по ф-ле (31).
Число ш2 определяется аналогично тому, как
это изложено при выводе ф-лы (32), а именно:
(Тх + Т~)
1,5Т?<?
сз
[Тх + Т~),
где
ризонтальных гвоздей, приве¬
денные для типа Hi, остаются Фиг. 71
в силе и для типа VI.
2) Силы ТУ + Т~
Число т2 назначается конструктивно [ф-ла
(21)], а число т1 — по ф-ле (23), в которой:
Если же т\ = mlmin, то го-
Фиг. 72 ризонтальные гвозди рассчи¬
тываются по ф-ле (25).
Тип VII (фиг. 72)
, 1) Силы Тх +
Число тп1 определяется по ф-ле (31а), а число
т2 — по ф-ле (32), в которой:
_ ί,5 τί? 2 ТЙР
Сз = (1,5 —а) 2 ’ Т = 2 (1,5-а) *
2) Силы ТУ -f
По аналогии с ф-лой (33) число тг:
Т~ + А ту
тл = — 2 =
Тгв
= — (Т~ + 0,6Т«). (36)
С2
Число т2 см. ф-лу (34)]:
Т'-Т^ о 3 . 2ТѴ _
2~ 1,52?,? 2 + ТІ
+ <34а>
где
rpKV
1 гв
С3 = 2ТГ,5 — а) ’
грКѴ
1 гв
с 5 = ·
Тип VIII (фиг. 73)
1) Силы Тх +
Особенностью поясов
этого типа, так же
как и поясов из трех равных по ширине ветвей,
является неравномерное загружение горизон¬
тальных гвоздей силами Тх + Г", обусловленное
несоответствием между шириной крайних и
средней ветвью.
Вследствие того что ширина средней ветви
в три (а не в два) раза больше ширины крайних
ветвей (фиг. 74), швы между средней ветвью
и прокладками получают нагрузку, в полтора
Фиг. 73
328
В. А. ЗАМАРАЕВ
раза большую, чем швы между крайними ветвями
и прокладками.
Поэтому расчет горизонтальных гвоздей при
нагружении их силами Тх и производится по
прочности швов между средней ветвью и про¬
кладками.
Число т1 определяется по ф-ле (31а), причем
в крайних ветвях размещают по | % и в сред¬
ней — у щ. Число т2 определяется по ф-ле (32),
в которой:
_ I 2 _ ЬТ™
Сз ~ 2 (1,5 — а) ' Т = 9 (1,5 —а)
где Тсг1 — допускаемое усилие на срез горизон¬
тального гвоздя по шву между сред¬
ней ветвью и прокладкой.
2) Силы ТУ + Г.
В крайних ветвях пояса каж¬
дый из заштрихованных на
фиг. 73 брусков сдвигается
у- Ту
силами -g- и '-g- , которые
должны быть полностью вос¬
приняты одними вертикальны¬
ми гвоздями.
В средней ветви сила ТУ от¬
сутствует, поэтому вертикаль¬
ные гвозди этой ветви можно
было бы рассчитать только по
Т~
силе -у- . Но, учитывая, что
Фиг. 74. План верх- 0
него пояса при таком методе расчета гвоз¬
дей средняя ветвь будет обла¬
дать меньшей прочностью, чем крайние ветви
в плоскости фермы, число вертикальных гвоз¬
дей для нее принимается соответственно ширине
сечения в три раза больше, чем для каждой из
крайних ветвей. При этом полное число тх
найдется по формуле:
.т =ІГ±^.5.2 = 1(Г-+гг/). (37)
1 ЪТге с2 1 1 1
Число пг2 определяется по , аналогии с ф-лой
(34), именно:
Т" — Тл 0 о о грУ
ГПг = ; — · 2 · -5- Н JT-
I Т,7 2 Tie
где
_ 5 τ™
Cz 9 * 1,5 — α »
Все необходимые данные по расчету гвоздей
верхнего пояса для рекомендуемых типов попе¬
речных сечений приведены в табл. 13, пользо¬
вание которой значительно облегчает процесс
расчета.
б) Расчет нижнего пояса
Нижний пояс сегментных ферм воспринимает
кроме растягивающих усилий изгибающие мо¬
менты, возникающие в узлах пояса от эксцен¬
тричного прикрепления к нему элементов решетки.
В связи с этим опасными сечениями пояса
могут быть:
1) сечения у стыков или у опорных узлов,
т. е. в месте наибольшего ослабления пояса, и
2) сечения в узлах, где изгибающие моменты
имеют наибольшее значение.
В фермах с кровлей по верхнему поясу и в
фермах с надстройками наибольшие напряжения
возникают в ослабленных сечениях стыков при
равномерном загружении ферм полной расчет¬
ной нагрузкой1. Ввиду малой напряженности
решетки и сравнительно небольшого ослабле¬
ния пояса в узлах (меньшего, чем в стыках)
узловые моменты в этом случае могут не учиты¬
ваться. При одностороннем загружении фермы
(фиг. 54, б) усилия в решетке, а следовательно
и узловые моменты имеют наибольшее значение,
но так как усилия в нижнем поясе получаются
значительно меньшими, чем при нагрузке по всему
пролету, то в данном случае суммарные напря¬
жения в узле не превышают напряжений в сты¬
ках при равномерном загружении всей фермы.
Расчетные напряжения при растяжении пояса
определяются по формуле:
«+ = -?***. , (38)
где N — наибольшее растягивающее усилие в па¬
нели со стыком;
FH — площадь нетто поперечного сечения
пояса в стыке.
В фермах с фонарем решетка нагружена силь¬
нее, чем в фермах двух других типов. Объясняется
это характером распределения нагрузки по верх¬
нему поясу как при равномерном, так и при не¬
равномерном (фиг. 55, б) загружении ферм.
Вследствие этого в фермах с фонарем расчетными
обычно являются сечения в узлах с наибольшим
моментом от эксцентричного прикрепления рас¬
косов.
Расчетные напряжения в поясе определяются
при этом по формуле:
(39)
где Мтах—наибольший момент в узле;
N — растягивающее усилие в панели, при¬
мыкающей к расчетному узлу;
Wu — момент сопротивления пояса нетто;
Fu — площадь пояса нетто с учетом осла¬
бления его в узле.
Обычно WH X 0,9Т7, FH ss 0,85*\
Для встречающихся в практике типов попереч¬
ных сечений нижнего пояса величины 0,9W и
0,85 F приведены в табл. 14, где кроме того ука¬
заны диаметры d нагелей в стыках нижнего
пояса, число п рядов нагелей по высоте пояса
и соответствующая этому рабочая площадь FH
поперечного сечения пояса в стыке.
Напряжения в нижнем поясе от узловых мо¬
ментов могут изменяться в больших пределах
в зависимости от схемы фонаря и от его положе¬
ния на ферме. В некоторых случаях напряжения
в стыках пояса [без учета моментов по ф-ле (38)]
могут быть больше, чем в узлах [по ф-ле (39)],
поэтому при расчете нижнего пояса ферм с фо¬
нарем необходимо поверять оба эти сечения.
При определении узловых моментов необхо¬
димо учитывать возможность устройства стыка
в панели, примыкающей к расчетному узлу
(фиг. 75); стык принято считать за шарнир, а по¬
тому панель АВ пояса можно рассматривать как
1 За исключением случаев, когда снеговая нагрузка
значительно больше постоянной.
Данные для расчета гвоздей верхнего пояса 1
Таблица 13
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ 329
Дапііыо для подбора сечения нижнего пояса
-330
В. А. ЗАМАРАЕВ
простую балку с консолью АС, нагруженную со¬
средоточенными силами N. В зависимости от на¬
правления усилий и от соотношения между
величинами сил N и их плечами е (фиг. 76) наи¬
больший момент ikfmax получается или на оси
опоры (в центре узла) или же под силой N2,
Для схемы, представленной на фиг. 75, м'
обычно соответствует сечению под силой N^
с достаточной для практики точностью опреде¬
ляется по формуле:
-^тах — ІѴі “Ь ^2^2*
(40)
Если силы Nг и Ν2 имеют одинаковое направле¬
ние, то Мшах определяется по наибольшему из
значений:
или
Мд — іѴі
Мк = — N1e1 + іѴ2е2.
(41)
(42)
Ai/* м/
СА В
Фиг. 75. Расчетная схема
изгиба нижнего пояса
Плечи ег
чески или
и е2 могут быть определены графи-
аналитически. В последнем случае
при пересечении смежных кромок раскосов и
стойки на оси нижнего пояса и при одинаковой
ширине решетки плечи е в соответствии .с обозна¬
чениями по фиг. 76 найдутся из выражений:
Ч = Y (sin аг + 1) (43)
И
е2 = — (sin α2 + 1). (43а)
Стыки нижнего пояса рассчиты¬
ваются по общепринятому для нагельных со¬
единений методу.
В стыке нормальной конструкции (фиг. 17)
усилие, действующее в поясе, распределяется
поровну между всеми швами, поэтому число т
нагелей или гвоздей с каждой стороны стыка
определяется по формуле:
Л+
т=пТ~
(44)
где ІѴ+— растягивающее усилие в поясе;
Тн — допускаемое убилие на один срез нагеля
или гвоздя;
п — число срезов нагеля или гвоздя.
Величины допускаемых усилий п · Тп на один
нагель и гвоздь для встречающихся в практике
случаев приведены в табл. 15 и 16.
в) Расчет решетки
Размеры поперечного сечения элементов ре¬
шетки определяются конструктивными данны¬
ми (стр. 302) и условиями устойчивости
сжатых элементов на продольный изгиб. Сечения
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
331
Таблица 15
Допускаемые усилия на один стальной цилиндрический
нагель в стыках нижнего нояса
Таблица 16
Допускаемые усилия на один гвоздь в стыках нижнего
пояса
Тип сечений
Размеры
сечения
а в см
с в см
Диаметр
нагеля
d в мм
Допускае¬
мое усилие
на один
нагель
Тн в кг
с а а а с
5 3,5 12
6 4 12
7 5 16
5 3,5 12
6 4 12
7 5 16
864
916
1 6 12
1 296
1 374
2 420
6 4
7 5
12 1 832
16 3 224
Тип сечения
Размеры
сечения
а в см
св см
Размеры
гвоздей
Допускае¬
мое усилие
на один
гвоздь
тгв в кг
4 4 4X110
5 3,5 5x110
6 6 5,5x150
7 5 5,5x150
92
124
159
159
растянутых элементов решетки вследствие не¬
большого ослабления их в узлах пояса могут
не рассчитываться, так как напряжения в них
всегда значительно меньше допускаемых.
Продольный изгиб сжатых элементов учиты¬
вается в предположении шарнирного закреп¬
ления концов решетки в поясах. Поэтому свобод¬
ную длину сжатого раскоса или стойки прини¬
мают равной длине их между осями поясов.
X
Данные для подбора сечений элементов решетки
Таблица 17
Размеры сечения
<ь
1
£
Радиусы
инерции
оь . S[nu]
Размеры сечения
о
§
Ss
£
Радиусы
' инерции
о и Λ S[nM]
а
h
Ъ
d
гх
ГУ
2W Z[n_]F
а
h
Ь
d
Гх
ГУ
*сдв' Z[n ]F
10
7
82
2,48
2,54
0,406
15
8
170
3,53
3,85
0,366
12
8
96
2,94
2,52
0,397
16
9
186
3,78
3,90
0,376
13
8
100
3,14
2,47
0,381
17
9
192
4,00
3,85
0,364
14
8
104
3,<5
2,59
0,366
6
18'
5
9
198
4,22
3,80
0,354
4
15
3
8
108
3,58
2,56
0,352
19
9
204
4,45
3,75
0,344
6
9
118
3,83
2,56
0,323
20
9
210
4,68
3,70
0,334
17
9
122
4,05
2,55
0,312
21
9
216
4'92
3,67
0,324
18
9
126
4,28
2,52
0,302
22
9
222
5,17
3,63
0,316
19
9
130
4,52
2,49
0,293
23
9
228
5,42
3,59
0,308
20
9
134
4,75
2,46
0,284
24
9
234
5,67
3,53
0,300
25
9
240
5,92
3,52
0,292
26
9
246
6,18
3,49
0,284
10
7
99
2,50
3,05
0,398
12
8
116
2,96
3,02
0,388
13
8
121
3,17
2,96
0,372
10
7
119
2,56
3,54
0,350
14
8
126
3,38
2,91
0,358
12
8
140
3,06
3,51
0,340
15
8
131
3,61
2,88
0,344
13
8
147
3,28
3,44
0,324
16
9
143
3,86
2,91
0,352
14
8
154
3,51
3,39
0,308
5
17
3,5
9
148
4,07
2,86
0,340
7
15
3,5
8
161
3,76
3,34
0,290
18
9
153
4,32
2,83
0,330
16
9
175
4,01
3,38
0,306
19
9
158
4,54
2,80
0,320
17
9
183
4,25
3,33
0,294
20
9
163
4,80
2,77
0,310
18
9
189
4,50
3,29
0,284
21
9
168
5,05
2,73
0,300
19
9
196
4,76
3,25
0,274
22
9
173
5,30
2,71
0,292
20
9
203
5,01
3,21
0,264
23
9
178
5,55
2,68
0,284
21
9
210
5,27
3,18
0,254
24
9
183
5,81
2,65
0,276
22
9
217
5,53
3,15
0,246
25
9
188
6,07
2,62
0,268
23
9
224
5,79
3,11
0,238
24
9
231
6,06
3,08
0,232
25
9
238
6,33
3,06
0,224
10
7
109
2,53
3,29
0,370
26
9
245
6,60
3,03
0,218
12
8
128
3,01
3,25
0,362
13
8
134
3,23
3,21
0,346
14
8
140
3,45
3,15
0,332
10
7
140
2,49
4,32
0,400
15
8
146
3,69
3,10
0,318
12
8
164
2,96
4,27
0,390
16
9
159
3,44
3,14
0,326
13
8
171
3,16
4,21
0,374
17
9
165
4,18
3,09
0,314
14
8
178
3,38
4,14
0,358
6
18
3,5
9
171
4,42
3,06
0,304
15
8
185
3,60
4,08
0,346
19
9
177
4,67
3,02
0,294
16
9
202
3,85
4,13
0,356
20
9
183
4,92
2,99
0,284
7
17
С
9
209
4,08
4,08
0.344
21
9
189
5,17
2,95
0,276
4
13
О
9
216
4,31
4,03
0,332
22
9
195
5,43
2,93
0,268
19
9
223
4,54
3,97
0,322
23
9
201
5,69
2,90
0,260
20
9
230
4,79
3,93
0,312
24
9
207
5,95
2,86
0,252
21
9
237
5,03
3,88
0,304
25
9
213
6,21
2,83
0,244
22
9
244
5,28
3,84
0,294
26
9
219
6,48
2,81
0,238
23
9
251
5,54
3,80
0,280
24
9
258
5,80
3,75
0,278
25
9
265
6,06
3,71
0,272
12
8
152
2,92
4,04
0,410
26
9
272
6,32
3,68
0,264
6
13
5
8
158
3,11
3,98
0,394
1
14
8
164
з,а
3,91
0,380
332
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
IУ
1
Данные для подбора сечений элементов решетки
Таблица
■2
Размеры
досок
Рбрутто
в см2
Радиусы инерции
Размеры
досок
Рбрутто
В см2
Радиусы инерции
а
в см
h
в см
гх
в см
Гу в см
а
в см
h
в см
Гх
в см
Гу В СМ
Ъ = а
в
со
II
.О
Ъ = а
Ъ — За
10
100
2,89
19
228
5,49
12
120
3,46
20
240
5,77
13
130
3,75 .
21
252
6,06
5
14
140
4,04
6
22
264
6,35
5,87
11,40
15
150
4,33
23
276
6,64
16
160
4,62
24
288
6,93
17
170
4,91
—
25
300
7,22
18
120
5,20
4,89
26
312
7,51
19
190
5,49
20
200
5,77
21
210
6,06
10
140
2,89
22
220
6,35
12
168
3,46
23
230
6,64
13
182
3,75
24
240
6,93
14
196
4,04
25
250
7,22
15
210
4,33
26
260
7,51
16
224
4,62
17
238
4,91
6,85
13,30
7
18
252
5,20
10
120
2,89
19
266
5,49
12
144
3,46
20
280
5,77
13
156
3,75
21
294
6,06
6
14
168
4 04
5,87
11,40
22
308
6,35
15
180
4,33
2В
322
6,64
16
192
4,62
24
336
6,93
17
204
4,91
25
350
7,22
13
216
5,20
26
364
7,51
Расчетные напряжения определяются, как
обычно, для сжатых стержней по формуле:
Е Фтіп
(45)
где N — сжимающее усилие;
F — площадь поперечного сечения брутто;
9?шіп — коэфициент уменьшения допускаемых
напряжений (для решетки из двух ветвей φχ
или
Геометрические характеристики поперечных
сечений элементов решетки приведены в табл. 17
и 18.
Сечения, представленные в табл. 17, принято
рассматривать как обычные составные, т. е. без
учета того, что нагрузка на такие стержни пе¬
редается только через средний элемент (нашивки
с поясами ничем не соединены). Такое упрощение
расчета в этом случае допустимо потому, что по
данным испытаний сегментных ферм коэфициент
запаса в элементах решетки с нашивками не
меньше, чем в поясах. Кроме того необходимо
учесть, что защемление решетки в поясах, не
учитываемое в расчете, также повышает устой¬
чивость ее сжатых элементов.
Силы сдвига между основными досками и на¬
шивками или прокладками определяются по ф-ле
(7) и по табл 12 и 17.
Допускаемые усилия па гвозди, воспринимаю¬
щие эти силы, приведены в табл. 19.
Таблица 10
Допускаемые усилия на один гвоздь соединения элементов
решетки
Тип сечения
решетки
Размеры
Размеры
гвоздей
Допускаемое
усилие
на гвоздь
Тгв в пг
а
Ъ
4
3
4x100
46
5
3,5
4x110
44
6
3,5
5x125
68
т]
6
5
5X1 50
72
7
3,5
5X125
55
7
5
5X150
68
5
5x125
63
Ртрч
6
—
5x150
68
7
5,5x175
83
И
6
7
-
5x100
5x110
72
72
Расчет числа гвоздей тр для прикрепления
решетки к поясам производится по формуле:
(46)
где ІѴтазс— наибольшее по абсолютной величине
усилие в расчетном элементе;
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
333
Тгв — допускаемое усилие на один гвоздь
(обычно двусрезный).
Величины Тгв в зависимости от размеров пояса
и гвоздей приведены в табл. 20.
При одинаковой ширине всех элементов ре¬
шетки расчет производится по наиболее напря¬
женным. Ширина решетки в большинстве слу¬
чаев определяется условием размещения гвоздей
пір в узлах, поэтому принят следующий порядок
расчета:
1) по ф-ле (46) находят число гвоздей шр\
2) по числу гвоздей тпр определяют ширину
элементов решетки, необходимую для размещения
этих гвоздей в узлах верхнего пояса;
3) в полученном таким образом сечении про¬
веряют напряжения по ф-ле (45) и при необхо¬
димости увеличивают его в ширину или приме¬
няют нашивки (для одиночной решетки).
Необходимая ширина элементов решетки по
числу гвоздей может быть получена по табл. 21.
7) Расчет опорных узлов
В зависимости от конструкций опорных узлов
расчетными элементами их являются:
1) тяжи, хомуты или плоскости скалывания
в щековых врубках; ·
Таблица 20
Допускаемые усилия иа один гвоздь кропления элементов
решетки к поясам
Таблица 21
Ширина элементов решетки в зависимости от числа гвоздей в узлах верхнего пояса
Высота верх¬
него пояса
п · h = ΣΗ в см
Диаметр
гвоздей
d в мм
Ш и р
ина
р е
ш е т
к и в см
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
1 22
23
24
3-4,0 = 12
4,0
5
6
7
7
8
8
9
9
10
3-4,0= 12
5,0
2
2
3
3
Р4
4
4
4
4
—
—
—
—
—
—
4-4,0= 16
4,0
8
9
11
11
12
12
14
14
15
17
18
—
—
—
—
4-4,0= 16
5,0
3
3
4
4
5
6
6
6
6
6
7
_
—
—
—
5-4,0= 20
5,0
4
4
5
5
6
7
7
8
8
8
9
9
10
11
11
3-5,0= 15
5,0
4
4
5
5
6
7
7
8
8
8
9
—
—
—
—
3-5,0= 15
5,5
4
4
4
4
5
6
6
6
7
7
8
—
—
—
—
4-5,0= 20
5,0
6
6
8
8
9
11
11
12
12
12
14
14
15
17
17
4-5,0= 20
5,5
6
6
6
8
8
10
10
10
11
11
12
12
14
14
16
5-5,0 = 25
5,5
8
8
8
10
10
12
12
12
14
14
16
16
18
18
20
5-6,0 = 30
5,5
8
8
8
10
10
12
12
12
14
14
16
16
18
18
20
2) нагели, гвозди или же металлические шпон¬
ки;
3) площадки смятия древесины под торцом
верхнего пояса и под тяжами или хомутами;
4) площадь опирания фермы.
Для расчета опорных узлов необходимо знать
величину усилий в крайних панелях верхнего
и нижнего поясов и опорную реакцию фермы.
Тяжи и хомуты рассчитываются на простое
растяжение по усилию Nw, действующему в опор¬
ной панели нижнего пояса.
В узлах группы 1 (стр. 305) средние тяжи
(в плоскости прокладок) воспринимают усилие
одной доски нижнего пояса, крайние тяжи (в
плоскости накладок) — половину усилия пояс¬
ной доски.
Если на каждую накладку узла передается
больше половины усилия, действующего в пояс¬
ной доске (фиг. 19—20), то нагрузка на тяжи
соответственно перераспределится.
Необходимая рабочая площадь сечения Fu
прямых тяжей (фиг. 33):
F« = T%T’ (47>
где N — усилие, приходящееся на прокладку
или накладку;
[тг+] — допускаемое напряжение на растяжение
стали, из которой проектируются тяжи;
FH — сечение (нетто) тяжа.
Для тяжей и хомутов, огибающих накладки
и прокладки узла (фиг. 34) и работающих как
гибкие нити, соответственно получим:
F =
л н
N
2[п+] ·
(47а)
Допускаемые напряжения [тг+] принимаются
согласно § 317063. Обычно \п , ] = 0,8 х
±>±хи "Г
X 1 400 = 1 120 кг/см2.
Диаметры d тяжей в зависимости от нагрузки
на них могут быть определены непосредственно
по табл. 22, где кроме того указаны наружные
диаметры нарезки, при которых ослабленное
нарезкой сечение равнопрочно сечению самого
тяжа.
В тех случаях, когда тяжи проектируются
без осадки концов, диаметры их определяются
по диаметрам нарезки.
334
В. А. ЗАМАРАЕВ
Допускаемые усилия на один тяж из нормальной круглой стали 3
Таблица 22
N =
4
[п+] · 2
[гц.] = 0,8-1 400 = 1 120 кг!см2
йтяжа
8
10
12
14
16
18
20
22
24
25,4
27
30
dнарезки
12
14
16
18
20
22
27
27
30
36
36
36
N 'a кг
1 125
1 610
2 530
3 440
4 500
5 700
7 0Д>
8 500
10100
11 350
12 850
15 850
Плоскости скалывания в узлах на щековых
врубках (фиг. 29) рассчитываются в предположе¬
нии, что рабочая длина 10 скалывания вдоль
волокон не более семикратной глубины h врубки.
В данном случае величина h равна половине
толщины а ветви верхнего пояса, поэтому 10 =
= 3,5а. Усилие Nu в опорной панели нижнего
пояса обычно распределяется поровну между
всеми плоскостями, поэтому необходимая пло¬
щадь FCK скалывания в одной плоскости находится
по формуле:
*1!
II
(48)
и напряжение скалывания:
,= N» ■
п * Рек *
(48а)
где п — число плоскостей скалывания.
Площадь FCK проще всего определять графи¬
чески по масштабу (фиг. 77). Допускаемое на-
ост
пряжение [г] на скалывание согласно —кс- 7063
принимается для воздушно-сухой сосны равным
8 кг/см2.
Нагели и гвозди, соединяющие прокладки и
накладки узлов с нижним поясом, рассчитыва¬
ются по усилию Nu так же, как и в стыках ниж¬
него пояса.
Металлические шпонки (фиг. 40—41) также
рассчитываются по общим правилам.
Напряжения смятия древесины под торцом
верхнего пояса и по опорной площади фермы во
многих случаях при применении полусухой и
даже воздушно-сухой сосны превышают на 20—
ост
30% допускаемые по —^ 7063 напряжения,
однако это не существенно, так как прочность
этих элементов узла значительно выше прочности
всей фермы. 88) Расчет связей между фермами
Связи между фермами нередко назначают без
расчета, руководствуясь только конструктивными
соображениями, однако лучше их рассчитывать
по усилиям, которые могут в них возникать при
выпучивании верхнего пояса из плоскости фермы.
Величина этих усилий зависит от характера
возможного искривления верхнего пояса, от
продольного усилия N0 в нем и от стрелки f
в середине кривой.
При определении усилий можно условно при¬
нять, что искривление верхнего пояса происходит
по параболе и что стрелка / в вершине параболы
составляет 0,01 от длины участка 10 верхнего
пояса между крайними связями. Кроме того
обычно предполагают, что выпучивание поясов
происходит во всех фермах в одном направлении.
Поэтому усилия в связях зависят также и от
числа соединенных между собою ферм,
В фермах с фонарем длина участка 10 равна
суммарной длине подфонарных панелей, а в фер¬
мах с надстройками — половине длины верхнего
пояса, так как в середине (в коньке фермы) пояс
закреплен расположенной на нем кровлей.
На длине выпучивания 10 верхний попе обла¬
дает большой гибкостью, поэтому сопротивление
пояса изгибу из плоскости фермы при расчете
связей не учитывается. Заменив ввиду услов¬
ности расчета усилия в анкерных прогонах равно¬
мерной нагрузкой q, уравновешивающей момент
в верхнем поясе, из условия статического равно¬
весия искривленного участка 10 пояса (фиг. 78)
получим:
Фиг. 78. Схема определения
усилий в анкерных прогонах
откуда:
Так как
то
«'./-f.
q = 0,08
No
Іо '
(49)
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
335-
В соответствии с этим усилие в анкерных про¬
гонах:
Ра=Ф · (50)
е ъ ___ расстояние между анкерными прогонами;
По — расчетное число соединенных между
собой ферм.
В тех случаях, когда анкерные прогоны за¬
креплены в железобетонных противопожарных
зонах или в торцевых стенах здания, число п0
принимается равным числу ферм на длине между
закрепленными концами прогонов. Если же кро¬
ме анкерных прогонов фермы соединены между
собой (через несколько пролетов) перекрестными
стальными тяжами, то число п0 принимается
равным числу ферм на участке между этими
тяжами и анкерами прогонов.
Расчет анкерных прогонов производится по
аварийному и наиболее невыгодному случаю в
предположении, что один из закрепленных кон¬
цов их полностью выключился из работы (фиг. 79).
Фиг. 79. Схема нагрузки
на анкерные прогоны
В соответствии с этим прогоны рассчитываются
на сжатие с продольным изгибом силой Ра, а
стыки и закрепление концов прогонов—на растя¬
жение той же силой Ра.
Фиг. 80. Расчетные схемы ферм жесткости
Свободная длина прогонов при продольном
изгибе их относительно любой оси принимается
равной пролету прогонов, т. е. расстоянию
между фермами. Расчетные напряжения опре¬
деляются по обычной формуле:
п
Ра
Р ’ ^min
(51)
Перекрестные тяжи в подфонарных панелях
рассчитываются как раскосы ферм с параллель¬
ными поясами, при этом должно быть учтено,
что тяжи могут воспринимать только растягиваю¬
щие усилия. Расчетные схемы этих ферм в зависи¬
мости от числа анкерных прогонов представлены
на фиг. 80.
В крайних тяжах усилия D имеют наибольшую
величину и определяются через поперечную
силу Q, равную опорной реакции фермы от сил
Pq·
Q
sin α
(52)
В обычных случаях диаметр тяжей d колеб¬
лется в пределах от 12 до 19 мм.
Раскосы связей, располагаемых в вертикаль¬
ных плоскостях по схеме, приведенной на фиг. 81,
рассчитываются как элементы фермы ЛВС
(пролетом АВ) с нагрузкой Ра в узле С.
Фиг. 81. Схема па-
грузки на вертикаль¬
ные связи
5· Примеры проектирования
Пример 1. Расчет сегментной фермы
без фонаря и надстройки
а) Схема и основные размеры
(ф и г. 82)
Расчетный пролет I = 22,5 м. Высота фермы
по середине пролета между осями поясов:
А = = 3,75 ж.
Радиус кривизны оси верхнего пояса, очерченногс-
по дуге круга:
до = ϋ + Л .
8/1^2’
при у = I радиус Д°= 0.8333Z = 0,8333 · 22,5 =
= 18,75 м. Строительный подъем по середине
пролета фермы не учитываемый при расчете:
, I 2 250 ,,
f ~ 9.0П ~ ОЛЛ ~ ^ СМ’
200
Радиус кривизны оси верхнего пояса с учетом
строительного подъема:
3,75 + 0,11
И 2^,5?
Л ~ 8(3,75 + 0,11) “И -с
Строительная высота фермы:
: = 18,33
#=/?+/ = 3,75 + 0,11 = 3,86 м.
Число панелей верхнего пояса п = 10.
Средние восемь панелей верхнего пояса имеют
равные проекции на ось нижнего пояса:
d =
i
22,5
η —0,70 10 — 0,70
= 2,42 м.
Проекция крайней панели:
d0 = 0,65d = 0,65 · 2,42 = 1,57 м.
б) Нагрузки
Hal м2 горизонтальной проекции покрытия:
постоянная:
кровля — 50 кг
собственный вес фермы —17 ,
временная:
Итого д0= 67 кг
снег р0 = 82 кг/м
336
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
На 1 пог. м горизонтальной проекции верхнего
пояса фермы:
при расстоянии между фермами 6,0 м:
д — 6,0 · 67 = 402 кг ^ 400 кг;
р = 6,0 · 82 = 492 кг ^ 500 кг.
Суммарная нагрузка:
q = д + р = 400 + 500 = 900 кг/м.
Узловые нагрузки. На каждый узел
верхнего пояса действует нагрузка, расположен¬
ная на примыкающих к узлу панелях.
Для всех узлов верхнего пояса кроме А и В
(фиг. 82) узловые грузы имеют следующие зна¬
чения.
От постоянной нагрузки:
нормальный узловой груз:
Рд = 2,42 · 400 =55 970 кг.
Практически определять усилия во всех стерж¬
нях ферм излишне, так как рассчитываются
только те стержни, которые находятся в наиболее
невыгодных условиях работы. В данном случае
вполне достаточно было бы знать усилия 2
11 — 12, 11 — 15 и 18 — 19, остальные усилия
приведены лишь для подтверждения этого поло¬
жения.
г) Материал и допускаемые на¬
пряжения
Фермы запроектированы из полусухой сосны
марки 1 ^7099) j, соответствующей III классу
сооружений, с влажностью от 18 до 23%.
Тяжи опорных узлов изготовляются из' нор¬
мальной стали 3. ^
Допускаемые напряжения для дерева приняты
ост
с коэфициентом 0,9 от основных по 7063:
Грузы в узлах А и В по 0,83 Рд.
От снеговой нагрузки:
нормальный узловой груз:
Рр = 2,42 · 500 = 1210 кг;
в узлах А и В — также по 0,83 Рр.
От односторонней снеговой нагрузки узловой
груз С получается равным 0,5 Рр.
в) Усилия
Усилия в элементах фермы определены по
табл. 2, приведенной на стр. 313.
Для определения усилий по таблицам необ¬
ходимо и достаточно иметь узловые нагрузки
Рд и Рр.
Порядок расчета и . результаты вычислений
приведены ниже в таблице усилий.
Табіица усилий
№
стерж¬
ней
Усилия от нагрузок в
кг
Равномерное за-
грушение всего
пролета
Односто¬
ронняя
снеговая
нагрузка
Расчетные
усилия
постоян¬
ной на¬
грузкой
снеговой
нагруз¬
кой
1—12
—7 450
—9 320
-6 780
-16 770
о
2-13
—7 260
—9 070
-6 170
—16 330
tc
о
3-14
-6 770
-8 470
-5 810
-15 240
И
4-16
-6 870
-8 590
-4 960
—15 460
«
5-17
-6 770
-8 470
-4 840
-15 240
И
6-19
-6 770
-8 470
—3 390
— 15 240
X
7-20
-6 870
-8 590
—3 510
—15 460
Ά
8—22
-6 770
—8 470
-2 540
— 15 240
m
9-23
—7 260
—9 070
—2 780
— !6 330
10—24
-7 450
—9 320
—2 540
-16 770
Ή
11—12
+6 200
+7 740
+5 570
+13 940
Η
и 2
11-15
+6 580
-4-8 230
+5 320
+ 14 810
к R
я о
11-18
4-6 770
+8 470
+4 120
+15 240
а и
11-21
+6 580
-|-8 230
+2 910
+14 810
И
11—24
+6 200
+7 740
+2 060
+13 940
12—13
4-290
+363
0,0
+653
14-15
-290
-363
+363
—653
о
15-16
+193
+242
—726
—533
о
17-18
-97
—121
+1 330
+1 233
о
18-19
-97
—121
-1 450
-1 547
cd
Рч
20-21
+193
+242
+847
-И 040
21-22
—290
—363
-726
—1 016
23-24
+290
+363
+484
+ 774
н
13—14
+97
+121
—363
— 266
16-17
+97
-1-121
—484
-387
о
19-20
+97
+121
+ 484
+581
н
О
22-23
+97
+121
+363
+460
на сжатие [л-] = 90 кг /см2
» растяжение Ід+] = 90 »
» изгиб [аи \ = 100 »
Допускаемое напряжение на растяжение для
стали 3 принято согласно §31 7063 равным
[д+] = 0,8 · 1400 = 1 120 кг/см2.
д) Расчет элементов фермы
Верхний пояс. При расчете верхнего
пояса приближенно учитывается его неразрез-
ность в узлах. Поперечное сечение пояса, а также
мощность гвоздевого забоя в нем определяются
по продольному сжимающему усилию и изгибаю¬
щему моменту, действующим во второй панели.
Расчетное сжимающее усилие ІѴ2_13=—16 330 кг.
Длина панели lQ = 0,1202 · 22,50 = 2,71 м
(табл. 2).
Длина проекции этой панели на ось нижнего
пояса:
d = 2,42 м (фиг. 82).
Стрелка кривой по середине панели (фиг. 83):
2712
А
8 ДО
8 · 1 875
= 4,9 см.
Изгибающий момент по середине панели от
кривизны поясов между узлами по ф-ле (3):
Мл =
— Nc
— 16 330 · 4,9
3
= — 26 700 кгсм.
Момент от местной панельной нагрузки при сплош¬
ном настиле по ф-ле (5):
М°с:
qd2 900 -2422 оо λαλ
°Т = —24 = 22 кгсм.
Расчетная величина момента по середине панели:
Мс = Мх + М°с= — 26 700 + 22 000 = — 4 700 кгсм'
При устройстве кровли по прогонам, располо¬
женным в узлах и в третях панели, получим
соответственно:
900 · 2422
27
= 19 500 кгсм;
Мс = — 26 700 + 19 500 = — 7 200 кгсм.
Расчетная длина пояса при продольном изгибе
его в плоскости фермы:
Іх = 0,65/о = 0,65 · 271 = 176 см.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
337
Ппи учете продольного изгиба пояса из плоскости
фермы расчетная длина Іу зависит от типа кровли.
Пои устройстве кровли по прогонам (располо¬
женным, как указано выше) длина Іу прини¬
мается равной расстоянию между прогонами,
■о СЧучае применения сплошного настила про-
дольный изгиб пояса из плоскости фермы не
учитывается.
J верхний пояс запроектирован из двух ветвей
(фиг 84) с прокладкой, не учитываемой в расчете.
ΨПлощадь поперечного сечения пояса:
= 4 . 5,0 · 7 · 2 = 280 см2.
* брутто
Расчетные моменты инерции:
2 * 7 · 203 9 333
12 · 1,1 * Ьсдв
_ 14 860
1У ~
1,1 · 1,03
1,1 . 1,05
= 13 100 см*
= 8 090 см*;
Фиг. 83
Фиг. 84. Сечение верх*
него пояса
Момент сопротивления:
з090 ОЛп ,
= 809 сж3.
И' =
Радиусы инерции:
--.-Kw
',-Ѵ1
Тз ιοό
280
: 6,85 см.
Сумма сил Т"" по первому шву на длине панели
при сплошном настиле:
Τ'" = 2 = 2 · 3 · 4 700 · 0,056 = 1 590 кг.
Ж
^Величина у- приведена в табл. 10 . j
При совместном учете продольного и попереч¬
ного изгибов пояса в плоскости фермы сумма сил
сдвига по первому шву на длине панели:
2 Т = Тх + Т~ = 4 240 + 1 590 = 5 830 кг.
При кровле по прогонам соответственно полу¬
чим:
Τγ = 2 · 3 . 7 200.0,056 = 2 430 кг;
2 Г7 = 4 240 + 2 430 = 6 670 кг.
Эти силы воспринимаются гвоздями d = 5,5,
I = 175, соединяющими бруски и ветви пояса
по схеме, приведенной на фыг. 85. Число верти¬
кальных гвоздей при сплошном настиле най¬
дется по ф-ле (29) и по табл. 13:
^=1(7^ + Tw) = = 70 шт. на всю панель
и горизонтальных — по ф-ле (28):
шъ — ~~ {Тх + T~) = = 26 шт. на всю панель.
При т2 = 26 и длине панели 10 = 271 см шаг
горизонтальных гвоздей получается равным 35
см, т. е. более 40 dze = 22 см.
Поэтому шаг этих гвоздей принят равным 22 см
и число т2 = 44 шт.
При этом число вертикальных гвоздей най¬
дется по ф-ле (30):
т\ = ^ (Тх + — сгт2) =
5 830— 41,8*44
67,0
= 60 шт.
(Все эти геометрические характеристики могут
быть получены непосредственно из табл. 10.)
Гибкости:
4= —;
* ГХ
176
5,37
= 33;
= W = 13<A*·
Коэфициент φχ = 0,77.
Напряжение в поясе:
при кровле из сплошного настила
п
16 330 .
280 · 0,77
4 700 · 90
809 · 100
75,7 + 5,2 =
= 81 кг/см2 < 90;
при кровле по прогонам:
п — 75,7 -f-
7 020 · 90
809 · 100
- = 84 кг/см2 < 90.
Сумма сил сдвига Тх по первому шву (фиг. 85)
на длине панели пояса при продольном изгибе
его в плоскости фермы определяется по ф-ле (8).
Пользуясь табл. 11 для φχ = 0,77, получим:
Тх = 4 · 0,065 ■ ІѴ2_15 =
= 4 · 0,065 · 16 330 = 4 240 кг.
Величина сдвигающих сил Г^при поперечном
изгибе пояса зависит от характера внешних
нагрузок, действующих в пределах панели.
Гб 05,5; £=175
-ЗДЙГ-І
O9.05;t=125
Фиг. 85. Схема забивки
гвоздей
Фиг. 86. Попереч¬
ное сечение ре¬
шетки
Для случая устройства кровли по прогонам
соответственно:
и
тп2 = 44 шт.
τηλ =
6 670 — 41,8*44
67,0
= 72
шт.
Совместное действие продольного изгиба из
плоскости фермы с поперечным изгибом пояса
не является расчетным случаем и поэтому не рас¬
сматривается.
Решетка. Поперечное сечение решетки,
а также число гвоздей для крепления ее к поясам
принимаются для всех элементов одинаковыми.
В наиболее невыгодных условиях работают
сжатые раскосы 17—18 и 18—19 (см. таблицу
усилий и фиг. 82).
Расчетное сжимающее усилие Nis—19 —
— —1 547 кг.
Деревянные конструкции
22
338
В. А. ЗАМАРАЕВ
Свободная длина раскоса при продольном
изгибе:
І18—19 = 0,199 · 22,5 = 4,49 м (табл. 2).
Необходимое число гвоздей d = 5,5, I— 175 мм
для прикрепления раскоса к поясу (верхнему
или нижнему):
N,
1 54?
167
= 9,3 ~ 9 шт.
(Допускаемое усилие на один двусрезный гвоздь
Тгв приведено в табл. 20).
Из условия размещения гвоздей в узле верх¬
него пояса ширина раскоса должна быть не менее
15 см (табл. 21).
Принятое поперечное сечение решетки пред¬
ставлено на фиг. 86.
Площадь сечения:
Fr,„„mmr, = 161 см\
Моменты инерции:
4=7'153+1У-3;5 : 8- = 2 268 ^4;
г 8· 143 + 7 - 73 _17„п 4
Ч = !2.1,1 -1,03 - 1790 см ■
Радиусы инерции:
1 Г 2 268 о пг
тх — у Л<1 — 3,76 см,
61
ѵ = Кж = 3'34сл<г«·
(Все эти величины могут быть получены из
табл. 17).
Наибольшая гибкость:
Ху —
448
3,34
= 134;
г = 0,17.
Напряжение:
п
1 547
- 161 · 0,17
= 56,5 кг/см*
Сумма сил сдвига на длине раскоса по шву
между нашивкой и основной доской определяется
по ф-ле (9).
Пользуясь данным табл. 17, получим:
V = 0,296 (^ — і) ■ 1547 = 2 240 кг.
Нашивки соединены с основной доской гвоздями:
d — 5,0; I = 125. Допускаемое усилие на один
срез гвоздя (по табл. 19):
Тм = 55 кг.
Необходимое число гвоздей на погонный метр
нашивок (с обеих сторон решетки) для воспри-
нятия сил Ту:
2 240
тР “ 4, 48 ■
55
= 9 ШТ.
Нижний пояс. Нижний пояс рассчиты¬
вается на простое растяжение по ослабленному
в стыках сечению.
Стыки назначены во второй и четвертой панелях.
Наибольшее растягивающее усилие Nu—15=
= +14 810 кг.
Ширина досок пояса принимается равной ши¬
рине ветвей верхнего пояса, т. е. 7 см.
Необходимая площадь сечения нетто:
F =
14 810
164 см2.
По табл. 14 принимаем сечение 2(7 χ 45)
с площадью Fn = 165 см2 (фиг. 87).
’Рабочее напряжение:
п+ = “Д1- = 90 кг/см2.
Стыки нижнего пояса перекрываются про¬
кладками толщиной 7 см и накладками толщиной
5 см (табл. 15).
Допускаемое усилие на один четырехсрезный
нагель d = 16 мм (по табл. 15):
Тн = 1 612 кг.
Необходимое число нагелей с каждой стороны#
стыка:
14 810
1 612
= 9,2 ^ 9 шт.
Стыки могут быть также сконструированы и на
гвоздях d = 5,5; I = 150 мм.
Допускаемое усилие на один
двусрезный гвоздь (по табл. 16):
Тгв = 159 кг.
Необходимое число гвоздей
с каждой стороны стыка с
обеих сторон пояса:
14 810
те» = Ч59~ = 93 ШТ·’
при наличии двух болтов d — 16 мм:
Фиг. 87. Рабочее
сечение пижнего
пояса
_ 14 810 —2 · 1 612
m гв — 7ТБ
73 шт.
Опорные узлы. Опорные узлы фермы
конструируются на тяжах из круглой стали 3
(фиг. 89).
Растягивающее усилие в крайней панели ниж¬
него пояса:
• N11—12= + 13 940 кг.
Усилие, передающееся с нижнего пояса через
нагели на прокладку:
лг»,= і+£= 6 970 кг
и на каждую накладку:
N„ = ар?· = 3 490 кг.
По табл. 22 для средних тяжей получим: диаметр
тяжа d — 20 мм и наружный диаметр нарезки
(по осаженным концам) du = 27 мм.
Для крайних тяжей соответственно:
d = 16 и dH = 20 мм. 1
Число нагелей (или гвоздей) для крепления
нижнего пояса к накладкам и прокладкам узла
принято таким же, как и в стыках нижнего пояса,
т. е.:
тпи = 9 шт.;
m’ut = 73 шт.
Рабочий чертеж фермы представлен на фиг.
88 и 89.
Пример 2. Расчет сегментной фермы
с надстройкой
а) Схема и основные размеры (фиг. 90)
Расчетный пролет I = 28,5 м.
Высота фермы по середине пролета между
осями поясов:
90
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
339
Расчетные нагрузки на 1 пог. м
Фиг. 88. Рабочий чертеж фермы под кровлю без фонаря и надстройки
Узел IV
•Опорный увел
вид снизу '
600 Ί
-Ϊ
JX
fr-n- Μ
. Li U
т—^/ болт 016
{— ;; -аж
т—Н *
і . !! ІІ! >—-j. ^.
: 1 ШШШйІ
І lJ—j.
TV, f
-І-
I # ' i
Ч 'W—
Узел I Узел II
Узел III
Размещение «горизонтальных» гвоздей в верхнем поясе
Размещение «вертикальных» гвоздей в верхнем поясе
ГВозди 05,5; £=175
Фиг. 89. Детали фермы
340
В. А. ЗАМАРАЕВ
Радиус кривизны оси верхнего пояса, очер¬
ченного по дуге круга:
R* = ~ + = 0,833 I = 0,833 · 28,5 = 23,70 м.
Порядок расчета и результаты вычислений
приведены ниже в таблице усилий.
Таблица усилий
Строительный подъем по середине пролета
фермы, не учитываемый при расчете:
, I 2 850
^ 200 200 ~ 14 СМ*
Радиус кривизны оси верхнего пояса с учетом
строительного подъема:
R —
28,52 4,75 +0,14
8 (4,75 + 0,14) 2
= 23,20 М.
Строительная высота фермы:
Я = h + / = 4,75 + 0,14 = 4,89 м.
№
стержней
Усилия от нагрузок в кг
Равномерное загру-
жение всего пролета
Односто¬
ронняя
снеговая
нагрузка
Расчетные
Усилия
постоян¬
ной
нагрузкой
снеговой
нагрузкой
2-15
—10 950
-6 550
-4 900
—17 500
13-14
+ 9 700
+5 8 0
+4 380
+15 500
13-22
-j-10 GO0
+6 350
-f3 170
+16 950
22-23
0
0
-1 055
- 1055
Число панелей верхнего пояса п = 12.
Средние десять панелей верхнего пояса имеют
равные между собой проекции на ось нижнего
пояса:
d
28,50
12—0,70
Гтй- = 2,52 л*.
Проекция крайней панели d0 = 0,65d = 0,65 х
X 2,52 = 1,65 м.
г) Материал и допускаемые на¬
пряжения
Характеристики материалов и допускаемые
напряжения приведены в п. «г» примера 1 (см.
выше).
д) Расчет элементов фермы
Верхний пояс. При расчете верхнего
пояса приближенно учитывается его неразрез-
ность в узлах.
Поперечное сечение и мощность гвоздевого
забоя пояса подбираются по продольному сжи¬
мающему усилию и изгибающему моменту во
второй панели как более Напряженной.
Расчетное сжимающее усилие:
б) Нагрузки на 1 ж* горизонталь¬
ной проекции покрытия
Постоянная кровля: —65 к?
собственный вес фермы с надстройкой — 20 »
Итого д0 = 85 кг
Временная: снег р0 = 50 кг.
Hal пог. м горизонтальной проекции верх¬
него пояса:
при расстоянии между фермами 6,0 м:
д = 6,0 · до = 6,0 · 85 = 510 ^ 500 кг;
р = 6,0 * ро = 6,0 · 50 = 300 кг.
Суммарная нагрузка:
q = д + р = 500 + 300 = 800 кг/м.
Узловые нагрузки. На один узел
верхнего пояса действует нагрузка, расположен¬
ная на примыкающих к узлу панелях ригеля
надстройки.
При постоянной нагрузке все узлы верхнего
пояса за исключением А и В (фиг. 90) получают
нагрузку:
Рд = д - d = 500 · 2,52 = 1 260 кг.
При снеговой нагрузке соответственно:
Рр = р ’ d = 300 · 2,52 = 755 кг.
в) Усилия
Усилия определены по табл. 3 только для рас¬
четных элементов фермы.
N2—13 = — 17 500 кг.
Длина панели:
10 = 0,1003 · 28,5 = 2,86 м (табл. 3).
Стрелка кривой по середине панели:
„ _ Іо _ 2862 0
С SR0 8·2 370 4’^ СМ'
Изгибающий момент в узле [см. ф-лу (3)]:
лл 2 Nc 2 - 17 500-4,3 с:Л/1ЛЛ
Мк — -у = £ — = 50 100 кгсм.
Свободная длина Іу при продольном изгибе
пояса из плоскости фермы принимается равной
длине первых двух панелей, так как связи по
верхнему поясу между фермами ставятся через
узел:
Іу = (0,0695 + 0,1003) · 28,5 = 4,85 м (табл. 3).
Свободная длина Іх при изгибе в плоскости фермы
определяется с учетом неразрезности пояса
в узлах:
Іх = 0,65 · 10 = 0,65 · 286 = 1,86 м.
Верхний пояс запроектирован из трех равных
по ширине ветвей (фиг. 91) с прокладками, не
учитываемыми в расчете.
По табл. 10 находим:
площадь поперечного сечения пояса:
Fбрутто = 450 СЛ2.
Расчетный момент сопротивления:
'W, = 1 575 см*
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
341
Радиусы инерции:
rx = 6,61 см
и
rv = 9,20 см\
гибкости:
и
и коэфициенты
II
Напряжение:
2 *85
У “ 9,20 00
<рх = 0,80
φν = 0,63.
п
_17 500 50100 · 90
450" 0,63 + 1 575 · 100
= 61,8 + 28,9 = 91 кг/см2.
Фиг. 91. Сечение Фиг. 92. Схема забив-
верхнёго пояса ки гвоздей
Сумма сил сдвига по первому шву (фиг. 92)
на длине второй панели от поперечного пояса
по ф-ле (14):
Τ'- = 2 · N · с · =
ίχ
= 2 - 17 500 · 4,3 · 0,038 = 5 720 кг.
^Величина приведена в табл. 10.j
Силы сдвига при продольном изгибе пояса
определяются по ф-лам (8) и (9).
Пользуясь табл. 11 и 12, получим:
Тх = 4 · 0,048 · 17 500 = 3 360 іег
и
Число гвоздей по ф-ле (36):
пг[ = і~ (Т° + 0 6ТуЛ = 5 720 + 0>6 · 3 860 _
с2 } 36,0
= 223 шт. < 252.
При определении числа горизонтальных гвоз¬
дей данные табл. 13 не могут быть использованы,
так как приведенные там формулы справедливы
только при гах га/.
В данном же случае гаг >> га/ поэтому гори¬
зонтальные гвозди рассчитываются по первич¬
ным данным ф-лы (34а):
т’2
Т" ~ Г1-2 . 2.2 Л. —
і,ЬТгвР 2 ^ Су
(коэфипиент су может быть получен по табл. 13),
где
]"= 1,5TW = 1,5 · 5 720 = 8 600 «г;
гр Ш\ гр .
·*■ 1-2 2" * ■* гв’
Ткр допускаемое усилие на срез горизон¬
тального гвоздя по ф-лам (15) —(19) и Т*гв — до¬
пускаемое усилие на срез вертикального гвоздя
по второму шву (фиг. 92) по ф-лам (15) и (16а)—
(19а). Для принятых размеров пояса и гвоздей
получим:
ткѵ = 87 «г, Тгв = 53 кг.
Следовательно:
8 600 —
252
53
1,5-87
о _і_ 3 860 _
0 + 35,5
= 44 + 109= 153 <160.
Таким образом комбинация сил Тх + являет¬
ся более невыгодной, поэтому принято:
ш1 = 252 (по 126 гвоздей сверху и снизу пояса);
га2 = 160 (по 80 гвоздей с каждой стороны
пояса).
Решетка. Поперечное сечение решетки,
а также и число гвоздей для крепления ее к поя¬
сам принимаются для всех элементов одинако-
V = 2 · 0,187 · 17 500 · £4тг = 3 860 кг
4,85
(2,86 — длина второй панели, а 4,85 — длина
двух крайних панелей).
Сдвигающие силы воспринимаются вертикаль¬
ными гвоздями d = 5,0; I = 125 мм и горизон¬
тальными гвоздями d = 5,5; I = 150 мм, заби¬
ваемыми только в три средних бруска по схеме,
приведенной на фиг. 92.
Число гвоздей определяется при комбинации
сил Ту + и Тх +
1) Силы Тх + (табл. 13).
Число вертикальных гвоздей по ф-ле (31а):
В наиболее невыгодных условиях работают
сжатые раскосы 22 — 23 и 21 — 22. Расчетное
сжимающее усилие N22_23 = — 1 055 кг.
Свободная длина раскоса при продольном
изгибе:
Ір = 0,1885 · 28,5 = 5,38 м (табл. 3).
Решетка крепится к поясам гвоздями d = 5,5,
I = 150 мм.
Допускаемое усилие на один двусрезный гвоздь
(табл. 20):
Тгв = 159 кг.
ті = ~ (Тх + Т-)
3 360 + 5 720
36,0
= 252 шт.
и горизонтальных по ф-ле (32):
m*= h(Г* + = 3 3605бѴ720 = 160 шт·
Необходимое число гвоздей для
раскоса к поясу:
1_055
T59'
= 6,7.
прикрепления
Принято:
Шр = 8
по 4 гвоздя с каждой стороны пояса.
2) Силы Тѵ + Τ'”.
342
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Решетка запроектирована из досок 2(6 х 12)
(фиг. 93).
Площадь сечения:
^брутто ~ СМ?.
Радиусы инерции (г.о табл. 18):
гх = 3,46 см
Доски раскоса соединены между собой шестью
прокладками через 90 см по длине.
Гибкости:
4-S -іи.
1
a
6
1
6
Фиг. 93.
Сечение ре¬
шетки
Напряжение:
h_ = 90 _
а 6
Коэфициенты:
<Рх - 0,12,
φ9 = 0,36
<Ру · <Рі = 0,23.
П- = '144 "У,!!· = 61 КгІСм2·
Сумма сил сдвига по шву между доской раскоса
и прокладкой определяется по ф-ле (7).
Пользуясь данными табл. 12, для
<РУ =
получим:
TlJ2 = 0,67 · 1 055 = 1 415 кг.
Доски решетки соединены с прокладками
гвоздями d = 5,0, I = 150 мм. Допускаемое уси¬
лие на один срез гвоздя (по табл. 19):
Тгв = 68 кг.
Число нагелей с каждой стороны стыка:
тѣ —
16 950
1 374
= 12 шт.
Опорные узлы конструируются на тя¬
жах из круглой стали .3 (фиг. 96). Растягивающее
усилие в крайней панели нижнего пояса:
Nіз_і4 = + 15 500 кг.
Усилие, передающееся на прокладку:
Nnp =
15 500
3
= 5160 кг
и на накладку:
NH = = 2 580 кг.
По табл. 22 находим:
для средних тяжей d = 18 мм\ наружные
диаметры нарезки (по осажденным концам):
dH = 22 мм.
Для крайних тяжей соответственно:
d = 12 мм\ dH = 16 мм.
Связи между фермами. Связи по
верхнему поясу запроектированы в виде анкер¬
ных прогонов, закрепленных в железобетонных
противопожарных зонах. Расположение связей
указано на фиг. 90.
Усилие в прогонах Ра определяется по ф-лам
(49) - (50):
Ра = 0,08 ^ · Ь ■ «о·
В данном случае
п0 == 10
N0 = 17 500 кг.
Следовательно:
Необходимое число гвоздей на одну прокладку:
1 415
3-68
= 3,5 4 шт.
(по 2 гвоздя с каждой стороны).
• Нижний пояс рассчитывается на простое
растяжение по ослабленному в стыках сечению.
Стыки пояса назначены во второй, четвертой
и шестой панелях.
Наибольшее растягивающее усилие?
N13-12 = + 16 950 кг.
Принято сечение 3 (6 х 15) (фиг. 94).
Рабочая площадь пояса с
учетом ослабления его наге¬
лями d = 12 мм, расположен¬
ными в два ряда по высоте
(табл. 14):
FH = 241 смК
Напряжение:
п+ = 'От = 70 ·5 кгІсм*·
Стыки нижнего пояса перекрываются проклад¬
ками толщиной 6 см и накладками толщиной
4 см.
Допускаемое усилие на один шестисрезный
нагель d = 12 мм (по табл. 15):
Тн = 1 374 кг
Фиг. 94. Рабочее
сечение нижнего
пояса
р = 0,08 . h . 10 = 4 660 кг.
Λ ίο з
Принято сечение 2(5 X 20) (фиг. 97).
Свободная длина прогонов при продольном
изгибе равна расстоянию между фермами, т. ѳ.
^пр = м‘
Прокладки между досками прогона поставле¬
ны через 1,0 м по длине. Радиусы инерции:
гх = 5,77 см и гу
9,5 см.
Гибкости:
1 600 _ л г\г
~ *5/77 ~ 104,
І 800 />g
λν = 9Т ~ 63
£ =Ц“ = 20.
о о
Коэфициенты:
Напряжение:
Φχ — 0,28,
<Ру = 0,56
Фу-Фі = 0,28.
п =
4 660
- 2.5-20-0,28
= 83,5 < 90 кг/см9.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
343
Сумма сил сдвига при продольном изгибе
прогона из плоскости у — у:
т1р = 2 . 0,356 . 4 660 = 3 320 кг.
Сдвигающие силы воспринимаются гвоздями
d = 5,0, I = 125 мм. Допускаемое усилие на один
срез гвоздя Тгв = 72 кг.
Необходимое число гвоздей на одну прокладку:
Средние 10 панелей верхнего пояса имеют
равные между собой проекции на ось нижнего
пояса:
d =
i
п — 0,70
24,50
12— 0,70
= 2,168 м.
Длина проекции крайней панели:
d0 = 0,65с* = 0,65 · 2,168 = 1,41 м.
с каждой стороны прогона.
Стыки прогонов перекрываются накладками
толщиной 7 см. Усилие на накладки передается
гвоздями d = 5,0, I = 150 мм.
Необходимое число гвоздей на одну накладку:
б) Нагрузки
На 1 м2 горизонтальной проекции покрытия:
Постоянная: кровля — 50 кг
собственный вес фермы с фонарем —17 *
Итого: д0 = 67 кг
4 660
ш = = 65 шт.
Закрепление концов прогонов в зонах осущест¬
вляется при помощи стального тяжа d = 28 мм
(фиг. 97).
Рабочая площадь сечения тяжа по нарезке:
FH = 4,5 см2.
Напряжение:
п+ = = 1 035 жг/сж2.
Концы прогонов соединены с прокладкой
(через которую пропущен тяж) гвоздями d = 5,0,
I = 125 мм.
Число гвоздей, так же как и в стыках прогонов,
принято равным m — 66 шт. (по 33 гвоздя с каж¬
дой стороны прогона).
Рабочие чертежи фермы и анкерных прогонов
представлены на фиг. 95—97.
Пример 3. Расчет сегментной фермы
с фонарем
Временная: снег р0 = 82 кг.
На 1 пог. м горизонтальной проекции верхнего
пояса:
при расстоянии между фермами 6,0 м:
д = 6,0 · до = 6,0 · 67 = 402 ~ 400 кг\
р = 6,0 · р о = 6,0 · 82 = 492 ~ 500 кг
Суммарная нагрузка:
q = д ~\~ Р — 400 + 500 = 900 кг/м.
Узловые нагрузки
При равномерной нагрузке по всему пролету
(фиг. 99):
А = J = [Ц^ + · д = 1,7890;
5=й = Р-^І = М|^].5=3,25,;
C=G=[^+^i]., = 3,25,;
D =Е =F = 2,Шд.
а) Схема и основные размеры
(фиг. 98)
При неравномерном загружении фермы снегом
(фиг. 100) (см. также фиг. 55):
Расчетный пролет фермы I = 24,5 м.
Высота фермы по середине пролета между
осями поясов:
Л = у = ^’- = 4,083 м.
Радиус кривизны оси верхнего пояса, очер¬
ченного по дуге круга:
R0 = Л -f- = о,833г = 0,833 · 24,5 = 20,40 м.
Строительный подъем по середине пролета
фермы, не учитываемый в расчете:
, _ I _ 24 500
' 200 — 200
12 см.
Радиус кривизны оси верхнего пояса с учетом
строительного подъема:
R = 24,502 4,083 + 0,12 _ ig
8(4,083 + 0,12) ' 2 — 1У,У8 М.
Строительная высота фермы:
Я = h + / = 4,083 + 0,12 ^ 4,20 м.
Число панелей верхнего пояса п — 12.
коэфициент а = 2^f3j = Я ,85;
А = 1,789р;
В
1 276 4-
2,168 + 3,060 ’ 2
2 1 3,060 + 1,276 +
+ 0’5·1,276 2(3,060 +61Г276Т] · Р = 3’16^
С = [ 3,060 2 (3)060 + 1;276)
1,276
+
, Л* л она 3'Ш+^Г- , 0,5-2,168 j
+ 0,5-1,276 - з>060 _|_ 1,276 2 J ' Р
= 2,19/?;
D = E = F = 0,5 * 2,168р = 1,083р;
= 3,08 р\ „
— 5 78р / 0ПРеДеляются так же> как В й 1-5
Узловые нагрузки приходится определять в
тех случаях, когда не имеется готовых таблиц
усилий.
В. А ЗАМАРАЕВ
344
зел I
Опорный узел
Узел II
Фиг. 95. Рабочий чертеж фермы с надстройкой
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
345
грозди ФЪ
-20-
в) Прокладка
7.5
-ЗхЮ··
ТяЖ ф 26
.., м щ
та|
-45
(Ьозди й? 5. £ = 12Ъ Топь
У
444.---l.-4.
лТ"
болты ф 12-J
■I
И
г) Закрепление конца анкерного прогона
б) Стыки прогонов и сопряжение с фермой
Фиг. 97. Рабочий чертеж анкерных прогонов (к фиг. 95)
Фиг. 100. Схема неравномерной снеговой нагрузки
ш
В. А. ЗАМАРАЕВ
При пользовании же таблицами достаточно
иметь величину нагрузки, действующей на гори¬
зонтальной проекции средней панели верхнего
пояса, т. е. постоянной узловой нагрузки:
Рд = 400 · 2,168 = 867 кг
и снеговой:
Свободная длина Іх при изгибе в плоскости
фермы определяется с учетом неразрезности
пояса в узлах:
Іх = 0,65 · 233 — 152 см.
Верхний пояс запроектирован из двух ветвей
(фиг. 101) с прокладкой, не учитываемой в расче-
Рр = 500 · 2,168 = 1 085 кг.
Геометрические характеристики поперечного се¬
чения определяются по табл. 10.
в) Усилия
Усилия в элементах фермы определены по табл. 8.
Порядок расчета и результаты вычислений
приведены ниже в таблице усилий.
Таблица усилий
№
стержней
Усилия от нагрузок в кг
Равномерная на¬
грузка
Неравно¬
мерная
снеговая
нагрузка
Расчетные
постоян¬
ная
j снеговая
3-5
-7 430
-9 270
-7 200
-16 700
11-12
+6 750
+8 450
46 950
415 *00
11-17
+7 350
49 200
47 000
416 550
11-20
4-7 430
4-9 300
+7 150
4-16 730
14-15
— 180
— 225
- 490
— 405
16-17
- 870
-1 080
— 540
— 1 950
г) Материал и допускаемые на¬
пряжения
Характеристики материалов и допускаемые на¬
пряжения приведены в п. „г“ примера 1.
Фиг. 101. Попе¬
речное сечение
верхнего пояса
Площадь поперечного сечения:
Fбрутто= ^20 СМ2.
Расчетный момент сопротивления:
Wх = 1 765 см3.
Радиусы инерции:
гх = 7,93 см и Гу = 6,85 см\
гибкости:
- 152 - 458 со
~ 7,93 — ^ и Яу — 6 85 — 68.
д) Расчет элементов фермы
Верхний пояс. При расчете верхнего
пояса приближенно учитывается его неразрез-
ность в узлах.
Поперечное сечение пояса и мощность гвоз¬
девого забоя подбираются по нормальному уси¬
лию в крайней подфонарной панели 3 — 15 как
наиболее напряженной.
Расчетное сжимающее усилие:
N3—15 = — 16 700 кг.
Длина панели 10 = 233 см (табл. 8)
Стрелка кривой по середине панели:
_ 1о _ 2332 _
С ~ 8К° 8 · 2040 ~ 0’0 СМ-
Изгибающий момент в узле [по ф-ле (3)]:
Коэфициенты <рх = 0,87 и <ру = 0,53.
Напряжение:
16 700 .3 670 . 900 __
- 420 · 0,53 + 1 765 · 100
= 75,0 + 18,9 ^ 94 кг/см?
(перенапряжение 4,3°/0 < 5).
Сумма сил сдвига по первому шву (фиг. 102)
2 Nc
3
2
16 700 · 3,3
3
= 36 700 кгем.
Фпг. 102. Схема за¬
бивки гвоздей
Свободная длина Іу при продольном изгибе
пояса из плоскости фермы принимается равной
суммарной длине третьей и четвертой панели,
так как связи между фермами располагаются
в узлах С, Е и G:
1у = 233 + 225 = 458 см (табл. 8).
на длине расчетной панели от поперечного иэ-
гиба пояса по ф-ле (14) :
Τ' = 2 . N - с fi. =І16 730·3,3·0,032=3 530 кг
^величина получена из табл. 10 j.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
347
Силы сдвига при продольном изгибе пояса
определяются по ф-ле (7).
Пользуясь данными табл. 12 для φν = 0,53,
получим:
Ту = 0,33 . 16 700 = 550 кг
и для φχ = 0,87 по табл. 11:
Тх = 0,028 ■ 4 · 16 700 = 1 870 кг.
Сдвигающие силы воспринимаются верти¬
кальными гвоздями d = 5,5, I = 150 мм и гори¬
зонтальными гвоздями d = 5,5, Z = 175 мм.
Число гвоздей определяется при комбинации
сил:
ТУ и тх + Т~.
1) Силы Ту + Т~
Число вертикальных гвоздей находится по
ф-ле (33) (см. также табл. 13):
щ = I (Т~+ 0,4τη = 35-°+з,’44'55- = 132 шт.
и горизонтальных по ф-ле (34):
ТУ\ ТУ _ /3 530 5 500 \
сб ) + Су \ 80,0 + 172,5) +
+ ж = 12 + бб = 78 шт·
Необходимое число гвоздей на один конец
раскоса:
тр = 7^= 12 шт.
(по 6 с каждой стороны пояса).
Из условия размещения гвоздей в узлах верх¬
него пояса (по табл. 21) ширина раскосов должна
быть не менее 15 см.
Принято сечение с нашивками 3,5 χ 8 см
(фиг. 103).
По табл. 17 находим:
I
f
ч
Фиг. 103. Попе¬
речное сечение ре¬
шетки
площадь сечения:
Fбрутто = 161 СМ*
радиусы инерции:
2) Силы Тх + Тw
По ф-ле (31а):
т.=±іт.+т~)
1 870 + 3 530
43,4
= 124 < 132
и по ф-ле (32):
т’= ±(Т*+Т~)
1 870 + 3 530
8010 = 67 < 78·
Принято: тп1 — 132 шт. (по 66 гвоздей сверху
и снизу пояса) и пг2 = 78 шт. (по 39 гвоздей
с каждой стороны пояса).
Одновременное действие сил Тх -f- при рас¬
чете гвоздей верхнего пояса ферм с фонарем
может не рассматриваться, потому что силы
ту всегда дают большую нагрузку на
гвозди.
Приведенный расчет имеет целью подтвердить
это положение на примере.
Решетка. Поперечное сечение решетки и
число гвоздей для крепления ее к поясам прини¬
маются для всех элементов одинаковыми.
В наиболее невыгодных условиях работают
сжатые раскосы 16 — 17 и 23 — 24.
Расчетное сжимающее усилие N 16_17= —1 950 кг.
Свободная длина раскоса при продольном изгибе.
Ір = 420 м (табл. 8).
Решетка крепится к поясам гвоздями d = 5,5,
* = 175 мм. Допускаемое усилие на один дву-
срезный гвоздь (по табл. 20):
Т„ = 167 кз.
и
гибкости:
гх = 3,76 см
Ту = 3,33 см\
II
λχ
420 _
3,76
^У ~ 3,33 — 126 >
коэфициент (ру = 0,19.
Напряжение п_ = = 64 < 90 кг/см2.
Сумма сил сдвига по шву между нашивкой
и основной доской определяется по ф-ле (9).
Пользуясь данными табл. (17), получим:
Ту = 0,296 — і) · 1 950 = 2 460 кг.
Нашивки соединены с основной доской гвоздями
d = 5,0, I = 125 мм. Допускаемое усилие на
один срез гвоздя (по табл. 19):
Т,й — 55 кз.
Необходимое число этих гвоздей на 1 пог. м
нашивок для воспринятия сил Ту:
пг
V ~
2 460
55-4,20
= 11 шт.
(по 5,5 с каждой стороны пояса).
Нижний пояс. В наиболее невыгодных
условиях работают сечения у стыков (т. е. в месте
348
В. А. ЗАМАРЛЕВ
наибольшего ослабления пояса) и в узлах, где
пояс кроме растягивающих усилий восприни¬
мает изгибающие моменты от эксцентричного
прикрепления раскосов.
Допускаемое усилие на один четырехсрезкьій
нагель d = 16 мм (по табл. 15):
Тн = 1 612 кг.
Необходимое число нагелей с каждой стороны
стыка:
16 730
1 612
= 10 шт.
Опорные узлы
1. На тяжах из круглой стали 3 (фиг. 106).
Растягивающее усилие в крайней панели ниж¬
него пояса:
Наибольшее значение момента получается в
узле, к которому примыкают раскосы 14 —15
и 16 — 17 при равномерном загружении фермы.
Усилие в нижнем поясе при равномерной на¬
грузке:
N а 27 = + 550 кг.
NЦ_і2 = + 15 200 кг.
Усилие, передающееся с нижнего пояса на
прокладку:
Nnp=i-^ = 7mK8
В раскосах соответственно:
N14-15 = — 180 — 225 = — 405 кг;
ІѴі6_і7 = — 1 950 кг.
При определении величины изгибающего мо¬
мента рассматривается схема одноконсольной
балки (панель 11 — 17) в предположении, что
стык в панели 11 — 14 не передает ни момента,
ни поперечной силы.
Момент под силой Nі6_г7 по ф-ле (42) (фиг. 104):
М = — Nі4_і5 - ег-\- Nі6_і7 ■ е2= — 405 · 12,8 +
+ 1 950 · 14,0 = 22 000 кгсм.
Принято сечение 2 (7 X 21 см).
По табл. 14:
площадь нетто:
FH = 0,85F6pymn:0 = 250 см2;
момент сопротивления:
WH = 925 см3.
Напряжение:
и на каждую накладку:
NM = —= з 800 кг
По табл. 22 находим: диаметр среднего тяжа
d — 22 мм, а наружный диаметр нарезки (по
осаженным концам) dH = 27 мм.
Для крайних тяжей соответственно:
d = 16 мм, dH = 20 мм.
2. На щековых врубках (фиг. 107).
При высоте накладок и прокладок hH — 23 см
суммарная площадь скалывания по четырем
плоскостям (фиг. 105):
л+ =
16 550 . 22 000
250 "*■ 925
= 66,1 -f 23,8 = 90 кг/см1.
Рт = (24,5 · 23 - --0|52 13,9) 4 = 1 960 см’-.
Наибольшее растягивающее усилие в панели
нижнего пояса со стыком Nп_20 = 16 730 кг.
Площадь ослабленного сечения:
FH = 227 см2.
Напряжение:
16 730 пп г , ,
— ' 227 — 73,5 кг!см2.
Стыки нижнего пояса перекрываются проклад¬
ками толщиной 7 см и накладками толщиной
5 см.
Напряжение скалывания щек накладок и про¬
кладок из воздушно-сухой отборной сосны:
<= Т960 = 7’8 <W^·
Связи между фермами запроектированы в виде
анкерных прогонов по тому же типу, как и в при¬
мере 2.
Расположение этих прогонов указано на фиг.
106.
Рабочий чертеж фермы представлен на фиг.
106 и 107.
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
349
Узел V
Фиг. 106. Рабочий чертеж фермы с фонарем.
Размещение гвоздей в
нашивках решетки
350
В. А. ЗАМЛРАЕВ
ПЛОН (верхний пояс снйт)
Подкладни из пол. мел.
t d
Λ-
1 ά
* ·4
f-т
!
ж I уоолтаъ
! 1« .
1
Т ■ —1
II tN. т.
С L
:
92
Ж
Щ
■і— , ,
: 1
І t і ΪΓ*-}
1
ігз ' Ч*1 г· -J
1 -.100 j
т
Опорный узел
Узел VI
Узел VII
План (верхний пояс снят)
Вариант опорного узла
Размещение гвоздей в верхнем поясе
Фиг. 107. Детали фермы
6. Таблицы сегментных ферм 1
1) Общие пояснения
Таблицы разработаны: 1) для цилиндрических
покрытий с кровлей непосредственно по верх¬
1 Разработаны ОТИС Промстройпроекта.
нему поясу ферм или по прогонам, расположен¬
ным в узлах и третях панелей, и 2) для покрытий
с трапециевидными или М-образными фонарями.
Расчет и конструирование ферм выполнены
в соответствии с указаниями разд. 3 и 4, пояснен¬
ными на примерах 1 и 3 (разд. 5).
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
361
Принятые схемы ферм изображены на фиг. 4—5.
Расчетные пролеты их изменяются от 9,5 до
34 5 м через 1,0 м, что при эксцентричной уста¬
новке ферм на опоры многопролетных зданий
(фиг. 108) соответствует пролетам между осями
опор в Ю 35 м.
Фермы рассчитаны под нагрузку от 400 до
1 700 кг/м при трех значениях снеговой нагрузки.
Лесоматериал—полусухая сосна (с влажностью
от 18 до 23%) марки 1 по 7099, соответству¬
ющей III классу сооружений.
Допускаемые напряжения приняты с коэфи-
циентом 0,9 от основных по 7063.
2) Принципы конструирования
а) Верхний пояс
Типы и размеры поперечных сечений приняты
по табл. 10.
Толщина k брусков пояса принята равной 4,0,5,0
и 6,0 см. Бруски толщиной 4 см применены только
для ферм малых пролетов (10—14 м) в целях
уменьшения начальных напряжений от гнутья.
Гвозди, соединяющие отдельные бруски и
ветви, размещаются равномерно по всей длине
пояса; шаг гвоздей определяется по расчетной
панели.
Вертикальные гвозди разметаются
поровну сверху и снизу пояса. Для поясов с
уширенной средней ветвью (фиг. 10) число гвоз¬
дей в каждой крайней ветви составляет 1/6, а в
средней — 3/5 от полного расчетного числа, ука¬
занного в таблицах.
Если в фермах с фонарем шаг вертикальных
гвоздей получается равным 40—50 dze (dze — диа¬
метр гвоздя), на участках пояса, примыкающих
к узлу, необходимо увеличивать интенсивность
забоя вертикальных гвоздей сверх расчетного
числа, указанного в таблицах, назначая шаг
их не более 20—25 die. Длину этих участков уси¬
ленного забоя следует принимать равной при¬
близительно по 0,1 длины панели в обе стороны
от узла.
Горизонтальные гвозди также разме¬
щаются поровну во всех перекрытых прокладкой
брусках с обеих сторон пояса. При высоте пояса в
25 и 30 см прокладкой перекрываются только три
средних бруска, при меньшей высоте — все
бруски.
Высота прокладки определяется высотой по¬
яса (или перекрытых брусков) и стрелкой его
кривизны по середине панели.
Если шаг горизонтальных гвоздей получается
более 40 dzei то гвозди размещаются в шахмат
по фиг. 67. Примеры предельно частой расста¬
новки горизонтальных гвоздей приведены на
фиг. 15.
б) Нижний пояс
Типы и размеры сечений приняты по фиг. 16
и табл. 14. Толщина досок нижнего пояса приня¬
та равной размеру а верхнего пояса, поэтому
в таблицах указана только высота их.
Стыки нижнего пояса перекрываются про¬
кладками (той же толщины, как и поясные
доски) и накладками (толщиной по табл. 14)
и конструируются на стальных цилиндриче¬
ских нагелях или на гвоздях (при двух-
ветвевом поясе фермы). При толщине поясных
досок а = 4 см стыки конструируются только
на гвоздях, поэтому для таких типов сечений
число нагелей в таблицах не приводится. Гвозди
в стыках размещаются поровну с обеих сторон
пояса.
В нагельных стыках 20% от указанного в таб¬
лицах числа нагелей заменяются стяжными бол¬
тами того же диаметра; в гвоздевых стыках ста¬
вится не менее двух болтов d = 12 мм с каждой
стороны стыка. Стыки располагаются симме¬
трично относительно середины пролета через
одну панель нижнего пояса и конструируются
по фиг. 21.
в) Решетка
Типы и размеры сечений приняты по табл.
17 —18. При двухветвевых поясах элементы,
решетки во многих случаях имеют цельное се¬
чение из одной доски (без нашивок). Гвозди,
соединяющие нашивки и прокладки с основными
досками, размещаются поровну с обеих сторон
решетки. Число прокладок между досками двух-
ветвевой решетки назначается в зависимости от·
длины раскоса или стойки:
при теоретической длине элементов решетки
до 2,5 м — 2 прокладки;
при теоретической длине элементов решетки
от 2,51 до 4,0 м — 4 прокладки;
при теоретической длине элементов решетки
больше 4,0 м — 6 прокладок.
Длина прокладок 20—22 см соответственно
диаметрам гвоздей d — 5 — 5,5 мм.
Во всех узлах верхнего и нижнего поясов
кроме гвоздей ставится по одному стяжному
болту независимо от числа сходящихся там эле¬
ментов решетки.
Диаметры этих болтов принимаются такими же,
как и в стыках нижнего пояса.
Число двусрезных гвоздей для прикрепления
решетки к пог.су в месте постановки болта может
быть уменьшено против указанного в таблицах
на Зг
г) Опорные узлы
Основной тип узла принят по фиг. 34 с круглыми
стальными тяжами. Кроме того приведены узлы
на щековых врубках по фиг. 29, которые могут
применяться лишь при условии изготовления
накладок и прокладок из воздушно-сухой сосны
марки 0 и если есть гарантия высокого качества
выполнения врубок. Расстояние от центра узла
со щековыми врубками до торца фермы принято
равным 23 см.
Число нагелей или гвоздей для прикрепления
накладок и прокладок опорных узлов к нижне¬
му поясу назначено таким же, как и с каждой
стороны стыка нижнего пояса.
Если верхний пояс имеет уширенную среднюю
ветвь, то в торце этой ветви делается вырез по
фиг. 31 для пропуска тяжей.
В. а. ЗАМ АР ЛЕВ
362
Таблица 23
Верхний горизон-
лальныи импост
\ Нога сронарл
Фиг. 109а
Фиг. 1096
Основные даппые по фонарям (см. фиг. 109)
о
g
W
о
о
h
о И
о,33
Ки
о
1
и
я
я
Р,
а>
О
Н
а>
В
о -
Р< ^
G η
Число стекол с каждой сто¬
роны фонаря
Онред. световой высоты фонаря
по одной стороне
Сумма высот световых прое¬
мов с обеих сторон в %
от Lk
X
В
Ь
ZH
Ze
а
β
α + β
Длина ноги фонаря
от точки А в см
Ширина фонаря по¬
низу между точка¬
ми А в мм
Ширина фонаря по¬
верху в мм
Lk- В
2
Zh + K
Число стандарти,
фонарей переплет.
Сумма вы¬
сот светов.
проем,
с одной
стороны
в см
Величина удаления
фонаря от оси ко¬
лонны В ΛΙΜ
в 3 стекла
высотой
а = 1 705
в 2 стекла
высотой
1 6 = 1 195
понизу
поверху
10,0
9,5
4
2
239
47,8
329
5 681:
2 394
2 158
3 802
11,0
10,5
4
—
2
239
43,4
329
6 232
2 942
2 384
4 029
12,0
11,5
5
1
1
239
48,3
380
6 780
2 9 S0
2 610
4 510
13,0
12,5
5
1
1
239
44,6
380
7 328
3 528
2 836
4 736
14,0
13,5
5
1
1
239
41,4
330
7 876
4 076
3 072
4 972
1.1,0
14,5
6
2
—
341
45,4
431
9 834
5 524
2 583
4 738
16,0
15,5
6
2
341
42,6
431
10 482
6 172
2 760
4 915
17,0
16,5
6
2
341
40,1
431
11 124
6814
2 938
5 093
18,0
17,5
7
1
2
409,5
45,5
509,5
11 772
6 t 77
3 114
5 661
19,0
18,5
7
1
2
409,5
43,1
509,5
12 414
7 319
3 288
5 835
20,0
19,5
7
1
2
409,5
40,9
509,5
13 062
7 967
3 469
6 016
21,0
20,5
8
2
1
460,5
43,8
560,5
13 704
8 099
3 648
6 450
22,0
21,5
8
2
1
460,5
41,8
560,5
14 352
8 747
3 824
6 626
23,0
22,5
9
3
—
511,5
44,4
611.5
14 994
8 879
4 003
7 070
24,0
23,5
9
3
—
511,5
42,6
611,5
15 642
9 527
4 179
7 236
25,0
24,5
9
3
511,5
40,9
611,5
17 874
11 799
3 588
6 645
26,0
25,5
10
2
2
580
44,6
690
18 536
11 636
3 732
7 182
27,0
26,5
10
2
2
580
42,9
690
19 240
12 340
3 880
7 330
28,0
27,5
10
2
2
580
41,4
690
19 952
13 052
4 024
7 474
29,0
28,5
10
2
2
‘ 580
40,0
690
20 656
13 756
4 172
7 622
30,0
2°,5
11
3
1
631
42,0
741
18 224
10 814
5 888
9 593
31,0
30,5
11
3
1
631
40,7
741
18 8 74
11 414
6 088
9 793
32/)
31,5
11
3
1
631
39,9
741
19 424
12 014
6 288
9 993
3.1,0
32,5
11
3
1
631
38,2
741
20 032
lgi 622
6 434
10 139
34,0
33,5
11
3
1
631
37,1
741
20 632
13 222
6 684
10 389
35,0
34,5
11
3
1
631
36,0
741
21 210
13 800
6 895
10 600
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
353
д) Связи между фермами
Тип и размеры связей определяются в каждом
отдельном случае в соответствии с указаниями
разд. 3 и 4.
е) Элементы фонарей
Размеры фонарей приняты из расчета освещен¬
ности помещений промышленных зданий II раз¬
ряда с работами средней точности без учета бо¬
кового освещения.
Деревянные переплеты, определяющие раз¬
меры проемов фонаря между горизонтальными
импостами, приняты в два стекла (а) высотой
1195 мм (без учета капельника) и в три стекла
(б) высотой 1 705 мм.
Основные данные по фонарям и соответствую¬
щие им линейные размеры наружного контура
несущей конструкции фонаря приведены в табл.
23 и на фиг. 109.
Ключ к пользованию таблицами
Число панелей по верхнему поясу
Высота фермы Н см.
L
Строит, подъем / ~ ь
Радиус кривизны R ь
Схемы ферм
см. фиг. 4
Расчетный пролет L м
Верхний пояс
Нижний
пояс
ей
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Г возди
со
ft
Еч
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
ей
Я
а
Ь
h_
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
К
ей
о
О
Еч
О)
Я
О
Ширина
Ширина
.
ей
Я
&
R
О
Н
L
В решет¬
ке
В Узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
2
в £
3§
ЙО
Η Ε¬
Κ ©
gg
§§.
s
о
к
ft
а
В
а
я
в
X
3
« W
со .. А
о я 5
ЕС м ей
tH аЗ Я
о к a
RCiH
|и£
ν Ο ΐ
® ft
ο ου
Wf-s
μ и fi
g o
Μ о а
Н П №
Й «
R со
СЙ О
н и
К с*
S3
1 Я ft
0 я
х_ СОСО
1 со 1—1
і* .
со J «
Я Йю
К й ев
И Я Е-
Я ф
м о
р"
О Д
ftH
к*
а> К
и н
н О
О ft
« н
ftH
Би
Я о
ft*»
И η
S ^
я tu
ж О
Ви
«и
ni
К О
я °
R О
CD (-i
« а>
о a
ft*
O <D
О
«О
2&
§ g
ДЗ
IJ1 ft
ss
|г н
“f
g!
о CO
ss
i:
w a
« я
о _
«3
CO ft
О <D
ез
Η
« о
α> о
R з
® m
Eh ™
Й О
И Η
2«
Ss
g S
4
И g-
m a
И
t
aJ R
a«o
« H
о аз
es
gS
о ^
a Я
a ft
o ik
II
Ts
я «
s g
ей R
a a
И о
Я ft
3«
Я о
«a
я о
Я m
δ I
ai
я3
Ss.
«R
2-ю
sf
о ®
R £
Я °
t?e
^ .
a> R
К н
Η Η
м о
Я Я
Н* I
2 я
S »
Я CD
?э
i."
«Я
ftft
m Е"
РЭ
м s
и
ей
а
о
ft
η
и
2
η
о
а
«D
Я
ей
Я
Деревянные конструкции
пояса
364
В. А. ЗАМАРАЕВ
Таблицы сегментных ферм
Размеры брусков и досок в см, гвоздей и тяжей—в мм
Число панелей 8
Высота фермы Н 141 см
Строит, подъем / = 5 »
Радиус кривизны R =» 871 » L = 9,5 м
Верхний пояс
Нижний
пояс
яі
к
со
►»
А
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрузка
Размеры
Гвозди
и
стЗ
и
Нашивки
Гвозди
а
Ь
А
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
и
стЗ
η
о
и
<0
И
О
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
12
з
12
20
10
18
о
0,1
5
—
—
—
2
g
0,30
17
0,4
4
-
12
36
0,15
7
-
-
-
3
10
12
0,31
17
0,2
8
-
-
-
4
0,32
18
12
3
16
24
12
20
о
0,2
8
—
-
-
4
8
12
0,32
20
0,5
4
-
12
45
0,25
10
-
-
-
4
12
0,33
20
0,3
12
-
-
-
5
0,34
20
12
з
22
24
16
24
о
0,2
10
-
-
-
4
8
12
0,34
22
0,0
4
-
12
54
0,3
12
-
-
-
5
12
0,35
22
0,4
12
8
3
3
6
0,41
23
16
10
28
10
20
0
63
0,2
10
-
-
—
4
10
12
0,39
1 26
0,7
4
-
12
0,3
12
—
-
-
5
13
0,40 1
26
0,4
10
7
3
3
7
0,45
27
16
4
12
32
12
24
0
72
0,3
12
-
-
-
5
10
14
0,40
29
0,8
4
-
12
0,4
10
7
3
3
7
14
0,45
30
0,5
10
7
3
4
8
0,45
31
16
4
16
32
12
28
0
82
0,3
12
-
-
-
6
12
14
0,41 I
1 35
0,9
4
-
12
0,4
10
7
3
3
7
15
0,46 1
35
0,5
10
7
3
4
8
0,46 1
36
16
4
18
32
12
02
0
90
0,4
10
7
3
4
7
0,47
38
1,0
4
-
14
0,5
10
7
3
4
8
12
16
16
0,47
39
0,6
12
8
3 1
5
10
0,49
39
16
4
22
32
16
32
0
100
0,5
12
8
3
4
9
0,51
42
1Д
4
-
15
0,6
12
8
3
5
10
12
16
17
0,51
42
0,7
12
8
3
5
11
0,51
42
20
5
32
26
26
20
12
80
0,6
14
—
-
-
6
12
0,62
55
1,2
5
-
17
0,7
15
—
-
-
7
18
17
0,63
55
0,8
17
-
-
-
8
0,64
56
20
5
34
28
28
22
13
87
0,7
15
-
—
-
7
12
18
0,67
59
1,3
5
-
20
0,8
17
-
-
-
8
20
0,69
60
0,9
20
-
-
-
9
0,71
60
16
4
24
48
16
48
10
0
0,8
14
-
3
10
12
16
0,87
69
1,5
5
5
14
0,9
14
-
-
3
10
14
0,87
69
1,0
15
-
-
4
12
0,89
70
16
4
32
48
20
48
11
о
0,8
14
-
-
3
10
12
18
0,90
79
1Д
5
5
15
0,9
15
-
-
3
12
15
0,91
80
1,1
15
-
—
4
12
0,91
80
Таблиц а 2-і
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
355
23*
356
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны
8
Н = 170 см
/ = 6 »
R = 1 059 »
L = 11,5 м
Таблица 26
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
К
3
Η
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
й
к
н
Врубки
Дерево
J
1 Сталь 3
а
Ь
А
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
4
-
12
3
20
27
14
27
12
0
44
ОД
8
—
—
—
3
8
12
12
0,38
20
20
0,15
10
-
-
-
3
0,39
0,2
10
7
3
3
4
0,46
21
0,5
4
-
12
3
30
27
22
27
12
0
55
0,2
10
7
3
3
4
8
12
12
0,47
22
0,25
0,3
10
7
3
3
5
0,47
22
12
8
3
4
6
0,49
23
0,6
4
-
12
3
40
27
30
27
12
0
66
0,2
10
7
3
3
5
10
14
13
0,48
30
0,3
12
8
3
4
6
0,50
30
0,4
12
8
3
4,5
7
0,50
31
0,7
4
-
16
4
18
36
12
36
12
0
77
0,2
10 1 7
3
3
5
10
14
14
0,54
31
0,3
10 1 7
3
4
6
0,54
32
0,4
10 1 7
3
5 1 8
0,54
32
0,8
4
-
16
4
24
36
16
36
14
0
88
0,3 1 10
7
3
4
7
12
16
16
0,56
39
0,4 1 10
7
3
5
8
0,56
40
0,5 1 12
8
3
5,5
10
0,59
40
0,9
4
-
16
4
28
36
20
36
15
0
99
0,3
10
7
3
4
5
7
12
16
17
0,58
42
0,4
10
7
3
8
0,58
43
0,5
12
8
3
6
10
0,60
43
1,0
5
-
20
5
40
32
34
26
17
12
81
0,4
14
—
-
-
6
12
16
17
0,74
54
0,5
17
-
-
7
0,77
55
0,6
17
9
3,5
4,5
8
0,87
56
1,1
5
-
20
5
44
36
36
30
20
13
89
0,5
17
-
-
-
7
12
18
20
0,82
61
0,6
20
-
-
-
8
0,84
62
0,7
20
9
3,5
5
9
0,94
63
1,2
5
-
20
5
48
38
40
32
20
14
97
0,6
20
-
-
-
8
14
18
20
0,84
1 67
1 68
0,7
20
9
3,5
5
9
0,95
0,8
20
9
3,5
6
9
0 95 j 69
1,3
5
5
16
4
34
56
24
56
15
10
0
0,7
14
-
- 1 4
10
12
16
15
1,07
74
0,8
15
-
- ' 4
12
1,08
74
0,9
15
- 1 - 5
12
1,08
75
1,5
5
5
20
5
60
64
50
52
15
12
0
I
0,8
14
-
- 1 5
12
12
18
16
1,21
85
0,9
15
-
-
5
14
1,22
86
1,0 1 15
-
-
5
14
1,22
86
1,7
5
5
20
5
68
72
56
60
17
13
0
0,8
14
-
—
5
12
14
18
19
1,21
93
0,9
15
-
-
5
14
1,23
94
1,1
17
—
-
6
16
1,26
95
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
357
Число панелей .
В ысота фермы . .
Строит, подъем ·
радиус кривизны
8
Я= 185 см
/ = 6 »
R = 1 149 »
L = 12,5 М
Таблица 27
Верхний пояс
Нткниіі
пояс
cti
5
Р.
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
<п
и
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
α
Ъ
h
η
Прогоны
Настил
1
Высота
Стыки
«
сЗ
η
о
и
<и
и
о
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
н
й
«
н
Врубки
Дерево
Сталь 3
12
3
28
27
20
27
0,1
10
7
3
2
3
8
12
0,51
21
0,4
4
-
12
47
0,15
10
7
3
3
4
12
0,51
22
0,2
10
7
3
3
5
0,51
22
12
з
38
27
30
27
Q
0,2
10
7
3
4
5
10
12
0,52
. 26
0,5
4
-
12
59
0,25
12
8
3
4
6
12
0,54
27
0,3
12
8
3
4,5
6
0,54
27
16
20
36
12
36
о
0,2
10
7
3
4
5
10
14
0,58
31
0,6
4
-
12
72
0,3
10
7
3
5
6
13
0,58
32
0,4
10
7
3
6
8
0,53
32
16
26
36
18
36
0
83
0,2
10
7
1 з
*4
5
12
14
0,60
38
0,7
4
-
13
0,3
10
7 !
! з
5
7
15
0,60
39
0,4
12
8
1 3
6
9
0,63 .
39
16
4
30
36
24
36
о
0,3
10
7
3
5
7
12
16
0,62
41
0,8
4
-
14
95
0,4
12
8
3
6
9
16
0,64
42
0,5
12
8
3
7
10
0,64
43
15
з
34
21
26
21
12
80
0,3
15
-
-
- 1
1 5
12
16
0,70
53
0,9
5
-
15
0,4
14
8
3,5
4
6
16
0,79
54
0,5
15
8
3,5
5
7
0,80
55
20
4
22
28
16
28
13
88
0,4
12
8
3,5
4
6
12
18
0,88
61
1,0
5
-
15
0,5
12
8
3,5
5
7
17
0,88
62
0,6
12
8
3,5
5,5
8
0,88
62
20
4
26
28
18
28
14
97
0,5
12
8
3,5
5
7
14
18
0,90
68
1,1
5
-
17
0,6
12
8
3,5
6
8
19
0,90
69
0,7
14
8
3,5
7
9
0,92
70
20
4
30
28
22
28
15
106
0,6
12
8
3,5
6
8
14
20
0,92
73
1,2
5
-
18
0,7
15
8
3,5
6,5
10
20
0,95
74
0,8
15
8
3,5
7,5
10
0,95
74
20
4
30
28
22
28
15
90
0,7
17
- 1
-
-
8
14
20
1,06
81
1,3
6
-
19
0,8
19
- 1
-
-
9
20
1,08
82
0,9
20
- 1
-
-
10
1,09
83
20
4
38
28
28
28
18
103
0,8
15
8
3,5
4
9
16
22
1,14
96
1,5
6
-
19
0,9
15
8
3,5
4,5
10
21
1,14
97
1,0
18
9
3,5
4,5
11
1,19
98
25
5
80
38
66
32
20
117
0,8
13
8
3,5
4
9
16
22
1,21
107
1,7
б
-
22
0,9
13
8
3,5
4,5
10
24
1,21
108
1,1
15
8
3,5
5
12
1,23
109
358
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Число панелей 8
Высота фермы Н = 200 см
Строит, подъем / = 7 »
Радиус кривизны R =1 23d » L = 13,5 м
Таблица 28
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
*
к
н
Врубки
Дерево
е*э
►4
§
Ен
О
а
Ъ
h_
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
4
-
12
3
34
30
26
30
12
0
52
0,1
10
7
3
3
3
8
12
12
0,54
23
0,15
10
7
3
3
4
0,υ4
23
0,-2
10
7
3
4
5
0,54
23
0,5
4
-
12
3
48
30
36
30
12
0
64
0,2
10
7
3
4
5
10
14
12
0,55
29
0,25
12
8
3
5
6
0,58
30
о,з
12
8
3
5,5
7
0,58
30
0,6
4
-
16
4
24
40
18
40
12
0
77
0,2
10
10
7
3
4,5
5
10
14
14
0,62
33
0,3
7
3
6
7
0,62
0,65
34
0,4
12
8
3
7,5
9
34
0,7
4
-
16
4
30
40
22
40
14
0
90
0,2
10
10
7
3
4,5
5
12
16
16
0,65
40
0,3
7
3
6
7
0,65
41
0,4
12
8
3
7,5
9
0,68
42
0,8
5
-
15
3
36
24
26
24
15
11
76
0,3
12
8
3,5
4
5
12
16
15
0,82
54
0,4
14
8
3,5
5
6
0,84
54
0,5
15
8
3,5
5,5
7
0,85
55
0,9
5
-
20
4
22
32
16
32
15
12
86
0,3
10
7
3,5
4
5
12
18
17
0,90
59
0,4
10
7
3,5
5
6
0,90
60
0,5
12
8
3,5
6
• 8
0,93
61
1,0
5
-
20
4
26
32
18
32
17
14
96
0,4
10
7
3.5
5
6
14
18
19
0,92
66
0,5
12
8
3,5
6
8
0,96
68
0,6
14
8
3,5
7
9
0,98 .
68
1,1
5
-
20
4
30
32
22
32
18
15
105
0,5
12
8
3,5
6
8
14
20
20
0,98
74
0,6
14
8
3,5
7
9
1,00
74
0,7
15
8
3,5
7,5
10
1,01
75
1,2
6
-
20
4
34
28
24
28
17
16
89
0,6
13
8
3,5
3,5
8
14
20
19
1,14
83
0,7
13
8
3,5
4
8
1,14
83
0,8
15
8
3,5
4,5
10
1,17
85
1,3
6
-
20
4
38
28
28
28
18
17
97
0,7
15
8
3,5
4
9
16
20
20
1,19
90
0,8
15
8
3,5
4,5
10
10
1,19
91
0,9
15
8
3,5
5
1,19
91
1,5
6
-
25
5
1
84
40
70
34
20
19
112
0,8
13
8
3,5
4,5
10
16
22
23
1,26
105
0,9
15
8
3,5
5
11
1,28
106
1,0
15
8
3,5
6,5
12
1,28
107
1,7
в
-
25
5
96
46
78
38
24
22
127
0,8
13
8
3,5
4,5
10
16
24
26
1,33
121
0,9
15
8
3,5
5
11
1,35
122
1,1
18
9
3,5
6
13
1,40
123
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
859
Число панелей .
Высота фермы . .
Отроит, подъем .
Радиус кривизны
8
Η = 214 см
/= 7 »
R = 1 335 »
Іаблица 29
L = 14,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
ев
К
со
>*
ft
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
сЗ
И
«
ев
рэ
о
(н
а>
К
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
α
Ь
h_
η
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
16
24
12
21
12
6
41
0,1
10
7
3,5
3
2
10
12
12
0,78
33
0,15
10
7
3,5
3
3
0,78
33
0,2
10
7
3,5
3
3
0,78
33
0,5
5
-
15
3
22
27
14
27
12
7
51
0,2
10
7
3,5
3
4
10
14
12
0,78
38
0,25
10
7
3,5
4
4
0,78
38
0,3
12
8
3,5
4
5
0,82
39
0,6
5
-
15
3
30
27
22
27
14
9
62
0,2
10
7
3,5
3
4
12
14
14
0,82
46
0,3
12
8
3,5
4,5
5
0,86
47
0,4
14
8
3,5
6
6
0,88
48
0,7
5
-
15
3
36
27
28
27
14
10
72
0,2
10
7
3,5
4
4
12
16
14
0,82
50
0,3
12
8
3,5
4,5
5
0,86
51
0,4
14
8
3,5
6
6
0,88
51
0,8
5
-
20
4
22
36
14
36
14
12
82
0,3
10
7
3,5
4,5
5
12
16
16
0,94
56
0,4
12
8
3,5
6
7
0,98
56
0,5
12
8
3,3
7
8
0,98
57
0,9
5
-
20
4
26
36
18
36
15
13
92
0,3
10
7
3,5
5
5
14
18
17
0,97
66
0,4
12
8
3,5
6
7
1,00
68
0,5
12
8
3,5
7
8
1,00
68
1,0
5
-
20
4
32
36
22
36
18
15
102
0,4
12
8
3,5
6
7
14
18
20
1,05
71
0,5
12
8
3,5
7
8
1,05
72
0,6
15
8
3,5
9
10
1,08
73
1,1
5
-
20
4
36
36
26
36
19
16
113
0,5
12
8
3,5
7
8
14
20
21
1,07
79
0,6
15
8
3,5
9
10
1,10
80
0,7
15
8
3,5
10
11
1,10
81
1.2
6
-
20
4
40
32
30
32
18
17
96
0,6
13
8
3,5
4
8
14
20
20
И,25
87
0,7
15
8
3,5
5
9
1,27
88
0,8
15
8
3,5
5,5
10
1,27
89
1,3
6
-
20
4
46
32
34
32
20
18
104
0,7
15
8
3,5
5
9
16
22
22
1,32
99
0,8
15
8
3,5
5,5
10
1,32
100
0,9
20
9
3,5
6
12
1,39
102
1,5
6
-
25
5
96
46
80
38
23
21
120
0,8
15
8
3,5
6
11
16
24
25
1,44
121
0,9
15
8
3,5
6
12
1,44
122
1,0
18
9
3,5
7
13
1,49
123
1,7
6
-
25
5
ПО
52
90
44
25
23
136
0,8
15
8
3,5
6
11
18
24
27
1,48
136
0,9
15
8
3,5
6,5
12
1,48
137
1,1
18
9
3,5
7,5
14
1,53
139
360
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 8
Высота фермы Н = 229 см
Строит, подъем / = 8 »
Радиус кривизны . . . . R = 1 425 » L = 15,5 лі
Таблица зо
Нагрузка
Верхний пояс
Нинший
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов. ;
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
й
к
н
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
а
Ъ
h_
п
Прогоны
g
S
CTj
К
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
16
27
14
21
12
6
44
0,1
10
7
3,5
3
2
10
12
12
і
0,83
33
0,15
10
7
3,5
3
3
0,83
34
34
0,2
10
7
3,5
4
4
0,83
0,5
5
-
15
3
26
27
18
27
12
8
55
0,2
10
7
3,5
4
4
10
14
12
0,84
42
0,25
10
7
3,5
4,5
4
0,84
43
0,3
12
8
3,5
6
5
0,87
43
0,6
5
-
15
3
34
27
24
27
14
9
66
0,2
10
7
3,5
4 1 4
12
16
14
0,88
49
0,3
12
8
3,5
5 5
0,92
49
0,4
15
8
3,5
6,5 1 7
0,95
51
0,7
5
-
15
3
42
27
32
27
14
10
77
0,2
10
7
3,5
4
4
12
16
16
0,88
51
0,3
12
8
3,5
5,5
5
0,92
52
0,4
15
8
3,5
7
7
0,95
53
0,8
5
-
20
4
26
36
18
36
14
12
88
0,3
10
7
3,5
5,5
6
12
18
17
1,01
60
0,4
32
8
3,5
7
7
1,04
60
0,5
12
8
3,5
8
8
1,04
61
0,9
5
-
20
4
32
36
24
36
17
13
99
0,3
10
7
3,5
6
6
14
20
19
1,06
71
0,4
12
8
3,5
7
7
1,10
72
0,5
14
8
3,5
9
9
1,12
73
1,0
5
-
20
4
38
36
28
36
19
15
ПО
0,4
12
8
3,5
7
7
14
20
21
1,14
77
0,5
14
8
3,5
9
9
1,16
79
0,6
15
8
3,5
10
10
1,17
80
1,1
6
-
20
4
42
32
32
32
18
16
94
0,5
13
8
3,5
‘ 4,5
7
14
20
20
1,33
86
0,6
15
8
3,5
5
9
1,36
87
0,7
15
8
3,5
6
10
1,36
88
1,2
6
-
20
4
48
32
36
32
19
18
102
0,6
15
8
3,5
5
9
16
22
21
1,38
100
0,7
15
8
3,5
6
10
1,38
101
0,8
18
9
3,5
6,5
11
1,44
102
1,3
6
-
25
5
98
46
80
38
20
19
111
0,7
13
8
3,5
6
10
16
22
23
1,44
111
0,8
15
8
3,5
6,5
11
1,46
112
0,9
15
8
3,5
7,5
12
1,46
113
1,5
6
-
25
5
112
54
94
44
24
22
128
0,8
15
8
3,5
7
7,5
11
18
24
26
1,56
134
0,9
15
8
3,5
12
1,56
135
1,0
18
9
3,5
8
14
1,61
137
1,7
7
-
25
5
128
64
106
52
23
14
145
0,8
15
8
3,5
6,5
12
• 18
25
26
3,78
150
151
0,9
18
9
3,5
7
13
1,84
1,1
20
9
3,5
8,5
16
1,83
154
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
361
Число панелей . .
высота фермы . ·
Строит, подъем . .
радиус кривизны
8
Я = 243 см
/= 8 »
R = 1 522 »
L = 16,5 μ
Таблица 3l
Верхний пояс
Нижний
пояс
а
к
со
Р*»
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
и
а
н
«
еО
я
О
Рн
03
к ■
CJ
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
а
Ь
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
X
аЗ
Ч
со
Ϊ»
m
1
£
н
Врубки
Дерево
Сталь 3
. 15
з
20
30
14
27
7
0,1
10
7
3,5
3
2
10
14
0,89
41
0,4
5
-
12
47
0,15
10
7
3,5
4
3
12
0,89
42
0,2
10
7
3,5
4,5
4
0,89
42
15
3
32
30
22
8
58
0,2
10
7
3,5
4,5
4
10
14
0,90
45
0,5
5
-
30
12
0,25
12
8
3,5
5
5
12
0,94
46
0,3
12
8
3,5
6
5
0,94
46
15
з
42
30
30
30
10
70
0,2
10
7
3,5
5
4
12
16
0,94
56
0,6
5
-
14
0,3
14
8
3,5
6,5
6
14
1,01
58
0,4
15
8
3,5
8
7
1,02
59
20
4
28
40
18
40
12
81
0,2
10
7
3,5
5
4
12
18
1,08
67
0,7
5
-
14
0,3
10
7
3,5
6,5
6
16
1,08
68
~о7~
12
8
3,5
8
7
1,12
69
20
4
34
40
24
40
13
94
0,3
10
7
3,5
7
6
14
18
1,11
76
0,8
5
-
15
0,4
12
8
3,5
8
7
18
1,15
77
0,5
14
8
3,5
10
9
1,18
79
20
4
42
40
30
40
15
105
0,3
10
7
3,5
7
6
14
20
1,17
84
0,9
5
-
18
0,4
12
8
3,5
8,5
8
20
1,21
86
0,5
14
8
3,5
10
9
1,23
87
20
4
46
36
34
36
16
91
0,4
13
8
3,5
4
7
14
1,41
96
1,0
6
-
17
0,5
13
8
3,5
5
8
20
19
1,41
98
0,6
15
8
3,5
6
9
1,41
99
20
4
54
36
40
36
17
100
0,5
13
8
3,5
5
8
16
22
1,43
108
1Д
6
-
18
0,6
15
8
3,5
6
9
21
1,46
109
0,7
15
8
3,5
7
10
1,46
ПО
25
5
104
50
86
19
109
0,6
13
8
3,5
6
9
16
22
1,55
122
1,2
6
-
40
20
0,8
13
8
3,5
6,5
10
23
1,55
123
0,7
15
8
3,5
8
12
1,58
125
25
5
112
54
92
44
20
119
0,7
15
8
3,5
7
11
16
22
1,62
130
1,3
6
-
22
0,8
15
8
3,5
8
12
25
1,62
131
0,9
18
9
3,5
9
13
1,68
132
25
5
130
62
108
52
24
136
0,8
15
8
3,5
8,5
12
18
24
1.71
158
1,5
6
-
25
0,9
18
9
3,5
9
14
27
1,77
160
1,0
20
9
3,5
10
15
1,80
161
25
5
146
72
122
60
15
155
0,8
18
9
3,5
9
13
18
25
2,05
174
1,7
7
-
24
0,9
18
9
3,5
10
14
27
2,05
175
1,1
2і
9
3,5
12
17
2,11
178
362
В. А. ЗЛМЛРАЕВ
Число панелей 8
Высота фермы Я = 259 см
•Строи·!. подъем / = 9 &
Радиус кривизны .... R = 1 607 ь
Таблица 32
L = 17,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расх од
материа¬
лов .
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
j Сталь 3
а
Ъ
А
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
28
30
20
30
12
7
50
0,1
10
7
3,5
3
3
10
14
12
0,95
44
0,15
10
7
3,5
'4
3
0,95
44
0,2
10
7
3,5
5
4
0,95
45
0,5
5
-
15
3
40
30
30
30
12
9
62
0,2
10
7
3,5
5
4
12
14
13
0,96
52
0,25
1Ъ
8
3,5
6
5
1,00
53
0,3
12
8
3,5
7
5
1,00
53
0,6
5
-
15
3
50
30
40
30
15
11
74
0,2
10
7
3,5
5,5
4
12
16
15
1,03
63
0,3
14
8
3,5
7,5
6
1,10
65
0,4
17
9
3,5
9,5
8
1,15
. 66
0,7
5
-
20
4
32
40
24
40
15
12
87
0,2
10 1 7
3,5
5,5
5
12
18
17
1,17
69
0,3
10
7
3,5
7,5
6
1,17
70
0,4
12
8 i 3,5
9,5
8
1,21 j 72
0,8
5
-
20
4
40
40
30
40
17
14
99
0,3
10
7
3,5
8
6
14
18-
19
1,20
79
0,4
12
8
3,5
10
8
1,25
80
0,5
15
8
3,5
12
10
1,28
82
0,9
6
-
20
4
46
36
36
36
17
15
87
0,3
10
7
3,5
4
5
14
20
19
1,43
93
0,4
13
8
3,5
5
7
1,49
95
0,5
13
8
3,5
6
8
1,49
96
1,0
6
-
20
4
54
36
40
36
18
17
97
0,4
13
8
3,5
5,5
7
16
20
20
1,52
105
0,5
13
8
3,5
6,5
8 .
1,52
196
0,6
15
Я
3,5
7
10
1,55
108
1,1
6
-
25
5
102
48
84
40
19
.18
106
0,5
10
7
3,5
6
8
16
22
22
1,55
118
0,6
13
8
3,5
7,5
10
1,61
120
0,7
15
8
3,5
8
11
1,64
121
1,2
6
-
25
5
112
52
92
44
22
20
116
0,6
13
8
3,5
7,5
10
16
22
24
1,69
129
0,7
15
8
3,5
8,5
11
1,72
130
0,8
15
8
3,5
9,5
12
1,72
131
1,3
6
-
25
5
122
58
100
48
23
22
160
0,7
15
8
3,5
8,5
И
18
24
26
1,75
150
0,8
15
8
3,5
9,5
12
1,75
151
0,9
18
9
3,5
10
14
1,81
153
1,5
7
-
25
5
140
68
114
56
23
14
145
0,8
18
9
3,5
9
14
18
24
27
2,10
167
0,9
20
9
3,5
10
15
2,14
168
1,0
20
9 1 3,5
10,5
16
2,14
169
1,7
7
-
25
5
158
78
130
64
25
16
164
0,8
18
9
3,5
9
14
20
27
29
2,19
195
0,9
20
9
3,5
10
15
2,23
196
1,1
22
9
3,5
11,5
18
2,26
199
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
363
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны . . . .
8
Я = 273 см
f = 9 »
R = 1 7Ѳ4 »
Таблица 33
L = 18,6 м
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
I
н
Врубки
Дерево
Сталь 3
а
Ъ
h_
п
Прог ны
N
S
CTJ
и
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
S
g
>»
PQ
0,4
5
-
15
3
30
33
22
33
12
8
52
0,1
10
7
3,5
3
3
10
14
12
1,00
45
0,15
10 1 7
3,5
4,5
4
1,00
46
0,2
10 1 7
3,5
5,5
4
1,00
47
0,5
5
-
15
3
44
33
34
33
12
9
65
0,2
10
7
3,5
e 1 4
12
16
13
1,01
55
0,25
12
8
3,5
7 1 5
1,06
56
0,3
14
8
3,5
8 1 6
1,09
57
0,6
5
-
20
4
28
44
20
44
13
11
78
0,2
10
7
3,5
6
5
12
16
15
1,18
64
0,3
10
7
3,5
8
6
1,18 1 65
0,4
12
8 1 3,5
10
8
1,23 І 67
0,7
5
-
20
4
36
44
26
44
15
13
92
0,2
10
7
3,5
6,5
5
14
18
18
1,24
77
0,3
12
8
3,5
8,5
7
1,29
79
0,4
12
8
3,5
10,5
8
1,29
80-
0,8
5
-
20
4
46
44
34
44
18
15
105
0,3
12
8
3,5
8,5
7
14
20
20
1,35
87
0,4
12
8
3,5
10,5
8
1,33
88
0,5
15
8
3,5
13
10
1,39
90
0,9
6
-
20
4
52
40
38
40
17
16
92
0,3
10
7
3,5
4,5 1 6
14
20
20
1,50
93
0,4
13
8
3,5 1 6
7
1,57
99
0,5
13
8
3,5 1 7
8
1,57
101
1,0
6
-
20
4
60
40
46
40
19
18
102
0,4
13
8
3,5
6
7
16
22
22
1,63
114
0,5
15
8
3,5
7
9
1,66
116
0,6 1 15
8
3,5
8
10
1,66
117
1,1
6
-
25
5
122
58
100
48
20
19
112
0,5
13
8
3,5
7
9
16
22
24
1,72
127
0,6
13
8
3,5
8
10
1,72
128
0,7
15
8
3,5
9
12
1,76
130
1,2
6
-
25
5
132
64
ПО
52
23
21
122
0,6
13
8
3,5
8
10
16
24
25
1,81
143
0,7
15
8
3,5
9
12
1,84
144
0,8
18
Ѳ
3,5
10,5
13
1,91
146
1,3
1
6
-
25
5
144
68
120
58
24
23
133
0,7
15
8 і 3,5
9,5
12
18
24
-
1,87
158
0,8
18
9
3,5
10,5
13
1,94
159
0,9
20
9
3,5
12
15
1,97
161
1,5
7
-
25
5
166
82
138
68
24
15
153
0,8 1 18
9
3,5
11
14
18
25
1
-
2,27
184
0,9 1 20
9
3,5
11,5
16
2,31
186
1,0
22
9
3,5
12,5
17
2,35
187
1,7
7
-
30
5
126
68
104
56
26
17
174
0,8
18
9
3,5
11
14
20'
30
-
2,53
215
0,9
20
9 1 3,5 1 12
16
2,57 j 217
1.1
22
9 1 3,5 І 14
18 1
2,61 J 219
364
В. А. ЗАМАРАВ В
Число панелей Ю
Высота фермы Я = 335 см
Строит, подъем / = 10 »
Радиус кривизны .... R = 1 58$ »
L = 19,5 м
Таблица S4
Верхний пояс
Нижний
пояс
5
со
>»
о.
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрузка
Размеры
Гвозди
Ёт
сЗ
а
Нашивки
Гвозди
а
Ъ
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
«
rt
И
О
Fh
аз
И
О
Ширина
Ширипа
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
о
и
03
О.
аз
W
Сталь 3
15
з
30
27
24
27
g
0,1
10
7
3,5
3
2
10
14
1,20
47
0,4
5
-
15
46
0,15 1 10
7
1 3,5
4,5
3
15
1,20
48
0,2
1 10
7
1 3,5
5,5
4
1,20 ]
1 49
15
3
42
27
36
27
8
57
0,2
10
7
3,5
6
4
10
14
1,21
55
0,5
5
-
15
0,25
12
8
3,5
7
5
15
1,27
56
0,3
14
8
3,5
7,5
6
1,30
57
20
4
30
36
32
36
10
69
0,2
10
7
3,5
6
4
12
16
1,37
64
0,0
5
-
15
0,3
10
7
3,5
8
6
16
1,37
66
0,4
12
8
3,5
11
7
1,47
68
20
4
36
36
30
36
12
81
0,2
10
7
3,5
6
4
12
18
1,33
75
0,7
5
-
15
0,3
10
7
3,5
8,5
6
16
1,38
77
0,4
12
8
3,5
11
7
1,44
78
20
4
46
36
37
36
13
92
0,3
10
7
3,5
8,5
6
14
18
1,40
83
0,8
5
-
16
0,4
12
8
3,5
11,5
8
18
J ,46
85
0,5
14
8
3,5
13
9
'1,49
87
20
4
50
36
40
36
14
80
0,3
10
7
3,5
4,5
5
14
20
1,64
96
0,9
6
-
16
0,4
13
8
3,5
5,5
7
18
3,73
98
0,5
13
8
3,5
6,5
8
1,73
100
20
4
58
36
48
36
15
90
0,4
13
8
3,5
5,5
7
14
20
1,77
106
1,0
6
-
17
0,5
13
8
3,5
7
8
20
1,77
108
0,6
15
8
3,5
8
9
1,81
109
25
5
110
52
96
46
17
99
0,5
10
7
3,5
7
8
16
22
1,79
127
1.1
6
—
18
0,6
13
8
3,5
8
9
22
1,88
129
0,7
13
8
3,5
9
10
1,88
130
25
120
58
106
50
19
107
0,6
13
8
3,5
8
10
16
22
1,94
140
1,2
6
—
20
0,7
15
8
3,5
9,5
И
24
1,98
142
5
0,8
15
8
3,5
11
12
1,98
143
25
5
132
62
114
54
20
116
0,7
15
8
3,5
10
11
16
22
2,03
148
1,3
6
—
22
0,8
15
8
3,5
11
12
25
2,03
150
0,9
18
9
3,5
11,5
13
2,12
151
(
25
5
152
74
132
66
13
135
0,8
18
9
3,5
10,5
13
18
24
2,46
180
1,5
7
—
22
0,9
18
9
3,5
11,5
14
26
2,46
182
1,0
20
9
3,5
12
16
2,51
184
1
30
5
122
62
106
56
27
152
0,8
18
9
3,5
11
13
18
2,46
201
1,7
6
-
26
0,9
20
9 ,
3,5
12
15
25
-
2,49
203
1,1
22
9 1
3,5
14,5
17
2,53
206
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
365
число панелен . .
Высота фермы . ·
Строит, подъем . ·
радиус кривизны
10
Я = 352 см
/ = 10 »
Я = 1 663 »
L = 20,5 м
Таблица 35
Еерхний пояс
Нияший
пояс
ей
53
Р*
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
р.
Размеры
Гвозди
С-
ей
№
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
3
tu
ей
СС
ей
РЭ
ей
tu
ей
В
ей
В
В
Ь
03
и
ей
В
О
со
а
Ъ
h
п
о
и
о
В,
в
в
Ен
О
ей
W
н
о
о
3
PQ
Стыки
О
Рн
аз
tu
О
В
В,
в
В
В
В
В
В
В
в
о
Н
а
03
В,
аз
PC в
«
со
S»
СС
Тяжи
В
о
►*
в,
PQ
m
аз
в.
аз
«
в
В
ей
Н
О
15
30
30
7
0,1
10
7
3,5
4
3
10
1,27
52
0,4
5
-
3
36
30
15
48
0,15
10
7
3,5
5
3
14
15
1,27
52
0,2
10
7
3,5
6
4
1,27
53
і
15
50
42
9
0,2
10
7
3,5
6,5
4 1
12
1,28
64
0,5
5
—
3
30
30
15
60
0,25
12
8
3,5
8
5
16
15
1,34
65
9,3
14
8
3,5
9,5
6
1,38
66
20
34
26
10
0,2
10
7
3,5
7 !
4
12
1,44
68
0,6
5
~
40
40
15
72 !
1
0,3
10
7
3,5
9,5
6
16
15
1,44
70
0,4
'12
8
3,5
12,5
8
1,51
72
20
42
34
12
0,2
10
7
3,5
7
5
12
1,45
78
0,7
5
15
0,3
10
7
3,5
9,5
6
17
1,45
79
40
40
84
18
0,4
12
8
3,5
13
8
1,52
81
0,3
10
7
3,5
10
6
1,49
89
1 20
52
42
14
14
0,8
5
'
17
0,4
12
8
3,5
13
8
20
1,56
91
1 4
40
40
97
18
0,5
15
8
3,5
15
10
1,62
93
20
60
48
15
0,3
10
7
3,5
5
5
14
1,73
102
0,9
6
—
4
36
36
16
85
0,4
13
8
3,5
7
7
20
19
1,83
105
0,5
13
8
3,5
8
І 8
1 1,83
107
25
114
100
16
0,4
12
8
3,5
7
7
16
1,95
123
1,0
6
18
0,5
12
8
3,5
8
8
22
1,95
125
5
54
48
94
20
1
0,6
13
8
3,5
9,5
10
1
1,97
127
25
126
НО
1
13
0,5
12
8
3,5
8
8
16
1,98
136
1,1
6
—
5
60
52
119
104
0,6
13
8
3,5
10
10
22
23
2,00
139
0,7
15
8
1 3,5
11
11
2,05
142
25
136
120
20
0,6
13
8
3,5
10
10
16
2,03
147
1,2
6
20
0,7
15
8
3,5
11
11
24
2,08
149
5
64
56
113
22
0,8
18
9
3,5
12
13
2,17
151
25
148
130
12
0,7
15
8
I 3,5
10,5
12
16
2,38
166
1,3
7
—
20
0,8
18
9
3,5
12
13
24
2,48
168
5
74
64
123
24
1
0,9
20
9
3,5
12,5
15
2,54
170
25
170
150
14
0,8
18
9
3,5
12,5
14
18
2,61
194
1,5
7
—
23
0,9
20
9
3,5
12,5
26
2,67
195
5
84
74
142
24
1,0
20
9
3,5
14
16
2,67
196
30
130
114
16
0,8
18
9
3,5
12,5
14
20
2,91
220
1,7
7
_
25
0,9
20
9
3,5
13
15
2,99
221
5
70
62
160
27
1,1
22
9
3,5
15
18
3,04
223
366
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы Я = 370 см
Строит, подъем / = 11 »
Радиус кривизны .... R = 1 746 »
L = 21,5 м
Таблица 3Q
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
ей
X
со
>*
О.
Решетка
Опорные
У8ЛЫ
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Стыки
Рн
ей
tu
«
ей
П
О
Рн
О)
tu
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
£
н
Врубки
Дерево
1
1 Сталь 3
а
Ъ
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
42
30
34
30
15
7
51
0,1
10
7
3,5
4
3
10
14
15
1,33
53
0,15
10
7
3,5
6
3
1,33
54
0,2
10
7
3,5
7,5
4
1,33
55
0,5
5
-
15
3
56
30
48
30
15
9
63
0,2
10
7
3,5
7,5
4
12
16
15
1,34
66
0,25
12
8
3,5
9
5
1,41
67
0,3
14
8
3,5
10,5
6
1,45
68
74
0,6
5
-
20
4
38
40
32
40
15
И ’
76
0,2
10
7
3,5 1 8
5
12
16
15
1,52
0,3 1 іо
7
3,5 1 11
6
1,52
76
0,4 1 12
8
3,5 1 13,5
8
1,59
78
0,7
5
-
20
4
48
40
40
40
15
13
89
0,2
10
.7
3,5
8
5
12
18
18
1,53
■82
0,3
12
8
3,5
11
7
1,60
85
0,4
12
8
3,5
14
8
1,60
87
0,8
6
-
20
4
56
36
46
36
15
14
79
о,з
10
7
3,5
5,5
6
14
18
17
1,76
94
0,4
13
8
3,5
7
7
1,86
9.6
0,5
13
8
3,5
8,5
8
1,86
98
0,9
6
-
20
4
66
36
56
36
17
15
89
0,3
10
7
3,5
5,5
6
14
20
20
1,85
104
0,4
13
8
3,5
7
7
1,95
106
0,5
13
8
3,5
8,5
8
1,95
108
1,0
6
-
25
5
126
60
ПО
54
18
17
99
0,4
12
8
3,5
7,5
7
16
22
22
2,03
133
0,5
13
8
3,5
9
9
2,06'
,135
0,6
13
8
3,5
10
10
2,06
137
1,1
6
-
25
5
140
66
122
58
20
19
109
0,5
13
8
3,5
9
9
16
22
24
2,14
145
0,6
13
8
3.5
3.5
10
10
2,14
147
0,7
15
8
12
12
2,18
150
1,2
6
-
25
5
152
72
134
64
22
20
119
0,6
13
8
3,5
10,5
10
16
24
26
2,19
158
0,7
15
8
3,5
12
12
2,23
161
0,8
18
9
3,5
14
13
2,33
163
1,3
7
-
25
5
164
82
144
72
21
13
129 -
0,7
15
8
3,5
12
12
18
24
25
2,55
185
0,8
18
9
3,5
13
14
2,66
187
0,9
20
9
3,5
14
15
2,71
189
1,5
6
-
30
5
128
66
ПО
58
26
26
148
0,8
18
9
5
9
14
18
25
-
2,78
194
0,9
. 20
9
5
10
15
'2,83
195
1,0 '
22
9
5
11
17
2,88
198
1.7
7
-
30
5
144
78
126
68
26
17
169 -
0,8
18
9
3,5
13,5
14
20
27
-
3,10
229
0,9
20
9
3,5
15
16
3,16
232
1,1
22
9
3,5
16,5
18
3,21
1
234
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
367
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
радиус кривизны . . . .
10
Я = 386 см
f = 11 »
R = 1 833 »
L = 22,5 Μ
Таблица 37
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
ей
В
Ά
И
В
Нашивки
Гвозди
н
й
δ
Врубки
Дерево
Сталь 3 1
а
Ъ
h
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
46
33
38
33
15
8
53
ОД
10
7
3,5
4,5
3
10
14
15
1,39
56
0,15
10
7
3,5
6
4
1,39
57
0,2
12
8
3,5
7,5
5
1,47
58
0,5
5
-
20
4
32
44
26
44
15
10
66
0,2
10
7
3,5
8
5
12
15
1,58
70
0,25
10
7
3,5
10
6
16
1,58
71
0,3
12
8
3,5
11
6
1,66
72
0,6
5
-
20
4
42
44
34
44
15
11
80
0,2
10
7
3,5
8,5
5
12
18
17
1,59
78
0,3
12
8
3,5
11,5
7
1,66
80
0,4
12
8
3,5
14,5
8
1,66
82
0,7
5
-
20
4
54
44
44
44
15
13
93
0,2
10
7
3,5
9
5
14
18
19
1,60
89
0,3
12
8
3,5
11,5
7
1,67
91
0,4
15
8
3,5
16
9
1,69
94
0,8
6
-
20
4
60
44
ОО ч*
ч* ч*
15
14
83
0,3
12
8
3,5
6,5
6
14
20
18
1,96
106
0,4
13
8
3,5
7,5
7
1,98
108
0,5
15
8
3,5
10
9
2,03
111
0,9
7
-
20
4
72
44
60
44
15
9
93
0,3
10
7
3,5
6
6
14
20
19
2,16
120
0,4
13
8
3,5
8
8
2,27
123
0,5
15
8
3,5
9
9
2,33
124
1,0
в
-
25
5
142
68
124
60
1
19
18
103
0,4
12
8
3,5
8
8
16
22
23
2,16
2,19
142
0,5
13
8
3,5
9,5
9
144
0,6
13
8
3,5
11
10
2,19
144
1Д
6
-
25
5
156
74
136
66
20
20
114
0,5 1 13
8
3,5
10
9
16
22
24
2,23
153
0,6
13
8
3,5
11
10
2,23
2,39
154
0,7 1 15
8
5
8,5
12
155
1,2
7
-
25
5
170
84
148
74
21
1
12
124
0,6
15
8
3,5
11
11
16
24
25
2,64
175
0,7
18
9
3,5
13
13
2,76
178
0,8
20
9
3,5
15
15
2,82
181
1,3
7
-
25
5
184
90
162
80
22,
13
135
0,7
18
9
3,5
13
13
18
24
-
2,82
193
0,8
20
9
3,5
15
15
2,88
196
0,9
20
9
3,5
16,5
16
2,88
198
1,5
7
-
30
5
136
74
118
64
24
15
155
0,8
20
9
3,5
15
15
18
25
-
3,22
210
0,9
20
9
3,5
16,5
16
3,22
213
1,0
22
9
3,5
17
18
3,28
214
1,7
7
-
30
5
154
84
134
74
26
17
176
0,8
20
9
3,5
15,5
15
20
27
-
3,30
231
0,9
22
9
3,5
16
17
3,36
233 !
237
I
1Д
24
9
5
15
20
3,53
368
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы . . · . . . Я = 404 см
Строит, подъем / = 12 »
Радиус кривизны . . . . R = 1 912 » L = 23,5 м
Таблица 3s
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
а
Ъ
А
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
54
33
46
33
15
8
55
0,1
10
7
3,5
5
3
10
14
15
1,46
58
~59~
61
72
0,15
10
7
3,5
7
4
1,46^
0,2
12
8
3,5
9
5
1,53
0,5
5
20
4
38
44
30
44
15
10
69
0,2
10
7
3,5
9
5
12
16
15
1,65
0,25
12
8
3,5
11,5
6
1,73
73
0,3
12
8
3,5
13,5
7
1,73
75
0,6
5
-
20
4
50
44
40
44
15
12
83
0,2
10
7
3,5
9
5
12
18
17
1,66
81
85
0,3
12
8
3,5
13,5
7
1,74
0,4
14
8
3,5
18
9
1,78
83
0,7
6
-
20
4
58
44
48
44
15
13
75
0,2
10
7
3,5
5
4
14
18
17
1,98
99
0,3
12
8
3,5
6,5
6
2,04
102
0,4
13
8
3,5
8,5
7
2,07
104
0,8
6
-
20
4
70
44
58
44
15
15
87
0,3
12
8
3,5
7
6
14
20
19
2,05
2,08
113
0,4
0,5
13
8
3,5
9
8
116
15
8
3,5
12
9
2,13.
119
0,9
6
-
25
5
140
66
124
58
18
17
97
0,3
12
8
3,5
7
6
16
22
22
2,22
135
0,4
12
8
3,5
9
8
2,22
138
0,5
13
8
5
7
9
2,35
139
1,0
6
-
25
5
156
74
138
66
20
19
108
0,4
12
8
3,5
9
' 8
16
22
24
2,30
150
0,5
13
8
5
7
9
2,44
151
0,6
15
8
5
8,5
11
2,49
154
1,1
7
-
25
5
172
82
1
150
72
20
12
119
0,5
13
8
3,5
11
10
16
24
24
2,65
171
0,6
15
8
3,5
12,5
12
2,71
174
0,7
18
9
3,5
14
13
2,84
176
1,2
7
-
25
5
188
92
166
82
21
13
130
0,6
15
8
3,5
13
12
18
24
26
2,78
193
0,7
18
9
3,5
14
13
2,90
195
0,8
20’
9
3 5
16
15
2,96
197
1,3
6
-
30
5
132
68
114
60
25
24
141
0,7
18
9
5
9,5
13
18
25
- ‘
3,00
192
0,8
20
9
5
11
15
3,05
195
0,9 !
20
9
5
12
16
3,05
197
1,5
7
-
30
5
152
82
132
72
25
16
162
0,8
20
9
3,5
16,5
16
20
27
-
3,42
3,60
234
230
0,9
22
22
9
5
10,5
17
1,0
9
5
12
18
3,60
233
259
1,7
7
7
25
5
252
160
224
142
21
12
0
0,8
12
—
—
4
16
16
24
24
3,94
0,9
14
-
-
4
13
4,07
4,07~
' 260
"”26Г
1,1
14
-
-
5
20
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
369
Число панелей .
Высота фермы. .
Отроит, подъем ·
радиус кривизны
12
Я= 420 см
f = 12 »
R = 1 995 &
L = 24,5 лі
Таблица 39
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
I Сталь 8
а
Ъ
А
п
Прогоны
Настил
Высота
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
38
30
32
30
15
8
58
0,1
10
7
3,5
4
2
10
14
15
1,60
58
0,15
10
7
3,5
6
3
1,60
60
0,2
10
7
3,5
8
4
1,60
62
0,5
5
-
20
4
26
40
20
40
15
10
73
0,2
10
7
3,5
8
4
12
16
15
1,81
73
0,25
12
8
3,5
8,5
5
1,90
74
о,з
12
8
3,5
12,5
6
1,90
77
0,6
5
-
20
4
36
40
28
40
15
13
88
0,2
12
8
3,5
9,5
5
12
18
18
1,91
85
0,3
12
8
3,5
12,5
6
1,91
88
0,4
12
8
3,5
17
8
1,91
92
0,7
5
-
20
4
46
40
38
40
18
15
102
0,2
12
8
3,5
8,5
13
4
14
18
21
2,00
98
0,3
12
8
3,5
6
2,00
102
0,4
12
8
3,5
17
8
2,00
106
0,8
6
-
20
4
54
36
44
36
17
16
91
0,3
12
8
3,5
6
5
14
20
20
2,29
121
0,4
13
8
3,5
8
7
2,32
125
0,5
13
8
3,5
10
8
2,32
128
0,9
6
-
25
5
106
50
94
44
19
18
103
0,3
12
8
3,5
7
6
16
22
23
2,45
140
0,4
12
8
3,5
' 8
7
2,45
142
0,5
13
8
3,5
10
9
2,49
146
1,0
6
-
25
5
118
56
104
50
22
20
115
0,4
12
8
3,5
8
7
16
22
25
2,55
153
0,5
13
8
3,5
10
9
2,53
157
0,6
13
8
5
7
10
2,71
159
1,1
6
-
25
5
130
62
114
54
23
22
126
0,5
13
8
3,5
10
9
16
24
-
2,63
175
0,6
13
8
5
7
10
2,76'
175
0,7
15
8
5
8,5
12
2,83
179
1,2
7
-
25
5
142
70
126
62
22
14
137
0,6
13
8
3,5
И
10
18
24
26
3,00
196
0,7
15
8
3,5
13
12
3,08
200
0,8
18
9
3,5
15,5
14
3,23
204
1,3
7
-
25
5
154
76
136
66
24
15
149
0,7
15
8
3,5
13
12
18
25
-
3,19
215
0,8
18
9
3,5
15
14
3,34
220
0,9
20
9
3,5
16
16
3,41
223
1,5
7
-
30
5
120
66
104
56
26
17
172
0,8
18
9
3,5
15
14
20
27
-
3,69
240
0,9
20
9
3,5
16
16
3,76
243
1,0
22
9
5
11
18
3,99
243
1,7
6
6
25
5
174
ПО
148
94
24
23
0
0.8
13
—
-
6
14
16
24
-
3,85
240
0,9
13
-
-
6
16
3,85
241
1,1
14
—
—
8
20
3,91
248
j-
Деревянпые конструкции 24
270
В. А. ЗАМЛРАЕВ
Число панелей 12
Высота фермы Я = 438 см
Строит, подъем f = 13 »
Радиус кривизны .... R = 2 073 * L = 25,5 лс
Таблица 4Q
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
1
ч
н
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
а
Ь
h
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
Б решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
15
3
44
30
36
30
15
6
91
0,1
10
7
3,5
4,5
2
12
14
15
1,63
64
0,15
10
7
7
3,5
6,5
3
1,68
66
0,2
10
3,5
8,5
4
1,68
68
0,5
5
-
20
4
30
40
24
40
15
11
77
0,2
10
7
8,5
8,5
4
12
16
15
1,89
78
~80
0,25
12
8
3,5
10,5
5
1,98
0,3
12
8
3,5
12,5
6
1,98
82
0,6
5
-
20
4
40
40
32
40
15
13
91
0,2
12
8
3,5
9,5
5
12
18
18
1
1,99
87
0,3
12
8
3,5
12,5
6
1,99
2,05
89
0,4
14
8
3,5
17,5
9
95
0,7
6
-
20
4
48
36
40
36
16
14
83
0,2
10
7
3,5
4.5
6.5
4
14
20
18
2,23
104
0,3
12
8
3,5
5
2,34
107
0,4
13
8
3,5
9
7
2,37
112
0,8
6
-
20
4
60
36
50
36
18
17
95
0,3
12
8
3,5 1 6,5
5
14
20
21
2,42
122
0,4
13
8
3,5
9
7
2,46
127
0,5
15
8 1 3,5
11
9
2,52
131
0,8
6
-
25
5
118
56
104
50
20
18
107
0,3
12
8
3,5
7
6
16
22
23
2.59
2.59
144
0,4
12
8
3,5
8,5
7
147
0,5
13
8
3,5
11
9
2,63
152
1,0
6
-
25
5
132
62
116
56
22
20
119
0,4
12
8
3,5
8,5
7
16
22
26
2,68
159
0,5
13
8
3,5
10,5
9
2,72
163
0,6
15
8
5
8,5
11
2,92
164
1,1
6
-
25
5
144
68
128
60
24
23
131
0,5
13
8
3,5
11
9
18
24
-
2,81
3,01
186
187
0,6
15
8
8
5
8,5
11
0,7
15
5
10
12
3,01
190
1,2
7
-
25
5
158
78
140
68
23
14
143
0,6
15
8
3,5
13
11
18
24
-
3,25
207
0,7
18
9
3,5
14
13
3,41
210
0,8
20
9
5
10
15
3,63
214
1,3
7
-
30*
5
114
62
100
54
24
15
155
0,7
18
9
3,5
14,5
13
18
25
-
3,75
219
0,8
18
9
3,5
16,5
14
3,75
222
0,9
20
9
5
10,5
16
3,98
220
1,5
6
6
25
5
198
126
174
НО
22
21
0
0,8
14
-
-
7
16
16
22
26
4,00
240
0,9
14
—
-
7
18
4,00
242
1,0
14
-
8
20
4,00
246
283
285~
1,7
7
7
25
5
224
142
196
124
22
13
0
0,8
12
—
-
4
14
18
24
26
4,53
0,9
14
-
-
4
16
4,68
1,1
14
—
-
5
20
4,68
292
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
371
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны · · · ·
12
Н = 455 см
f= 13 »
R = 2 158 »
L = 26,5 м
Таблищ 41
Верхний пояс
Нижний
пояс
а
X
со
ί»
р.
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
ft
«5
Д
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
а
Ь
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
w
сО
m
о
Сч
аз
И
О
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
1 Дерево
Сталь 3
0,1
12
8
3,5
5
2
1,85
71
15
48
40
g
12
0,4
5
15
0,15
12
8
3,5
7
4
15
1,85
73
3
33
33
63
14
0,2
12
8
3,5
9
5
1,85
75
20
34
26
11
0,2
12
8
3,5
9
5
12
2,07
87
0,5
5
15
0,25
12
8
3,5
11,5
6
16
2,07
89
4
44
44
80
16
0,3
12
8
3,5
14
7
2,07
1 91
20
44
26
14
0,2
12
8
3,5
10,5
5
14
2,12
100
0,6
5
-
17
0,3
12
8
3,5
14
7
19
2,12
104
4
44
44
136
18
0,4
16
9
3,5
19
9
2,28
108
20
54
44
15
0,2
12
8
3,5
5
4
14
2,45
119
0,7
6
16
0,3
12
8
3,5
7,5
6
19
2,45
124
4
40
40
87
20
0,4
13
8
3,5
10
7
2,49
128
0,3
12
8
3,5
8
6
2,63
145
25
ПО
98
17
14
0,8
6
-
5
52
46
18
99
0,4
12
8
3,5
10
7
22
22
2,63
148
0,5
13
8
5
7,5
9
2,81
149
25
124
ПО
19
0,3
12
8
3,5
8,5
6
16
2,73
163
0,9
6
-
5
60
52
20
112
0,4
12
8
3,5
10
7
22
24
2,73
166
0,5
13
8
5
7,5
9
2,91
167
25
138
122
21
0,4
12
8
3,5
10
7
16
2,83
184
1,0
6
-
23
0,5
13
8
5
7,5
9
-
3,01
184
5
66
58
124
24
0,6
15
8
5
9
И
3,08
189
25
154
134
13
0,5
13
8
3,5
12
10
18
3,26
215
1,1
7
-
5
76
66
22
137
0,6
15
8
3,5
14
12
24
26
3,35
219
0,7
18
9
3,5
16
14
3,50
22н
25
168
146
15
0,6
15
1 8
3,5
14
12
18
3,47
238
1,2
7
-
24
0,7
18
9
3,5
16
14
-
3,63
242
5
82
72
148
25
0,8
20
9
5
11
16
3,88
241
30
120
104
16
1 0,7
18
9
3,5
16
14
18 ‘
3,96
250
1,3
7
-
5
66
56
25
161
0,8
20
9
5
11
16
25
—
4,20
249
0,9
22
9
5
11,5
17
4,28
251
25
206
180
21
0,8
14
-
-
7
16
16
4,24
269
1,5
6
6
23
0,9
14
-
-
8
18
-
4,24
274
5
132
114
0
24
1,0
15
—
9
20
4,31
280
25
234
206
14
0,8
14
—
—
4
16
18
4,98
319
1,7
7
7
23
0,9
14
-
-
5
18
-
4,98
323
5
150
130
0
24
1,1
14
-
-
6
20
4,98
1
327
24*
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны . . . .
12
Н = 472 см
f = 14 »
R = 2 238 »
L = 27,5 м
Таблица 42
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
ПОЯС
«5
5
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Стыки
ЁГ
а
И
W
ей
CQ
О
Fh
<ѵ
и
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
Врубки
Дерево
со
л
£
cd
Б
а
Ъ
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
0,4
5
-
20
4
26
44
22
44
15
9
66
0,1
12
8
3,5
5,5
3
12
- 16
15
2,13
76
78~
0,15
12
8
3,5
8
4
2,13
0,2
12
8
3,5
10
5
2,13
80
0,5
5
-
20
4
40
44
32
44
15
12
82
0,2
12
8
3,5
10,5
5
12
17
!
2,15
94
0,25
12
8
3,5
13
6
18
2,15
96
0,3
12
8
3,5
15,5
7
2,15
99
0,6
5
-
20
4
52
44
42
44
17
14
99
0,2
12
8
3,5
11,5
5
7
14
18
20
2,20
106
0,3
12
8
3,5
15,5
2,20
НО
0,4
16
9
3,5
19 1 10
2,37
115
0,7
6
-
20
4
62
40
52
40
17
16
90
0,2
12
8
3,5
5
5
14
20
20
2,58
129
0,3
12
8
3,5
7,5
6
2,58
133
0,4
13
8
3,5
10
8
2,62
138
0,8
6
-
25
5
122
52
108
50
19
18
103
0,3
12
8
3,5
7,5
6
16
22
22
2,77
157
0,4
13
8
3,5
9,5
8
2,81
161
0,5
15
8
5 1 8
10
3,02
164
0,9
6
-
25
5
136
64
122
58
22
20
115
0,3
13
8 1
3,5
8
7
16
22
25
2.91 1 171
2.91 j 175
0,4
13
3,5
10
8
0,5
15 і 8 1 5
8
10
3,13 j 177
1,0
7
-
25
5
152
74
134
66
21
13
128
0,4
12
8
5
6
8
18
24
25
3,44
205
0,5
14
8
5
7
10
3,52
209
0,6
15
8
5
8,5
12
3,56
213
1,1
7
-
25
5
168
82
148
74
22
14
141
0,5
14
8
5
7
10
18
24
-
3,57
218
0,6
15
8
5
8,5
12
3,61
222
0,7
18
9
5
10
14
3,80
227
1,2
7
-
30
5
122
68
108
58
24
15
154
0,6
15
8
5
8,5
12
18
25
-
3,92
234
0,7
18
9
5
10
14
4,09
239
0,8
20
9
5
12
16
4,17
248
1,3
7
-
30
5
132
72
116
64
26
16
166 ■
0,7
18
9
5
10
14
20
27
-
4,30
260
0,8
20
9
5
11,5
16
18
4,39
264
0,9
0,8
22
9
5
13
4,47
268
1,5
6
1
6
25
5
22S 1 200
144 1 126
1
24
22 -
0 -
14
-
-
8
16
18
24
-
4,48
287
0,9
15
—
-
9
18
4,55
291
1,0
15
-
10
20
4,55
294
,17
7
7
25
5
260
164
228
144
23
14 -
0 ■
0,8
14
—
-
5
16
18
25
-
5,15
336
0,9
1Д
14
-
-
5
18
5,15
338
15
-
-
6
22
5,15
344
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ‘
373
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
радиус кривизны
12
Я= 489 см
f = 14 »
R =2 822 »
L = 28,5 м
Таблица 43
Верхний пояс
Нижний
LHOHC
X
со
>»
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Л
Размеры
Гвозди
Рн
оЗ
Ш
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
а
Ъ
h
η
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
ос
со
ш
о
Рн
аз
U
с$
Ш
К*
ft
Я
В
Ширина
Толщина
EH
аз
3
аз
ft
_ аз
CQ X
В узлах
Тяжи
Врубки
1 Дерево
Сталь 3
0,1
12
8
3,5
5
3
2,21
78
Ц)
• 28
24
10
12
0,4
5
-
4
15
0,15
12
8
3,5
8
4
15
2,21
81
44
44
68
16
0,2
12
8
3,5
10
5
~2~21
83
20
42
34
12
0,2
12
8
3,5
10
і 5
12
2,22
94
1
0,5
5
—
4
44
44
15
85
0,25
12
8
3,5
13
6
18
18
2,22
97
0,3
13
8
3,5
16,5
7
2,25
100
20
54
44
14
0,2
12
8
3,5
6,5
5
14
2,60
119
0,6
6
—
4
40
40
15
80
0,3
12
8
3,5
8,5
6
18
17
2,60
122
0,4
13
8
5
8
8
2,79
126
20
64
56
16
0,2
12
8
3,5
5,5
5
14
2,67
131
0,7
6
-
4
40
40
17
93
0,3
12
8
3,5
8,5
6
20
20
2,67
136
■ 0,4
13
8
5
7,5
1 8
2,86
138
25
134
118
18
0,3
! 12'
8
3,5
8,5
6
16
2,86
163
0,8
6
—
5
64
56
19
106
0,4
13
8
5
8
8
22
23
2,96
166
0,5.
15
8
5
9,5
10
3,04
170
25
150
132
21
0,3
13
8
5
6,5
7
16
3,18
182
0,9
6
22
0.4
13
8
5
7,5
8
26
3,18
185
5
72
64
120
24
0,5
15
8
5
9,5
10
3,25
190
25
168
146
13
0,4
13
8
5
6,5
8
18
3.65
211
1,0
7
—
5
82
72
22
133
0,5
15
8
5
8
10
24
25
3,73
•Л 5
0,6
15
8
~~ί
і 9,5
12
3,73
219
25
184
162
14
0,5
15
8
5
8
10
18
3,78
231
1,1
7
—
. 5
90
80
23
147
0,6
15
8
5
9,5
12
25
—
3,78
235
V
0,7
18
9
5
11
14
3,98
239
30
136
120
16
0,6
15
8
5
9,5
12
18
4,22
251
1,2
7
25
0,7.
18
9
5
11
14
4,41
255
5
; 74
64
160
25
0,8
22
9 .
5
13
17
4,59
261
30
148
152
17
0,7
18
9
5
11
14
20
4,47
282
1,3
7
—
26 ·
0,8
22
9
5
12,5
17
4,64
288
5
80
82
173
27
0,9
22
і 9
5
14
’ 18
4,64
291
25
252
220
13
0,8
' 14
-
—
С
16
18
5,26
320
1,5
7
7
22
0,9
15
__
• 6
18
26
5,35
322
5
158
140
о
24
1,0 ,
f 15
-
-
7
20
5,35
327
30
224
200
/
* 26
0,8
15
—
—
9
18
18
5,26
348
1,7
6
6
26
0,9
15
_
IT”
10
20
5,26
351
5
156
140
о
25
1,1
16
-
-
12
24
5,35
360
374
В. А. ЗАМ А РАЕ В
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны
14
Н = 507 см
і= 15 »
R =2 398 »
L = 29,5 м
Таблица 44
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
56
к
н
Врубки
Дереьо
1 Сталь 3 1
а
Ъ
h
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
20
4
28
44
24
44
15
10
72
0,1
12
8
3,5
7
3
12
16
2,38
84
0,15
12
8
3,5
9,5
4
15
2,38
87
0,2
12
8
3,5
12
5
2,38
90
0,5
5
-
20
4
40
44
34
44
15
13
90
0,2
12
8
3,5
13
6
12
18
18
2,41
102
0,25
12
8
3,5
15
16
7
2,41
104
0,3
16
9
3,5
8
2,61
106
6
-
•.о
4
50
40
44
40
15
15
84
0,2
12
8
3,5
6
5
14
18
18
2,81
129
0,3
13
8
5
6
7
3,03
133
0,4
15
8
5
8
9
3,12
148
0,7
6
-
25
5
114
54
104
50
18
17
99
0,2
12
8
3,5
5
5
14
20
21
3,03
150
0,3
13
8
5
6
7
3,25
154
0,4
15
8
5
8
9
3,34
159
0,8
6
-
25
5
130
62
118
56
20
19
113
0,3
13
8
3,5
6,5
7
16
22
23
3,36
175
0,4
15
8
5
8
9
3.44
3.44
181
0,5
15
8
5
10
. 11
Ϊ86
0,9
7
-
25
5
146
72
132
66
21
13
126
0,3
12
8
5
5
5,5
7
16
24
24
3,82
210
0,4
13
8
7
9
3,87
215
0,5
15
8
5
8,5
11
3,98
219
1,0
7
-
25
5
164
80
143
74
22
14
141
0,4
13
8
5
7
10
18
24
26
3,92
232
0,5
15
8
9
5
8,5
12
4,03
237
0,6
18
5
10
14
4,26
242
1,1
7
-
30
5
120
66
103
58
24
15
155
0,5
15
8
5
9
12
14
18
25
-
4,47
249
0,6
0,7
18
9
5
10'
4,70
253
20
9
5
11
16
4,80
257
1,2
7
-
30
5
130
70
118
64
16
17
169
0,6
18
9
5
10
14
18
25
-
4,58
272
0,7
0,8
20
9
5
11,5
16
4,91
27/
22
9
5
13
18
5,02
282
1,3
6
6
25
5
212
134
192
122
23
21
0
0,7
14
- 1 -
9
16
16
22
24
4,79
295
0,8
15
1
10
П
18
4,88
298
0,9
15
- і -
20
4,88
302
1,5
7
7
25
5
1
246
154
222
140
23
14
0
0,8
15
-
-
6
18
18
25
26
5,78
360
0,9
15
-
-
6
20
5,78
362
1,0
16
-
1 ~
7
22
5,88
367
1,7
7
7
30
5
186
128
166
116
25
16
0
0,8
15
—
-
6
6
8
18
18
25
6,39
382
0,9
15
-
-
20
6,39
384
1,1
16
-
-
24
6,59
394
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
375
Число панелей .
Высота фермы . .
Отроит, подъем .
Радиус кривизны
14
Я= 523 см
f = 15 »
R =2 484 »
L 30,5 лс
Таблица 45
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
Снеговая нагрузка
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
ГВОЗДИ
Высота
N
К
г
о
Ширина
Нашивки
Гвозди
в
. £
«
Н
Врубки J
1 Дерево
со
Л
S
н
о
α
b
A
η
Прогоны
Настил
Ширина'
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
20
4
32
44
28
44
15
11
75
0,1
12
8
3,5
7,5
3
12
16
15
2,48
91
0,15
12
8
3,5
10
4
2,48
94
0,2
12
8
3,5
13
6
2,48
98
0,5
5
-
20
4
46
44
40
44
15
13
93
0,2
12
8 J
3,5
13,5
6
12
18
18
2,49
НО
0,25
15
13
8
3,5
15
7
2,60
112
0,3
9
3,5
17,5
8
2,75
115
0,6
6
-
20
4
58
40
50
40
15
15
87
0,2
0,3~
12
8
3,5
7
5
14
20
18
2,91
136
13
8
5
6,5
7
3,14
139
0,4
15
8
5
8,5
9
3,23
146
0,7
6
-
25
5
120
56
108
. 18
52
18
102
0,2
12
8
3,5
5
7
5
16
22
21
3,13
164
0,3
13
8
6,5
7
3,36
167
0,4
15
8
5
8,5
9
3,45
173
0,8
6
-
25
5
136
64
124
58
22
20
116
0,3
13
8
5
7
7
16
22
25
3,56
183
0,4
15
8
9
5
8,5
9
3,65
188
0,5
16
5
10
11
3,77
193
0,9
7
-
25
5
154
76
140
68
21
13
131
0,3
13
8
5
6
8
16
24
16
4,00
215
0,4
14
8
5
8
10
4,05
4,11
’ 1
221
0,5
15
8
5
10
12
227
1
1,0
7
-
25
5
170
84
154
76
23
14
146
0,4
14
8
5
8
10
18
24
-
4,16 1
239
0,5
0,6
15
8
5
10
12
4,21
245
18
9
5
11
14
4,45
249
1,1
7
-
30
5
124
68
112
62
25
16
160
0,5
15
8
5
10
12
18
25
-
4,68
263
0,6
18
9
9
5
11
14
4,91
268
0,7
20
5
12
16
5,02
272
1,2
7
-
30
5
136
74
122
66
26
17
175
0,6
18
9
5
11,5
14
20
27
-
4,97
285
0,7
20
9
5
12
16
5,08
288
0,8
22
9
5
14
18
5,18
294
1,3
6
6
25
5
222
140
200
128
24
22
0
0,7
15
-
-
10
16
16
24
-
5,19 !
278
282
0,8
15
-
-
11
18
5,19
5,28 j
0,9
16
-
-
12
20
286
1,5
7
7
25
5
256
162
232
148
23
14
0
0,8
15
-
-
6
20
20
18
24
-
5,97
330
0,9
16
-
-
7
6,08
333
1,0
16
-
-
8
22
6,08
338
1,7
7
7
30
5
190
134
174
120
25
16
0
0,8
15
—
-
6
20
18
25
-
6,71
388
0,9
16
-
-
7
22
6,71
393
1,1
18
-
—
8
26
7,03
401
376
В. А. ЗАМА РАЕВ
Число панелей 14
Высота фермы Я = 541 см
Строит, подъем /= 16 »
Радиус кривизны R =2 565 » L = 31,5 лс
Таблица 4$
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
S
со
}>»
р,
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Стыки
d
и
«
СО
cq
О
(и
03
И
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
к
Η
Врубки
Сталь 3
1
Дерево j
а
Ь
А
п
Прогоны
Настил
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
20
4
34
44
30
44
15
11
77
0,1
12
8
3,5
8
3
12
16
15
2,57
92
0,15
12
8
3,5
11
5
2,57
96
0,2
12
8
3,5
14
6
2,57
100
0,5
6
1 20
1 4
46
40
40
40
15
13
75
0,2
12
8
3,5
7,5
5
14
18
16
2,99
124
0,25
13
8
3,5
9
6
3,04
128
0,3
14
8
3,5
10
7
3,08
132
0,6
6
-
20
4
60
40
54
40
17
16
90
0,2
12
8
3,5
8
5
14
20
19
3,07
144
0,3
13
8
5
7
7
3,21
147
0,4
15
8
5
9
9
3,30
153
0,7
6
-
25
5
130
62
118
56
19
18
105
0,2
12
8
3,5
8
5
16
22
22
3,28
172
0,3
13
8
5
7
7
3,52
174
0,4
15
8
5
9
9
3,61
180
0,8
6
-
25
5
148
72
136
64
22
21
120
0,3
13
8
5
7
8
16
22
26
3,68
193
0,4
15
8
5
9,5
10
3,77
200
0,5
16
9
5
11
12
3,87
205
0,9
7
-
25
5
168
82
152
76
22
13
135
0,3
13
8
5
6,5
8
18
24
25
4,18
227
0,4
14
8
5
8
10
4,24
232
0,5
15
8
5
10
12
4,29
238
1.0
6
-
30
5
126
66
114
60
26
26
150
0,4
15
8
5
10
10
18
24
-
4,26
239
243
0,5
16
9
5
11
12
4,39
0,6
18
9
5
13
14
4,48
249
1,1
7
-
30
5
138
72
126
66
25
16
165
0,5
15
8
5
10
12
18
25
-
4,83
270
0,6
18
9
5
11
14
5,08
275
0,7
22
9
5
13,5
17
5,29
283
1.2
6
6
25
5
226
142
206
130
22
21
0
0,6
15
-
-
10
16
16
22
-
5,19
292
0,7
15
-
-
11
18
5,19
296
0,8
16
-
-
13
20
5,29
302
1,3
7
7
25
5
242
154
220
140
21
13
0
0,7
15
-
-
6
18
16
24
-
6,01
333
0,8
15
-
-
7
20
6,01
343
0,9
16
-
-
8
22
6,12
348
1,5
7
7
30
5
190
132
172
120
24
15
0
0,8
15
-
-
7
20
18
25
-
6,82
378
0,9
1,0
16
-
-
8
22
6,93
383
16
-
-
8
24
6,93
338
1.7
7
7
30
5
214
150
192
134
26
17
0
0,8
15
—
—
7
20
20
27
-
7,00
416
0,9
16
-
-
8
22
7,11
421
1,1
18
—
-
9
26
7,33
428
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
377
Число панелей .
Высота фермы . ·
Строит, подъем .
Радиус кривизны
14
Я = 557 CM
• / = 16 »
R = 2 648 »
L = 32,5 м
Таблица 47
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
а
X
со
}>»
Л
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Высота
Н
§
н
О
£н
сО
и
к
с0
Р2
О
(-,
о
№
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
I
ЕН
Врубки
О
№
аз
о
Сталь 3
а
Ъ
А
п
Прогоны
в
н
с.
СО
W
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
20
4
40
44
34
44
15
11
80
0,1
12
8
3,5
8,5
3
12
16
15
2,64
94
99
0,15
12
8
3,5
11,5
5
2,64
0,2
12
8
3,5
15
6
2,64
102^
0,5
6
-
20
4
54
40
46
40
15
14
78
0,2
12
8
3,5
7,5
5
14
18
17
3,08
127
0,25
13
В
3,5
9
7
6
3,13
131
0,3
14
8
5
7
3,38
131
0,6
6
-
25
5
134
64
118
56
17
16
93
0,2
12
8
3,5
8
5
14
20
1
20
3,29
157
0,3
14
8
5
7,5
7
3,34
161
0,4
15
8
5
9
10
3,63
168
0,7
6
-
25
5
158
74
138
66
20
19
109
0,2
12
8
3,5
8
6
16
22
23
3,45
186
0,3
14
8
5
7,5
8
3,75
190
0,4
15
8
5
9
10
3,79
195
1
0,8
1
6
-
25
5
180
86
158
74
23
22
124
0,3
14
8
5
7,5
8
16
22
26
3,87
211
0,4
15
8
5
9,5
10
3,92
217
0,5
16
8
5
12
12
4,05
224
0,9
7
-
25
5
202
100
178
88
22
14
14)
0,3
14
8
5
7
8
18
24
26
4,38
243
249
0,4
15
8
5
9
10
4,43
0,5
16
9
5
11
12
4,57
255
1,0
7
-
30
5
132
72
118
64
24
15
155
0,4
15
8
5
9
10
18
25
-
4,92
254
0,5
18
9
5
10
13
5,18
257
263
0,6
20
9
5
12
15
5,29
1,1
7
-
30
5
144
78
130
70
26
17
170
0,5
18
9
5
10
13
20
27
-
5,29
286
0,6
20
9
5
12,5
15
5,40
293
0,7
22
9
5
15
18
5,52
302
1,2
6
6
25
5
270
170
236
150
23
21
0
0,6
15
-
—
10
16
16
22
-
5,42
310
0,7
16
16
-
-
12
18
5,5;
315
0,8
-
-
14
20
5,52
321
1,3
7
7
25
5
292
186
256
162
22
13
0
0,7
15
-
-
7
18
16
24
-
6,28
358
0,8
16
-
-
8
20
22
6,39
363
0,9
16
-
-
8
6,39
366
1,5
7
7
30
5
196
136
178
124
24
15
0
0,8
16
—
-
8
20
18
25
-
7,16
384
0,9
16
-
—
3
10
22
7,16
387
1,0
17
—
24
7,28
394
1,7
7
7
30
5
222
154
200
140
26
17
0
0,8
16
—
—
8
20
20
27
-
7,34
424
0,9
16
-
-
9
22
7,34
429
1,1
18
-
-
10
26
7,56
436
378
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 14
Высота фермы Я = 575 см
Строит, подъем / = 17 »
Радиус кривизны R =2 725 » L = 33,5 м
Таблица 4$
Нагрузка
Верхний пояс
Нижний
пояс
«5
К
а
- S
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
Стыки
й
и
к
<л
0
О
0
аз
X
CJ
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
со
I
о
а
Ь
А
п
Прогоны
Настил
Высота
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
-
20
4
42
48
36
48
15
12
82
0,1
1
14
8
3,5
8,5
4
12
16
2,81
99
0,15
14
8
3,5
11,5
5
16
2,81
103
107
0,2
14
8
3,5
15
6
2,81
0,5
6
-
20
4
56
44
48
44
15
14
80
0,2
13
8
3,5
8,5
5
14
18
17
3,22
134
0,25
15
8
5
6,5
6
3,53
133
0,3
15
8
5
7,5
7
3,53
136
0,6
6
-
25
5
126
60
116
54
18
17
96
0,2
13
8
3,5
8,5
5
14
20
20
3,48
159
0,3
15
8
5
8
8
3,79
165
0,4
17
8
5
10
10
3,97
171
0,7
6
-
25
5
148
70
134
64
20
19
112
0,2
13
8
3,5
9
6
16
22
23
3,60
186
0,3
15
8
5
8
8
3,91
190
0,4
17
8
5
10
10
4,09
196
0,8
6
-
30
5
116
60
104
. 54
24
22
128
0,3
15
8
5
8
8
16
24
•6
4,38
209
0,4
17
9
5
10
11
-4,56 1 216
0,5
18
9
5
12
13
4,61 1 222
0,9
6
-
30
5
130
68
1
118
62
26
25
144
0,3
15
8
5
8
8
18
24
-
4,50
233
0,4
17
9
5
10
11
4,69
241
0,5
13
9
5
12
13
4,74
247
1,0
7
1
1
30
5
144
78
130
70
25
16
160
0,4
15
8
5
10
11
18
25
-
5,12
274
0,5
18
9
5
12
13
5,38
280
0,6
20
9
5
13,5
16
5,50
287
3,1
7
-
30
5
158
86
144
78
26
17
176
0,5
18
9
5
12,5
13
20
27
-
5,44
300
0,6
20
9
5
14
16
5,56
307
0,7
24
1 9
5
15
18
5,80
311
1*2
7
7
25
5
254
160
230
146
21
13
0
0,6
15
-
-
7
16
16
24
-
6,33
348
0,7
15
-
• -
8
18
20
6,38
353
0,8
16
-
-
8
6,50
355
1,3
7
7
25
5
274
174
250
158
22
14
0
0,7
15
-
- 1 8
18
18
24
-
6,47
373
0,8
16
-
- 1 9
20
6,59
378
0,9
17
-
- 1 10
22
6,71
383
1,5
7
7
30
5
216
150
194
136
25
16
0
0,8
16
-
-
9
22
18
26
-
7,45
412
0,9
17
-
-
10
24
7,57
417
1,0
18
-
-
11
26
7,69
422
1,7
6
18
25
5
360
204
326
186
25
24
0
0,8
17
—
-
10
20
18
24
-
7,91
440
0,9
18
-
-
10
24
8,03
445
1,1
19
1
-
12
28
8,15
452
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
379
Число панелей
Высота фермы Я —
Строит, подъем f —
Радиус кривизны .... it —
14
592 см
17 »
2 806 »
L = 34,5 м
Таблица 49
Верхний пояс
Нижний
ПОЯС
ед
Я
со
>»
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Гвозди
А
С-4
Я
Нашивки
Гвозди
Наг рузка
а
Ь
h
п
Прогоны
Настил
Высота
Стыки
Я
св
П
О
£н
03
Я
и
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
1
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
20
42
36
12
0,1
13
8
5
3
3
12
3,52
107
0,4
6
15
0,15
13
8
5
4,5
4
17
3,52
111
4
44
44
66
16
0,2
13
8
5
5,5
6
3,52
116
20
60
52
14
0,2
13
8
5
« 1
6
14
3,53
135
0,5
6
- -
15
0,25
15
8
5
7 1
7
17
3,64
138
4
44
44
82
18
0,3
15
8
5
8 1
8
3,64
141
25
138
126
17
0,2
13
8
5
6
6
14
3,80
164
0,6
6
-
18
0,3
15
8
5
8,5
8
21
3,90
171
5
66
60
99
20
0,4
16
9
5
11
10
4,04
176
25
160
146
20
0,2
13
8
5
6
6
16
3,98
192
0,7
6
-
22
0,3
15
8
5
9
8
25
4,09
200
5
76
70
115
22
16
9
5
11,5
10
4,23
207
25
184
168
13
0,3
14
8
5
7,5
9
16
4,58
233
0,8
7
-
21
0,4
15
8
5
10
10
25
4,64
239
5
90
82
132
24
0,5
18
9
5
12
13
4,91
247
30
134
122
26
0,3
16
9
5
9
9
18
4,78
242
0,9
6
—
5
70
64
26
148
0,4
16
9
5
12
10
24
—
4,78
249
0,5
18
9
5
13,5
13
4,89
2'»6
30
150
136
16
0,4
15
8
5
10,5
11
18
5.34
279
1,0
7
—
5
82
74
26
165
0,5
18
9
5
12
13
25
—
5,61
2S4
І 0,6
20
9
5
13,5
15
5,73
290
25
252
230
12
0,5
14
-
-
6
1 14
16
6,32 !
1 319
1,1
7
7
5
160
146
20
о
0,6
15
-
-
7
16
22
—
6,43
1 324
0,7
16
-
-
8
1 18
6,56 I
329
і
25
276
250
13
0,6
1 15
-
1 -
8
1 16
16
6,66
І 347
1,2
7
7
22
0,7
I 16
1 -
8
18
6,78
1 349
5
174
160
о
24
0,8
1 17
1 -
10
20
6,92
357
1
30
194
176
14
0,7
! 16
-
-
9
18
18
7,47
373
1,3
7
7
23
0,8
17
10
20
7,59
378
5
134
122
Q
24
0,9
13
-
-
10
22
7,71
38.
30
226
204
16
0,8
17
-
-
10
20
18
7,91
420
1,5
7
7
26
0,9
18
11
24
8,03
427
5
156
142
о
25
1,0
18
-
: -
12
26
8,03
433
25
392
356
24
0,8
18
—
—
8
22
18
8,40
430
1,7
6
18
25
0,9
18
1 -
10
24
8,40
435
5
222
202
0
24
•
1,1
20
-
1
1
12
3 CG
1 440
В. А. ЗАМАРАЕВ
380
Ключ в пользованию таблицами
Число панелей по верхнему поясу
Высота фермы Н в см
L
Строит, подъем / ~ ^ в см
Радиус кривизны R в см
Схемы ферм
см. фиг. 5
Расчетный пролет L в м
Верхний пояс
го
а
го
>»
а
го
го
а
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрузка
Размеры
«
Нашивка
Гвозди.
о
1
I Толщина
а
Ь
А
п
И
Рч
о
а
о
а
и·
го
W
О
ГО
го
а
о
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
1 Сталь 3
го
1
СО
в
о
ГО
с
го
Рч
ч*
Рн
а
а
ю
го
го
за
го
а
н
&
а
Гк
1
го
Р? ft
га
1
ч
го
1 го
ГО
о
го
а
: а
о
№
а
о
Е-
О
о
ft
еч
еч
- о
4
о
ГО
н
5
О
И
а
а
го
а
ГО
Е-
а
a
о
го
го
а
X
а
го
М
ГО
я
и
о
а
ЗВ
го
ч
а
за
о
а
о
η
о
см
Ч*
ю
Ч*
«о
го
ь
о
в
а
со
ь я
£ а
eg
го —<
И го
го
го
1
го
а
а
а
о
S
о
а
а
а
1
ft
го
ГО
Рч
а
И
го
»в
а
К
1
го
52
О
W
В
го
і=С
Я
го
а
о
с
>4
го
ГО
а
а
го
ft
го
о
Р
го
о
С->
го
а
а
а
I
а
за
о
га
го
го
го
а
о
го
а
и
а,
го
и
го
и
а
а
1
го
а
а
и
о
Ч
го
В
V
га
го
со
Еч
ГО
СО
и
Я
ft
го
га
го
В
«
го
§
а
о
Рч
го
а
a
го
ч
а
о
го
>»
РЧ
Й
5
§
ГО
а
н
£
«
го
>»
ft
в
a
го
а
Еч
го
а
н
а
го
а
го
ьч
а
о
а
со
ч
о
нч
2
ft
го
«
а
го
В
й
о
И
a
m -
1
}>»
и
го
а
>&
о
-а
о
а
о
н
го
=г
со
о
а
о
ft
о
δ
52
ГО.
а
э
Я
Я
н
о
о
§
й
о
со
a
a
а
ГО
го
а
В
а
а
го
CD
а
о
a
зВ
§
δ
ГО
го
го
а
о
а
а
го
а
зВ
и
в
го
ю
о
о
а
о
ft
‘ а
о
а
а
а
о
>*
ft
а
и
го
£
а
О
С-і
го
а
о
го
го
о
«
а
1
га
н
a?
«5
а
го
а
за
го
го
а
га
о
и
а
и
Я
го
в
αΐ
о
a
®
9В
о
а
а
«5
и
а
го
а
а
«
га
о
£«
и
а
го
ш
е
го
о
Ч
го
о
Ен
ГО
а
ч
а
а
га
s
га
о
а
го
я
а
52
го
ч
го
ГО
a
Ен
о
о
а
о
а
а
го
§и
Яко
а
а
а
го
го
а
го
a
г>»
а
и
ГО
ш
a
O
а
а
о
а
и
о
а
за
го
а
го
го
2
о
д
)у чи
табл. 1
го
го
го
а
го
а
и
полное
го
о
а
го
го
ft
го
ч
а
го
а
га
о
Ч
го
}>»
Я
а
&
о
н
га
о
а
а
зВ
го
В
Η
» 1
а 1
1
а
го
о
а
а
о
и
О
о
a
ГО
о
>»
а
а
КО
ко
а
о
га>н
.. го
го
а
а
S
а
о
за
го
го
ч
2
ra
s
CD
a
ro
о
г
к
a
к
ГО
a
a
a
о
H
CJ
о
к
Ширина крайней ветви
Ширина средней ветви
/і — высота, η — число бі
Полное число гвоздей в
дей — табл. 13
Схемы нагрузок — фиг.
Ен
ГО
а
а
го
«
го
а
а
О
а
о
го
δ
о
ч
го
в
F
Вверху — число нагелей
Размеры нагелей и гвозл
а
а
н
го
а
го
. ft
а
о
го
о
«
го
а
а
о
Ь
Типы сечений — табл. 1’
Для решетки с нашивка
меры гвоздей — табл. 19
а
а
«
о
го
а
за
го
и
га
о
га
го
о
■ ч
го
а
F
Вверху —диаметры тяж
а
о
ft
а
а
а
о
«
го
Ч
а
го
а
го
н
о
о
я
PQ
В кубических метрах
В килограммах для фер
нагелях
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
38J
382
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 8
Высота фермы Н = 155 см
Строит, подъем /= 5 »
Радиус кривизны R = 968 »
Таблицу 51
L = 10,5 м
Верхний пояс
<а
X
СО
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрузка
Размеры
сЗ
Нашивки
Гвозди
-
а
Ь
h
п
Число
гвоздей
«
<Λ
η
ο
(-1
<ν
»
ο
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
16
14
0
8
0,4
4
—
0,2
14
14
—
—
—
6
14
0,43
27
4
56
40
12
16
10
6
8
0,5
5
4
48
0,3
14
37
14
5
12
14
0,54
38
16
18
7
10
0,6
5
4
48
0,4
15
45
15
6
12
15
0,57
45
20
24
8
10
0,7
5
5
60
0,4
15
52
15
7
14
16
0,64
49
20
38
9
12
0,8
5
5
60
0,5
16
60
16
7
14
17
0,66
55
20
52
10
12
0,9
5
5
60
0,5
18
67
18
8
16
18
0,70
61
16
32
1
7
1
10
1,0
5
5
4
96
0,6
14
0
14
4
10
14
14
0,95
72
16
38
8
10
1,1
5
5
4
96
0,7
15
0
15
4
12
14
15
0,99
77
16
38
8
12
1,2
6
6
4
96
0,8
15
0
15
3
12
14
15
1,09
88
16
45
9
12
1,3
6
6
4
96
0,9
15
0
15
3
12
16
15
1,10
97
20
90
11
12
1,5
5
5
5
120
1,0
17
0
17
5
16
16
17
1,17
99
20
96
12
12
1,7
6
6
5
] 20
1,1
17
0
17
4
16
18
17
1,41
116
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
383
Число панелей · .
Высота фермы · ·
Строит, подъем .
Радиус кривизны
8
н =
170
см
/-
6
ь
R =
1059
>
L= 11,5 м
Таблица 52
Верхний пояс
ей
Ά
СО
ρ*
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
μι
rt
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
ев
1
α
b
A
η
Число
гвоздей
ей
и
о
μ.
α>
П
ο
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщин;
В решет
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
16
14
5
8
0,4
5
4
40
0,2
12
33
12
4
12
13
0,55
35
16
16
6
10
0,5
5
4
52
0,3
14
41
14
5
12
14
0,59
42
20
28
7
10
0,6
5
5
60
0,4
16
49
16
6
14
17
0,71
48
20
38
8
10
0,7
5
5
65
0,4
18
57
18
7
14
18
0,75
53
20
48
9
12
0,8
6
5
65
0,5
17
51
17
8
16
17
0,88
64
20
64
10
12
0,9
6
5
65
0,5
20
57
20
9
16
20
0,97
69
16
42
8
10
1,0
5
5
4
104
0,6
15
0
15
4
12
14
15
1,08
79
20
56
9
12
1,1
5
5
5
130
0,7
14
0
14
5
12
14
14
1,16
83
20
72
10
12
1,2
5
5
5
130
0,8
15
0
15
5
14
16
15
1,21
.94
20
88
10
12
1,3
5
5
5
130
0,9
17
0
17
5
16
16
17
1,28
98
1,5
20
96
11
12
6
6
1,0
17
17
_
4
16
17
1,53
116
5
130
0
18
1,7
20
126
13
1
14
6
6
1,1
20
20
—
5
18
20
1,69
131
5
130
0
18
384
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 8
Высота фермы Н => 185 см
Строит, подъем / = 6 »
Радиус кривизны .... R = 1149 »
г Таблица 53
L = 12,5 м
Верхний пояс
rt
X
со
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрувка
Размеры
&
И
Нашивки
Гвозди
а
Ъ
А
О CD
К
ей
η
о
rt
Ен
о
а
X
ей
П
К
а
rt
П
X
Q,
ей
а
а
а
£
а
0)
И
rt
1=5
со
а
§
о
о
η
CD
eo
й
п
Е О
V S
<и
И
О
я
м
Я
Ен
О
к
В
а
в
1=5
О
Н
А
0)
« К
Р»
И
а
а
н
Р»»
А
И
А
CD
η
g
О
15
16
5
8
0,4
5
3
48
0,2
13
36
13
4
12
13
0,60
38
15
16
6
10
0,5
6
3
51
0,3
14
35
14
5
14
14
0,75
50
15
16
7
10
0,6
6
3
62
0,4
15
42
15
6
14
15
0,73
57
20
14
8
12
0,7
6
4
62
0,4
13
48
13
7
16
15
0,85
63
20
14
10
12
0,8
6
4
72
0,5
15
55
15
7
16
16
0,91
71
20
14
6
12
0,9
7
4
86
0,5
13
62
13
8
18
15
0,99
78
20
14
7
14
1,0
7
4
92
0,6
15
69
15
9
18
16
1,07
89
20
18
8
14
1,1
7
4
100
0,7
15
75
15
10
18
17
1,07
94
25
114
8
14
1,2
7
5
60
0,8
16
83
15
11
20
19
1,19
102
25
124
9
14
1,3
7
5
65
0,9
17
90
16
12
20
21
1,23
111
20
21
12
12
1,5
6
6
4
182
1,0
16
0
13
5
14
18
17
1,54
128
1,7
20
21
8
14
164
7
7
4
192
1Д
16
0
13
4
16
20
17
1,82
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
385
Число панелей
Высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны · · · ·
8
Я = 200 см
f= 7 »
R — l 239 »
L — 13,S Λί
Таблица 54
Д еревянные конструкции
25
386
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы . . . · · · · Н = 214 см
Отроит, подъем /— 7 »
Радиус кривизны . · . . · а = 1 335 »>
: 14,5 м
Таблица 55
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
о
Ъ
А.
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
5
1
15
3
14
48
0,1
12
6
40
10
_ 1 _ i _
4
10
12
12
0,68
41
0,15 1 12
10
-1 -
-
4
12
0,68
41
43
0,2 1 12
12
“ І “
-
5
12
0,68
0,5
6
-
15
3
14
48
0,2
12
7
38
10
-
—
-
4
10
14
12
0,79 1 53
0,25
14
14
-
-
5
14
0,89 1 56
0,3 1 14
14
-
-
5
14
0,89 1 56
0,6
6
-
20
4
14
46
0,2
12
8
46
10
-
- 1 -
5
1
* 12
!
16
15
0,93 1 61
0,3
12
10
-
-
-
6
15
0,93 1 6?
0,4
14
13
-
-
-
7
16
1,02 1 64
\
0,7
6
-
20
4
14
58
0,2 1 13
10
54
10
—
—
—
5
12
16
15
0,96
69
0,3 1 13
10
-
-
-
6
15
0,96
70
0,4 ! 15
13
-
-
-
7
16
1,04
71
0,8
6
-
20
4
14
70
0,3
15
I i
1 11
1
61
! 13
-
—
-
7
12
18
16
1,05
81
0,4
16
13
-
-
-
8
17
1,С6
82
0,5
18
15
-
-
- 1 9
18
1,13
83
0,9
7
-
20
4
14
77
0,3
15
7
69
13 1 -
-
—
»
7 !
14
18
16
1,22
91
0,4 I 16
13 ■ —
-
-
8 і
17
1,25
92
0,5 1 17
15 —
-
-
9 1
17 1 1,30
92 ,
1,0
7
-
20
4
14
92
0,4
17
8
77
15
—
і
9
14
20
18
1,30
104
0,5
18
15
-
- ! —
10
18
1,33
104
0,6
19
18
-
- 1 -
11
19
1,39
107
1Д
7
-
25
5
102
52
0,5
18
8
84
13
—
—
—
10
14
20
20
1,41
108
0,6
19
15
- 1 -
-
и
20
1,45
111
0,7
20
15
- 1 -
—
12
21
1,46
Г11
1,2
7
-
25
5
ПО
58
0,6
20
9
92
15
—
—
—
12
16
20
22
1,49
124
0,7
21
15
-
-
-
12
22
1,52
126
0,8 1 22
18
-
-
-
14
22
1,60
128
1,3
7
!
25
5
1
120 1
бв I
і
0,7
23
10
100
18
-
-
- 1 13
16
22
24 1 1,62
138
0,8
24
18
-
-
-
14
• 24 1 1,65
140
0,9
25 1
20
-
-
-
16
25 І 1,71
144
1,5
7
-
30
5
101
59
0,8
26
И
115
20
-
-
—
16
16
24
26 1 1,89
156
0,9
26
20
I
-
-
16
26
1,89
156
1,0
26
22
_ ! _
-
18
26
1,92 j 157
1.7
!
6
6
25
5
152
112
0,8
20
15
0
10
—
-
3
16
14
20
22
1,99
171
0,9
21
13
-
-
3
18
22
2,11
175
177
1,1
22
13
... 1
—
-
3
20
22
2,14
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
387
Число панелей .
Высота фермы .
Строит, подъем .
Радиус кривизны
10
Н = 229 см
f= 8 »
R = 1 426 »
Таблица 56
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи ,
Врубки
Дерево
1 Сталь 3
а
Ь
Jl
п
Ширина
Толщина
£
CD
а
CD
а
И к
В узлах
0,4
6
-
15
3
16
40
0,1
12
6
33
10
—
—
—
3
10
14
12
0,84
48
0,15
12
10
—
-
-
4
12
0,84
49
0,2
12
10
-
-
-
4
12
0,84
49
0,5
6
-
15
3
16
54
0,2
14
7
41
14
—
—
—
5
10
14
' 14
0,95
57
0,25
14
14
-
-
-
5
14
0,95
57
0,3
15
15
1 “
-
6
15
0,99
60
0,6
6
-
20
4
14
56
0,2
12
9
49
10
—
-
—
5
12
16
15
1,00
66
0,3
13
ю 1 _
-
-
6
15
1,02
68
0,4
14
із 1 —
7
16
1,09
69
74
0,7
6
-
20
4
14
70
0,2
13
10
58
10
—
—
-
6
12
16
15
1,02
0,3
15
13
-
-
-
7
16
1,11
75
0,4
16
13
—
-
-
8
17
1,13
75
0,8
7
-
20
4
14
79
0,3
14
7
65
13
-
—
-
7
12
18
15
1,28
86
0,4
15
13
—
-
-
8
15
1,30
87
0,5
16
15 1 -
—
-
9
16
1,37
87
0,9
7
-
20
4
14
93
0,3
16
8
74
13
—
—
—
8
14
18
1
17
1,33
98
0,4
17
15
-
—
-
9
17
1,39
99
0,5
18
15
-
-
-
10
1 18
1,42
100
1,0
7
-
25
Б
106
56
0,4
17
8
82
13
—
—
—
9
14
20
19
1,48
109
0,5
18
13
—
-
-
10
19
1,51
109
0,6
20
15
—
-
-
12
21
1,58
111
1
1,1
1
7
-
25
5
116
61
0,5
20
9
90
15
—
- 1 -
11
16
22
21
1,60
125
0,6
20
15
—
-
-
12
22
1,60
126
0,7
22
18
—
• —
-
14
23
1,70
128
1,2
7
-
25
5
126
66
0,6
22
10
98
15
—
—
—
12
16
22
22
1,65
134
0,7
23
18
-
—
-
14
23
1,73
136
0,8
24
20
-
-
-
15
24
1,80
136
1,3
7
-
30
5
100
58
0,7
24
11
107
18
-
-
-
14
16
22
24
1,90
148
0,8
25
20
-
-
-
16
25
1,99
162
0,9
26
20
-
-
-
16
26
2,02
152
1,5
6
6
25
5
151
113
0,8
21
14
0
13
-
—
3 1 18
14
20
21
2,27
172
0,9
22
13
-
-
3 1 18
22
2 30
173
1,0
22
13
-
-
3 1 20
22
2,30
173
1,7
6
6
25
5
170
127
0,8
22
16
0
13
—
—
4
18
16
22
23
2,32 1 198
0,9
23
13
—
—
4
20
23
2,35 i 202
1,1
24
Г“ м
-
4
22
24
2,46 1 204
25*
388
В. А. ЗА МАРЛЕ В
Число панелей 10
Высота фермы Я = 244 см
Строит, подъем / = 8 »
Радиус кривизны .... R = 1 517 »
Таблица 57
L — 16.5 ль
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
■
ТяжВ
Врубки
Дерево
со
Л
ft
Н
υ
а
Ъ
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
6
-
15
3
16
49
од
12
6
35
10
-
-
—
4
10
14
12
0,90
56
56
0,15
12
10
-
-
-
4
12
0,90
0,2
14
14
-
—
—
5
14
1,01
56
0,5
6
-
20
4
16
52
0,2
12
8
44
10
-
-
-
5
10
14
14
1,06
64
0,25
12
10
-
-
-
6
14
1,06
65
0,3
12
10
-
-
-
6
14
1,06
65
0,6
6
-
20
4
16
68
0,2
13
9
53
10
-
-
_ 1
5
12
16
15
1,09
77
0,3
14
10
-
-
-
6
16
1,12
78
0,4
15
13
-
-
-
8
16
1,20
80~
0,7
7
-
20
4
16
78
0,2
12
6
61
10
-
—
-
6
12
18
14
1,24
87
0,3
14
12
-
-
-
7
14
1,34
89
0,4
15
12
-
-
-
8
15
1,37
92
0,8
7
-
20
4
16
92
0,3
15
7
70
12
і - 1 -1
-
8
14
18
16
1,38
105
0,4
16
14
-
-
-
9
17
1,45
106
0,5
17
15
-
-
-
10
17
1,50
109
0,9
7
-
25
5
НО
58
0,3
15
8
78
10
-
-
—
8
14
20
17
1,47
117
0,4
ч
17
13
-
і
9
19
1,59
117
0,5
18
13
-
-
-
10
20
1,62
118
1,0
7
-
25
5
122
65
0,4
18
9
87
13
-
—
-
10
14
20
20
1,64
129
0,5
19
15
-
-
-
11
21
1,69
132
0,6
20
15
-
-
-
12
22
1,72
133
1Д
7
-
30
5
100
58
0,5
21
10
96
15
-
— 1 —
12
14
22
23
1,92
146
0,6
22
18
-
-
-
13
24
2,01
147
0,7 '
23
18
-
-
-
14
25
2,04
Ϊ50
1,2
6
в
25
5
139
104
0,6
17
12
0
10
-
—
3
14
14
18
17
2,17
156
0,7
18
10
-
-
3
16
18
2,21
157
0,8
18
10
-
-
3
16
18
2,21
157
1,3
6
6
25
5
150
112
0,7
18
13
0
10 1 -
—
3
16
14
20
18
2,22
175
0,8
20
13 -
-
3
18
20
2,42
179
0,9
20
13 1 - 1 -
3
18
20
2,42
179
1.5
6
в
25
5
175
130
0,8
21
15
0
13 1 -
—
4
18
14
20
21
2,46
199
0,9
22
13
-
—
4
20
22
2,49
199
1,0
23
13
-
-
4
20
23
2,53
203
1.7
6
6
30
5
142
122
0,8
24
17
0
13
—
—
4
20
16
09
24
2,80
236
236
0,9
24
13
-
-
4
20
24
2,80
1,1
25
15
-
-
4
24
ш ы .
1 25
2,92
242
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
389
Число панелей
Высота фермы Г Z q *
Отроит, подъем т — »
Радиус кривизны . · · · Я = 1 608
Таблица 58
L = 17,5 м
Верхний пояс
еі
К
со
>*
А
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
1
го
оЗ
И
Нашивки
Гвоэди
Нагрузка
а
b
h
п
Число гвс
Дей
Снеговая
Высота
СТЫКИ
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
15
3
18
56
0,1
12
7
10
-
—
—
4
10
14
12
0,96
60
0,4
6
-
0,15
12
37
10
-
-
-
4
12
0,96
60
0,2
14
14
1
1 -
-
-
5
14
1,08
62
20
4
16
61
0,2
12
8
46
10
-
—
—
5
12
16
15
1,13
69
0,5
6
-
0,25
12
10
-
-
-
6
15
1,13
69
0,3
14
13
-
-
-
7
16
1,23
72
20
4
16
75
0,2
12
6
56
10
-
-
-
6
12
16
14
1,31
1 82
С,б
7
-
0,3
14
13
-
-
-
7
14
1,44
85
0,4
14
13
-
-
-
8
14
1,44
86
20
16
92
0,2
13
7
12
-
-
-
7
12
18
15
1,40
98
0,7
7
-
0,3
15
65
12
-
-
- 1
8
16
1,46
101
0,4
16
14
-
-
-
9
17
1,63
102
25
5
111
59
0,3
15
8
74
10
-
-
—
8
14
18
18
1,56
115
0,8
7
-
0,4
16
13
-
-
-
9
19
1,65
116
0,5
17
13
-
-
-
10
19
1,68
118
25
5
126
66
0,3
16
8
84
10
-
—
—
8
14
20
19
1,59
122
0,9
7
-
0,4
18
13
-
-
-
10
19
1,71
126
0,5
19
15
-
-
-
11
20
1,76
129
25
5
139
73
0,4
19
9
92
13
-
-
-
10
16
22
21
1,74
155
1,0
7
-
0,5
20
15
-
-
-
12
22
1,81
157
0,6
22
18
-
-
-
18
24
1,94
160
30
5
112
66
0,5
22
10
15
- 1
-
-
12
16
22
24
2,06
167
1,1
7
-
0,6
24
102
18
-
-
-
14
24
2,18
171
0,7
24
20
-
-
-
15
24
2,22
171
25
5
157
118
0,6
18
13
о
10
-
-
3
16
14
18
2,36
177
1,2
6
6
0,7
18
10
-
-
в
16
20
13
2,36
177
0,8
19
13
-
-
3
18
19
2,52
181
25
5
170
128
0,7
19
14
о
10
-
—
* 1
16
14
20
20
2,40
188
1,3
6
6
0,8
21
13
-
-
4 1
18
21
2,61
192
0,9
22
13
-
-
4
20
22
2,55
193
30
5
144
124
0,8
22
16
η
13
-
-
4
18
16
20
24
2,89
221
1,5
6
6
0,9
23
13
-
-
4
20
25
2,93
226
1,0
23
и
13
—
-
4
20
25
2,93
26
25
5
208 ■
144
0,8
21
10
0
13
—
- 1
3
18
16
22
23
3,04
248
1,7
7
7
0,9
22
13
-
- 1
3
20
23
3,09
250
1,1
24
15
1
—
- !
ά
24
24
3,28
257
390
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы Я =■ 274 см
Строит, подъем f= 9,0 »
Радиус кривизны R = 1697 »
Таблица 59
L = 18,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 8
а
Ъ
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
15
3
18
64
0,1
12
4
40
10
-
—
-
4
10
14
12
1,17·
66
0,15
12
10
-
-
-
4
12
1,17
66
0,2
14
14
—
—
— 5
1
14
1,32
68
0,5
6
-
20
4
16
76
0,2
12
9
49
10 1 -
- ! -
5
12
16
15
1,20
78
0,25
13
10 j -
-
-
6
15
1,22
81
0,3
14
13 1 -
-
-
' 7
16
1,31
81
0,6
7
-
20
4
16
88
0,2
12
6
58
10
-
—
-
6
12
18
15
1,39
87
0,3
14
]3
-
-
-
8
16
1,52
90
0,4
15
15
-
-
-
9
16
1,59
93
0,7
6
-
25
5
121
62
0,2
15
12
68
12
-
—
—
7
14
18
17
1,45 J 111
0,3
16
12
-
-
-
8
18
1,45 j 111
0,4
18
13
-
-
-
10
19
1,53 j 1І5
0,8
7
-
25
5
126
67
0,3
15
8
78
10
—
—
—
8
14
20
18
1,64
122
0,4
17
13
-
-
10
19
1,77
126
0,5
18
15
—
-
-
11
20
1,84
127
0,9
7
-
25
5
!
142
74
0,3
18
9
88
13
-
-
—
9
14
20
20
1,82
135
0,4
18
13
- 1 -
-
10
20
1,82
136
0,5
20
15
- 1 -
-
12
22
1,91
139
1,0
7
-
30
5
116
69
0,4
20
10
98
13
-
—
—
10
16
22
22
2,Q6
154
0,5
21
15
-
-
12
23
2,13
159
0,6
23
18
-
- 1 -
14
25
2,27 1 163
1,1
6
6
25
5
1
162
121
1
0,5
17
12
0
10
-
— .
3
14
14
18
19
2,42
168
0,6
17
10
-
-
3
16
19
2,42
169
0,7
18
10
-
-
3
16
20
2,46
169
1,2
6
6
25
5
178
134
0,6
17
14
0
10
-
—
3
16
14
20
20
2,47
188
0,7 1 18
13
-
-
3
16
21
2,67
188
0,8 1 19
J3
—
-
3
18
21
2,68
192
1,3
6
6
25
5
192
145
0,7
21
15
0
13
-
—
4
18
14
20
21
2,74
206
0,8
22
13
—
-
4
, 20
22
2,78
208
0,9
22
13
—
—
4
20
22
2,78
208
1,5
6
6
30
5
161
139
0,8
23
17
0
13
- 1 -
4
20
16
22
23
3,08
237
0,9
24
15
-
-
4
22
24
3,21
238
;з,о
25
15
—
-
4
24
25
3,25
243
1,7
7
7
30
5
172
133
0,8
22
11
0
13
—
4
20
16
22
25
3,56
264
0,9
23
15 1 -
-
4
22
25
3,71
270
1,1
24
151 -
-1
4
2М
25
3,76
271
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
391
, я =
ю
335 см
Число панелей . .
Высота фермы · · · ·
Строит, подъем . · · ' ,т X Z л Лл
Радиус кривизны к — і 586
L «*» 19,5 м
Таблица 60
Нагрузка
. Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Ни яши Й
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи !
Врубки
i Дерево
Сталь 3
а
Ь
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
в узлах
0,4
7
-
15
3
20
69
од
15
4
35
10
—
-
-
4
10
14
15
1,36
72
72
0,15
15
10
14
-
-
-
4
15
1,36
0,2
15
—
—
—
5
15
1,47
72
0,5
6
-
20
4
18
80
0,2
15
8
44
12 1 -
-
- ! 5
12
14
16 1 1,41
79
0,25
15
12
-
-
-
6
16 1 1,41
80
0,3
15
12
-
-
-
6
16 1 1,41
80
0,6
7
-
20
4
18
94
0,2
15
' 5
53
10
-
-
-
6
12
16
16
1,601
92
0,3
15
ГЗ
·-
-
-
7
16
1,67
92
0,4
15
13
-
-
-
8
16
1,67
93
0,7
7
-
25
5
120
68
0,2
15
6
62
10
-
-
-
7
12
18
1
17
1,75
105
0,3
15
10
-
-
-
8
17
1,75
1С6
0,4
15
13
-
-
-
9
17
1,83
107
0,8
7
-
25
5
136
72
0,3
15
7
70
10
-
—
-
8
14
18
18
1,77
120
0,4
15
10
-
-
-
8
18
1,77
120
0,5 1 18
15
-
-
-
11
19
1,99
124
0,9
7
-
30
5
112
66
0,3 17
8
79
13
—
—
—
9
14
20
19
2,11
134
0,4 17
13
-
-
-
10
19
2,*П
135
0,5 19
15
-
-
12
21
2,22
139
1,0
6
6
20
4
27
208
0,4
15
10
0
ІО
-
-
3
12
12
18
17
2,36
157
0,5
15
10
-
_ 1 3
12
17
2,36
157
0,6 i
17
13
-
- 1 3
14
17
2,58
161
1,1
6
6
25
5
176
132
0,5
16
11
0
10
- ■
—
3
14
12
18
18
2,58
170
0,6
16
10
-
-
3
14
18
2,58
170
1
0,7
17
10
-
-
3
16
19
2,63
174
1,2
6
6
25
5
194
145
0,6 1 17
12
0
10
-
—
з
16
14
18
19
2,63
184
0,7
18
10
-
-
3
16
19
2,63
184
0,8
18
10 1 -
- 1 3
18
19 1 2,67
184
1,3
6
6.
25
5
208
156
0,7
20
13
0
13 1 -
- 1 3
18
14
20
20
2,92
203
0,8
20
13 1 -
— i з
18
20
2,92
203
0,9 1 21
13 1 -
— 1 3
20
21
2,95
208
1,5
6
б
30
5
176
149
0,8
22
15
0
13
-
- 1 3
20
14
20
22
3,30 1 224
0,9
22
13
-
-
3
20
22
3,30
224
1,0
23
15
- 1 -
3
22
23
3,45
229
1,7
7
7
30
5
187
144
0,8
21
10
0
13
—
— 1 3
20
16
22
24
8,81
267
0,9
22
13
-
- 1 3
20
24
3,86
267
1,1
23
15
-
-| 3
24
со
сэ.
л
274
392
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы Н = 352 см
Строит, подъем /= Ю »
Радиус кривизны R = 1 668 »
Таблица ej
L = 20,5 м
Верхний пояс
сО
К
со
!»
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Нагрузка
Размеры
со
рГ
а
И
Нашивки
Гвозди
а
Ъ
h
п
Число гвс
дей
«
с0
η
о
и
й>
а
о
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
15
3
20
78
0,1
15
4
10
-
1 —
—
4
10
14
15
1,45
74
0,4
7
-
0,15
15
37
10
-
-
-
4
15
1,45
74
0,2
15
14
-
-
1 5
15
1 1,56
75
20
4
18
86
0,2
15
5
10
-
-
—
6
12
16
15
1,67
89
0,5
7
-
0,25
15
46
10
-
-
-
6
15
1,67
89
0,3
15
12
-
-
-
7
15
1,76
90
20
4
18
109
0,2
15
6
55
10
-
-
-
6
12
16
16
1,68
99
0,6
7
-
0,3
15
13
-
-
-
8
16
1,76
101
0,4
15
15
-
-
-
9
16
1,81
101
25
5
133
30
0,2
15
7
12
-
-
—
8
12
18
17
1,80
115
0,7
7
-
0,3
15
64
12
-
-
-
8
17
1,80
115
0,4
16
13
-
-
-
10
18
1/97
117
25
5
152
80
0,3
16
7
13
1
—
—
8
14
18
18
1,97
125
0,8
7
-
0,4
17
74
13
-
-
-
’ 9
19
2,00
128
0,5
18
15
-
-
-·
11
20
2,09
1 129
30
5
125
73
0,3
17
8
83
14
-
—
—
10
14
20
20
2,24
140
0,9
7
-
0,4
18
14
-
-
-
10
21
2,28
140
0,5 1
19
15 ■
-
1 -
-
12
22
2,32
144
25
5
178
132
0,4
15
11
о
10
1 -
1 -
3
12
12
18
17
2,69
169
1,0
6
6
0,5
15
10
-
1 -
3
14
17
2,69
169
0,6
16
10
1 -
3
14
17
2,71
170
25
5
196
146
0,5
17
12
о
10
I 1
1
3
14
14
18
1
19
2,76
182
1,1
6
6
0,6
17
10
1 -
-
' 3
16
19
2,76
184
0,7
18
10 1
1 -
-
3
16
і9
2,81
184
25
5
216
160
0,6
18
13
о
10
_ !
_
3
16
14
18
20
2,82 1
' 195
1,2
6
6
0,7
19
13
-
-
3
18
21
3,03
200
0,8
20
13
-
-
3
18
22
3,08
200
30
5
168
142
0,7
20
14
о
13
-
—
3
18
14
20
23
3,37
210
1,3
6
6
0,8
21
13
-
-
3
20
24
3,40
215
0,9
21
13
-
-
3
20
24
3,40
215
30
193
164
0,8
23
16
о
13
-
-
3
20
16
20
24
3,51
244
1,5
6
6
5
0,9
24
15
-
-
3
22
24
3,66
245
1,0
25
15
-
— ί
3
24
25
3,71
250
30
5
206
159
0,8
1
22 ;
10
о
13
—
—
3
20
16
24
23
4,05 1
277
1,7
7
7
0.»
23
15
-
-
3
22
24
4,23 '
283
1,1
24
15
- і
—
3 і
24
2Ч
4,23 1
284
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
393
Число панелей _ 10
Высота фермы Н — 370 см
Строит, подъем f — Π »
радиус кривизны .... R = 1 746 »
L= 21,5
Таблица 62
Верхний пояс
ей
X
СО
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
1
со
Р.
и
а
X
сс
се
η
о
и
й>
К
о
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
а
Ь
h
п
Число ГВ с
дей
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
Тяжи
Врубки
Дерево
Сталь 3
20
4
20
79
0,1
15
7
10
—
—
—
5
10
14
15
1,50
75
0,4
6
-
0,15
15
39
1
Ю
-
-
-
5
15
' 1,50
75
0,2
15
10
-
-
-
5
15
1,50
75
20
4
20
97
0,2
15
5
10
-
-
—
1 6
12
16
16
1,76
93
0,5
7
-
0,25
15
48
13
-
-
-
7
16
1,84
94
0,3
15
13
-
-
-
8
16
1,84
1 95
25
5
127
67
0,2
15
0
12
-
1 -
-
7
12
16
17
1,99
106
0,6
7
-
0,3
15
58
12
-
-
-
8
17
1,99
107
0,4
15
13
-
-
-
10
18
2,05
108
25
5
149
78
0,2
15
7
13
-
-
-
8
14
18
18
2,03
125
0,7
7
-
0,3
16
68
13
-
-
-
8
18
2,07
125
0,4
17
13
-
-
-
10
19
2,10
129
30
5
124
74
0,3
17
8
78
15
-
-
-
9
14
20
20
2,37
139
0,8
7
-
0,4
18
15
-
-
-
9
21
2,41
1.9
0,5
19
15
-
-
-
12
22
2,43
144
30
5
140
83
0,3
1 18
8
88
16
-
—
-
10
14
20
21
2,44
147
0,9
7
-
0,4
19
16
-
-
-
12
22
« 2,46
1.1
0,5
20
16
-
-
-
14
23
2,50
152
25
5
197
148
0,4
15
11
о
10
—
-
3
12
12
18
18
2,82.
173
1,0
6
6
0,5
16
10
-
-
3
14
18
2,84
175
0,6
17
10
-
-
3
16
19
2,88
179
25
5
218
163
0,5
17
12
0
10
-
3
14
14
18
19
2,88
191
1,1
6
6
0,6
18
10
-
-
3
16
19
2,93
193
0,7
20
13
-
-
3
18
2D
3,19
197
25
5
225
155
0,6
17
8
о
10
-
-
3
16
14
20
19
3,39
226
1,2
7
7
0,7
18
13
-
-
3
18
19
3,64
228
0,8
19
13
-
— 1
3
18 i
20
3,68
231
25
5
244
168
—1
0,7
19
8
0
13
—
-
3
18
14
20
20
3,67 1
238
1,3
7
7
0,8
.0
13
-
-
3
20
20
3,73
239
0,9
20
13
-
—
3
20
20
3,73
239
30
5
202
Кб
0.8
21
10
0
13
-
-
3
20
16
22
24
4,18
275
1,5
7
7
0,9
23
15
-
-
3
22
24
4,43
276
1,0
23
15
-
-
3
24
24
4,43
282
30
5
230
178
0,8
23
11
0
15
—
—
3
22
16
22
24
4,43
300
1,7
7
7
0,9
L4
15
' i
— I
3
24
24 1
4,43
302
1,1
I
26
18
_ 1
1
- 1
5 ί
20
26 1
4,79
307 '
394
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей ...... 10
Высота фермы — оьь с.ѵі
Строит, подъем / = 11 »
Радиус кривизны .... R = 1 833 »
Таблица 63
L = 22,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
!
Сталь 3
а
Ъ
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
X
d
в
со
г*·
м
0,4
7
-
20
4
20
84
0,1
15
4
40
10
—
-
-
5
10
14
15
1,82
79
0,15
15
10
-
-
-
5
15
1,82
79
0,2
15
10
—
-
—
6
15
1,82
80
0,5
7
-
20
4
20
112
0,2
15
5
50
10
-
-
-
6
12
16
16
1,84
98
0,25
15
13
-
-
-
7
16
1,93
99
0,3
15
1з
-
-
-
8
16
1,93
99
0,6
7
-
25
5
144
77
0,2
15
6
60
12
1 _
— 1 7
12
18
17
2,07
114
0,3
15
12
-
- 1 -
8
17
2,07
115
0,4
15
13
-
-
10
* 18
2,10
116
0,7
7
-
30
5
123
73
0,2
15
7
71
13
-
—
—
10
14
18
19
2,35
130
0,3
16
13
-
-
-
10
20
2,39
131
0,4
17
13
-
-
-
12
21
2,43
ώ
0,8
7
-
30
5
142
84
0,3
18
8
81
15
-
-
—
10
14
18
21 1 2,48
147
0,4
19
15
-
-
-
10
22
2,52
149
0,5
20
15
-
-
-
14
23
2,56
151
0,9
6
6
25
5
198
148
0,3
15
11
0
10
-
-
3 12
12
18
17 1 2,95
176
0,4
15
10
-
-
3 12
17
2,95
176
0,5
16
10
-
-
3 14
18
2,97
178
1,0
6
6
25
5
218
164
0,4
16
12
0
10
-
-
3
12
14
18
18
2,97
188
0,5
17
10
— !
-
3
14
19
3,02
192
0,6
18
10
- I -
3
16
19
3,07
193
1,1
7
7
25
5
224
154
0,5
16
7
0
10
-
-
3
14
14
20
18
3,49
217
0,6
16
10
-
-
3
16
19
3,49
218
0,7
17
10
-
-
3
18
19
3,55
223
1,2
7
7
25
5
243
171
0,6
17
8
0
10
—
— 1 3
16
14
20
20
3,55
235
0,7
19
13
-
-
3
18
20
3,84
239
0,8
20
13
-
-
3
20
20
3,90
241
1,3
7
7
30
5
192
149
0,7
20
9
0
13
- 1 -
3
18
14
20
23
4,32
248
0,8
21
13
-
3
20
23
4,37
253
0,9
22
15
- 1 -
3
22
23
4,57 1 255
1,5
7
7
30
5
225
172
0,8
22
10
0
15
-
—
3
22
16
22
23
4,57
287
0,9
23
15
-
-
3
22
24
4,63
291
1,0
24
15
-
-
3
24
24
4,(9
293
1,7
6
18
25
5
352
178
0,8
22
15
0
15
—
—
6
22
14
20
—
4,79
286
0,9
23
16 1 -
-
6
22
-
4,85
290
1,1 1 24
181 -
-
6
26
-
5,12
293
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
395
Число панелей
Высота фермы
Отроит, подъем
радиус кривизны . . . .
Ю
Η = 404 см
/= 12 »
R = 1 912 » :
L — 23,5 м
Таблица 64
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
в
й
«
н
Врубки
Дерево
[ Сталь 3
а
Ь
h
п
Число ГВО!
дей
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
22
92
0,1
15
4
42
10
—
—
—
5
10
14
1
15
1,89
82
0,15
15
10
-
-
-
5
15
1,89
82
0,2
15
10
* -
-
-
6
15
1,89
83
0,5
7
-
20
5
132
69
0,2
15
5
53
13
-
-
-
6
12
16
17
2,19
104
0,25
15
13
-
-
-
7
17
2,19
105
0,3
15
13
-
-
-
8
17
2,19
106
0,6
7
-
25
5
159
84
0,2
15
6
64
15
-
-
-
7
12
18
17
2,25
119
0,3
16
15
-
-
-
9
17
2,‘.'9
120
0,4
17
15
-
-
-
10
17
2,33
123
0,7
7
-
30
5
136
81
0,2
17
8
74
18
-
-
-
8
14
20
20
2,70
144
0,3
18
18
-
-
-
10
21
2,74
146
0,4
19
' 18
-
-
-
12
22
2,78
149
0,8
6
6
25
5
192
145
0,3
15
10
0
10
-
-
3
10
12
16
17
3,06
164
0,4
15
10
-
-
3
12
17
3,06
165
0,5
15
10
-
-
3
14
17
3,06
166
0,9
6
6
25
5
216
164
0,3
15
11
0
10
-
. -
3
12
12
18
18
3,07
181
0,4
16
10
-
-
3
12
18
3,11
181
0,5
17
10
-
-
3
14
19
3,1(6
186
1,0
6
6
30
5
176
152
0,4
17
12
0
10
-
-
3
Η 1
14
18
20
3,50
199
0,5
18
10
-
-
3
16
21
: 3,55
200
0,6
18
10
-
-
3
16
21
3,55
200
1,1
6
6
30
5
192
166
0,5
18
14
0
10
—
-
3
16
14
20
21
3,57
220
0,6
19
10
-
-
3
18
22
3,62
224
0,7
20
13
-
-
3
20
23
3,86
226
1,2
6
6
30
5
212
182
0,6
22
15
0
13
-
-
4
18
14
20
23
23
3,96
237
0,7
22
13
-
-
4
20
3,96
238
0,8
23
15
-
-
4
22
24
4,08
243
1,3
7
7
80
5
212
166
0,7
20
9
0
13
-
-
3
20
16
20
23
4,51
266
0,8
21
13
-
-
3
20
23
4,56
269
0,9
22
15
-
-
3
22
23
4,77
271
1,5
7
7
30
5
245
190
0,8
23
10
0
15
-
-
3
22
16
22
24
4,83
302
0,8
24
15
-
-
3
24
24
4,89
304
1,0
25
18
-
-
3
26
25
5,17
309
1,7
6
18
25
5
384
194
0,8
0,9
22
16
0
15
—
—
6
22
14
20
—
5,00
301
23
15
-
-
6
24
-
5,06
307
1,1
25
18
-
-
6
26
-
5,41
313
396
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 10
Высота фермы Н = 420 см
Строит, подъем /= 12 »
Радиус кривизны .... R — 1 995 »
Таблица в5
L = 24,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
' Сталь 3 1
а
Ь
А
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
18
68
0,1
15
5
47
10
7
3,5
5
5
12
16
15
2,32
96
96
0,15
0,2
15
ю
7
3,5
5
Б
15
2,32
15
10
1
3,5
5
5
15
2,32
96
1
0,5
7
-
20
4
18
90
0,2
15
6
58
13
8
3,5
6
7
12
16
16
2,48
ПО
0,25
15
13
8
8,
6
7
16
2,48
по'
0,3
15
13
8
3,5
6
71
16
2,48
ПО
0,6
7
-
25
5
119
63
0,2
15
7
70
10
7
3,5
7,5
8
14
18
17
2,53
135
0,3
15
10
7
3,5
7,5
8
17
2,53
135~
0,4
15
13
8
3,5
7,5
9
17
2,69
135
0,7
7
-
25
5
141
74
0,2
17
8
82
13
8
3,5
8
9
14
20
20
8,77
152
0,3
17
13
8
3,5
8
9
20
2,77
152
0,4
17
13
8
3,5
8
9 1
20
2,77
152
0,8
7
-
30
5
118
71
0,3
19
9
94
15
8
3,5
9,5
11
16
22
,23
3,19
179
0,4
19
15
8
3,5
9,5
11
23
3,19
179
0,5
21
15
8
3,5
9,5
11
23
3,27
181
0,9
7
-
30
5
132
79
0,3
21
10
105
15
8
3,5
11
12
16
22
23
3,27
194
0,4
21
15
8
3,5
11
12
23
3,27
194
0,5
21
15
8
3,5
11
12
23
3,27
194
1,0
7
7
20
4
54
164
0,4
16
8
0
13
-
-
3
14
14
20
17
3,92
223
0,5
16
13
-
-
3
14
17
3,92
223
0,6
16
13
-
-
3
14
17
3,92
223
1.1
7
7
25
5
190
132
0,5
17
9
0
12
-
-
3
14
14
20
19
4,21
245
0,6
17
12
-
-
3
14
19
4,21
245
0,7
17
12
-
-
3
16
19
4,21
247
1,2
7
7
25
5
208
145
0,6
18
9
0
12
-
-
3
16
16
20
20
4,27
256
0,7
18
12
-
-
3
16
20
4,27
256
0,8
19
13
-
-
3
18
20
4,39
262
1,3
7
7
25
5
226
157
0,7
20
10
0
13
-
-
3
16
16
22
22
4,45
283
. 0,8
20
13
-
-
3
18
22
4,45
285
0,9
21
13
-
-
3
20
22
4,51
291
1,5
1
7
7
30
5
188
147
0,8
22
12
0
13
-
-
4
20
1
16
24
25
5,00
321
0,9
22
13
-
-
4
20
25
5,00
321
1,0
23
15
-
-
4
22
25
5,24
326
1,7
6
18
25
5
296
147
0,8
21
17
0
13
—
—
6
20 1
»
22
—
5,16
317
0,9
21
13
-
-
6
20 1
-
5,16
317
1,1
22
15
-
-
6
24 1
-
5,40
321
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
397
Число панелен Л? „
Высота фермы Н - «8 с.м
гітпит подъем т — *
ради/с кривизны .... Е = 2073 »
Таблица 66
L =25,5 м
Верхний пояс
ed
X
со
!»
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
ή
и
а
Нашивки
Гвозди
Нагрузка
а
Ь
/1
п
Число ГВ с
дей
«
а
η
о
и
<и
Н
О
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
і
н
Врубки
Дерево
Сталь 3
20
4
20
од
15
5
10
7
8,5
5,5
6
12
16
15
2,42
100
0,4
7
-
73
0,15
15
48
10
7
3,5
5,5
6
15
2,42
100
0,2
15
10
7
3,5
5,5
6
15
2,42
100
20
4
20
100
0,2
15
6
61
13
8
3,5
6,5
7
12
18
16
2,58
118
0,5
7
-
0,25
15
13
8
3,5
6,5
7
16
2,58
118
0,3
15
13
8
3,5
6,5
7
16
2,58
118
25
5
131
70
0,2
15
7
12
8
3,5
8
8
14
18
18
2,72
140
0,6
7
-
0,3
15
73
12
8
3,5
8
8
18
2,72
140
0,4
15
13
8
3,5
8
10
18
2,80
142
30
5
114
68
0,2
17
9
86
13
8
3,5
9
10
14
20
21
3,37
162
0,7
7
-
о,з
17
13
8
3,5
9
10
21
3,17
162
0,4
17
13
8
3,5
9
10
21
3,17
162
25
5
162
124
0,3
16
11
о
14
-
-
3
12
12
18
18
3,80
181
0,8
6
6
0,4
16
14
-
-
3
12
18
3,80
181
0,5
17
14
-
-
3
12
19
3,86
184
20
4
30
210
0,3
15
7
12
-
-
3
12
14
18
17
3,92
219
0,9
7
7
0,4
15
0
12
-
-
3
12
17
3,92
219
0,5
15
12
-
-
3
12
17
3,92
219
25
5
190
133
0,4
16
8
о
12
-
-
3
14
14
20
17
4,29
223
1,0
7
7
0,5
16
12
-
8
14
17
4,29
223
0,6
16
12
-
-
3
14
17
4,29
223
25
5
210
146
0,5
17
9
0
12
-
-
3
14
14
20
19
4,39
255
1,1
7
7
0,6
17
12
-
-
3
14
19
4,39
255
0,7
17
12
-
"1
3
16
19
4,39
257
25
5
226
158
0,6
19
10
0
13
-
—
4
16
16
22
21
4,58
286
1,2
7
7
0,7
19
13
-
-
4
16
21
4,58
286
0,8
20
13
-
-
4
18
21
4,64
288
30
5
178
140
0,7
2L
10
0
13
-
-
4
18
16
22
23
5,13
295
1,3
7
• 7
0,8
21
13
-
-
4
18
23
5,13
295
0,9
22
13
-
-
4
20
24
5,20
297
30
5
207
162
0,8
23
12
0
13
-
-
4
20
18
25
5,27
341
1,5
7
7
0,9
23
13
-
-
4
20
24
25
5,27
341
1,0
24
15
-
-
4
22
26
5,52
343
25
5
321
159
0,8
23
18
о
15
—
—
6
22
16
—
5,70
337
1,7
6
18
0,9
23
15
-
-
6
22
22
-
5,70
337
1,1
24
15
-
-
6
24
-
5,77
339
398
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Число панелей 12
Высота фермы Н = 455 ем
Строит, подъем /= 13 »
Радиус кривизны .... R = 2 158 »
Таблица 67
L = 26,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
I Сталь 3
а
Ъ
п
Ширина
Толщина I
В решет¬
ке
В уэлах
0,4
7
-
20
4
22
80
0,1
15
5
51
10
7
* 3,5
6
6
12
16
15
2,52
110
0,15
15
10
7
3,5
6
6
15
2,52
ПО
'0,2
15
10
7
3,5
6
6
15
2,52
ПО
0,5
7
-
25
5
119
64
0,2
15
6
63
12
8
3,5
7,5
7
12
18
17
2,85
133
0,25
15
12
8
3,5
7,5
7
17
2,85
133
0,3
15
12
8
3,5
7,5
7
17
2,85
133
0,6
7
-
25
5
144
76
0,2
16
8
76
13
8
3,5
9
8
14
20
18
2,99
161
0,3
16
13
8
3,5
9
8
18
2,96
161
163
0,4
16
13
8
3,5
9
10
18
2,96
0,7
7
-
30
5
124
75
0,2
18
9
88
13
8
3,5
10
10
14
20
22
3,35
182
0,3
18
13
8
3,5
10
10
22
3,35
182
0,4
18
13
8
3,5
10
10
22
3,35
182
0,8
7
7
20
4
33
190
0,3
15
7
0
12
-
-
3
12
14
18
16
4,09
224
0,4
15
12
-
-
3
12
16
4,09
224
0,5
15
12
- -
-
3
12
16
4,09
224
0,9
7
7
25
5
183
127
0,3
15
8
0
12
-
-
3
12
14
18
18
4,39
234
0,4
15
12
-
-
3
12
18
4,39
234
0,5
15
12
-
-
3
12
18
4,39
234
1,0
7
7
25
5
204
142
0,4
17
8
0
12
-
3
14
14
20
19
4,53
257
0,5
17
12
-
-
3
14
19
4,53
257
0,6
17
12
-
-
3
14
19
4,53
257
7
7
25
5
225
155
0,5
18
9
0
13
-
-
4
16
14
20
20
4,72
280
0,6
18
13
-
-
4
16
20
4,72
280
0,7
18
13
-
-
4
16
20
4,72
280
1,2
7
7
1
QO Л 7R
0,6
20
10
0
13
-
-
4
16
16
22
22
5,29
294
5
139
0,7
0,8
20
13
-
-
4
16
22
5,29
294
21
13
-
-
4
20
23
5,36
302
1,3
7
7
I
30
5
192
151
0,7
21
11
0
13
-
-
4
18
16
22
24
5,36
327
0,8
21
13
-
-
4
20
24
5,36
329
0,9
22
15
-
-
4
22
24
5,62
331
1,5
7
7
30
5
222
173
0,8
24
24
13
0
14
-
-
4
20
18
24
-
5,92
371
0,9
15
-
-
4
22
-
5,92
374
1,0
25
15
-
-
4
24
-
6,09
379
1,7
6 '
18
25
5
352
173
0,8
24
19
0
15
—
—
6
24
16
22
—
6,02
379
0,9
24
15
-
-
6
24
-
6,02
379
1,1
25
18
-
-
6
26
-
6,39
381
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
399
Число панелей · · · ·
Высота фермы · · · *
Строит, подъем . - ·
радиус кривизны . .
12
Η = 472 см
f= 14 »
R = 2 233 »
L = 27,5 μ
Таблица 68
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число гвоз¬
дей
Высота
И
X
г
о
Ширина
Нашивки
Гвозди
1
н
Врубки
Дерево
Сталь 3
а
Ъ
/L
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
22
91
0,1
15
5
52
10
7
3,5
6,5
6
12
16
16
2,61
116
0,15
15
10
7
3,5
6,5
6
16
2,61
116
0,2
15
10
7
3,5
6,5
6
16
2,61
116
0,5
7
-
25
5
133
71
0,2
15
7
66
12
8
3,5
8
8
8
12
18
17
2,98
146
0,25
15
12
8
3,5
8
17
2,98
146
146
0,3
15
12
8
3,5
8
8
17
2,98
0,6
7
-
30
5
118
72
0,2 1 16
8
79
12
8
3,5
9,5
9
14
20
19
3,31
170
0,3
16
12
8
9
3,5
9,5
9
19
3,31
170
0,4
16
12
3,5
9,5
10
19
3,31
171
0,7
6
6
25
5
166
128
0,2
15
10
0
13
-
-
3
10
12
18
17
3,98
189
189
0,3
15
13
-
-
3
10
17
3,98
0,4
15
13
-
-
3
10
17
3,98
189
0,8
7
7
20
4
33
215
0,3
15
7
0
12
-
-
3
12
14
18
16
4,24
233
0,4
15
12
-
-
3
12
16
4,24
233
0,5
16
12
-
• -
3
12
16
4,31
233
0,9
7
7
25
5
199
139
0,3
16
8
о
12
-
-
3
14
14
20
18
4,63
251
0,4
16
12
-
-
3
14
18
4,63
251
0,5
16
12
-
-
3
14
18
4,63
251
1,0
7
7
25
5
222
155
0.4
17
9
0
12
-
-
4
14
14
20
20
4,73
277
0,5
17
12
-
4
14
20
4,73
277
0,6
17
12
-
-
4
16
20
4,73
279
1,1
7
7
25
5
243
170
0,5
0,6
19
10
0
13
-
-
4
16
16
22
21
4,99
309
19
13
-
-
4
16
21
4,99
309
0,7
19
13
-
-
4
18
21
4,99
311
1,2
7
7
30
5
193
151
0,6
20
10
0
13
-
-
4
18
16
22
23
5,48
5,60
316
0,7
20
13
-
-
4
18
23
316
0,8
21
13
-
-
4
20
23
5,60
321
1,3
7
7
30
5
209
164
0,7
22
11
0
13
-
-
4
18
16
24
24
5,62
344
0,8
22
13
-
-
4
20
24
5,62
346
0,9
23
15
-
-
4
22
25
5,90
352
1,5
6
18
25
5
334
165
0,8
22
17
0
15
—
-
6
20
16
22
-
6,08
350
0,9
22
15
-
-
6
6
22
-
6,08
352
358
1,0
23
15
-
-
24
-
6,16
1,7
6
18
30
5
276
144
0,8
24
19
0
15
—
—
6
24
16
22
—
6,83
379
379
0,9
1Д
24
15
-
-
6
0
24
-
6,83
20
18
-
-
26
-
7,20
385
400
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 1 ’
Высота фермы Н = 489 см
Строит, подъем /= 14 »
Радиус кривизны .... R = 2 322 »
Таблица вд
L = 28,5 jh
Верхний пояс
сО
К
со
Р*
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Нагрузка
Размеры
со
Оі
и
а
Нашивки
Гвозди
~
а
Ь
h
п
Число гво
дей
«
сО
m
о
Рн
<D
н
о
Высота
Стыки
Ширина
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах;
Тяжи
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
20
22
0,1
15
6
12
8
3,5
7,5
6
12
16
2,84
126
0,4
7
-
0,15
15
55
12
8
3,5
7,5
6
16
2,84
126
4
103
16
0,2
15
12
8
3,5
7,5
6
16
2,84
126
25
143
0,2
15
7
12
8
3,5
9
8
14
18
3,08
156
0,5
7
0,25
15
12
8
3.5
9
8
18
3,08
156
5
77
68
18
1
0,3
15
12
8
3,5
9
8
18
3,08
156
30
128
0,2
17
8
13
8
3,5
! ю
9
14
20
3,49
177
0,6
7
0,8
17
13
8
3,5
1 10
9
20
3,49
177
5
77
82
20
0,4
17
13
8
3,5
! 10
10
20
3,49
179
20
33
0,2
15
g
12
-
-
3
10
12
16
4,35
214
0,7
7
7
0,3
15
12
3
10
16
4,35
214
4
199
о
18
0,4
15
12
-
-
3
10
16
4,35
214
25
190
0,3
15
7
12
-
-
3
12
14
17
4,60
233
0,8
7
7
0,4
15
12
3
12
17
4,60
233
5
134
о
18
0,5
16
12
-
“
3
14
17
4,67
235
0,3
16
12
_
4
14
19
4,68
262
'іЪ
215
8
14
0,9
7
7
5
0,4
16
12
-
-
4
14
19
4,68
262
150
0
20
0,5
16
12
-
-
4
14
19
4,68 1
! 262
25
238
0,4
18
д
13
-
-
4
16
14
20
5,07
284
1,0
7
7
0,5
18
13
4
16
20
5,07
284
5
166
0
20
1 0,6
18
13
-
-
4
16
20
5,07
284
1,1
7
7
30
5
191
141
0,5
19
19
10
0
13
-
-
4
16
16
22
22
5,60
310
310
0,6
13
-
-
4
16
22
5,60
0,7
19
13
-
-
4
18
22
5,60
312
1,2
7
7
30
5
208
163
0,6
21
11
0
14
-
-
5
18
16
22
23
5,85
339
0,7
21
14
-
-
5
18
23
5,85
339
0,8
22
14
-
-
5
20
23
5,92
341
1,3
6
18
25
5
314
155
0,7
20
15
0
14
-
-
6
20
14
20
1
-
6,07
315
0,8
20
14
15
-
-
6
20
-
6,07
315
0,9
21
-
-
6
22
—
6,22
327
1,5
6
18
25
5
360
178
0,8
23
18
0
15
—
-
6
22
16
22
—
6,38
372
372
0,9
23
15
-
-
6
22
-
6,38
1,0
24
15
-
-
6
24
-
6,46
374
1,7
6
18
30
5
296
154
0,8
25
20
0
16
—
—
6
24
16
24
7.23
408
408
413
0,9
25
16
-
-
6
24
28
-
7,23
1,1
26
18
-
-
6
-
7,52
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
401
Число панелей
высота фермы
Строит, подъем
Радиус кривизны · · · ·
14
Η = 507 CM
f = 15 »
К = 2 398 »
L= 29,5 м
7аблицач 70
Верхний пояс
5
со
>*
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
УЗЛЫ
Расход
материа¬
лов
Размеры
Нашивки
ГВ08ДИ
Нагрузка
К
са
а
b
А
п
Число
гвоздей
сО
а
о
І_
G)
И
о
Высота
Стыки
Шириш
Ширин;
Я
В
Ч
о
С—
<D
я
δ
о.
„ <о
со as
св
Ч
со
Р*
СО
g
к
н
Врубки
о
а
о
а,
0)
Ч
Сталь 3
20
20
0,1
15
6
10
7
3,5
6
5
12
15
2,90
119
0,4
7
-
0,15
15
10
7
3,5
6
5
15
2,90
119
4
69
55
16
0,2
15
10
7
3,5
6
5
15
2,90
119
25
106
0,2
15 ’
7
12
8
3,5
7
7
14
17
3,30
148
0,5
7
-
0,25
15
68
12
8
3,5
7
7
17
3,30
148
5
56
18
0,3
15
12
8
3,5
7
7
17
3,30
148
25
127
0,2
16
8
12
8
3,5
8
8
14
18
3,44
168
0,6
7
_
0,3
16
12
8
3,5
8
8
18
3,44
168
5
67
82
20
0,4
17
12
8
3,5
8
8
18
3,49
170
30
110
0,2
17
10
13
8
3,5
9,5
9
16
20
3,79
203
0,7
7
—
5
66
0,3
17
95
13
8
3,5
9,5
9
22
20
3,79
203
0,4
18
13
8
3,5
9,5
«
21
3,85
203
0,3
15
12
_
3
10
16
4,71
230
20
30
7
14
0,8
7
7
0,4
15
12
3
10
16
4,71
230
4
160
о
18
0,5
15
12
—
—
3
12
16
+,71
232
25
162
0,3
15
8
12
-
-
3
12
14
18
5,04
253
0,9
7
7
0,4
15
12
3
12
18
5,04
253
5
115
0
20
0,5
16
12
-
-
3
12
19
5,12
253
25
180
0,4
17
9
12
-
-
3
12
14
20
5,23
277
1,0
7
7
0,5
17
12
в
12
20
5,23
277
5
127
0
20
0,6
18
12
-
-
3
N
21
5,31
279
25
198
0,5
19
10
12
-
-
3
14
16
21
5,35
309
1,1
7
7
0,6
19
12
3
14
21
5,35
309
5
139
о
22
0,7
19
12
-
-
3
16
21
5,35
311
30
158
0,6
20
11
13
-
-
4
16
16
24
6,05
330
1,2
7
7
0,7
20
13
4
16
24
6,05
330
5
125
о
22
0,8
21
13
-
-
4
18
24
335
30
172
0,7
21
12
13
-
-
4
16
18
25
6,12
360
1,3
7
7
0,8
22
13
4
18
25
6,20
362
5
137
о
24
0,9
23
13
-
-
4
20
25
. 6,ί7
368
25
272
0,8
22
18
14
—
—
6
18
16 1
—
6,6J
355
1,5
6
18
0,9
22
14
_
6
18
6,60
Ь55
5
133
о
22 1
—
1,0
23
14
-
-
6
20
-
6,68
361
1,7
30
225
0,3
24
20
15
_
__
6
20
16
—
7,51
309
6
18
0,9
24
15
_
6
20
7,51
309
5
115
о
24
1,1
25
15
—
-
6
22
1
—
7,59
395
Деревянные конструкции 261
402
В А. ЗАМ А РАЕ В
Число панелей 14
Высота фермы Н = 523 см
Строит, подъем f = 15 »
Радиус кривизны R = 2 484 »
Таблица 7J
= 30,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
с$
К
со
%
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Р-/
с0
и
W
с0
П
О
(-Н
<и
н
о
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
н
£
W
н
Врубки
Дерево
ео
Л
%
ь
О
а
Ъ
А
п
Число
гвоздей
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
20
77
0,1
15
6
57
12
8
3,5
6
5
12
16
16
3,16
123
0,15
15
12
8
3,5
6
5
16
3,16
123~
0,2
15
12
8
3,5
6
5
16
3,16
123
0,5
7
-
25
5
115
62
0,2
15
7
71
12
8
3,5
7,5
7
14
18
17
3,42
155
0,25
15
12
8
3,5
7,5
7
17
3,42
155
0,3
15
12
8
3,5
7,5
7
17
3,42
155
0,6
7
-
30
5
103
63
0,2
16
8
85
12
8
3,5
9
8
14
20
20
3,79
177
0,3
16
12
8
3,5
9
8
20
3,79
177
0,4
17
13
8
3,5
9
9
21
3,89
180
0,7
7
30
5
120
72
0,2
18
10
99
13
8
3,5
10
9
16
22
22
3,97
210
0,3
18
13
8
3,5
10
9
22
3,97
210
0,4
19
13
8
3,5
10
9
23
3,99
213
0,8
7
7
20
4
30
182
0,3
15
8
0
12
-
-
3
10
14
18
17
4,88
245
0,4
15
12
-
-
3
10
17
4,88
245
0,5
15
12
-
-
3
12
17
' 4,88
248
0,9
7
7
25
5
174
122
0,3
16
8
0
12
-
-
3
12
14
20
19
5,30
261
0,4
16
12
-
-
3
12
19
5,30
261
0,5
16
12
-
-
3
12
19
5,30
261
1,0
7
7
25
5
193
136
0,4
17
9
0
12
-
-
3
14
16
22
20
5,41
298
0,5
17
12
-
-
3
14
20
5,41
298
0,6
18
12
-
-
3
14
20
5,49
298
1,1
7
7
25
5
213
151
0,5
19
10
0
14
-
-
4
14
16
22
22
5,79
321
0,6
20
14
-
-
4
14
22
5,87
321
0,7
20
14
-
4
16
22
5,87
323
1,2
7
7
30
5
170
135
0,6
21
11
0
14
—
-
4
16
16
24
24
6,47 1
318
0,7
21
14
-
-
4
16
24
6,47
348
0,8
22
14
-
-
4
18
24
6,54
350
1,8
7
7
30
5
184
146
0,7
22
12
0
14
-
-
4
18
18
24
25
6,54
371
0,8
23
24
14
-
-
4
18
25
26
6,62
375
0,9
14
-
-
4
20
6,70
377
1,5
6
18
25
5
293
142
0,8
23
23
18
0
15
-
-
6
18
16
22
-
7,03
368
0,9
15
-
-
6
20
-
7,03
371
1,0
24
15
-
-
6
20
-
7,12
371
6
18
30
5
242
123
0,8
25
21
0
15
—
-
6
22
16
24
—
7,85
428
“
0,9
25
15
-
-
6
22
-
7,85
428
~1зо~
1Д
26
15
-
—
6
24
—
7,93
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
403
Число панелей .
Висота фермы. .
Строит, подъем .
радиус кривизны
14
Η =* 541 слі
/ = 16 »
R= *565 »
L = 31,5 м
Таблица 72
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
Дерево
1 Сталь 3
α
Ь
η
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
22
83
0,1
15
6
58
12
8
3,5
6,5
6
■ 12
16
16
3,27
129
0,15
15
12
8
3,5
6,5
6
16
3,27
129
0,2
15
12
8
3,5
6,5
6
16
3,27
129
0,5
7
-
25
5
125
67
0,2
15
7
74
12
8
3,5
8
7
14
18
17
3,53
161
0,25
15
12
8
3,5
8
7
17
3,53
161
0,3
15
12
8
3,5
8
7
17
3,53
161
0,6
7
-
30
5
111
67
0,2
16
9
87
12
8
3,5
9,5
8
14
20
20
3,94
188
0,3
16
12
8
3,5
9,5
8
20
3,94
188
0,4
18
13
8
3,5
10
9
22
4,10
193
0,7
7
-
30
5
130
78
0,2
18
10
102
13
8
3,5
10,5
10
16
22
22
4,10
219
0,3
18
13
8
3,5
10,5
10
22
4,10
219
0,4
19
13
8
3,5
10,5
10
23
4,13
222
0,8
7
7
20
4
33
124
0,3
15
8
0
12
-
-
3
12
14
20
18
5,04
229
0,4
J5
12
-
-
3
12
18
~ 18
5,04
5,12
229
0,5
16
12
-
-
3
12
229
0,9
7
7
25
5
184
131
0,3
16
9
0
12
-
-
3
12
14
20
19
5,51
276
0,4
16
12
-
-
3
12
19
5,51
276
0,5
17
12
-
-
3
12
19
5,59
279
1,0
7
7
25
5
207
146
0,4
18
10
0
13
-
-
4
14
16
22
21
5,81
315
0,5
18
ГГ"
13
-
-
4
14
21
5,81
315
0,6
13
-
-
4
14 і
21
5,86
319
М
7
7
30
5
166
133
0,5
19
11
0
13
-
-
4
16
16
22
23
6,39
335
0,6
20
13
-
-
4
16
23
6,42
355
0,7
20
13
-
-
4
16
23
6,47
355
1,2
7
7
30
5
182
144
0,6
21
12
0
13
-
-
4
16
16
24
25
6,56
362
362~
0,7
22
13
-
-
4
16
25
6,64
0,8
23
13
-
-
4
18
25
6,72
368
1,3
7
7
30
5
196
156
0,7 1 23
12
0
14
-
-
4
16
18
24
26
6,85
381
0,8
24
14
-
-
4
18
26
6,93
384
0,9
25
4
-
-
4
20
26
7,01
390
1,5
6
18
25
5
313
152
0,8
23
19
15
-
—
6
20
16
22
— 1 7,26
385
0,9
24
0
15
-
-
6
20
-
7,35
385
1,0
25
15
-
-
6
22
— 1 7,44
391
1,7
6
18
80
5
258
133 -
0,8
25
22
0 .
16
—
—
6
22
18
24 -
—
8,25
433
0,9
25
16
—
-
6
22
-
8,25
433
1,1
26
16
-
-
61
24
1
-
8,34
435
404
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей
Высота фермы Н — 557 ем
Отроит, подъем / = 16 »
Радиус кривизны R = 2 648 »
Таблица 73
L = 32,5 м
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материа¬
лов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
1
Дерево
Сталь 3
а
&
А
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
20
4
22
92
0,1
15
6
60
12
8
3,5
7,6
6
12
18
16
3,38
137
ІЗТ"
0,15
15
12
8
3,5
7,5
6
16
3,38
0,2
15
12
8
3,5
7,5
6
16
3,38
137
0,5
7
-
25
5
134
73
0,2
15
8
75
12
8
3,5
8,5
7
14
18
18
3,65
167
0,25
15
12
8
3,5
8,5
7
18
3,65
167
0,3
15
12
8
3,5
8,5
7
18
3,65
167
0,6
7
-
30
5
120
74
0,2
17
9
90
13
8
3,5
10,5
9
14
20
21
4,18
200
0,3
17
13
8
3,5
10,5
9
21
4,18
200
0,4
18
13
8
3,5
10,5
9
22
4,24
200
0,7
7
7
20
4
33
177
0,2
15
7
0
12
-
-
3
10
14
18
16
5,19
239
0,3
15
12
-
-
3
3
10
16
5,19
239
0,4
15
12
-
-
10
16
5,19
239
0,8
7
7
25
5
174
124
0,3
15
8
0
12
-
-
3
12
14
20
18
5,56
260
0,4
15
12
-
-
3
12
18
5,56
260
0,5
16
12
-
-
3
12
18
5,64
260
0,9
7
7
25
5
193
141
0,3
17
9
0
12
-
-
4
12
14
20
19
5,76
290
0,4
17
12
-
-
4
12
19
5,76
290
0,5
17
12
-
-
4
12
19
5,76
290
1,0
1
7
7
25
5
221
156
0.4
18
10
0
13
-
-
4
14
16
22
21
5,98
384
0,5
18
13
-
-
4
14
21
5,98
324
0,6
19
13
-
-
4
14
21
6,03
327
1,1
7
7
30
5
177
140
0,5
0,6
20
20
11
0
14
-
—
4
16
16
22
г
24
6,80
342
14
-
4
16
24
6,80
342
0,7
21
14
-
-
4
16
24
6,88
347
1,2
7·
7
30
5
193
153
0,6
22
12
0
14
-
-
4
16
18
24
25
6,96
375
0,7
22
14
-
-
4
16
25
6,96
375
0,8
23
14
-
-
4
18
25
7,05
381
1,3
6
18
25
5
288
139
0,7
21
17
0
15
-
-
6
18
16
22
-
7,31
356
0,8
22
15
-
-
6
18
-
7,41
7,49
356
0,9
23
15
-
-
6
20
-
362
1,5
6
18
30
5
243
*24
0,3
0,9
23
20
0
15
-
—
6
20
16
24
-
8,18
401
24
15
-
-
6
20
22
-
8,27
401
1,0
9
25
15
-
-
6
-
8,36
408
1,7
7
21
25
5
359
197
0,8
24
13
0
15
-
—
6
24
18
24
-
8,93
4G8
0,9
24
15
-
-
6
24
-
8,93
468
1,1
26
18
--
-
6
26
-
9,61
475
СЕГМЕНТНЫЕ ФЕРМЫ
405
Число панелей 14
Высота фермы Н = 575 см
Строит, подъем f — 17 »
Радиус кривизны · . . . . R = 2 725 »
Таблица 74
L = 33,5 лс
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Стыки
Ширина
Нашивки
Гвозди
Тяжи
Врубки
а
Ъ
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
25
5
115
62
0,1
15
6
62
12
8
3,5
7,5
6
12
18
17
0,15
15
15
12
8
3,5
7,5
6
17
0,2
12
8
3,5
7,5
6
17
0,5
7
-
80
5
108
65
р,а
16
8
78
13
8
3,5
10
7
14
20
20
0,25
16
13
8
3,5
10
7
20
0,3
16
13
8
3,5
10
7
20
0,6
7
-
30
5
129
79
0,2
17
9
93
13
8
5
12,5
9
14
20
21
0,3
17
13
8
5
12,5
9
21
0,4
19
13
8
5
12,6
10
22
0,7
7
7
20
4
33
194
0,2
15
7
0
12
-
-
3
10
14
18
16
0,3
15
12
-
-
3
10
16
0,4
15
12
-
-
3
10
16
0,8
7
7
25
5
189
134
0,3
16
8
0
13
-
-
4
12
14
20
19
0,4
16
13
-
-
4
12
19
0,5
17
13
-
-
4
12
19
0,9
7
7
25
5
213
150
0,3
17
9
0
13
—
—
4
12
16
20
20
0,4
17
13
-
-
4
12
20
0,5
18
13
-
-
4
’ 12
20
Расход
материа¬
лов
i ·
Дерево
Сталь 3
3,73
145
3,73
145
3,73
4,22
4,22
4,22
4,28
4,28
4,30
1,0
7
7
30
5
172
137
0,4
19
10
0
14
—
-
4
14
16
22
23
0,5
19
14
-
-
4
14
23
0,6
20
14
-
-
4
14
23
1,1
7
7
30
5
189
150
0,5
21
21
11
0
14
-
—
5
16
16
24
25
0,6
14
-
-
5
16
25
0,7
22
14
-
-
5 1 18
25
1,2
6
18
25
5
286
138
0,6
21
16
0
15
-
—
6
16
16
20
-
0,7
21
15
-
-
6
16
-
0,8
22
15
-
-
6
18
-
1,3
6
18
25
5
309
150
0,7
22
17
0
15
-
-
6
18
16
22
— '
0,8
23
15
-
-
6
18
-
0,9
• 24
15
-
-
6
20
-
1,5
6
18
30
5
261
132
0,8
24
20
0
16
-
-
6
20
16
24
-
0,9
25
16
-
-
6
22
-
1,0
26
16
-
-
6
24
-
1.7
7
21
30
5
275
157
0,8
24
13
0
18
-
—
6
6
24
18
24
-
0,9
24
18
-
-
24
-
1,1
26
1
18
-
-
6
26
—
5,32
5,32
5,32
5,95
5,95
6,07
6,07
6 16
6,91
6,91
6,99
7,08
7,08
7,16
7,52
7,52
7.62
145
181
181
181
210
210
213
246
246
246
273
273
~276
304
304
304
326
326
326
365
365
365
340
340
340
368
372
375
414
419
421
474
474
481
7,62
7,71
7,81
8,64
8,73
8,84
10.5
10.5
10,7
406
В. А. ЗАМАРАЕВ
Число панелей 14
Высота фермы Н = 692 см
Строит, подъем /= 17 »
Радиус кривизны . .... В « 2 806 »
Таблица 75
L= 34,5 Л4
Нагрузка
Верхний пояс
Снеговая нагрузка
Нижний
пояс
Решетка
Опорные
узлы
Расход
материалов
Размеры
Число
гвоздей
Высота
Н
§
н
О
Ширина
Нашивки
Гвозди
I
к
н
Врубки
Дерево
1
Сталь 3
а
Ь
h
п
Ширина
Толщина
В решет¬
ке
В узлах
0,4
7
-
25
5
124
67
0,1
15
6
64
12
8
3,5
7,5
6
12
17
3,85
150
0,15
15
12
8
3,5
7,5
6
18
17
3,85.
150
0,2
15
12
8
3,5
7,5
6
17 ~
1 3,85
150
0,5
7
-
30
5
116
71
0,2
15
8
80
13
8
3,5
10
8
14
19
4,29
189
0,25
0,3
15
13
8
3,5
10
8
20
19
4,29
189
16
13
8
3,5
10
8
20
4,35
189
0,6
7
7
20
4
36
167
0,2
15
7
0
12
—
-
3
10
12
18
16
5,51
232
0,3
15
12
-
3
10
16
5,51
232
0,4
15
12
-
-
3
10
16
5,51
232
0,7
7
7
25
5
176
124
0,2
15
8
0
12
—
3
10
14
18
18
5,90
253
0,3
15
12
3
10
18
5,90
253
0,4
15
12
i -
-
3
10
18
5,90
253
0,8
7
7
25
5
202
142
0,3
16
16
9
0
13
-
4
12
14
20
19
6,17
239
0,4
13
-
4
12
19
6,17
299
0,5
17
13
-
-
4
12
19
6,26
302
0,9
7
7
25
5
227
161
0,3
18
10
0
13
-
-
4
14
16
22
21
6,35
327
0,4
18
13
-
-
4
14
21
6,35
327
0,5
18
13
-
-
4
14
21
6,35
327
1,0
7
7
30
5
185
147
0,4
20
11
0
14
14
-
-
4
16
16
22
23
7,21
346
0,5
20
-
-
4
16
23
7,21
346
0,6
21
14
-
-
4
16
23
7,30
350
1,1
7
7
1
30
5
203
162
0,5
22
12
0
14
-
-
5
16
16
24
25
7,39
380
0,6
23
14
-
-
5
16
25
7,47
385
0,7
23
14
-
-
5
18
25
7,47
387
1,2
6
18
25
5
304
0,6
21
17
о
16
-
-
6
18
16
22
—
7,89
365
147
0,7
22
16
-
-
6
18
-
7,99
365
0,8
23
16
-
-
6
20
-
8,09
387
1,3
6
18
25
5
330
159
0,7
23
18
0
16
-
-
6
18
16
22
-
8,07
387
0,8
24
16
-
-
6
20
-
8,17
390
0,9
25
16
-
-
6
22
-
8,27
396
1,5
6
18
30
5
278 .
142 -
0,8
25
21
17
-
-
6
22
18
24
-
9,14
438
0,9
26
0
17
-
-
6
22
-
9,24
438
1,0
26
17
-
-
6
24
-
9,24
440
1,7
7
21
30
5
294
0,8
25
14
17
—
-
6
24
18
24
-
10,8
494
162
0,9
25
Q
17
-
-
6
24
-
10,8
494
1,1
26
18
-
-
6
28
-
11,1
499
ТРЕХШАРНИРНЫБ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
407
Иною. Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
XIII. ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
I. Общая характеристика трехшарнирных
арок
1) Отличительные особенности
Трехшарнирные арки из треугольных ферм
могут быть как двускатными, так и односкат¬
ными (фиг. 4) и допускают устройство подвесного
потолка. Распор системы погашается либо затяж¬
кой либо непосредственно опорами, рассчитан¬
ными на воспринятие его. Трехшарнирные арки
описываемой ниже конструкции 1 применяются
с 1929 г. для перекрытий цехов промышленных
сооружений. Испытание их пробными нагруз¬
ками и практика экспло-
атации позволяют реко¬
мендовать эту систему в
тех случаях, когда тре¬
буемое очертание кровли
совпадает с очертанием
ферм.
Преимущества рас¬
сматриваемой конструк¬
ции перед балочными
фермами того же очерта¬
ния определяются в ос-
Фиг. 1. Основные типы новном следующим:
арок а) Однозначность уси¬
лий в элементах решетки
каждой полуарки при временной нагрузке,
что имеет существенное значение при конструи¬
ровании узлов. В балочных фермах полигональ¬
ного очертания в части элементов решетки при
одностороннем загружении возникают, как из¬
вестно, усилия переменного знака.
б) Усилия в элементах решетки невелики,
что облегчает экономичное конструирование
узлов на любых соединениях.
в) Стержни ферм работают преимущественно
на сжатие ва исключением стоек, в которых воз¬
никают незначительные растягивающие усилия.
Отсутствие больших растягивающих усилий по¬
вышает относительную надежность этой конструк¬
ции по сравнению с балочными фермами, так как
пороки древесины и дефекты выполнения меньше
сказываются на прочности сжатых элемен¬
тов.
г) Затяжка работает в основном на растяжение,
местный изгиб возникает только от собственного
веса самой ѳатяжки (как в неразрезной балке
на опорах-подвесках). Дополнительные напря¬
жения, аналогичные тем, которые имеют место
при деформациях балочных ферм (где растянутый
пояс изгибается в результате прогиба узлов),
могут быть исключены путем подтяжки подве¬
сок при эксплоатации арочной фермы.
д) В отличие от ферм балочного типа в средней
части пролета отсутствуют загромождающие про¬
странство под кровлей раскосы и стойки.
Один из недостатков арочных ферм заключается
в том, что они требуют обязательного простран¬
ственного раскрепления нижних сжатых поясов
полуарок. Это раскрепление достигается либо
развязкой каждой пары ферм в узлах между со¬
бой (фиг. 17 и 27) либо устройством специальных
подкосов, раскрепляющих узлы нижнего сжа¬
того пояса относительно прогонов кровли.
2) Расчет
Ниже приведены длины и усилия стержней
ферм с шарниром в середине пролета — в функ¬
ции от высоты, количества панелей и уклона верх¬
него пояса фермы (табл. 1 и 2). ^
Обозначения:
п — число панелей во всей ферме;
m—-порядковый номер стержня (стойки, рас¬
коса, верхнего или нижнего пояса) при отсчете
от середины пролета (по фиг. 2);
а = j — отношение высоты h0 на опоре
к пролету L, уменьшенному на расстояние Δ
между центрами пересечения поясов в каждой
полуарке, т. е. I = L — Δ (фиг. 2);
β = у отношение высоты k точки пересе¬
чения поясов полуарки к пролету Z, уменьшен¬
ному на расстояние Δ между этими точками
(фиг. 2).
Для узловых грузов принимаются следующие
обозначения:
Нагрузка
Верхняя
Нижняя
Суммар¬
ная
Постоянная ....
Ge
Git
G
Временная
Рш
Рн
Р
Полная
Q*
Qh
Q
Таблица 1
Формулы для вычисления длин стержней (в долях длины
панели)
Наименование
стержней
Длина
Верхний пояс
se = he-d = Vi+b (β—a)2*d
0)
Нижний пояс
sH = ft„.d = y l+4/)2.d
(2)
Раскосы . . .
,p = kp-d = Y\+l(am+№-d
(3)
Стойки ....
sc = kc-d = 2 amd
(4)
Разница усилий в панелях:
верхнего пояса:
(12>
нижнего пояса:
Та <?*«· (13)
Приведенные формулы длин и усилий при¬
менимы как для двускатных, так и для односкат¬
ных ферм.
В целях уменьшения усилий в стержнях вы¬
годно задаваться возможно большими высотами
фермы как на опоре, так и в середине пролета.
- Предложенные впервые автором.
408
Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
Таблица, 2
Формулы для определения усилий в стержнях
Наименование стержней
Усилие
Примечание
Верхний пояс
Нижний пояс
[f-ΐ-·-ж)0-*'’]·*·
В полупролете, не загруженном
переменной нагрузкой
[(^-даКтИ·*· 0>
В полупролете, загруженном пе¬
ременной нагрузкой
При нагрузке на всем пролете
Раскосы
~-Q-kp (9)
Стойки
■ Q + Q» (Ю)
Затяжка
о-
£
Углы между стержнями
Таблица 3
Пояс
Узлы
Полуарка I, углы
Полуарка II, углы
а
β
У
а
β
У
2
25*30'
59*45'
41*38'
53*08'
4
35*03'
50*12'
54*12'
40*34'
Верхний ....
6
94*46'
42°32'
42*43'
85*14'
62*30'
32*16'
8
48*22'
36*52'
68*13'
26*33'
10
52*58'
32*16'
•72*18'
22*28'
г
3
11*49'
59°24'
18*26'
53*08'
1
5
21*22'
50*12'
31*00'
40*34'
Нижний .... J
1
7
108*26'
28*51'
42*43'
108*26'
39*18'
32*16'
1
1
9
34*42'
36*52'
45*01'
26*33'
1
[
11
39*17'
32*16'
49*06'
22*28'
Руководствуясь общими соображениями о вы- пролета фермы he = J/e I (фиг. 2). Высота фермы
боре высоты ферм, принимаем высоту в середине на опоре при заданной высоте в середине пролета
Таблица 4
Длина стержней в осях
Наименование
№
Полуар¬
Полуар¬
стержня
ка I
ка II
Верхний пояс. . .
_
1,0035d
l,0035d
Нижний пояс. . .
—
l,0540d
l,0540d
(
2- 3
1,158 d
1,2γ·0Ί
4- 5
l,302d
1,537c!
Раскосы .... <
6- 7
l,474d
1,873d
1
8- 9
l,667d
2.236J
К
10-11
1,873d
2,613d
і
2- 1
0,25 d
0,417d
I
4- 3
0,50d
0,833d
Стойки {
6— 5
0,75 d
l,250d
1
8- 7
l,00d
l,6S7d
*
10- 9
l,25d
2,083d
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
409
определяется минимальным уклоном кровли.
При рулонных кровельных материалах (рубе¬
роид, толь и их производные) вполне достаточен
уклон около 5° или 1 : 12, которому при hc =
'L it ι соответствует высота на опоре h0 = 1/8 I.
Необходимо отметить, что при определенном hjl
независимо от числа панелей соотношение длин
всех стержней между собой и углы между отдель¬
ными стержнями остаются постоянными, что
весьма упрощает составление расчетных таблиц
и содействует максимальной типизации эле¬
ментов.
Ниже приводятся таблицы углов между стерж¬
нями, их длин и усилий при hc = Ѵв I и h0 =
i/s l (наиболее часто встречающихся на прак¬
тике) для двускатных и односкатных ферм
(фиг. 2).
Таблица 5
Усилия в затяжках и величина опорных реакций в долях
узловых грузов
Число
панелей
Опорные, реакции
Распор—усилие
затяжки
Односторонн.
нагрузка
Полная
нагрузка
ra=rb
Одн<>
сторонн.
мягі?узка
Н
Полная
нагрузка
Н
*л
RB
4
1,00
0,50
1,50
1,50
3,00
6
1,75
0,75
2,50
2,25
4,50
8
2,50
1,00
3,50
3,00
6,00
10
3,25
1,25
4,50
3,75
7,50
12
4,00
1,50
5„50
4,50
9,00
Примечание. Усилия в затяжках и величи¬
ны опорных реакций не зависят от очертания верх¬
него пояса фермы.
Таблица 6
Усилия в стойках и раскосах
Стоики
Раскосы
№
стер¬
жней
Полуарки
I и II
№
стер¬
жней
Полуар¬
ка I
Полуар¬
ка II
2-1
4—3
6-5
8-7
Ю-9
Η- Qn
0,500 Q -f- QH
1.000 Q + QH
1,500 Q + QH
2.000 Q + QH
2— 3
4- 5
6- 7
8- 9
10-11
—2,315 Q
—2,603 Q
—2,949 Q
—3,333 Q
-3,745 Q
—1,500 Q
—1,844 Q
—2,248 Q
—2,683 Q
—3,138 Q
Примечание. При нумерации стержней со¬
гласно фиг. 2 усилия в стойках и раскосах от числа
панелей не зависят.
Из табл. 8 видно, что в части стержней ниж¬
него пояса (в ближайших к шарнирному конь¬
ковому узлу) могут возникать усилия перемен¬
ного знака в зависимости от соотношения между
постоянной и временной нагрузками.
В некоторых случаях помимо равномерно рас¬
пределенных нагрузок на фермы передаются от¬
дельные сосредоточенные грузы в виде подве¬
шенных к ним монорельсов, блоков и т. п. Для
определения усилий в стержнях фермы от таких
нагрузок удобнее всего пользоваться линиями
влияния г.
3) Конструирование ферм
Независимо от числа панелей фермы конструи¬
руются совершенно одинаково. Полное подобие
имеет место как в конструкции узлов, так и в
1 Построение линий влияния для трехшарнирных
арок см. том II, стр. 307.
соотношении длин отдельных элементов, обозна¬
ченных одними и теми же номерами *. Поэтому
например десятипанельная ферма превращается
в · восьмипанельную отбрасыванием в каждой
полуарке одной крайней панели.
При подборе сечений следует применять исклю¬
чительно узкие доски шириной 13—16—19 смл
что предохраняет конструкцию от появления
трещин при усушке леса, весьма частых при ши¬
роких досках. Как правило, в одной ферме
должно быть применено не более трех сортаментов
досок или брусьев. Если кроме того ширину до¬
сок назначить одинаковой, то для всей фермы
может быть использован единый шаблон для
разметки гвоздей, болтов, нагелей и т. д.
Трехшарнирные арки допускают рациональ¬
ное устройство нешироких коньковых продоль¬
ных фонарей без изменения расчета и конструк¬
ции самих ферм.
Наиболее рациональная конструкция этих арок
получается при следующих узловых сопряжениях
в порядке предпочтения:
а) на зубчатых кольцевых шпонках;
б) с вкладышами в сочетании с металлическими
тяжами (вкладыши на болтах, гвоздях, наге¬
лях);
в) то же, в сочетании с деревянными стойками;
г) на гладких кольцевых шпонках;
д) на ножничных врубках.
Таким образом в отношении типа узловых со¬
пряжений эта система может считаться универ¬
сальной.
4) Результаты испытаний трехшарнирных арок
До сего времени было проведено всего три
испытания арок рассматриваемой системы.
Анализ результатов этих испытаний позволяет
сделать следующие обобщающие выводы:
1. Арки обладают повышенной жесткостью
по сравнению с балочными полигональными фер¬
мами.
2. Применение трехлобовых врубок не сказы¬
вается отрицательно на жесткости фермы, что го¬
ворит о возможности достаточно плотного вы¬
полнения этих сопряжений.
3. Жесткость и малые деформации в основном
зависят от конструкции опорного узла и его де¬
формации. Даже незначительные деформации
опорного узла вызывают очень большие прогибы
конькового узла.
4. Арка требует кровли повышенной жест¬
кости или иного эквивалентного ей раскрепления
верхнего сжатого пояса, так как обладает меньшей
пространственной жесткостью, чем балочные
фермы.
5. Благодаря повышенной вертикальной жест¬
кости арка может быть рекомендована для по¬
крытий с подвешенными к ним монорельсовыми
путями, электроталями и т. д.
2, Трехшарнирные арки на дубовых или
березовых нагелях
Трехшарнирные арки на дубовых или бере¬
зовых нагелях могут применяться как в ѳдно-
пролетных, так и в многопролетных сооружениях
при различных схемах фонарей для покрытия
производственных помещений, в которых имеют
место выделение газов, паров или другие воздей¬
ствия, вредные для металла.
2 См. фиг. 2.
410
Л. К. ВОЙЦЕХОВСШЙ
{Таблица 7
Усилия в стержнях верхнего пояса
Примечание. Усилия в стержнях верхнего пояса, так же как и усилия в стойках и раскосах одной
из полуарок, получают свои максимальные значения при полной ее вагрузке и совершенно не зависят от способа
и величины вагрузки другой полуарки.
Примечание. В табл. 8 каждому стержню соответствуют три строки: первая дает усилие от постоянной
нагрузки G по всему пролету арки, вторая — усилие от временной нагрузки Р на полуарке, содержащей дан¬
ный стержень, и третья — усилие от временной нагрувки Р на соседней полуарке.
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
411
Таблица 5
разница усилий в смежных панелях поясов
Полуарка
Полуарка
II
Верхний пояс
Нижний пояс
2,007 Q
2,108 Q
1,204 Q
1,265 Q
1) Материалы
Арка требует применения воздуш¬
но-сухой древесины влажностью не
более 18%. Допускается применение
как сосновых, так и еловых досок.
Доски, как правило, і\югут быть не¬
строгаными. Для изготовления ферм
следует назначать древесину марки I,
отбирая лучшую для затяжки и стоек,
а также для опорных брусков и конь¬
ковой доски. Качество материалов
определяется ОСТ 7099. Ввиду того
что трехшарнирные арки конструи¬
руются обычно из досок малой ши- о
рины, разрешается собирать фермы g
из досок несколько повышенной влаж- |
ности (до 23%) при условии приня- н
тия мер против увлажнения фермы £
в процессе сборки; предполагается, |
что процент влажности понизится во §
время сборки и установки и в первый g
период эксплоатации — до полного R
вагружения ферм. Сказанное не рас¬
пространяется на узловые вкладыши,
опорные бруски и нагели, влажность п
которых к началу сборки не должна 8
превосходить 18%. о
Все элементы фермы, которые в
процессе эксплоатации могут подвер- g
гаться увлажнению или вентилиро- §
вание которых затруднено (например о
опорные узлы), а также березовые на- д
гели (легко подвергающиеся загнива¬
нию) обязательно должны быть про¬
питаны антисептиком.
Диаметр нагелей для всей фермы п
может быть назначен один. Болты 8
можно применять двух диаметров. g
в)
2) Пролеты и нагрузки ^
Трехшарнирные арки на нагелях |
могут быть применены для пролетов g
от 10 до 30 м при нагрузках от 600 до g
1 200 кг/пог. м. И
Число панелей может меняться от
4 до 12 и длина панели — от 2 до 3 м.
При пролетах до 20 м наиболее
часто применяется восьмипанельная
схема и при пролетах более 20 м —
десятипанельная. к
CD
О
3) Конструкции узлов и стержней 5
а) П о я с а §
Пояса сечением из двух досок долж- g
ны быть усилены в некоторых пане- g
лях третьей средней доской, а в па- Я
нели, примыкающей к коньку, сплош¬
ными прокладками (фиг. 3 и 4). От¬
дельные ветви поясов скрепляются
между собой прокладками на наге¬
лях. В каждой прокладке обязатель¬
на постановка стяжного болта. На-
1
Услобноо
обозначение
Фи г. 4. Монтажные схемы арки на нагелях
Фиг. 7. Увел нижнего пояса со щеками иа нагелях
ІІЯМ1
Фиг. 10. Крепление педвеекж в неиьновом увле
Фиг. 6 Узел верхнего пояса при стойках ив двух ветвей
Фиг. 8. Узел нижнего по¬
яса при брусчатых стойках
Фиг. 9. крепление подвески в узле 2
верхнего пояса
Фиг. 11. Крепление ноя-
веени в промежуточных
уплат
/
412 Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
413
гели рассчитываются на силу сдвига, возникаю¬
щую в швах' стержня составного сечения при
продольном изгибе. Болт в расчет не вводится.
Прикрепление узловых вкладышей должно быть
рассчитано как на силу сдвига при продольном
изгибе, так и на разность усилий в смежных
панелях поясов.
б) Раскосы
раскосы могут быть выполнены:
а) из двух досок на прокладках;
б) из целого бруска.
Каждому из вариантов присущи свои недостат¬
ки: раскос из целого бруса требует сложной об¬
работки концов (фиг. 5 и 7), раскос же из досок—
установки большего количества нагелей в проклад¬
ках. Во всех случаях, когда число прокладок
и нагелей получается небольшим, следует приме¬
нять дощатые раскосы. Концы раскосов всегда
следует обрезать ортогонально. Против случай¬
ных сдвигов или смещений раскоса в узле конец
его должен быть прикреплен к доскам пояса од¬
ним сквозным нагелем.
в) Стойки
Стойки брусчатого сечения из отборного леса
в узлах ослаблены на 50% врубкой с обеих сто¬
рон бруска (фиг. 5 и 8). В нижних узлах образую¬
щаяся щековая врубка решается ортогонально
к оси стойки, а в верхних — под углом 85°.
Во избежание случайных сдвигов при перемеще¬
ниях или транспортировке конструкции стойка
должна быть прикреплена к поясам фермы од¬
ним сквозным нагелем.
Стойка, ближайшая к опоре, вследствие отно¬
сительно больших растягивающих усилий тре¬
бует несколько более развитых площадок смя¬
тия, что достигается выполнением стойки в верх¬
ней части из двух ветвей (при четырех площадках)
(фиг. 6), а в нижней — из одной ветви, но с уши-
рением щекой, прикрепляемой нагелями (фиг. 7).
г) Затяжка
Сечение затяжки из трех досок переходит на
части длины в сечение из четырех досок. Стыки
досок затяжки целесообразнее всего устраивать
в месте перехода сечения и только в исключитель¬
ных случаях — на коротких накладках или про¬
кладках. Затяжка подвешивается к верхнему
поясу арки на металлических подвесках, рас¬
положенных по длине затяжки через 3—5 м.
Детали прикрепления подвесок к поясам фермы
и к затяжке даны на фиг. 9 — 13. Конструкция
подвесок не должна ослаблять сечения затяжек
и должна предусматривать возможность периоди¬
ческого их подтягивания.
д) Коньковый узел
Коньковый узел (фиг. 14) может быть скон
струирован с помощью специальных коньковых
досок, располагаемых в плоскости поясов и стоек
ферм. Стык верхнего пояса с коньковой доской
осуществляется при этом в упор при тщательной
приторцовке и скрепляется двумя парами бол¬
тов. Доски нижнего пояса прикрепляются на
нагелях, число которых определяется по рас¬
чету.
Ширина коньковых досок назначается на 3,0—
7,0 см больше ширины поясных досок, что позво¬
ляет во всех случаях разместить необходимое
число нагелей.
е) Опорный узел
Опорный узел может быть сконструирован
двояко в зависимости от возможной по условиям
опирания длины хвоста опорного узла.
1. Если длина хвоста не ограничена, то можно
применять опорный узел с вкладышем из дуба, при¬
крепленным к затяжке нагелями, как на фиг. 21.
фиг. 12. Крепление нодвесок к затяжке
2. Если длина хвоста ограничена, то наиболее
целесообразна конструкция опорного узла по
фиг. 15. В этом случае опорный узел конструи¬
руется на щековой врубке с промежуточным упор-
Фиг. із. Крепление подвесок к за¬
тяжке
ным вкладышем из твердого дерева. Эта конструк¬
ция вполне надежна без подбалки. Ортогональ¬
ное решение щековой врубки исключает появле¬
ние отдирающих усилий при скалывании щеки.
Допускаемое напряжение на скалывание в щеке
следует назначать не выше 8—9 кг/см2. Наличие
промежуточного вкладыша, работающего (по
отношению к щеке) поперек волокон, позволяет
предполагать, что соответствующие площадки
скалывания щек'работают равномернее, чем при
отсутствии подобных упругих прокладок. Эта
способность конструкции повышает коэфициент
надежности опорного узла. Для погашения воз¬
никающих при щековых врубках изгибающих
моментов упорные брусья в хвостовой части над¬
лежит связывать между собой болтами.
Для образования площадки смятия для пояса’
и раскоса упорный вкладыш должен иметь ско¬
шенную форму. Площадку смятия следует назна¬
чать перпендикулярно к биссектрисе угла между
поясом и раскосом. В зависимости от числа па-
414
Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
нелей тангенс угла наклона площадки получит
следующие значения:
Число панелей 6 8 10 12
т е 3 4 5 6
Тангенс угла наклона -γ -у- у у у
Величины площадок смятия раскоса и нижнего
пояса должны относиться между собой, как ве¬
личины усилий в этих элементах. В зависимости
от числа панелей соотношения величин площа¬
док смятия между собой получают следующие
значения:
Число панелей 6 8 10 12
2 7 Ϊ
. і Отношение площадок смятия 1 -г 75-9-
d — диаметр болта
Фиг. 15. Опорный узел
Правильное и неизменное положение элемен¬
тов полуарки относительно упорного вклады¬
ша и затяжки обеспечивается одним болтом и
прокладкой поверх затяжки, скрепленной не¬
сколькими нагелями с раскосом и поясом. Опор¬
ный узел с коротким хвостом может быть осуще¬
ствлен, как соответствующий узел балочных тре¬
угольных ферм \
ж) Промежуточные узлы
Все промежуточные узлы осуществляются на
врубках с прикреплением узловых вкладышей
к поясам ферм нагелями. Сопряжение стоек
с поясами под прямым углом требует изготовле¬
ния узловых вкладышей из воздушно-сухого
леса. Конструкция узлов дана на фиг. 5—8.
Особого внимания заслуживает форма узловых
вкладышей нижнего пояса (фиг. 7 и 8). Эти вкла¬
дыши должны быть заготовлены из досок, несколь¬
ко более широких, чем доски поясов.
1 См. «Балочные фермы».
з) Прикрепление прокладок а
узловых вкладышей
Прокладки и узловые вкладыши прикрепля¬
ются к поясным доскам или доскам раскосов
нагелями в количестве, определяемом расчетом
Для стягивания пакета досок в каждой группе
нагелей в зависимости от их количества устана¬
вливается от одного до четырех болтов.· Как пра¬
вило, следует применять двухрядовую продолъ-
ную расстановку нагелей; трехрядовая расста¬
новка может быть допущена в виде исключения
для прикрепления щек в нижнем узле первой
от опоры стойки (фиг. 7), длина которой ограни¬
чена.
Число болтов назначается из расчета трех¬
четырех на длину панели. Болты устанавливаются
в отверстия диаметром на 2—3 мм больше диа¬
метра болтов для возможности их легкой замены во
время эксплоатации фермы. Поэтому включение
болтов в расчет совершенно недопустимо.
4) Пространственная устойчивость фермы
Трехшарнирная арка состоит из двух треуголь¬
ных ферм, соединенных в середине пролета конь¬
ковой доской. Устойчивость каждой фермы обеспе¬
чивается следующими мероприятиями:
а) верхний пояс раскрепляется относительно
прогонов кровли, например так, как показано
на фиг. 16. При выборе того или иного вида рас¬
крепления следует учитывать возможность по-
разрѳз Ы
Фиг. 16. Соединение прогонов с верхним поясом
явления отсасывающих усилий при ветровой
нагрузке. В этом случае прогоны прикрепляются
также на отрыв;
б) нижний пояс раскрепляется поперечными
связями, соединяющими фермы попарно. Связи
следует устанавливать в каждом узле нижнего
пояса. Конструкция связей может быть принята
по фиг. 17. Сечение досок связей распорок и рас¬
косов и диаметры нагелей и болтов следует при¬
нимать те же, что и для фермы.
5) Типовые проекты аров
В качестве вспомогательного материала при
проектировании арок может быть использована
табл. 10 2, объединяющая результаты расчетов
32 арок, охватывающих наиболее часто встречаю¬
щиеся пролеты и нагрузки.
Весовые коэфициенты табл. 10 могут служить
для предварительного определения веса арок
данного типа, а также для экономических срав¬
нений с фермами других систем.
Арки запроектированы при основных допу¬
скаемых напряжениях по ТУ и Н 1931 г. (при
коэфициенте 1) с отступлением от ТУ и Н в части
допускаемых напряжений на скалывание и смя¬
тие, расчета сжатых элементов на продольный
2 Ввиду отступлений от ТУ и Н данные табл. 10 мо*
гут быть использованы лишь как ориентировочные ·
Таблица 10
Элементы арочных ферм на дубовых нагелях
1 Число нагелей |
L
я
Дерево
Дубовые
нагели
Металл
Общий вес
фермы в кг
Весовые
коэфипиенты
пояса и
ные рас
опор-
косы
ватяшка
бруски рас¬
косов
прочие
общая
куба¬
тура
болты с шайб
подвески
прочие
поков¬
ки
вес
в кг
общий
вес
в кг
общий
kce
металла
Ъ-ж
ДУба
hd
сечение
Λί3
сечение
Λί3
сечепие
*3
ЛіЗ
МР
d
М5
d
вес
в кг
d
вес
в кг
d
вес
в кг
8
14,3
400
600
800
1 000
30x100
40 X 100
40x110
40 X 120
0,342
0,461
0,526
0,585
30x100
40x100
40 X 130
40x150
0,146
0,199
0,272
0,319
90x100
120x100
120x110
120x120
0,100
Одзз
0,147
0,163
Опорные прокладки и накладки, опорные вкладыши и коньковые доски—
смотри спецификационные листы
0,133
0,185
0,203
0,263
0,721
0,978
1,148
1,33
16
16
19
19
0,0084
0,0123
0,0172
0,0192
12
12
12
12
2,73
2,26
3.26
3.26
8
8
8
8
7,18
8.37
8,3?
8.37
8
8
8
8
1.77
1.77
1.77
1,80
1.19
1.19
1.19
1.19
12,87
13.59
14.59
14,62
373
503
588
680
4,56
4,10
3,60
3,33
0,158
0,111
0,089
0,071
0,178
0,165
0,155
0,140
17,3
400
600
800
1 000
40x100
40x110
40x130
50x130
0,565
0,624
0,726
0,926
40x100
40x130
40x150
50x150
0,244
0,330
0,368
0,460
120x100
120x110
120x130
150х 130
0,155
0,171
0,206
0,256
0,185
0,208
0,309
0,382
1,149
1,333
1,609
2,024
16
19
19
22
0,0116
0,0166
0,0204
0,0285
12
12
12
16
3.07
3.07
3.07
6,74
8
8
8
10
8.54
8.54
8.54
15,09
8
8
8
8
2.17
2.18
2,20
2,20
1.19
1.19
1.19
1.19
14.97
14.97
15,00
25,22
590
681
819
1 035
4,93
3,80
3,42
3,46
0,125
0,083
0,062
0,084
0,165
0,140
0,127
0,135
19,3
400
600
800
1 000
40x110
40 X 130
50x130
50x140
0,685
0,810
1,021
1,106
40x110
' 40x130
50x150
50x170
0,302
0,358
0,520
0,627
120x110
120x130
150x130
150x140
0,188
0,256
0,277
0,306
0,203
0,275
0,340
0,398
1,378
1,699
2,158
2,437
19
19
22
22
0,0155
0,0186
0,0288
0,0314
12
12
16
16
3.26
3.26
7.28
7.28
8
8
10
10
8.65
8.65
16.03
16.03
8
8
8
8
2.44
2.45
2.46
2.47
1.19
1.19
1.19
1.19
15.55
15.55
26.96
26.97
706
865
1 107
1 247
4,74
3,88
3,71
3,35
0,104
0,069
0,092
0,072
0,159
0,128
0,135
0,120
20,3
400
600
800
1 000
40x120
50x120
50x140
50x150
0,778
0,978
1,143
1,232
40 X120
50x120
50х 160
50x170
0,346
0,437
0,586
0,627
120x120
150х 120
150x140
150x150
0,213
0.270
0,316
0,344
0,239
0,312
0,427
0,381
1,576
1,997
2,472
2,584
19
22
22
22
0,0162
0,0260
0,0297
0,0339
12
16
16
16
3,26
7.74
7.74
7.74
8
10
10
10
8,67
16.03
16.03
16.03
10
10
10
10
2.57
2.57
2,60
2,60
1.19
1.19
1.19
1.19
15,69
27,53
27.56
27.56
803
1 025
1 263
1 323
4,86
4,15
3,83
3,21
0,095
0,111
0,083
0,067
0,155
0,145
0,155
0,155
10
23,3
400
600
800
1 000
40x120
50x130
30x150
50x170
0,850
1,170
1,348
1,545
40x120
50 X150
50x170
50x200
0,407
0,638
0,735
0,911
120x120
150x130
150x150
150х 170
0,260
0,352
0,407
0,460
0,397
0,602
0,779
0,953
1,914
2,762
3,269
3,869
19
22
22
25
0,0218
0,0360
0,0422
0,0532
16
16
16
16
6,52
7,57
8.99
8.99
10
10
10
10
18,13
21,15
21.89
21.89
10
10
10
10
6,54
6,59
6,63
6,71
1.38
1.38
1.38
1.38
32,57
36,69
38,89
38,97
990
1 418
1 673
1 973
4,55
4,35
3,85
3,62
0,149
0,112
0,089
0,071
0,128
0,133
0,118
0,118
24,3
400
600
800
1 000
40x120
50x130
50x160
50x180
0,885
1,215
1,480
1,695
40x120
50x150
60x180
50x210
0,424
0,665
0,807
0,950
120x120
150x130
150x160
150x180
0,272
0,370
0,453
0,510
0,401
0,611
0,866
1,091
1,982
2,861
3,606
4,246
19
22
22
25
0,0222
0,0372
0,0429
0,0548
16
16
16
16
б, 52
7,57
в, 99
8,99
1
10
10
10
10
18,55
21,15
22.34
22.34
10
10
10
10
6,83
6,87
6,95
6,99
1.38
1.38
1.38
1.38
33,28
36,97
39,66
39,70
1 024
1 467
1 843
2 163
4,34
4,12
3,90
3,66
0,141
0,104
0,084
0,067
0,119
0,127
0,115
0,114
26,3
400
600
800
1 000
40x130
50x140
50x170
50x190
1,030
1,400
1,695
1,930
40x130
50x160
50х 190
50x220
0,493
0,775
0,927
1,095
120x130
150x140
150x170
150x190
0,320
0,430
0,520
0,580
0,459
0,702
0,968
1,200
2,302
3,307
4,110
4,805
19
22
22
25
0,0241
0,0407
0,0466
0,0600
16
16
16
19
6,52
6,68
8,10
12,93
10
10
10
12
18,55
21,15
21,89
34,37
10
10
10
10
7,40
7,44
7,52
7,58
1.38
1.38
1.38
1.38
33,85
36,65
38,89
56,26
1 185
1 690
2 094
2 458
4,27
4,07
3,77
3,55
0,122
0,088
0,070
0,081
0,111
0,117
0,107
0,106
29,3
400
600
800
1 000
40x150
50x150
50x180
60x190
1,312
1,755
2,005
2,530
40x150
50x160
50x200
60x220
0,636
0,855
1,076
1,440
120x150
150x150
150x180
180x190
0,396
0,528
0,593
0,750
0,581
0,846
1,097
1,480
2,925
3,984
4,771
6,200
19
22
25
25
0,0268
0,0436
0,0572
0,0744
16
16
19
19
6,52
8,99
12,93
13,52
10
10
12
12
18,55
22,38
35,21
38,31
10
10
10
10
8,27
8,30
8,38
8,4 ί
1.38
1.38
1.38
1.38
34,72
41,05
57,90
61,63
1 497
2 033
2 443
3 162
4,35
3,95
3,55
3,68
0,101
0,079
0,084
0,072
0,105
0,105
0,098
0,105
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ 415
416
Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
изгиб и учета неравномерности работы отдельных
ветвей стержней.
3. Трехшарнирные арки на гвоздях
Трехшарнирные арки на гвоздях также мо¬
гут применяться как в одно про летных, так и
в многопролетных сооружениях. Необходимо от¬
метить, что выступающие выше пояса концы
стоек требуют обязательного устройства кровли
по прогонам, укладка обрешетки непосредственно
б) отказа от применения «невидимых» гвоздей,
т. ѳ. гвоздей, шляпки которых перекрываются
в процессе сборки досками. Выполнение этого
условия допускает последующий контроль забоя
гвоздей.
2) Сортамент материалов
Так же как и в арках на нагелях, ширина
досок может быть принята в 13—16—19 см.
Толщина досок поясов и раскосов, как прави¬
ло, должна быть одинаковой и может меняться
от 3,5 до 1 см. В арках пролетом выше 20 лс,
При расстоянии между рермами
до 4 м
Прогон
га
Раскосы
/Распорки'
При расстоянии между срермами
более 4 м
Прогон
Раскосы
/ Распорки
Детали о пил одни
распорки 8 и бобышки
Фі.г. 17. Свя8и между фермами
Толщина центральных досок*® Си
Толщина боковых досок а
Ширина Ъ
Фиг. 18. Фасад арки на гвоздях
1) Пролеты, нагрузки и схемы аров
Как и в арках на нагелях, перекрываемые
пролеты могут меняться в пределах от 10 до 30м
при нагрузках от 400 до 1 500 кг/м.
Схемы таких арок не отличаются от рассмот¬
ренных (фиг. 1—2).
При назначении сечений элементов необходимо
стремиться к максимальному упрощению эабоя
гвоздей. Это упрощение достигается путем:
а) применения для всей плоскости вабоя гвоз¬
дей единого шаблона для разметки?
где пояса работают интенсивнее, поясные доски
могут быть назначены толще досок раскосов.
Толщину досок стоек следует принимать всюду
равной 8 см из условия двустороннего забоя гвоз¬
дей (фиг. 18 и 19) с целью получения достаточного
заглубления каждого гвоздя в стойку.
Фермы изготовляются из нестроганых досок
марки I.
В швах опорного узла рекомендуется обмазка
досок антисептиками последующего действия.
Шляпки гвоэдей рекомендуется защищать от
ржавчины покраской.
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
4Ϊ9
Круглое железо можно употреблять следующих
диаметров: для подвесок — 10 мм; для стяжных и
стыковых болтов и штырей — от 12 до 18 мм;
для тяжей — от 12 до 22 мм.
Болты и штыри до установки должны покры¬
ваться олифой или другим соответствующим со¬
ставом для защиты от ржавления. Тяжи и подвески
подлежат окраске масляной краской или лаком.
В) Конструкция узлов и стержней
а) Опорные узлы
Опорные узлы, как и в арках на нагелях,
при удлиненной форме хвостов могут быть скон¬
струированы двояко: 1) в виде щековой врубки
с монолитной щекой (фиг. 20) или 2) с упорными
вкладышами, присоединенными болтами (фиг. 21).
Во втором варианте длина хвоста получается
несколько большей, чем в первом.
Конструктивные детали узлов не отличаются
от деталей узлов арок на нагелях.
Общими требованиями, предъявляемыми ко
всем опорным узлам, являются:
а) применение отборного сухого леса;
б) правильная конструкция опирания на стену,
обеспечивающая опорный узел от загнивания;
в) обязательная при легких кровлях зіаанке-
ровка опорного узла к кладке для восприня-
тия отсасывающего действия ветра;
г) весьма тщательное выполнение работ, обес¬
печивающее хорошую приторцовку;
д) недопустимость запилов в узлах с монолит¬
ными щеками.
При расчете опорных узлов допускаемое на¬
пряжение на смятие вдоль волокон может быть
принято равным 100 кг /см2. Расчет варианта с
монолитными щеками следует производить с
учетом перегрузки отдельных плоскостей скалы¬
вания хвостовой части опорного узла.
б) Промежуточные узлы
Все промежуточные узлы следует выполнять
в виде трехбиссектрисных щековых врубок с
присоединением щек гвоздями или болтами.
Исключением является соседний с коньком узел
верхнего пояса, где рекомендуется применять
простой лобовой упор, ортогональный к раскосу.
Щеки присоединяются на болтах в тех случаях,
когда гвоздевое соединение получается слишком
громоздким. Применение во всей ферме досок
одинаковой ширины приводит к упрощению трех-
биссектрисной врубки, получаемой путем совме¬
щения центра узлов с точками пересечения кро¬
мок соответствующих досок.
в) Коньковый узел
Сходящиеся в коньке элементы верхнего пояса
стыкуются простым лобовым упором без проме¬
жуточных вкладышей из металла. Для создания
большей жесткости на изгиб из плоскости арки,
а также для воспринятия поперечной силы в
узле обе половины арки связываются парными
накладками, скрепляемыми с фермой двумя па¬
рами болтов (фиг. 22).
Хотя соотношение между вертикальной и го¬
ризонтальной составляющими усилия в шарнир¬
ном, узле никогда не превышает Ѵз (что соответст¬
вует коэфициенту трения древесины цо древесине),
вследствие чего все поперечные силы, возникаю¬
щие в этом узле при одностороннем загружении,
могут быть полностью восприняты силой трения,
Деревянные конструкции
все же необходимо гарантировать неизменяемость
узла от случайных смещений боковыми наклад¬
ками. Верхний пояс соединяется о нижним
гвоздями, забиваемыми с обеих сторон.
г) Затяжка
В целях уменьшения затраты металла стыки
затяжки следует делать на гвоздях за исключе¬
нием случаев, где из-за невозможности подбора
необходимого сортамента гвоздей удобнее ста¬
вить болты.
Общие требования, предъявляемые к затяжке:
а) соответствующий отбор лесоматериалов, не¬
допустимость косослоя, лапчатых сучков и дру¬
гих дефектов, не допускаемых в элементах, под¬
вергаемых растяжению;
б) недопустимость подвески каких-либо гру¬
зов к затяжке;
в) тщательное выполнение стыков, недопусти¬
мость какого-либо изменения в толщине1 сопря¬
гаемых элементов;
г) расчет стыков затяжки с учетом возможной
перегрузки отдельных ветвей сечения.
Затяжку арки с подвесным потолком во избе¬
жание случайных повреждений при эксплоата-
ции чердака необходимо заключать в специаль¬
ный проветриваемый ящик-короб из досок по
всей длине затяжки.
д) Подвески
Назначение подвесок состоит в том, чтобы при
эксплоатации арки поддерживать затяжку в
строго определенном положении; поэтому про¬
ектом должно быть предусмотрено приспособле¬
ние для подтягивания подвесок.
В арках с подвесным потолком затяжка ук¬
ладывается по прогонам потолка, подвешенным
на тяжах к арке (фиг. 23 и 24); до установки
прогонов затяжку надлежит подвешивать к тя¬
жам с помощью временных прокладок.
В целях экономии металла тяжей рекомен¬
дуется высадка их концов.
е) Стойки
Из конструктивных соображений стойки, как
и все элементы, расположенные в той же плос¬
кости, следует назначать толщиной 8 см, необ¬
ходимой для надлежащего забоя гвоздей. Незна¬
чительные действующие в стойках растягиваю¬
щие усилия не требуют для стоек столь строгого
отбора лесоматериала, как для затяжки. .
Все стойки делаются одиночными за исключени¬
ем первой стойки от опоры, выполняемой, как и
в арках на нагелях, в верхней части из двух
ветвей.
Первая стойка от конькового узла (фиг. 25)
также состоит из двух ветвей, расположенных в
плоскости накладок. Эта стойка не работает и
используется для придания жесткости в плос¬
кости фермы.
ж) Раскосы
Раскос обычно делается из двух ветвей, соеди¬
няемых между собой отдельно стоящими или спло¬
шными прокладками в зависимости от величины
действующих в раскосе усилий. Исключением
является первый раскосотопоры, состоящий из
трех ветвей в соответствии с конструкцией край¬
него верхнего узла; в опорном узле раскос полу¬
чает двухветвевое- сечение.
27
2σ+8
4ІІ8
Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
Плоскость стоек
Дцбодый
Фиг. 20. Опорный узел на щековых врубках
Фиг. 2і. Опорный узел с вкладышашз
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРЕН ИЗ ТРЕУГОЛЬНЫХ ФЕРМ
419
ОдиночныО
Фиг. 23. Крепление металлических подвесок к затяжке
/Ьозди II
Фиг. 24. Крепление деревянных тяжей к затяжке Фиг. 25. Соединение прогонов с верхним поясом
•5—<-£-Ч if ffrm
3x1.5
Плоскость поясов
Гвозди I
^—■«—<—<—■Г Ій~-Й1
, 1-2·5
2x2
Плоскость раскосов
Гвозди II
Фиг. 26. Разметка гвоздей
Ешз шт
LZJ
2X2
Плоскость накладок
Гвозди III
Фиг. 27. Поперечные связи
27*
420
Л. К. ВОЙЦЕХОВСКИЙ
В раскосах обязательна двусторонняя забивка
гвоэдей, дающая больше гарантии против их вы¬
дергивания.
Разметку гвоздей рекомендуется делать «га¬
лочками» (фиг. 26), дающими наиболее компакт¬
ное их размещение. В равной мере это относится
ко всем элементам ферм на гвоздях (фиг. 19—21).
з) Пояса
Верхний пояс имеет двухветвевое сечение,
усиляемое в средней части пролета средней дос¬
кой.
При расчете верхнего пояса надлежит учиты¬
вать неравномерность распределения усилий в
отдельных ветвях, создаваемую переходом от
двухветвевого сечения к трехветвевому.
В остальном справедливы все указания, Сде.
ланные выше по отношению к поясам ферм на
нагелях. а
4) Связи между фермами
В первом от конька узле связи, обеспечивающие
устойчивость верхнего пояса, следует делать по
типу фиг. 16. Во всех остальных узлах связи дол-
жны делаться по типу связей фиг. 27, обеспечи¬
вающих устойчивость как верхнего, так и нижнего
пояса фермы. Эти связи располагаются либо в
каждом узле фермы либо через узел. В зависи¬
мости от этого производится и расчет элементов
нижнего пояса на продольный изгиб из плоскости
фермы.
Прикрепление связей, раскрепляющих контур
нижнего пояса, следует рассчитывать на
Сечения ах Ь досок поясов, раскосов и затяжек арок на гвоздях
Таблица 11
Арка четырехпанельная
Арка шестипанельная
Нагрузка
в кг/м
пролеты в м
пролеты в м
10
11
12
13
14
15
700
35x130
40x130
800
40x160
40x160
35x130
40x130
45x130
50x130
1100
45x160
45x160
40x130
45x130
50x130
40x160
1 300
50x160
50x160
45x130
50x130
40x160
45x160
1 500
60x160
60x160
50x130
45x160
50x160
50х 160
Арка восьмипанельная
Нагрузка
в к гім
Пролеты в м
16
17
18
19
20
700
85x130
35x130
40x130
45x130
50x130
800
40x130
45x130
50x130
40x160
40х 160
1 100
40x160
40x160
40 X 160
45x160
50x160
1300
40x160
45x160
50x160
50x160
45x190
1 500
45x160
50x160
45x190
45x190
50х 190
Нагрузка
в кг/м
Арка десятипанельная
Пролеты в м
21
22
23
24
25
26
700
жхт
60
Ж * 130
Iх-
Ж х 160
Iх160
900
50
Ж Х 160
-ігх16°
И-х1б°
Iх 190
1 100
Iх160
60
Іо х 160
Iх-
60
^*190
Iх190
-гтг х 190
50
1 300
60
х 190
45
X 190
45
-Ігх 190
70
Іо х 190
Iх190
Т7Г х 190
50
Примечание. Верхняя цифра — толщина досок плоскости поясов, нижняя цифра — толщина досок
плоскости раскосов.
Сечения элементов плоскости стоек принимаются толщиной во всех случаях 8 см, а шириной — такой же, как
указано в таблице.
Сечения досок затяжки принимаются равными сечениям досок соответствующих плоскостей верхнего строения
фермы.
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
421
часть от усилия в соответствующей панели-
пояса.
5) Типовые проекты трехшарнирных ферм на
' гвоздях
Типовые проекты трехшарнирных арок на гвоз¬
дях охватывают пролеты от 10 до 26 м при на¬
грузках от 700 до 1 500 кг/м (табл. 11) и могут
быть использованы как вспомогательный материал
при проектировании таких ферм с учетом заме¬
чаний, данных выше по отношению к аркам на
нагелях.
Иною. В. Г, ПИСЧИКОВ
XIV. ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
1. Область применения
Сегментные фермы пролетом более 30 м по ус¬
ловиям экономного и удобного расположения сты¬
ков нижнего пояса при длине досок до 6,5 ж при¬
ходится разбивать не менее как на 14—16 панелей.
При таком большом числе панелей раскосы фермы
(особенно в середине ее пролета) становятся кру¬
товосходящими, что заметно отражается на уве¬
личении удельного веса решетки, а вместе с тем
общего веса фермы.
Переход к трехшарнирной арке из двух сегмент¬
ных ферм позволяет значительно уменьшить
1) высоту сегментов (почти вчетверо), 2) длину
панели и общую длину элементов решетки и 3)
расчетное усилие в раскосах при односторонней
нагрузке (почти в полтора раза).
Наряду с указанными преимуществами арочной
ферме свойственен существенный недостаток:
приходится добавлять третий мощный пояс,
который при односторонней нагрузке работает
на сжатие и требует вследствие этого постановки
специальных связей,предохраняющих его от вы¬
пучивания из плоскости фермы.
В результате экономичность арочной фермы
ощутима только при больших пролетах, для
которых арочная ферма легче сегментной фермы.
Конструктивные преимущества арочной фермы
позволяют считать применение ее вполне умест¬
ным для обычных покрытий со стрелой подъема
пролетом от 30 м и выше. При большей
стрелке арка предпочтительнее фермы и при про¬
летах менее430 м.
В тех случаях, когда распор арки может быть
воспринят непосредственно опорами, т. е. когда
не требуется постановки затяжки, арочное ре¬
шение является оптимальным при любом про¬
лете.
Безусловной областью применения арочных
ферм являются особо подъемистые покрытия
с воспринятым распором, например перекрытия
складов сыпучих тел и т. д.
2. Конструкция узлов и стержней
Промежуточные узлы сегментных полуарок
конструируются аналогично узлам балочных
сегментных ферм λ. Конструкция верхнего и
нижнего поясов арочных ферм также вполне со¬
ответствует конструкции поясов балочных ферм.
Разница заключается только в том, что нижний
пояс арочных ферм при определенном располо¬
жении нагрузки испытывает сжимающие усилия,
Для воспринятия которых он должен быть рас¬
считан на продольный изгиб со свободной длиной,
равной расстоянию между связями.
Значительно отличается от балочных ферм кон¬
струкция опорных и коньковых узлов. При де-
1 См. «Сегментные фермы».
ревянных затяжках в опорных узлах должны
быть соединены три элемента — верхний и ниж¬
ний пояса полуарки и затяжка. Сжатый верхний
пояс и растянутая затяжка обычно сопрягаются
так же, как и пояса балочных сегментных ферм;
конструктивную трудность представляет присо¬
единение нижнего пояса полуарки, могущего ис¬
пытывать усилия обоих знаков.
Одна из рекомендуемых конструкций опор¬
ного узла арочных ферм дана на фиг. 1.
Усилие нижнего пояса полуарки восприни¬
мается специальными прокладками и наклад¬
ками и передается ими по закону рычага на
верхний пояс и затяжку фермы. Обычно для вос¬
принятия усилия от нижнего пояса полуарки
бывает достаточно двух слоев досок (фиг. 1).
В случае особо толстых поясных досок число
накладок и прокладок может быть увеличено
до трех-четырех в каждом зазоре. Нижний пояс
полуарок соединяется с накладками и проклад¬
ками, так же как и последние — с верхним поя¬
сом и затяжкой гвоздями или болтовыми нагеля¬
ми. Верхний пояс сопрягается с затяжкой одним
из обычных для сегментных ферм способов 2.
Другая возможная конструкция опорного узла,
особенно уместная при двухветвевых поясах,
но вполне осуществимая и при трехветвевых
поясах, показана на фиг. 2. Нижний пояс полу¬
арки перекрывается двумя тонкими наклад¬
ками, охватывающими верхний пояс и имеющи¬
ми торцевые упоры во вкладыши или в щековыѳ
врубки накладок затяжки (фиг. 2). Возможное
сжимающее усилие в нижнем поясе полуарки
воспринимается торцами накладок, возможное же
растягивающее усилие в нем передается метал¬
лическими нагелями на верхний пояс и на за¬
тяжку. Боковые накладки затяжки в отличие от
обычных узлов несколько утолщены и имеют вруб¬
ки для пропуска накладок нижнего пояса полу¬
арки; опорную плоскость щековой врубки сле¬
дует направлять нормально к биссектрисе угла
между верхним и нижним поясами.
2 См. статьи «Сегментные фермы», а также «Балочны
фермы».
422
В. Г. писчиков
Если опорный узел конструируется на натяж¬
ных болтах или хомутах из круглого железа
(по типу фиг. 33 и 34 на стр. 306 и 307), уси¬
лие нижнего пояса фермы может быть передано
,-С5
3.5 ч —■ 'ί' 1 1 1 i-n-
Ц“ T-1
у j f. . —
,—1 i
1 aS
о
r T-
—, -r
Фиг. 2. Опорный узел арки
на вкладыши не через накладки, а через заменя¬
ющие их прокладки, расположенные в плоско¬
стях решетки фермы. В этом случае прокладки
Фиг. 3. Опорный узел арки (тип ЦНИПС)
делаются из двух досок каждая и хомуты (или
болты) пропускаются с помощью кольцевых до¬
рожек, аналогичных кольцевым дорожкам про¬
кладок узла по фиг. 33 на стр. 306.
На фиг. 3 и 4 даны опорные узлы арок проле¬
том 21 и 40 м, разработанные ЦНИПС.
В узле по фиг. 3 нижний пояс полуарки имеет
небольшую опорную площадку для передачи
через торец сжимающего усилия в этом поясе.
Для воспринятыя растягивающего усилия в
нижнем поясе крайная панель снабжена двой¬
ной перекрестной стенкой, расположенной в
плоскости решетки полуарок.
В узле по фиг. 4 торцевая площадка отсутствует
и усилие в нижнем поясе как при сжатии, так и
при растяжении должно быть воспринято одними
перекрестными стенками.
Такая конструкция опорных узлов арочных
ферм неудовлетворительна по следующим сооб¬
ражениям: если в узле по фиг. 4 отбросить за¬
тяжку и опорную подушку (фиг. 5) и заменить
отброшенные элементы силами і и Т, действую¬
щими на опорные вкладыши, то направление
равнодействующей R сил і иТ, возникающих
от действия временной нагрузки (по схеме V,
фиг. 33), будет значительно отличаться от направ’
Разрез по а-6
Фиг. 4. Опорный узел арки (тип ЦНИПС)
ления верхнего пояса, в результате чего в поясе
кроме простого сжатия возникнет значительный
изгибающий момент. Вследствие недостаточной
Фиг. 5. Действие сил в опорком
узле по фиг. 4
связанности концов брусков, составляющих верх¬
ний пояс, изгибающий момент будет восприни¬
маться пакетом брусков, почти не связанных
между собой и не образующих монолитного се¬
чения.
Реальный момент сопротивления пакета брус¬
ков столь невелик, что напряжения в них от силы
R должны были бы оказаться близкими к времен¬
ному сопротивлению дерева, если бы деформации
от изгиба верхнего пояса не встретили сопротив¬
ления со стороны элементов затяжки. Наличие
затяжки спасает верхний пояс от разрушения;
однако возникающее при этом в затяжке доба¬
вочное напряжение, тоже весьма значительное,
неизбежно понижает коэфициент запаса всей
фермы.
Перенапряжения неизбежны и при расположе¬
нии временной нагрузки по схеме III фиг. 33.
В этом случае изгибающий момент (имеющий да¬
же несколько большую величину, чем при на¬
грузке по схеме V) действует в обратную сторону
и отгибает конец элемента Ог пояса вниз. Однако
в этом случае верхний пояс уже не встречает под- ч
ТРЕХ ШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
423
держки со стороны затяжки, что является пря¬
мой угрозой целости фермы. Конструкция могла-
бы быть несколько улучшёна постановкой спе¬
циальных болтов или хомутов, связывающих верх¬
ний пояс фермы с затяжкой и вовлекающих за¬
тяжку в работу при местном изгибе элементов.
пояса отпадает и пояс этот, как и в обычных
сегментных фермах, может быть выполнен нераз¬
резным от опоры до опоры.
Связи, раскрепляющие нижний пояс сег¬
ментных полуарок, могут быть выполнены либо
по типу поперечных решетчатых ферм (фиг. 20)
либо по типу подкосов (фиг. 8).
В последнем случае нижний пояс следует
рассчитывать на продольный изгиб, как
стержень в упругой среде х, принимая не¬
обходимый коэфициент запаса не менее трех
и предполагая, что при деформации систе¬
мы прогоны АА (фиг. 8) принимают вол¬
нообразную форму (фиг. 9).
Связи треугольной системы, связываю¬
щие фермы попарно, значительно более на¬
дежны и жестки и должны применяться во
всех случаях, когда это не противоречит
архитектурно-эстетическим требованиям.
3. Требования к материалу
Как и обычные сегментные фермы, арки
из сегментных ферм могут изготовляться из
рядового пиломатериала. Исключение со¬
ставляет затяжка, требующая применения
отборного леса без значительных сучков,
свилеватости, косослоя и других пороков.
4. Примеры арочных ферм
Более правильно однако отказаться от опор¬
ных узлов описанного типа (фиг. 3 и 4).
Коньковые узлы арочных ферм, выполняемые
в соответствии с опорными узлами по фиг. 3 и 4,
с двойной перекрестной стенкой (фиг. 6) имеют
а) На фиг. 10 — 20 представлена трехшарнир¬
ная арка из сегментных ферм пролетом 53,5 м.
Кроме кровли арка несет в отдельных точках
значительную нагрузку от подвешенных к ней
монорельсов 1 2.
Разрез по А—Ь
5x6
тот же недостаток, что и опорные узлы. При
односторонней нагрузке реакция R шарнира
(фиг. 6) создает опасный изгибающий момент в
брусках верхнего пояса фермы, никак не компен¬
сируемый ни имеющейся связью между брусками
(в виде перекрестной стенки), ни возможным гвоз¬
девым забоем.
Рациональная конструкция конькового
узла изображена на фиг. 1. Нижние пояса
полуарок сопрягаются между собой посредством
накладок и прокладок, врубленных взаимно впол¬
дерева и соединенных на болтах и нагелях не¬
большого диаметра, не слишком ослабляющих
бруски верхнего пояса.
Узлы этого типа пригодны как для арок, соби¬
раемых полностью на земле и устанавливаемых
на место в собранном уже виде, так и для арок,
собираемых для облегчения подъема и установки
из отдельных полуарок. В последнем случае
болты и нагели, проходящие через концы всех
накладок и прокладок, ставятся на место после
подъема и установки обеих полуарок.
Если арки поднимаются в целиком собранном
виде* надобность в коньковом стыке верхнего
Фиг. 8. Подкосные связи между арками
При расчете фермы нагрузка от монорельсов
вводилась с динамическим коэфициентом 1,25,
и усилия в элементах фермы определялись по
1См. Тимошенко, Курс сопротивления мате¬
риалов, ГНТИ 1931 г., стр. 538.
2 Проект выполнен Промстройпроектом (Металло-
стройпроект) в 1932 г.
424
В. Г. ПИ СЧИ КОВ
ψ^γ-*ψ~ψ·
Фиг. 9. Схемы деформации связей
Ώ л объем дерева на арку пролетом 53,5 лі — 14,3 At·
вес железа на арку (кроме затяжки, подвесок, опорных башмаков шарнира) — 580 пе
Фиг. И. Фасад арки пролетом 53,5 м
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
42&,
/=150
Гвозди А по нижнему поясу
Типовой стык нижнего пояса
Гбозди ф> 6
Гвозди Б по нижнему поясу
Фиг. 12. Расположение гвоздей и болтов
в нижнем поясе арки
Фиг. 13. Расположение горизонтальных гвоздей в верх¬
нем поясе арки
Плоскости м
Фиг. 14. Расположение вертикальных гвоздей в верхнем поясе арки
СВозди ф і.£
ί=90
Фиг. 15. Расположе¬
ние гвоздей в про¬
кладках решетки
Вид по стрелке .А'-
^ Торф дцбпбого Оклпбоіша
^ 1 1
ш
Иф
' \Л Дг6
Й
Lit'- - J,=»^p-'
<§>
! Π Π ГТ ГТ -г- ’Τ- -1
, -ГЧ t - tf-r-ia - - 7^-гѵг- -- ρ ~υ- -
'-І.И -\
;. ,. ■! lj—ι
1 1
J 1
ё
i ; LL^l_
ё
--ГТІС - - -J* Γ -_-,τ J
"Η
1 'Глухари ф >6
Шаибо 5*7
ч\1
'Hpnknndku 5* 24
Метппли* tomjm '0*i50, £-4450
болтіи і>
Фиг. 17. Опорный узел арки
—34 4—
Ли О об наголобник >9 *33
ДубоЗ насилоОники 15*33
Вид сверху
;; ІІ|Ь
ЩЩ
ІЗ><ІГІ^ІЗ>ЗД
ΤΙ—Π π—Н“
===^=====ρρ=
, ^ , . - *\ή>'Λ *
i' . Г*->с,-ΤΙ . i^jwTi ■ Г^г-гГГ·'
.xfuu^i - - -ні-Нт*—- - a*.·» -
y?i ~fr~
‘3
ΐ
- '
щ
Деталь ключевого шарнира
— 18—т—ш
—^gv20 —п—18 —i Дудой шпонка 5ХШ
"5Іаі · · i JL \/ ^=ь jbJ
2 прокладку 5
Металлин. прокладка in*fin
Фиг. 18; Копьковкй узел арки
болтб/ ф 16
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
427
HQ/Jhahcamop
to
. г. писчиков
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
429
линиям влияния. Ввиду большого пролета кон¬
струкции допускаемые напряжения были сниже¬
ны до 70 кг/см2. Это обусловило значительную
массивность элементов фермы.
Верхний пояс состоит из трех ветвей, в каждой
из которых бруски расположены в восемь рядов
Поперечные связи, обеспечивающие устойчи¬
вость нижнего пояса, расположены через узел,
благодаря чему свободная длина нижнего пояса
на продольный изгиб равна 7,2 м. В середине
этой длины прерываемые в узле прокладки ниж¬
него пояса компенсируются специальными на-
Фир. 23. Расположение гвоздей в верхнем поясе арки
г
о.
-0—?—0—!—0—Ψ—0—
\п
т
• -0—?■—0—і—0—?—0—
α>
8*11^88
1
" 1
10*11=110 *
er/.
j__zl
2 прокладки 5*20
_ зо —5>ГваздіГфЬ.Ь,1*\7Ь
15*16
Λ Гвозди фЭ
‘10> i=mo
—I Прокладка
І5*Ю
Фиг. 25 Расположение гвоздей в прокладках нижнего пояса (а), рас¬
косов (б) и стоек (в)
(фиг. 11). Ребровые прокладки по высоте пояса
состоят из двух досок высотой по 20 м.
Металлическая затяжка подвешена к тяжам
из круглого железа, пропущенным сквозь верх¬
ний пояс фермы и закрепленным сверху с помощью
гаек.
Ввиду этого для более удобной укладки дерево¬
плиты по верхнему поясу нашиты короткие под¬
кладки, не принимающие участия в работе пояса
и уменьшающие необходимую зарезку гаек в дере¬
воплиту.
Нижние пояса полуарок состоят из трех досок
а имеют сплошные прокладки от узла до узла.
кладками, охватывающими пояс с двух сторон.
Накладки и прокладки скрепляются с поясом
гвоздями (фиг. 11 и 12).
Стык нижнего пояса сконструирован на
болтах 1 (фиг. 12). В местах пропуска через ниж¬
ний пояс подвесок, поддерживающих затяжку,
болты в стыках несколько смещаются (фиг. 11)
против типового расположения по фиг. 12.
Горизонтальные гвозди верхнего пояса (фиг.
13), расположенные во всех брусках кроме самого
1 Ферма сконструирована до введения нагельных
стыков в типовое проектирование.
430
В. Г. писчиков
верхнего, ставятся в количестве 70 шт. на панель
с каждой стороны фермы.
Вертикальные гвозди верхнего пояса (фиг. 14)
забиваются в трех плоскостях, ив которых одна
плоскость скрыта в толще конструкции. Подоб¬
ное расположение гвоздей, неизбежное в много¬
слойных пакетах, требует особо тщательного
Сжимающее усилие нижнего пояса полуарки
передается на узел металлическим хомутом, тор¬
цами прокладок нижнего пояса и в небольшой
мере торцами поясных досок.
Сжимающее усилие в верхнем поясе передается
на упорный дубовый вкладыш полной площадью
торца верхнего пояса.
Фиг. 28. Коньковый узел
надзора за сборкой фермы и своевременного кон¬
троля правильности забивки скрытых гвоздей.
Все раскосы и стойки фермы имеют одно и то
же сечение из двух досок (фиг. 15) и скреплены
по длине одной-двумя прокладками на гвоздях.
Раскосы и стойки крепятся в узлах фермы,
как обычно, на гвоздях (фиг. 16).
Конструкция опорного узла (фиг. 17) рассчитана
на воспринятие растягивающего усилия в ниж¬
нем поясе полуарки специальным железным хому¬
том, охватывающим дубовый опорный вкладыш.
Вследствие больших размеров упорного вклады¬
ша последний составлен из трех отдельных ча¬
стей, соединенных между собой гладкими коль¬
цевыми шпонками.
Железный хомут нижнего пояса врезан в упор¬
ный вкладыш заподлицо с его поверхностью,
имеющей форму эллиптического цилиндра с об¬
разующей, перпендикулярной к оси нижнего
пояса арки.
Ключевой шарнир (фиг. 18) спроектирован ана¬
логично опорному узлу.
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
431
Для противодействия сдвигу одной полуарки
относительно другой в ключевом шарнире при
монтаже фермы устанавливаются два S-образных
хомута, соединяемых с арками двумя рядами
вертикальных болтов.
Затяжка арки из двух швеллеров и опорный
башмак (фиг. 19) имеют форму, обычную для ме¬
таллических конструкций.
Связи нижнего пояса полураскосной системы
показаны на фиг. 20.
б) На фиг. 21 и 22 представлена трехшарнир¬
ная арка пролетом 60,05 м. Арка несет нагрузку от
кровли и нескольких монорельсов 1. Разбивка
на панели произведена путем деления дуги
окружности на равные части.
Сечение верхнего пояса составлено по высоте
из шести рядов брусков толщиной по 5 см (фиг.
22). Было бы правильнее составить то же сечение
из пяти рядов брусков толщиной по 6 см. Это
изменение дало бы возможность заменить верти-
Фиг. 30. Соединение подвесок с нижним поясом арки
и с затяжкой
Толщина сварных швов везде 1,2 см
Фиг. 31. Сварной башмак опорного узла
кальные гвозди диаметром 6 мм и длиной 200 м
(фиг. 23) обычными гвоздями 5 X 150 мм или
5,5 X 175 мм.
Нижний пояс арки из трех брусьев в соответ¬
ствии й изменением усилий имеет стыки двух
мощностей (фиг. 22 и 24). Во всех панелях полу¬
арки кроме крайних ветви нижнего пояса соеди¬
нены короткими прокладками на гвоздях (фиг.25)в ** Проект выполнен Промстройпроектом в 1934 ѵ.
в. г. писчиков
5. Усилия в стержнях арочных ферм
С β «I IV ¥ V?
UilHiJhmmilih Д1ІИВНІІ ШИИШГПЯ |ДЯД —и _ _
L-i_j ' JJl tJm Jp- ’ JjL т JjJLp
Фиг. 32. Схема арки
Таблица l
Усилия в стержнях трехшарнирных аров из сегментных ферм от ед·,
яичной вертикальной нагрузки і при подъеме арки
/ = Vs I
Элементы
Схема
нагрузки
Число
панелей по в
ерхнему поясу
71 = 8
71= 10
п = 12
τι = 14 1
71 = 16 1
ті= 18 1
τι =20
Οχ
I
— 10.4
- 13,1
- 15,8
- 18,4
— 21,0
— 23,8
- 26,4
Оа
I
— 10,1
— 12,8
- 15,4
— 18,1
— 20,6
— 23,4
-25,9
Оз
I
— 9,6
— 12,2
- 14,8
- 17,4
— 20,0
— 22,7
— 25,2
Оа
I
9,6
— 12,2
- 14,9
— 17,5
— 20,0
— 22,8
— 25,3
Об
I
— 9,3
— 11,8
- 14,4
— 16,9
— 19,5
— 22,2
— 24,7
Ов
I
— 9,4
-11,9
- 14,5
— 17,1
— 19,6
— 22,2
— 24,7
О7
I
— 9,2
- 11,7
— 14,1
— 16,6
— 19,1
- 21,8
— 24,2
Ов
I
- 9,3
- 11,9
-14,3
— 16,7
- 19,2
— 21,8
— 24,3
09
I
- 11,7
- 14,0
— 16,4
— 18,9
— 21,5
— 23,9
Ою
I
— 11,8
— 14,2
— 16,6
- 19,0
— 21,6
- 23,9
Оц
I
- 14,0
- 16,4
— 18,7
— 21,2
- 23,6
Оі2
I
-14,1
— 16,5
— 18,9
— 21,4
— 23,8
Оіз
I
— 16,4
— 18,7
— 21,1
— 23,5
Он
I
- 16,5
- 18,9
— 21,3
- 23,6
Ol5
I
- 18,8
— 21,1
- 23,4
Οιβ
I
— 18,9
- 21,3
— 23,6
Оі7
I
- 21,2
- 23,4
018
I
— 21,3
- 23,6
Оі9
I
— 23,4
Ово
I
— 23,6
I
+ 9,5
+ 11,9
+ 14,2
+ 16,6
+ 19,0
+ 21,4
+ 23,7
III
- 6,5
— 8,2
- 10,0
— 11,7
- 13,3
— 15,2
- 16,9
и 1
V
+ 4,8
+ 6,0
+ 7,3
+ 8,5
+ 9,6
+ 11,2
+ 12,3
III
— 5,3
- 7,1
- 9,0
- 10,6
- 12,5
— 14,3
— 16,1
и%
V
+ 4,2
+ 5,5
+ 7,0
+ 8,1
+ 9,5
+ Ю,4
+ 12,1
II
- 5,1
- 6,4
— 7,7
- 9,5*
— 11,2*
— 13,1*
— 15Д*
щ
IV
+ 4,5
+ 5,4
+ 6,3
+ 7,6**
+ 8,8**
+ 10,3**
+ 11,7**
Ua
II
— 5,1
— 6,4
— 7,7
- 9,0
— 10,2
— 11,6*
- 13,6*
IV
+ 4,9
+ 5,9
+ 6,8
+ 7,6
+ 8,4
+ 9,4**
+ 10,8**
и5
II
— 6,4
— 7,7
— 9,0
- 10,2
- 11,5
- 12.8
IV
+ 6,3
+ 7,2
+ 8,1
+ 8,9
+ 9,8
+10,6
Лш.
II
— 7,7
— 9,0
— 10,2
- 11,5
— 12,8
ив
IV
+ 7,5
+ 8,5
+ 9,4
+ ю,з
+ 11.1
ГТ-
II
— 9,0
— 10,2
- 11,5
—12,8
и 7
IV
+ 8,8
+ 9,8
+ Ю,7
+ 11,6
II
— 10,2
- 11,5
— 12,8
І/в
IV
+ іод
+ ИД
+ 12,0
II
— 11,5
— 12,8
о»
IV
+ П,4
+ 12,3
II
— 12,8
Ою
IV
+ 12,7
V
— 0,1
- ОД
- 0,1
— 0,1
0
- 0,2
0
Οχ
VI
+ 0,5
+ 0,5
+ 0,5
+ 0,5
+ 0,4
+ 0,6
+ 0,4
'
VI
-0,9
— 0,8
— 0,7
— 0,7
— 0,6
— 0,7
- 0,6
D%
V
+ 0,6
+ 0,4
+ о,з
+ 0,2
+ 0,1
+ 0,2
+ од
у
- 1,0
- 0,6
- 0,5
- 0,4
— 0,4
- 0,7
_ 0,2
Dz
VI
+ і,з
+ 1,0
+ 0,9
+ 0,8
+ 0,8
+ Ii*
+ 0,7
г
! vi
— 1,4
1 — 1,5
1 - і,з
1 - 1,2
- 1,0
I - 1,2
- 1,0.
Da
V
+ 1Д.
1 +1.1
1 + 0,9
1 + .0,7
+ 0,5
+ 0,7
+ 0,4
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
433
Продолжеуие
Элементы
Схема
нагрузки
Число
панелей по верхнему
поясу
п= 8
1 η = 10
1 η =* 12
1 η = 14
І 71= 16
1 7і = 18
3
II
to
О
~
V
-0,6
-1,2
I - 1,3
- 1,1
— 0,8
— 0,7
_ 0,6
п5
VI
+ 0,9
+ 1,6
{ + 1.7
+ 1,5
+ і,з
+ 1,2
+ 1.2
VI
-0,6
-1,1
- 1,8
— 2,0
— 1,7
— 1,6
— 1,5
Пб
V
+ 0,4
+ 0,8
+ 1,4
+ 1,6
+ 1,2
+ 1,0
+ 0,9
V
-0,6
— 1Д
— 1,6
— 1,6
— 1,4
- 0,8
Пт
VI
+ 0,9
+ 1.4
+ 2,0
+ 2,1
+ 1,9
+ 1,4
VI
— 0,9
- 1,0
— 1,5
— 2,1
— 2,4
— 2,2
Ds
V
+ 0,7
+ 0,7
+ 1,1
+ 1,7
+ 1,9
+ 1,6
—
V
-0,5
— 1,0
— 1,4
- 1,9
— 2,0
п®
VI
+ 0,8
+ 1,3
+ 1,8
+ 2,4
+ 2,6
—
VI
— 0,6
— 0,9
— 1,4
— 2,0
— 2,6
Ліо
V
+ 0,4
+ 0,6
+ 1,0
+ 1,6
+ 2,0
V
— 0,6
— 0,9
- 1,3
— 1,7
Dll
VI
+ 0,8
+ 1,2
+ 1,7
+ 2,2
VI
- 0,5
— 0,9
— 1,4
— 1,5
л 12
V
+ 0,3
+ 0,6
+ 1,0
+ і,о
V
-0,6
— 0,9
— 1,1
Піз
VI
+ 0,8
+ 1,2
+ 1.6
VI
- 0,5
— 0,9
— 1,3
Ли
+ 0,3
+ 0,6
+ 0,9
V
-0,6
-0,7
Ли
VI
+ 0,8
+ 1.1
VI
- 0,6
- 1,5
Ли
V
+ 0,4
+ 1.2
V
1
— 1,2
Пі7
VI
+ 1,4
Ѵ[
— 0,5
Пі8
V
+ 0,3
VI
+ 0,3
+ о,з
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
Vi
V
-0,2
— 0,1
-0,1
— 0,1
— 0,1
— 0,1
— 0,1
VI
+ 0,1
+ 0,4
+ 0,4
+ 0,4
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
Va
V
— 0,2
— 0,3
— 0,3
-0,3
— 0,2
— 0,2
-0,2
VI
- 0,3
- 0,4
+ 0,3
+ 0,4
+ 0,4
+ 0·,4
+ 0,3
Ѵз
V
+ 0,2
+ 0,3
— 0,4
— 0,3
— 0,3
— 0,3
— 0,2
VI
— 0,4
-0,4
— 0,4
+ 0,1
+ 0,5
+ 0,4
V*
V
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
-0,2
— 0,5
- 0,3
VI
- 0,4
- 0,4
— 0,4
— 0,4
+ 0,1
ѵб
V
+ 0,3
+ о,з
+ 0,3
+ 0,3
— 0,2
VI
- 0,4
— 0,4
— 0,4
— 0,4
Ѵб
V
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
17
VI
— 0,4
— 0,4
- 0,3
У 7
V
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,1
т /
VI
— 0,4
— 0,4
у 8
V
+ 0,3
+ 0,3
ѵ9
VI
- 0,4
V
+ о,з
Примечания: 1. Составлено по материалам ЦНИПС.
2. Цифры, помеченные значком *, соответствуют нагрузке по схеме III, помеченные значком **, — соответ¬
ствуют нагрузке по схеме V. Суммирование схем II + IV или же III + V дает усилия от полной нагрузки. Сум¬
мирование схем V + VI дает усилия от односторонней нагрузки.
Деревянные конструкции 28
434
В. Г ПИСЧИКОВ
Таблица 2
Усилия в стержнях трсхшарпирных арок из сегментных ферм от еди¬
ничной вертикальной нагрузки при подъеме арки ди~
1
III
IV
VI
и '-р; -tp JTt' JCtr^
Фиг. 33. Схема арки
f=Ve I.
Элементы
Схема
нагрузки
Число
панелей no
верхнему поясу в полупролете
n = 8
1 n = 10
n =12
j η = 14
1 η = 16
00
Ίι
е
1 η = 20
Οι
I
- 12,4
— 15,6
-18,7
— 22,0
— 24,8
- 27,9
— 31,1
02
I
- 12,1
— 15,3
— 18,4
- 21,6
— 24,5
— 27,6
— 30,7
Оз
I
- 11,7
— 14,8
— 17,8
— 21,0
— 24,0
— 27,0
— 30,2
Оі
I
— 11,7
- 14,9
— 17,9
— 21,0
— 24,1
— 27,0
— 30,2
ο5
I
— 11,4
- 14,5
— 17,5
- 20,5
— 23,6
— 26,6
— 29,7
Об
I
- 11,5
— 14,6
— 17,5
— 20,6
- 23,7
— 26,6
— 29,7
О7
I
— 11,4
-14ІЗ
— 17,2
— 20,2
— 23,2
- 26,2
- 29,3
Оз
I
- 11,5
— 14,4
- 17,3
— 20,3
- 23,4
— 26,3
— 29,4
о9
I
— 14,2
— 17,1
— 20,1
- 23,0
- 25,9
— 29,0
010
I
— 14,3
- 17,3
— 20,2
- 23,2
— 26,0
— 29,1
Он
I
— 17,2
-20,0
— 22,9
- 25,7
— 28,8
О12
I
- 17,3
— 20,2
— 23,1
— 25,9
~ 23,9
Оіз
I
— 20,1
— 22,9
— 25,7
— 28,7
Ом
I
— 20,2
— 23,0
— 25,8
— 28,8
Оіб
I
— 22,9
- 25,7
— 28,6
Οιβ
I
- 23,0
— 25,9
— 28,7
Οΐ7
I
- 25,8
— 28,6
Οΐ8
I
— 25,7
— 28,8
Οΐ9
I
- 28,7
Ого
L
— 28,8
7’
I
+ 11,6
+ 14,5
+ 17,4
+ 20,2
+ 23,1
+ 26,0
+ 28,9
III
- 7,6
— 9,6
— 11,5
— 13,8
- 15,7
— 17,1
- 19,6
ϋι
V
+ 6,2
+ 7,8
+ 9,3
+ 11,3
+ 12,5
+ 14,1
+ 15,7
III
— 6,6
- 8,3
-10,5
— 12,7
— 14,8
— 16,8
- 18,6
и 2
V
+ 5,7
+ 7,1
+ 8,9
+ 10,7
+ 12,3
+ 13,8
+ 15,3
U3 j
II
- 6,1
— 7,6
— 9,1
- 11,1*
- 13,2*
- 15,5*
— 17,4*
IV
+ 5,6
+ 6,8
+ 7,9
+ 9,5**
+ 11,3**
+ 13,0**
+ 14,6**
υ4
II
— 6,1
— 7,6
— 9,1
— 10,7
— 12,2
— 13,7
— 15,7*
IV
+ 6,0
+ 7,2
+ 8,3
+ 9,5
+ 10,7
+ П,7
+ 13,4**
ττ_
II
- 7,6
- 9,1
— 10,7
- 12,2
- 13,7
— 15,2
IV
+ 7,5
+ 8,7
+ 9,9
+ 11,2
+ 12,1
+ 13,4
υ*
II
— 9,1
— 10,7
— 12,2
— 13,7
— 15,2
V
+ 9,1
+ ιο,3
+ 11,6
+ 12,6
+ 13,8
υη
II
— 10,7
— 12,2
- 13,7
-15,2
IV
+ 10,6
+ 11,8
+ 12,9
+ 14,2
II
- 12,2
— 13,7
-15,2
Ua
IV
+ 12,1
+ 13,3
+ 14,6
II
— 13,7
- 15,2
U9
IV
+ 13,5
+ 14,8
II
1
I
I
- 15,2
U іо
IV
1
1
1
1
1
+ 15,1
V I
- 0,3
— 0,3
— 0,<
- 0,2
— 0,1
— 0,2
— 0,2
Οι
Vi j
+ 0,6
+ 0,6
+ 0,6
+ ' 0,5
+ 0,5
+ 0,5
+ 0,5
VI
— 1,0
— 0,9
— 0,8
— 0,7
- 0,7
- 0,6
_ 0,7
Π2
V
+ 0,7
+ 0,6
+ 0,5
+ 0,4
+ 0,3
+ 0,2
+ 0,3
V
— 1,2
- 0,9
- 0,7
— 0,6
- 0,4
- 0,5
- 0,4
Оз
VI
+ 1,5
+ 1,2
+ 1,0
+ 0,9
+ 0,8
+ 0,9
+ 0,8
ί>4
VI
V
— 1,5
+ 1,3
- 1,7
+ 1,4
— 1,4
+ 1,1
— 1,3
+ 1,0
— 1,2
+ 0,8
- ‘>o
+ 0,5
ТРЕХШАРНИРНЫЕ АРКИ ИЗ СЕГМЕНТНЫХ ФЕРМ
436
Продолжение
Элементы
Схема
нагрузки
Число
панелей по
верхнему поясу в полупролете
71 =8
п=10
' rt — 12
1 n = 14
1 η =16
1 η = 18
S 1
II
Ю
ο
V
— 0,9
— 1,4
— 1,6
— 1,2
- 1,0
— 0,9
- 0,8
Db
VI
+ 1,1
+ 1,7
+ 1,9
+ 1,5
+ 1,4
+ 1,3
+ 1,2
VI
- 0,8
— 1,2
- 1,9
— 2,1
- 1,3
- 1,7
— 1,5
и 6
V
+ 0,6
+ 1,0
+ 1,7
+ 1,8
+ 1,4
+ 1,3
+ ι,ο
V
— 0,7
- 1,3
- 1,8
- 1,9
— 1,6
— 1,4
ϋη
УІ
+ 0,9
+ 1,5
+ 2,1
+ 2,3
+ 2,0
+ 1,8
VI
- 0,7
— 1,0
— 1,6
— 2,3
— 2,9
-2,2
D8 (
V
+ 0,5
+ 0,8
+ 1,3
+ 2,0
+ 2,5
+ 1,7
V
— 0,6
- 1,1
- 1,6
- 2$
- 2,3
D»
УІ
+ 0,8
+ 1,4
+ 1,9
+ 2,9
+ 2,7
VI
— 0,6
— 1,0
- 1,5
— 2,1
— 2,7
Dm
V
+ 0,4
+ 0,8
+ 1,2
+ 1,8
+ 2,3
У
1
- 0,6 !
- 0,9
- 1,5
— 1,9
Du
ѵт
+ 0,8
+ 1,2
+ 1,8
+ 2,3
VI
— 0,6
- 0,9
— 1,4
-1,9
D12
У
+ 0,4
+ 0,7
+ 1,2
+ 1,6
У
— 0,6
— 1,0
— 1,4
П із
УІ
+ 0,8
+ 1,2
+ 1,7
УІ
-0,6
- 0,9
- 1,3
Du
V
+ 0,5
+ 0,7
+ 1,0
V
— 0,6
- 1,0
Du
УІ
+ 0,8
+ 1,2
VI
1
— 0,6
- 0,9
Die
V
1
1
+ 0,5
+ 0,7
V
і
1
I
- 0,6
Dn
УІ
1
1
1
+ 0,8
УІ
t
i
— 0,6
Dig
V
І
+ 0,5
VI
-f- 0,3 і
1 + 0,4
+ 0,3
+ 0,3 ί
ί + 0,3
+ 03
+ 0,3
Vi
V
- 0,2 1
1 —о.з
г
— 0,2
— 0,2
-0,2
-0,2
- 0,2
VI
+ 0,1
+ 0,4
+ 0,4
+ 0,4
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
У2
V
- 0,2
— 0,3
- 0,3
— 0,3
- 0,2
— 0,2
— 0,2
УІ
— 0,4
- 0,4
+ 0,1
+ 0,5
+ 0,4
+ 0,4
+ 0,4
Ѵз
V
+ 0,3
+ 0,3
— 0,2
- 0,4
- 0,3
- 0,0
— 0,3
VI 1
— 0,3
— 0,4
- 0,4
+ 0,1
+ 0,5
+ 0,4
V4
V 1
+ 0,2
+ о,з
+ о,з
- 0,2
- 0,4
— 0,3
VI
- 0,3
- 0,4
— 0,4
-0,4
- ο,ι
Ѵб
V
+ 0,2
+ 0,3
+ 0,3
+ 0,3
0,0
УІ
- 0,3
- 0,3
— 0,4
- 0,4
Ve
V
+ 0,2
+ 0,2
+ 0,3
+ 0,3
VI
- 0,3
— 0,3
-0,4
V?
У
+ 0,2
+ 0,2
+ 0,3
i VI і
1
1
Ϊ
— 0,3
-0,3
V8
1 ѵ 1
1
I
1
+ 0,2
+ 0,2
VI
і
і 1
1
I
— 0,3
V»
V
1
1 1
1
1
+ 0,2
Примечания: 1. Составлено по материалам ЦНИПС.
2. Цифры, помеченные значком *, соответствуют нагрузке по схеме III, помеченные значком **, — соответ¬
ствуют нагрузке по схеме V. Суммирование схем 11+ IV или же III + V дает усилия от полной нагрузки. Сум¬
мирование схем У + уі дает усилия от односторонней нагрузки.
2а*
436
А. А. НОВИКОВ
В крайних панелях поставлены сплошные про¬
кладки, и верхний и нижний пояса соединены дву¬
мя сплошными рядами раскосов (фиг. 22, 27, 28).
Крепление к поясам решетки (фиг. 26) не от¬
личается от типовых узлов сегментных ферм.
В опорных узлах (фиг. 27) нижний пояс имеет
самостоятельные упорные вкладыши. Однако
перелом направления усилия при переходе силы
сжатия с нижнего пояса на вкладыш создает
вредный местный изгибающий момент в брусках
верхнего пояса (стр. 422).
Столь же вредный изгибающий момент появится
в брусках верхнего пояса при расположении вре¬
менной нагрузки, вызывающем растягивающее
усилие в нижнем поясе арки.
В коньковом узле (фиг. 28) этот недостаток от¬
сутствует благодаря наличию металлических хо¬
мутов, непосредственно передающих усилие ниж
него пояса в центр конькового узла. ^
Сдвигу одной полуарки относительно другой
препятствуют три железных S-образных хомута
В каждом узле нижнего пояса располагаются
связи, соединяющие фермы попарно и обеспечи¬
вающие устойчивость нижнего пояса при сжатий
(фиг. 29). Крестовые раскосы связей работают
только на растяжение.
Крепление подвесок к арке и к затяжке (фиг. 30]
осуществлено без ослабления сечения этих эле¬
ментов.
Затяжка арки из двух швеллеров и опорный
башмак (фиг. 31) имеют форму, обычную для ме¬
таллических конструкций.
Иною. А. А. НОВИКОВ
XV. РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ. ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ1
1. Общие сведения 2) Конструкция
1) Область применения
В современных промышленных зданиях по
условиям их эксплоатации каркасные стены и
внутренние опоры покрытий, как правило, вы¬
полняются из несгораемых материалов и габа¬
рит здания не бывает полностью перекрыт дере¬
вянной рамной конструкцией.
Деревянные рамы получили распространение
главным образом в фонарях, где по сравнению
с фермами они дают ряд преимуществ как в ар¬
хитектурном, так и статическом отношении.
При рациональном выборе схемы деревянные
рамы не только дают хорошие экономические
показатели самой рамной конструкции, но за¬
частую позволяют облегчить и несущие ее Т-об¬
разные колонны.
Характерные случаи применения деревянных
рам представлены на фиг. 1, 2 и 3.
Фонарь имеет обычно трапециевидный (фиг. 1
и 2) или М-образный профиль (фиг. 3) в зависи¬
мости от типа водоотвода и архитектурно-экс-
плоатационных требований.
Отвод воды наружу применяется преимущест¬
венно в фонарях малого пролета с шириной кров¬
ли не более 5—6 м. В таких фонарях
уклон рубероидной кровли назнача¬
ется минимальным в пределах
V 10 15 / ·
В фонарях большого пролета не¬
которые эксплоатационные преиму¬
щества дает внутренний водоотвод,
при котором уклон кровли назнача¬
ется от Ѵіб до Ѵг (фиг. 3) в зависи¬
мости от эксплоатационных и отчасти
конструктивных соображений.
Плоскости световых отверстий фо¬
наря, как правило, бывают накло¬
нены к горизонту под углом 60° и
лишь в исключительных случаях —
под углом 90°.
При нормальном шаге колонн
(5—7 м) рамы фонаря обычно рас¬
полагаются только по консолям ко¬
лонн, в промежутках же между ними
ставятся наклонные импосты, опи¬
рающиеся на боковые элементы по¬
крытия (фиг. 4); вес кровли фонаря
полностью передается на рамы, им¬
посты же поддерживают только пере¬
плеты.
Такая конструкция: 1) выгодна экономически
благодаря концентрированной передаче нагрузок,
2) дает минимальное затемнение световых отвер¬
стий.
При обычном способе опирания импоста на
кровлю фонаря (фиг 4) жесткая рама восприни¬
мает только опорную реакцию R импоста, дей¬
ствующую в плоскости кровли.
Ноги рам раскрепляются горизонтальными им¬
постами остекления, ригель — кровлей фонаря.
Для обеспечения общей продольной устойчи-
1 По материалам, разработанным автором в ОТИС
Промстройпроекта.
Фиг. 2. Трапециевидный фонарь на консольных балках
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
437
вости сооружения горизонтальные импосты кре¬
пятся к железобетонным зонам или брандмауерам.
Продольная устойчивость может быть также до¬
стигнута оставлением в остеклении глухих пане¬
лей или установкой крестовых тяг из круглого
железа.
3) Нагрузки
Действующие на раму внешние силы состоят
из снеговой, ветровой и в некоторых случаях
производственной нагрузок.
Снеговая нагрузка на трапециевид¬
ном профиле (ОСТ 7626/6) может распределяться
по пролету равномерно с интенсивностью р
или неравномерно (фиг. 5а).
пропорций профилей здания и принимается в
соответствии с ОСТ 7626/а. В приведенных ниже
примерах проектирования независимо от числа
и расположения фонарей (условно) величина вет¬
ровой нагрузки в запас прочности конструкции
принята: 1
на подветренной стороне w2 = о 8 гл *
» заветренной стороне (отсос) ’«/, = 0 6гил:
» кровле гиг = 1,0гло,
где w0 — наибольший для данной местности
скоростной напор, определяемый по ОСТ 7626/а.
Отсос на кровле гѵг обычно учитывается только
при поверке сооружения на опрокидывание (от¬
рыв от опор).
В последнем случае интенсивность нагрузки
(на единицу горизонтальной проекции) прини¬
мается:
на подветренной ноге . . . р:
» кровле фонаря 0,5р;
» заветренной ноге . . . р ·-—^,
где т = и а = . Обозначения указаны на
фиг. 5а.
Фиг. 4. Двухшарнирная рама простейшего вида
При расчете деревянных рам снеговая нагруз¬
ка Р должна приниматься без учета
подтаивания независимо от термического
сопротивления кровли.
При полутеплой кровле по условиям ввода
сооружения в эксплоатацию подтаивания может
не происходить в течение продолжительного
времени. Возможное при учете подтаивания дли¬
тельное перенапряжение соединений и древесины
в начальный период работы конструкции может
привести к недопустимым ее просадкам и расстрой¬
ству соединений.
Ветровая нагрузка, действующая на
трапециевидный фонарь, зависит от основных
При невыгоднейшей схеме снегового загруже-
ния давление ветра принимается полным рас¬
четным.
Производственными нагруз¬
ками являются транспортные приспособления
монорельсового типа. В обычных случаях подъем-
Схеяа I
Фиг. 5а. Схемы снеговой нагрузка
Фиг. 56. Схема ветровой нагрузки
наи сила этих приспособлений не превышает
1—1,5 т и легко воспринимается конструкцией
рам.
4) Выбор схемы
При выборе конструкции фонаря необходимо
учитывать не только экономические требования
(минимум стоимости самой конструкции), но и
эксплоатационные и эстетические требования,
предъявляемые к сооружению в целом.
А. А. НОВИКОВ
<Ш
Для этого должны быть сопоставлены следую¬
щие свойства конкурирующих схем конструк¬
ции:
а) технико-экономическая рациональность кон¬
струкции при данных пролете фонаря и нагрузках
и удобство ее монтажа;
б) возможность подвешивания монорельсовых
путей;
в) влияние опорных реакций рамы на работу
железобетонных колонн; так, при относительно
малой высоте здания применение распорных си¬
стем благоприятно влияет на сечение Т-образных
колонн, при большой же высоте заметно утяже¬
ляет их;
г) влияние конструкции на освещение рабочих
мест в соответствии с требованиями производства.
При выборе схемы конструкции фонаря необ¬
ходимо учесть:
1) что при наличии в здании балочных кранов
желательно увеличить жесткость здания приме¬
нением рам с затяжками;
2) что архитектурно-эстетические требования
зачастую могут иметь решающее значение даже
в некоторый ущерб экономичности.
2. Двухшарнирные рамы малых пролетов
1) Конструкция
Малые пролеты (до 7—8 м) перекрываются
двухшарнирными рамами простей¬
ших сечений (фиг. 4). Элементы рамы выпол¬
няются из досок и жестко сопрягаются в точках
В и С посредством деревянных прокладок на на¬
гельных, гвоздевых или болтовых соединениях.
Схема узла на деревянных прокладках ппеп
ставлена на фиг. 6. ^
В узле следует предпочитать гвоздевые соепи
нения, болты же устанавливать в минимальном
количестве лишь для сплачивания элементов
Из эстетических соображений может быть уста¬
новлена дополнительная прокладка с выкружкой'
не учитываемая расчетом.
Фиг. 6. Жесткий узел на деревян¬
ных прокладках
Жесткий узел может быть выполнен также на
фанерных прокладках. При этом по условиям
работы фанеры элементы рамы требуют большей
дробности сечения, чем в конструкции по фиг. 6.
На фиг. 7 представлен общий вид двухшарнир¬
ных рам на заводе «Шарикоподшипник».
Элементы этих рам выполнены из брусьев,
узлы сконструированы на деревянных наклад¬
ках. Такая конструкция не может быть рекомен¬
дована как из архитектурных соображений, так
и из конструктивных (невыгодные условия работы
нагельных соединений вследствие малого коли¬
чества срезов].
Фиг, 7. Общий вид рам на деревянных накладках
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
439
При конструкции жесткого узла на деревян¬
ных прокладках (фиг. 6) для ног рамы и ригеля
следует применять сечение типа I (фиг. 8, а)
или типа II (фиг. 8, б) в зависимости от мощности
рамы.
' При назначении размеров сечения а и А отно-
шение 4- следует принимать от ^ до -і- из
условий размещения гвоздевого забоя в жестком
узле и гибкости доски как элемента ноги рамы.
^ Толщина прокладок с обычно принимается рав¬
ной толщине досок а.
тил λ Тип I)
Фкг. 8. Типы сечений
тами, в опоре же по фиг. 10 — накладками из
листового железа, служащими одновременно шай¬
бами анкерных болтов. Эти крепления одновремен¬
но предохраняют рамы от опрокидывания их вет¬
ровым отсосом.
: К
Фиг. 10. Опора с деревянной подушкой
В сечении типа I средний элемент лучше делать
ив одной доски или бруса; при сечении из двух
досок ухудшаются условия работы ноги на про¬
дольный изгиб и требуются дополнительные мон¬
тажные связи для соединения элементов рамы.
Расстояние 'между прокладками в ноге опре¬
деляется расчетом ее на продольный изгиб; в
ригеле рамы при раскреплении его кровлей по
всей длине достаточно конструктивных прокла¬
док через 1,0—1,5 м. Из противопожарных сооб¬
ражений, а также во избежание скопления пыли
образующиеся в элементах конструкции зазоры
могут быть закрыты рейками.
Вид по апрелкй
Фиг. 9. Опора с металлическим уголь¬
ником
Конструкция опор двухшарнирной ра¬
мы должна допускать легкое исправление неточ¬
ностей в размерах, могущих иметь место при из¬
готовлении и монтаже рам и нижележащих кон¬
струкций.
Помимо воспринятия распора конструкция
опоры должна устранять возможность сдвига
рамы в направлении, перпендикулярном ^ ее
плоскости.
Возможные варианты опор представлены на
фиг. 9 и 10.
В варианте, представленном на фиг. 9, опорные
антисептированные доски вис укладываются по
толю. Толщина опорной доски Ъ или срезка ноги
по линии 1—1 назначается при монтаже рамы.
В варианте, представленном на фиг. 10, длина
хвоста а опорной подушки назначается с запасом
и подрезается при надобности при монтаже
рамы.
Смещение рамы в поперечном направлении на
опоре по фиг. 9 устраняется специальными бол¬
2) Метод расчета и его особенности
Основной статической схемой является двух¬
шарнирная рама ABCD (фиг. 11), жесткость узлов
которой достигается деревянными прокладками
на гвоздевых соединениях.
Ввиду того что гвоздевые соединения (вслед¬
ствие их податливости) не могут обеспечить аб¬
солютной жесткости узлов В и С, возможно по¬
явление дополнительных углов поворота изогну¬
той оси элементов — это приводит к увеличению
расчетных положительных моментов в ноге и
ригеле.
Для ноги расчетным всегда является узловой
момент Мс; поэтому ногу в запас прочности мож¬
но рассчитывать в
предположении пол¬
ной жесткости узлов
рамы.
Ригель рамы дол¬
жен быть, напротив,
проверен как балка,
свободно лежащая на
двух опорах.
Эта расчетная схема
оправдывается сле¬
дующими соображе¬
ниями. Гвоздевые соединения под влиянием на¬
грузки получают смещения, часть которых
может иметь рыхлый характер (остаточные сме¬
щения).
Если принять, что под влиянием повторного
действия снеговых и ветровых нагрузок рыхлые
смещения по осям прокладок достигнут величины
д = 0,75 мм (фиг. 6), то окажется, что угол на¬
клона изогнутой оси ригеля у опоры:
, 0,75 · ? л лл о/?
*а = ИВѴо* - °’0136·
Фиг. 11. Основная статиче¬
ская схема
В балке же, свободно лежащей на двух опорах
и имеющей прогиб / = ^
tga=j= 0,0133.
Отсюда заключаем, что при полном симметрич¬
ном загружении ригеля опорные отрицательные
моменты 'Mс и Мв могут стать ничтожно малыми,
и следовательно ригель должен быть проверен
как балка, свободно лежащая на двух опорах.
440
А. А. НОВИКОВ
В соответствии с изложенным статический
расчет рамы рекомендуется вести в двух предпо¬
ложениях.
1. В предположении абсолютно жесткой двух¬
шарнирной схемы (фиг. 11); по этой схеме вычис¬
ляются:
а) расчетный узловой момент Мс\
б) соответствующая нормальная сила в ноге Ncl>\
в) значения вертикальных и горизонтальных
составляющих опорных реакций.
2. В предположении
условной чечырехшар-
нирной схемы (фиг. 12);
по этой схеме вычисля¬
ются:
а) наибольший поло¬
жительный момент в ри¬
геле Mj и б) соответ¬
ствующая нормальная
сила в ригеле NBC.
В рассматриваемых рамах отношение длины
і2 ноги к пролету I рамы обычно не превосходит
0.55, т. е :
т=к= о,55.
Для такой рамы наибольшие значения расчет¬
ных усилий от снеговой нагрузки всегда полу¬
чаются при равномерном загружении.
При определении усилий от ветровой нагрузки
можно условно перенести все давление ветра
на подветренную ногу, положив w2 = 1,4м>0.
Расчетная схема загружений представлена на
фиг. 11, где w2 = l,4w/0— ветровая нагрузка
на 1 м длины ноги;
glt 02» 9з — постоянная нагрузка на 4 м гори¬
зонтальной проекции;
Рі' Р2» Рг — снеговая нагрузка на 1 м гори¬
зонтальной проекции.
Горизонтальная ветровая сила Т на уровне
ригеля имеет место только при наличии между
рамами промежуточных импостов и определяет¬
ся по формуле:
T = n^V = w*nl*^<P' (!)
где п — число промежуточных импостов между
двумя рамами;
w2 — ветровая нагрузка на 1 м длины импоста.
Расчетным узловым моментом является наиболь¬
ший отрицательный момент с заветренной сто¬
роны (в узле С). Положительного момента в узле
обычно вовсе не возникает или же он достигает
лишь весьма незначительной величины.
Расчетный изгибающий момент в ноге может
быть взят у начала жесткого узла (фиг. 13).
При этом можно принять
Μψ =МС11Г^ ; (2)
при обычных размерах 12 и а
М%) = 0,8571^. (2')
Ввиду того что нормальная сила в ноге изме¬
няется по ее длине незначительно, за расчетную
ее величину КCDt соответствующую расчетному
моменту М(£), можно принять нормальную силу
в точке С.
Расчетный изгибающий момент Мт в ригеле
определяется в середине пролета как в простой
балке, свободно лежащей на опорах.
В исключительных случаях при больших бо¬
ковых нагрузках на раму необходима проверка
ригеля по его опорному моменту, соответствѵ
ющэму жесткой двухшарнирной схеме раМы
В этом случае расчетная величина опорного
момента может быть приближенно определена
по формуле:
Ш$ = 0,7Мо. (3)
Ввиду того что удельный вес нормальной силы
в работе ригеля незначителен, расчетная вели¬
чина ее, соответствующая моменту Мь может
быть взята приближенно по формуле:
N ВС — Hcih (4)
где Ncj) — расчетная нормальная сила в точке С
ноги, определенная для двухшарнирной схемы.
3) Определение расчетных величин в двухшар¬
нирной раме
Статический расчет жесткой двухшарнирной
рамы производится обычными методами строи¬
тельной механики Г
В табл. 1 2 приводятся готовые формулы для
определения распора Я рамы от различных
нагрузок. Формулы даны для произвольного
угла φ наклона ноги и Іх Ф /2.
После определения распора Я дальнейшая
задача сводится к решению статически опреде¬
лимой системы, загруженной помимо внешних
нагрузок силами Я.
Фиг. 13. Эпюра моментов
Ниже приводятся графики для определения
углового момента, нормальной силы и опорных
реакций двухшарнирной рамы при Іг = І2 и
φ = 30°, значительно облегчающие вычисления.
а) Графики для определения уз¬
лового момента Мс (фиг. 14)
Для определения изгибающих моментов вер¬
тикальные нагрузки на ногах рамы могут быть
разложены на составляющие нормальные и па¬
раллельные ноге, выраженные в кг на 1 пог. м
длины ноги.
Ввиду того что составляющие, параллельные
ноге, не вызывают в конструкции изгибающих
моментов, нагрузки, представленные на фиг. 11,
можно привести в общем случае к четырем типам
(фиг. 14):
іі = 9і + Pi,
іг — (9г + Рг) sin Ψ + w*'
іг = ііг + Рг)sin Ѵ*
Т = п · tg ψ>
где η — число промежуточных импостов между
двумя рамами. Для частного случая (φ = 30°
и 1г = 12) формулы для Мс приведены в табл. 2.
1 См. т. II, стр. 484 «Точные методы расчета рам».
8 Составлена но данным Клейнлогеля.
Фиг. 12. Условная четы¬
рехшарнирная схема
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
441-
Таблица 1
Формулы для определения распора
/
гтттши
V V
Ял = яо=а-5-(2і7+2ТТз)
4гѵ
11 5Ί + 6
HD =9 8Л 2іі + 3
НА
Ш9
TJ ... о2 5/г+б
НА HD <! bh 2/1+3
Q
“zrv
BD--BA =-r
А D
Таблица 2
Формулы для определения изгибающего момента в узле G
Вид нагрузки
Формула для Mq
Вид нагрузки
Формула для Mq
9ι
<hh
Яз l£ i h h\
12І! + 8І2
4 І6І1 + 4І2 l)
92
1
1
IjC
5-
f
15
T
; T · Iih
4 Ѵ6ІІ + 4І2 ' i /
1
2І
При 12 = Іт получим Іг = I — l2 sin φ =
= I — 0,5 Іт, и общее выражение для Мс при
суммарном действии нагрузок представится в виде:
Мс = ( axqx — о2(?2 ®з?з) α^Τί. (5)
Выражения для коэфициентов alt α2, α3, α4
и их числовые значения для различных величин
т = -1 приведены на графиках (фиг. 14).
При пользовании графиками а нужно иметь
в виду, что числовые величины коэфициентов а
увеличены в 100 раз, т. е. при исчислении погон¬
ной нагрузки в килограммах и пролета в метрах
изгибающие моменты получаются в килограммо-
сантиметрах.
б) Графики для определения нор¬
мальной силы N CD в точке С ноги
(фиг. 15)
Действующие на раму нагрузки могут быть
по предыдущему приведены к четырем: q1$ q2, qs
и Т.
Общую формулу для определения нормальной
силы в точке С ноги получим аналогично пре¬
дыдущему:
Пев = [РіЯі - β*1ι + £з<7з) I — А*1. №)
где коэфицинты fllt β2, /?3, βΑ имеют выражения
и числовые величины, данные на графиках.
Составляющие нагрузок д3 и /?3, действующие
вдоль ноги (фиг. 11), не влияют на величину
І42
А. А. НОВИКОВ
Графики дли определения моімснтов в узлах двухшарнирпоіі рамы
М0 = (— аіРх — azP3 + azPz) Р — α,ΓΖ;
М(7 — момент в узле С в кгсм\
Р — равномерная нагрузка в кг на 1 м эле¬
мента , действующая перпендикулярно к его
оси;
Т — горизонтальная сила на уровне ригеля в иг*
I — расчетный пролет рамы в м. *
α3 = 25т2 £(1
2 (з — m)J
α4 = 43,3 (1 — m) m
І
Фиг. 14
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
443
Графики для определения нормальной силы в ногах двухшарнирной рамы
Ncd — {— β&ι — /?2<7г + βζ4ζ) I — β*Τ;
Ncd — нормальная сила в ноге CD в кг;
q — равномерная нагрузка в кг на 1 м элемен¬
та, действующая перпендикулярно к его
оси;
Т — горизонтальная сила на уровне ригеля в кг;
I — расчетный пролет рамы в м.
βι =0,577 [(1 — m)+ --g—ft = 0,1445m [(l + 3m) + m8l^---)]
Фиг. 15
ш
А. А. НОВИКОВ
Графики для определения горизонтальной еоетавлятоШей опорной реакции друхінарнирной рамы
Гі_ия[!т«+Г§53у
Ηώ — [Уі?і+72?2 УзЯз+Уг ~^] 1 + -J
ΗΌ— горизонтальная составляющая опорной ре¬
акции в точке D р кг;
qlt ?з — равномерные нагрузки в кг на 1 м
элемента, действующие перпендикулярно к его
оси;
#4, </5 — равномерные вертикальные нагрузки
в кг на 1 м горизонтальной проекции ноги;
Т — горизонтальная сила на уровне ригеля в кг;
I — расчетный пролет рамы в м.
Уз = 0.1445т
12 —5т
3 — m
γ2 = 0,1445 !j——
* * ’ 3 — m
m
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
44Ь
Графики для определения вертикальной составляющей опорной реакции двухшарнирной рамы
<5j = ,5(1—т)
δ,
δ — 0,5m (1 —т)
05
/77=0,35 0,40 0,45 0,50 0,55
*7 = [Ѵ <?ι + 4 (?г + f-)+<53-?3+^-i6] Z + <54 . T
V в~ вертикальная составляющая опорной ре¬
акции в точке D в кг;
Яг—равномерные нагрузки в кг на 1 м
элемента, действующие перпендикулярно к его
оси;
Яь— равномерные вертикальные нагрузки
в кг на 1 ж горизонтальной проекции ноги;
Т — горизонтальная сила на уровне ригеля в кг;
I — расчетный пролет в м.
<52 = 0,5т2
Фиг. 17
446
А. А. НОВИКОВ
нормальной силы в верхнем сечении ноги. При
определении же нормальной силы по длине ноги
в ф-лу (6) необходимо внести поправку:
— (9а + Рз) sin 9 · cos ψ · X,
где X — расстояние рассматриваемого сечения
от точки С.
в) Графики для определения опор¬
ных реакций (фиг. 16 и 17)
Графики для определения Я и V составлены
для двух нагрузок на ногах: 1) вертикальной
и 2) нормальной к ноге.
В тех случаях, когда величины HD или VD
от обоих видов нагрузок на ноге имеют простей¬
шую зависимость, дается один график для обоих
случаев, зависимость же между ними указывает¬
ся в общей формуле [см. ф-лы (7) и (8)].
В соответствии с принятыми типами нагрузок
общие формулы получены в следующем виде:
НВ = \уіЧі + УаЯа ~ УаЯз + У а 56 ] 1 + Т > (7)
у в = [*і9і + (?2+ j) + <Ss?3 + -5s?5] l+ЬТ. (8)
Снеговая нагрузка (равномерное загружена
в тех же мерах: '
Рі = 80 · 6 = 480 кг/м
Р2 — Рз = 80 · 3 = 240 кг;м.
Ветровая нагрузка на 1 пог. м ноги:
ги2 = 30 · 1,4 · 3 = 126 кг/м.
Горизонтальная сила Т на уровне ригеля*
Ѵ>2І2
2cos ψ
126 · 3,29
2 - 0,866
239 кг.
в) Расчетные изгибающие моме м-
т ы
Расчетные нагрузки приводим к схеме, указан¬
ной на фиг. 14. Для этого разлагаем вертикаль¬
ную нагрузку на ногах на составляющие:
1) нормальную к ноге и 2) параллельную ноге.
Выражая нагрузки в кг/м длины элементов^
получаем (фиг. 14):
Яі — 9і + Pi — 480 -f 420 = 900 кг/м;
Я2 = (92 + Ра) sin2(P + w2 = (240 + 220) χ
X 0,25 -f 126 = 241 кг/м;
4) Проект двухшарпирной рамы (фиг.18, 19, 20)
Во всех приведенных ниже примерах расчета
приняты следующие данные: древесина — сосна
марки I с влажностью не более 23%.
Допускаемые напряжения
[л_] = [гс+] = 100 · 0,9 = 90 кг/см2;
К] = 110 · 0,9 = 99 кг/см2.
а) Схема конструкции (фиг. 4)
Расчетный пролет I = 7,30 м; І.г = 3,29 м;
Іг = 4,01 м.
φ = 30°; sin φ = 0,500; cos<p = 0,866;
tg <p= 0,577.
Расстояние между рамами a = 6,00 м.
б) Расчетная схема нагрузок
(фиг. 11)
Постоянные нагрузки на единицу длины го¬
ризонтальной проекции:
дх = 420 кг/м;
92 === 9з === 220 кг/м.
Яг = (0з + Рг) sinV = (240 + 220) · 0,25 =
= 115 кг/м;
Т = 239 кг.
Пользуясь графиком (фиг. 14) при
m = -l =7Ж = 0,45·
находим расчетный момент в узле С:
М-с = ( «101 «202 «30з) CL4TI =
= (— 1,63 · 900 — 3,23 · 241 + 2,35 · 115) X
X 7,302 — 10,7 · 239 · 7,3 = 123 900 кг/см.
Наибольший расчетный момент в ригеле как
в простой балке:
Мі = —1 =
gi*i _ 900 · 4,012
100 = 180 500 кгсм.
'Ll- 8 - 8
г) Расчетные нормальные силы
Наибольшую нормальную силу в ноге CD
у узла С, соответствующую расчетному моменту
МСі определим, пользуясь графиками фиг. 15.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
UT
При т =0,45 получим:
NcD = ( — РіЯі ~Ь ^ =
^ (—0,339*900 — 0,158*241 + 0,0165*115)*7,30 —
— 0,587 * 239 = - 2 640 кг.
e) Расчет сечений
1. Сечение ригеля принято по фиг. 8,а: h=24 сл*;
а = 5 см; с = 5 ел»; Рвптп^Ш с.иа; =
= 1 920 ел*3. Проверяем напряжения:
Zi 401 ,г „
Τ = ·24=16'7: У* =0,59;
= *L + Д. . [nj =
Ф * брутто W [п_П
1 320
0,59 · 480
+
,180 500 100 Qn . . ,
+ “Г920~ · ПО = 90Д **№·
2. Сечение ноги из условий кон¬
струирования жесткого узла со¬
храняется то же, что и ригеля.
Расчетный момент в ноге у на¬
чала жесткого узла (фиг. 13):
M=f(h-a) =
= (3,29-0,5) =
= 105 000 тем;
N CD = 2 640 кг; Іх = 12 = 329 см;
120 см;
1у = Ь:
Наибольшую нормальную силу в ригеле при¬
нимаем приближенно:
NBC = 0,5NCJ>= — 0,5 · 2 640 = — 1320 кг,,
^ ^ = 13,7; φχ = 0,67j
І = 24; <py = 0,42;
Nod
_ , Μ β [η_] =
Fбрутто ' Φχ ' Фу W l^w]
2 640
* +
10 500
гтх = 69,2 кг/см*.
480 - 0,67 · 0,42 1 1 920 110
ж) Жесткий узел (фиг. 19)
Жесткость узла достигается двумя рядами
парных прокладок, соединяемых с элементами
рамы гвоздями 0 Ь, I = 150 л*л«. Ширина про¬
кладок Ъ = 22 см.
Расчетный момент в узле Мс — —123 900 кгем.
Усилие в прокладке можно приближенно при¬
нять:
N = **£ = = 5 620 кг.
Фиг. 20. Детали опоры
Д) Расчетные опорные реакции
Обозначая нагрузку на заветренной ноге д3 +
+ Рз = <75, наибольшую величину горизонталь¬
ной составляющей опорной реакции определим
по формуле:
HD = \?іЯі + Уг [Яг~\~15)] 1 + γ ·
Подставляя в формулу значение коэфициентов
Ух и у2 при iп = 0,45, получим по графику фиг. 16:
Hs = [о,2 . 900 + 0,143 (241 + J · 7,30 +
i 239 .
+ — = 1 810 кг;
Ув ~ (5і?і + ^2 Яг + ^5 Яъ) I "Ь ^4^ ==
= (0,275 * 900 + 0,10 * 241 + 460 · 0,20) * 7,3 +
+ 0,39 * 239 = 2 745 кг.
Усилие, воспринимаемое одним срезом болта
0 16 (по смятию прокладки):
Тб= 0,5 * 5 · 1,6 * 72 = 288 кг.
Усилие, воспринимаемое одним срезом гвоздя
05, Ζ = 150 л*л« (по изгибуѵ„
ΤΜ = 0,8 · 0,52 \f1 800 * 72 = 72 кг.
Необходимое количество гвоздей на полупро-
кладку с каждой стороны:
N — η . 2 » Тб = 5 620 — 1 150
τι · 2 * Τ'гв 4 · /2
= 16 шт.
3) Опора (фиг. 20)
Hd = 1 810 кг; Vd = 2 745 кг.
Анкерные болты (2 0 25) закреплены в бетоне·
хомутами 0 8, уложенными поверх основных,
хохмутов железобетонного элвхмента.
448
Л.А. НОВИКОВ
Учитывая трение, получим горизонтальную
силу, передаваемую на анкерные болты:
Я = 1 810 — 2 745 · 0,3 = 988 кг
и ивгибающий момент, действующий в болтах:
М = 988 · 2,0 = 1 980 кгсм.
Растягивающая сила в анкерных болтах,
возникающая при опрокидывании уголка:
N ~ -988 -V19’- = 1 650 кв.
9,0.т
Напряжение в анкерном болте:
N
W F нетто
„ М ,
= w +
1 980
+ = 878 »/«*·.
1,53 · 2 1 3,57 · 2
Напряжение в полке уголка по линии болтов:
Μ , N __ 9 880 , 988
Wбрутто ^брутто 8,15 25 · 1,4
= 1 240 < 1 400 кг/см2.
Напряжение смятия в опорных досках заве¬
домо менее допускаемого.
б) Подвешивание монорельсовых путей
При наличии под фонарями монорельсовых
путей нет надобности в замене рамы стержневой
Фиг. 21. Подвешивание монорельса
к Ферме
безраспорной системой (фиг. 21) или в устрой¬
стве специальных дополнительных балок (фиг. 22).
Фиг. 22. Подвешивание моно¬
рельса к дополнительной балке
Нагрузка от мопорельса может быть передана
непосредственно на раму с помощью балки
Фиг. 23. Подвешивание монорельса
к раме
АЕ, подвешенной к раме в точке Е на тяжах
BE и СЕ (фиг. 23). Указанная конструкция обла¬
дает рядом преимуществ:
1. Сохраняется стандартность основной кон¬
струкции (рамы), так как нагрузка от монорельса
вызывает в элементах рамы лишь незначитель¬
ные нормальные усилия.
2. При проектировании здания легко преду¬
смотреть возможность передвижки или удли¬
нения монорельсовых путей путем последующей
установки балок АЕ и тяжей.
3. В том случае, когда монорельсовый путь
расположен не по всей длине здания, сохраняет¬
ся единое архитектурное оформление фонаря
при минимальной затемненности его. конструк¬
тивными элементами.
4. Конструкция дает значительную экономию
в сравнении с типом, представленным на фиг. 22.
Благодаря наличию в конструкции распора
применение ее в покрытиях на Т-образных
колоннах по сравнению со схемой фиг. 21 дает
некоторую экономию материала в железобетон¬
ных элементах (при небольшой высоте цеха).
Рассматриваемая схема подвесного устройства
(фиг. 23) выгодна тем, что при загружении силой
Q она противодействует горизонтальным сме¬
щениям рамы, возникающим от несимметричных
нагрузок
шшш
f-
4—я»_?
в иг. 24. С*ема монорельсовой балки
Если величина несимметричных нагрузок (снег,
ветер) невелика, тяжи BE и СЕ подвесного
устройства растянуты, и систему можно рассмат¬
ривать как ферму (фиг 23) с шарнирами в узлах
Фиг. 25. Расчетная схема на
боковую нагрузку
В и С. Заменяя несимметричную часть нагрузок
эквивалентной им силой Я = Τ’, усилия в эле¬
ментах подвесного устройства от сил Т и Q,
получим из формул:
ЛТ Q L Т
И СЕ 2 cos а ' ~2~
Sin (90 — φ) .
Sin (а + φ) ’
(9)
N — ^ Т _
BE 2 COS а 2
Sin (90 — φ) .
sin (а + φ) 9
(9')
Л7 т* sin. (90 Ф) π·η л
Хт λ τ 1 · Г / 1 V · Sin CL·
Аѣ Sin (а + φ)
(10)
При большой относительной величине силы Т
тяж BE вследствие сжимающих усилий [ф-ла
(9')] выключается из работы, и статическую схему
нужно принять по фиг. 25.
Пример 1. Требуется рассчитать
конструкцию для подвешивания
монорельса к раме (фиг. 26, 27, 28,
29).
а) Схема и нагрузки (фиг. 23)
^α=θϊί=°-703: « = 35=10';
cos а =0,817; sin а = 0,575.
Расчетные нагрузки от собственного веса, снега
и ветра — см. выше.
Монорельс подвешивается к любой точке
балки АЕ.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
449
Фиг. 26. Конструкция для подвешивания монорельса к раме. Общий вид
Грузоподъемность монорельса:
<2j = 1 000 кг;
вес тележки:
Q2 — 140 кг;
вес монорельсовой балки:
Q3 = 60 · 60 = 360 кг.
Полная нагрузка на раму:
В нашем случае имеем (см. выше):
w2 = 42 · 6 = 252 кг/м;
1 1
Р'2 = Pl 1 _(1 -т) а = 80 * 6 1 - (1 - 0,45) 0,61
= 720 кг'м горизонтальной проекции;
/?w=80 -6=480 кг/м горизонтальной проекции, т. ѳ.2
Т = (252 + ,-^6 = 592 «а.
Q = 1 000 + 140 + 360 = 1 500 кг.
Для проверки возможности появления сжима¬
ющих усилий в тяжах БЕ и СЕ предполагаем,
что монорельсовая балка может быть подвешена
по неразрезной двухпролетной схеме (фиг. 24).
В этом случае минимальная опорная реакция
на крайней опоре:
Д0 = 0,375 - — 0,094 (<?3 + <?8)= 0,375 -360 —
— 0,094 · 1 140 = 28 кг,
т. е. даже при невыгоднейшей нагрузке сжима-
іцих напряжений в тяжах не возникает.
б) Статический расчет
Наибольшее усилие в тяже СЕ возникает при
вагружении системы силой Q и несимметричной
нагрузкой (снег, ветер). Сила Т, эквивалентная
несимметричной нагрузке, определится из выра¬
жения:
т = («, + -Jl .
V 3 4 / COS φ
Фиг. 29. Деталь опорного узла А
Нормальные усилия в тяжах [ф-лы (9) и
(9М].
1 Ν _ Р , JT _ sin (90-у) 1 500
СМ 2 COS Л 9. «sirWrt -!- <гЛ 9-0817 ·"
Sin (α + ψ) 2 · 0,817
+ Ψ · = 915 + 283 1198
N be — 915 — 283 = 632 кг.
Деревянные конструкции
29
450
Л. А. НОВИКОВ
Нормальные усилия в элементе АЕ:
Naf=T .
sin (90 — у)
sin α =
егао 0,865
592 * 0,907
Sin (α + Φ)
0,575 = 325 кг.
Для проверки напряжений в ригеле и ноге рамы
нормальные усилия определяем приближенно,
суммируя усилия от груза Q с усилиями в раме
от нагрузок по фиг. 11 (см. пример проектиро¬
вания):
NB0 = — γ (tg a + tg φ) — 1 320 =
= — 750 (0,703 + 0,577) — 1 320 = — 2 280 кг;
Ncd — — τΑττζ— 2 640 =
1 500
2 · 0,866
2 COS φ
2 640 = - 3 505 кг.
Опорные реакции будут:
Hj> = |· tg ψ+ 1 810 = 750-0,577 + 1 810=2 240 кг;
VD = + 2 745 = 3 495 кг.
Рама может быть выполнена по двухшарниппой
(фиг. 30) или по трехшарнирной (фиг. 31 и 39\
схеме.
Двухшарнирная рама несколько более жестка
удобнее для монтажа и сама по себе несколько
экономичнее трехшарнирной. Однако необхо¬
димость устройства уклона кровли, достигае¬
мого в двухшарнирной раме клиновидными на¬
кладками, а в трехшарнирной — переломом оси
ригеля в шарнире, делает обе конструкции эко¬
номически равноценными.
Фиг. 30. Двухшарнирная рама
в) Подбор сечений
Тяжи БЕ и СЕ
Расчетное усилие N = 1193 кг.
Принимаем сечение из круглого железа 0 16.
Ослабленная площадь Fn = 1,37 см2.
Напряжение:
тц_= = 875 < 1100 kzJcm2.
Ригель рамы ВС:
N вс = — 2 280 кг; Мг = 180 500 кгсм.
Размеры сечения соответствуют принятым
примере" 1. Напряжение:
п N м ' Гп_] _
Ф · Fбрутто W [nw]
2 280 + ШМ0 . 1^0 = 93>5 ^ 90 кг1см^
" 0,59 · 480
Б а л к а АЕ:
Nae= 325 иг»
_ «іа , QI _ 18 · 3,652
М — 4- 10 * '
ІКАтах — о i /, — с
+
8
1 500 · 3,65
8
= 1 395 кгм.
+
Сечение: h = 24 см; b = 14 см; W — 1 345 см?.
Пренебрегая нормальной силой, получим:
М 139 500 л по л лл / 9
п+— — 1 з~45~ — ЮЗ ~ 100 кг!см г
Напряжения в жестком узле, ноге и опор¬
ной конструкции рамы не требуют поверки вслед¬
ствие малого изменения расчетных величин.
3· Рамы шпренгельного типа
1) Конструкция
Несущая способность рам шпренгельного типа
значительно выше, чем рам с жесткими узлами.
Шпренгельные рамы главным образом приме¬
няются для перекрытий больших пролетов (до
9—10 м), где двухшарнирные рамы обычно труд¬
но осуществимы, однако и при меньших проле¬
тах применение их оправдывается экономично¬
стью и жесткостью и п этому может быть рекомен¬
довано во всех случаях, когда в архитектурном
отношении конструкция не вызывает возражений.
Фиг. 31. Трехшарнирная рама
с повышенным шарниром
Фиг. 32. Трехшарнирная рама
с пониженным шарниром
Трехшарнирная схема имеет преимущество
в том случае, когда нет уверенности в неподвиж¬
ности опор рамы.
Положение шпренгеля в обеих схемах конструк¬
ции определяется требованием наилучшего ис¬
пользования мощности ног и ригеля, а также
архитектурными соображениями.
Из этих соображений в схемах (фиг. 30, 31.
32) ригель подпирается шпренгелем в четвертях
его длины, а ноги — в их серединах. При такой
схеме ноги рамы обычно получаются более мощ¬
ными, чем ригель, и сечения ног выполняются
по фиг. 33, а или б.
При назначении размеров сечения ноги по фиг.
33, а следует обеспечивать полный срез гвоздей
по внутреннему шву 1—І, так как в противном
случае может встретить затруднение размещение
их в узлах К и Е (фиг. 30) при прикреплении
шпренгеля. Обычно размер b = 2a обеспечивает
удачное конструирование рамы.
При сечениях ноги по фиг. 33, a и ри¬
геля по фиг. 33, 6 они сопрягаются в
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
451
Ѵ8ле В простым перепуском концов досок,
благодаря незначительности расчетных усилий
узле В осуществление его не вызывает
атруднений. При проектировании рамы’ особое
внимание должно быть обращено на узлы К и
β шпренгеля, в которых большая нормаль-
а) б)
ы
1І
\9
-$a\-c±dt-
а) — сечение ноги,
б) — сечение ригеля
Фиг. 33. Сечения рамы:
ная сила требует значительного количества
многосрезных соединений. Сечение шпренгеля
и сопряжение его с ногою и ригелем могут быть
выполнены по типу I или II (фиг. 34). Сопря¬
жение по типу II рекомендуется при больших
усилиях в шпреніеле, так как оно повышает
мощность нагельного соединения в узле Е.
а)
Тип\
Сечение Сечение
шпренгеля ригеля
б)
Фиг. 34. Конструкция шпрен¬
геля
Сопряжение по типу II может быть использо¬
вано также и в том случае, когда из архитектур¬
ных соображений желательно придать шпрен-
гелю минимальную ширину.
2) Метод расчета
а) Двухшарнирная рама
Особенность расчета двухшарнирной рамы за¬
ключается в необходимости учета смещений
в нагельных соединениях при наличии стати¬
ческой неопределимости рамы. Величина этих
смещений в узлах К, Е и В рамы влияет на ра¬
боту конструкции, и это влияние должно быть
учтено в расчете.
Статический расчет рамы может быть выпол¬
нен обычным «методом сил».
Большие удобства представляет разложение
нагрувки на симметричную и обратно симмет¬
ричную (метод Андре, фиг. 35). При обратно сим¬
метричной нагрузке изгибающий момент в се¬
редине ригеля М8 = 0, что сводит вторую
часть задачи к решению статически определимой
конструкции (фиг. 35, в, г).
Изложенное позволяет принять следующий
ход расчета двухшарнирной шпренгельной рамы г.
Расчет рамы на симметричную
нагрузку. Основная система получается
разрезом шпренгелей (фиг. 36) и представляет
1 Принцип заимствован из работ инш. В. Г. Писчикова
U932 г.).
собой четырехшарнирную раму, обладающую
мгновенной неизменяемостью под действием сим¬
метричной части расчетной нагрузки.
Пренебрегая продольными деформациями эле¬
ментов, определяем неизвестное усилие X в шпрен-
геле из уравнения упругой работы изгиба стерж¬
ней рамы в двух предположениях: і) без учета
нагельных смещений в узлах рамы и 2) с уче¬
том нагельных смещений.
а)
Действительная
нагрузка
б)
т Г
Симметричная
нагрузка
е
Обратно симметрич¬
ная нагрузка
Фиг. 35. Метод Андре
тричную
Расчетная схема для
обратно симметричной
нагрузки
при расчете на несимме-
нагрузку
Таким образом получим два уравнения:
Χ.δχχ+Δίχ = 0·,Χ = -^-·, (И)
- Λ) = 0; X' = ; (11')
δχχ — упругое расхождение точек К и Е под
действием на основную систему сил X = 1;
Aqx — упругое сближение точек К и Е под дей¬
ствием симметричной части расчетной нагрузки;
Δ 6 — сближение точек КиЕ вследствие сдвигов
в соединениях узлов К, Е и В под расчетной
симметричной нагрузкой. Величину Δ0 можно
принять равной 0,2—0,3 см, считая влияние
сдвига каждого из трех узлов равным в среднем
0,07—0,10 см.
Фиг. 36. Основная система
Величина Aqx определится из выражения:
Δίχ = У в · sin У + УК sin а, (12)
где уЕ и ух — прогибы точек Е и К в направле¬
ниях, перпендикулярных к ригелю и к ноге.
Величины прогибов уЕ и уЕ в точках Е и К
нетрудно найти из уравнения упругой линии
простой балки 1 2. В частном случае, когда точка
2 См. т. II, стр. 350.
29*
А. А. НОВИКОВ
V го
■і 04
Е находится в четверти длины ригеля, а точка
К — в середине ноги, величины прогибов будут:
Уе~ 0,00928
Qilj .
Eh >
,. _ Jl . Я&к
УК 384 Eh ’
(13)
(13')
Величину δχχ найдем по формуле Мора-Макс¬
велла (фиг. 37,а):
* 1 [·Μ%·άχ ^ {· Ml-dy
0χχ~ 2,J Eh +J Eh
0 0
M%·11 JUf · h
— 3EIi 3 Eh ’
(14)
где ME и MK — изгибающие моменты в точках
Е и К основной системы от действия сил X — 1.
Фиг. 37. Эпюры М в фик¬
тивном состоянии
Величину Ьхх можно выразить также непосред¬
ственно через прогибы точек Е и К, пользуясь
уравнениями упругой линии элементов рамы:
= ~Шй ■ Sini γ + l8Eh · Sin2 “· (14 Ί
Определив усилие X в шпренгеле без учета
и с учетом гвоздевых смещений, можем построить
для обоих случаев эпюры моментов, нормальных
и поперечных сил от симметричного загружения.
Для построения результативной эпюры момен¬
тов достаточно наложить эпюру MQ (фиг. 37,6)
на эпюру Мх (фиг. 37, а), увеличенную в X раз.
Расчет рамы на обратно сим¬
метричную нагрузку. Обратно сим¬
метричная нагрузка рамы может состоять из
равномерного загружения обеих ног (фиг. 35, в)
и из двух сосредоточенных горизонтальных
т
сил на уровне ригеля. Последняя нагрузка
обычно имеет место в том случае, когда между
рамами располагаются промежуточные импосты.
При расчете рамы на обратно симметричную
нагрузку рассматриваем ее как трехшарнирную
статически определимую с шарниром в сере^
дине ригеля.
Расчетная схема для этого случая (фиг. 35, г)
позволяет без затруднений построить эпюры
Μ, N и Q.
В итоге имеем эпюры Μ, N и Q:
1) от симметричной нагрузки без учета сме¬
щений в узлах,
2) от симметричной нагрузки с учетом сме¬
щений,
3) от обратно симметричной нагрузки.
Суммируя невыгоднейшим образом эти эпюпы
[1) и 3) или 2) и 3)], получим расчетные значе
иия Μ, N и Q для подбора сечений.
Предложенный метод расчета иллюстрируется
примером 2.
Пример 2. Требуется определить
изгибающие моменты в д в у х ш а п-
II ирной шпренгельной раме, пред¬
став л е н н о й на фиг. 36.
Размеры рамы: I = 8,3 м; Іх = 5,00 м; I =
= 3,30 м; 2
φ = 30°; а = 25°20'; у = 34°40'.
Симметричные нагрузки:
q1 = 900 кг/м; q* = 200 кг/м.
Моменты инерции приняты:
Іл = 1 100 см4; І2 = 10 700 с,и4.
В фиктивной системе при действии на нее на¬
грузок и qz и силы X = 1 m получаем
эпюры изгибающих моментов в тонносантимет-
рах, представленные на фиг. 38, а и б. По ф-ле
(12):
Aqx = J^sin γ + Ук sin а = 0,00928 · ~^5 ·[ χ
X 0,568 + A - 2А* 3304
105 . 10 700
= 4,17 + 0,29 = 4,46 см
105 . 7 юо '
0,427 =
Фиг. 38. Величины момен¬
тов в фиктивном состоянии
системы
По ф-ле (14):
, _ 1 м%1' ,
°3 * ЕІ! + 3Eh
1 71,02-500 .
3 ‘ 102 . 7 100
35,22 . ззо
3 · 102.10 700
= 1,185 + 0,075 = 1,26 см.
Усилие в шпренгеле без учета нагельных сме¬
щений по ф-ле (11):
χ = _ 4?*=
°хх
4,46
1,26
= — 3,54 пг.
Возможное гвоздевое смещение А0 назначаем:
1) за счет сдвига в узлах К, В и Е (А'0 = 0,3 см),
2) вследствие перемещения каждой из опор рамы
на 0,8 см от середины пролета наружу:
Δ0 “ 0,8 І2 COS 30°
= 0,8
sin α
2 cos 30°
= 0,2
CM,
что дает:
Aq = A0 + A0 = 0,3 + 0,2 = 0,5 cm.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
Усилие в шпренгеле с учетом смещений узлов
по ф-ле (И7):
' Δαχ — Δο
4,46 — 0,5
1,26
= — 3,15 т.
Ординаты эпюры моментов без учета смещений
(фиг. 38, а и б):
М]? = MF= 211 — 71 · 3,54 = — 40 тем;
Мо = 281 — 71 · 3,54 = 30 тем;
мк = Mq. = 27,2 — 35,2 · 3,54 = — 97,4 тем.
То же при учете смещений:
МЕ= MF = 211 — 71 · 3,15 = 13 тем;
Ms = 281 — 71 · 3,15 = 58 тем;
MF= Mq. = 27,2 — 35,2 · 3,15 = — 83,8 тем.
б) Трехшарнирная рама
Статический расчет трехшарнирной рамы при¬
водится ниже. В общем случае конструкцию сле¬
дует проверять на две комбинации нагрузок:
1. Собственный вес + ветер 4* равномерный
снег.
2. Собственный вес + ветер + односторонний
снег.
В невысоких рамах ( -j <; 0,5) при относи¬
тельно малых боковых нагрузках расчетные
усилия обычно возникают при загружении /
за исключением поперечной силы в шарнире,
которая достигает наибольшей величины при
загружении 2. Как видно из рассматриваемого
ниже примера, наибольшие величины Μ, N и О
имеют место в заветренной половине рамы.
(снег, собственный вес) разлагались на состав¬
ляющие, нормальные к ноге и параллельные
ей. Последние в расчете не учитывались вслед¬
ствие их малого влияния. При расчете учтены
две схемы загружения конструкции:
1) собственный вес + ветер слева + равномер¬
ный снег (фиг. 39):
Яі = 900 кг; q2 = 240 кг; Зз = Ц5 кг;
Q = 240 кг;
2) собственный вес + ветер слева + одно¬
сторонний снег:
?і = 660 кг; q2 = 275 кг; qz = 115 «г·
Q =300 кг.
Нетрудно установить, что расчетные величины
изгибающих моментов нормальных и попереч¬
ных сил имеют место при схеме 1, поперечных
же сил в шарнире S — при схеме 2.
в) Расчетные величины
Опорные реакции:
νΛ = ψ + ψ{ΐ. Sinf) +
, ЧЯ12 ___
I оГ
Qi 2
'2ΐ
COS φ =
, 240 · 3,3 5 . 115 · 3,32
8,3 2 + 2“ · 8,3
900 · 5,0
2
240 · 3,3
8,3
-Ι¬
ο,866 =
= 2 480 кг;
νΏ = + (?2 + ?з) h -sin Ψ — ѵл =
= 900 · 5,0 + 355 · 3,3 - 0,5 - 2 480 = 2 605 кг
3) Проект трехшарнирной шпренгельной рамы
а) Схема конструкции
Рамы располагаются через 6,00 м. В проме¬
жутках между ними в плоскости ног рамы уста¬
навливаются наклонные импосты.
Фиг. 39. Схема конструкции и нагрузок
Величины углов α, β, γ и φ (фиг. 39) и их
тригонометрические функции даны в табл. 3.
Таблица 3
Угол
Величина
tg
Sin
COS
α
23°10'
0,427
0,392
0,918
β
5°40'
0,100
0,100
0,995
У
31°10'
0,605
0,516
0,855
9
30°0'
0,577
0,500
0,866
о) Расчетные схемы загружений
Все равномерные нагрузки (qt, q2, qz) исчис¬
лены в килограммах на 1 м длины 12 и Іг.
При определении величины q2 и qz действу¬
ющие на ноги рамы вертикальные нагрузки
U 1 . Гт/ 7 *4 „ 7 / 7 17 8*П (0+9)\"|_
D ~ 2/TS VD * 1 г “ · *2 \l2 + h β /J-
2 605 · 8,3 -
900-52
= —l— l·
2 · 3,11 L
-115 - 3,3 (3,3 + 5 -£§§)] = 2 190 «г;
НА = НБ—(я-і — <1і) · h · COS<p — Q =
= 2 190 — 125 · 3,3 · 0,866 — 240 = 1 593 кг.
Усилия в шпренгелях КЕ и FG. Из
уравнения моментов относительно точек В и С
получим:
nke = ~ sirs + 2Ял ·cos φ — 2Fa · sin ψ] =
i
[240 · 3,3 + 2 · 1 593 · 0,866 —
Ν.
FG
0,392 1
— 2 . 2 480 . 0,5] = - 2 720 кг;
= — т 2Нв - cos φ — 2Гр - sin <р]
-[115 - 3,3 + 2 · 2190 · 0,866 —
0,392 1
— 2 - 2G05 - 0,5] = —3 990 кг.
Изгибающие моменты в ноге и ригеле
рамы можем определить как в простых балках
с пролетами 12 и , загруженных помимо сил
qlt q2, q9 усилиями в шпренгелях:
NFC · .
—, sin а =
4
Μ6 = 4ψ~·
= 115 - 3,31 _ 3 990JU. 0 392 _ _ ! ш
8 4’
_ <72ІІ ЯКЕ - h
м*=-а
240-3,32 2 720-3,3
8 4
sin а =
• 0,392 = —554 кгм;
454
А. А. НОВИКОВ
м _01ІІ Nfg · sin у _
F 4-8 8 * cos β ~
900-5,02 3 990 · 5,0 0,516
32 8 ' 0,995 1
: — 590 кгм;
Μ — _ Νκέ ' ll sin У
Ε 4-8 8 * C0Sj8
900-5,02 2 720 - 5,0 0,516 „ ол
= ЗІГ Г" · M9D = - 180 *«*·
Поперечные силы в ногах:
Q(n) __ q(h) _ Qjh Mg - 2 _
C D 4 І2
= 115 · 0,825 — 1 g3|02 = — 591 кг;
гМ _ _ n(«) _ qzh , Mr ■ 2 _
ѴЛ “ 4 В 4 ^ h
= 240 · 0,825 — -|+2 = - 138 кг.
Поперечные силы в ригеле:
<?f > = _ Q(p = (if _ fci) cos β =
= (90°3-’- — · 0,995 = 90 кг;
Qp =.(ψ + ^) cosβ =
= ( 900^ 5,0 — 185°д~] · 0,995 = 416 кг.
Нормальные силы. Усилие в нижней
половине ноги CD:
Ngd = — HD · sin φ — VΏ · COS φ ==
= — 2 190 · 0,5 — 2 605 . 0,866 = — 3 350 кг.
Усилие в верхней половине ноги CD:
Nqq = N— Nfq · cos ct = — 3 ЗэО +
+ 3 990 - 0,918 = + 310 кг.
Усилие в нижней половине ноги AB:
ΝΛΚ = — HA · sin φ — VA · cos φ =
= — 1 593 . 0,5 — 2 480 · 0,866 = — 2 946 кг.
Усилие в верхней половине ноги AB:
N кв — N лк — N 2τΕ· cos a =
= — 2 946 + 2 720 . 0,918 = + 446 кг.
Усилие в ригеле в тЪчке С:
Nc = Ncg · sin (30 +β)— <?<“> · cos (30 + β) =■
= 310 · 0,582 + 591 · 0,812 = 660 кг.
Усилие в ригеле в точке F:
NF = Nc + + · sin β + Νρα · cosy =
: 660 + 90°4 5~· 0,10 — 3 990-0,855 = — 2 638 кг.
Вертикальную реакцию в шарнире S опреде¬
лим по формуле:
Vs = ΊΓ + · sin φ VD.
При загружении по схеме 2 (фиг. 39):
275-3,3
2 - 8,3
ѵ _ 660 · 5,0 . 275 - 3,32 , 115 - 3,3-5,0 ,
Ѵ В— 2 2 · 8.3 2-8,3 +
. 300 · 3,3
8,3
0,866 = 2 047 кг;
Vs = 660 шг 5,0 + 115 2 3-’S—2 047 = - 207 кг.
г) Расчет элементов
Нога:
М = 113 300 кгсм; N = —3 350 кг.
Принимаем сечение по фиг. 33,а размерами:
h = 24 см; а = 4 см; Ь = 8 см; с = 4 см;
брутто
= 384 см2; Wx =
16 - 242
6
— 1 53э см3!
гх = 6,94 см; Іх = 330 см;
330
: 6,94
-V,
S-rS-«.«: ».= »,66;
У V Fбрутто ^ V 12 г 12/
= 0,46а = 0,46 · 4 = 1,84 см;
Іу^Шсм; £=Щ = 65; ^ = 0,55;
3 350
384 · 0,55
= Ν 4- - [п—1 =
F - <ру W ’ [nw]
• 113 300 100 qг» лл / і>
+ “1 535" ’ га “ 83 < 90 кгІсм~·
Примечание. При определении гу считаем,
что гвозди, соединяющие отдельные доски ноги,· не мо¬
гут обеспечить монолитности составного сечения ноги,
но обеспечивают единовременную деформацию досок
из плоскости рамы.
Ригель
М = 59 000 кгсм; N = — 2 638 кг.
Принимаем сечение по фиг. 33,6 размерами:
h = 24 см; а = 4 см; с = 8 см; F6vymmo = 192 см2;
Wх = 768 см3; Іх = 252 см;
й=В-4 = 36; ?*=0’74;
= JL . К .
FlVy + W [я J '
2 638
192 - 0,74
+
i 59 000 100 пл - пл / ·
+ “768" * 1І0 = 89 < 90 кгІсм -
Шпренгель. N = — 3 990 кг.
Принимаем сечение по фиг. 33, 6 размерами:
h — 16 см; а — 4
см; с = 8 см;
Fбрутто ~ СМ2\
1х = 1у = 260 см;
Ιχ — 260 _ tg г.
Тх “ 4Т62 “
ψχ= 0,60;
1Л = = 42,5;
Ту 6,11
= 0,70;
N
П = -= :
“ Fl<Px
3 990
: 52 < 90 кг/см2.
128 · 0,6
Узел Е (фиг. 41)
В узле Е шпренгель прикрепляется к ригелю
болтом 0 16 и гвоздями 0 4,5 мм, I = 90 через
прокладку, внешние же элементы шпренгеля
обрезаются по кромке ригеля и могут не при¬
торцовываться.
Допускаемое усилие на один срез болта 016
приу = 31° и полуоухой древесине:
по изгибу:
Tq = 0,5 - 1,62 у i 400 - 60 = 372 кг;
по смятию древесины ригеля:
Те = 0,7 · 4 - 1,6 - 60 = 269 кг.
Необходимое число гвоздей на узел:
т _ 3 990 — 269j_2 __ 59 шт_
59
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
4ύδ
Узел К. В узле К (фиг. 42) внешние элементы
шпренгеля непосредственно соединяются с но¬
гой гвоздями 0 4,5, I = 125 мм и болтом 0
16 мм.
Допускаемое усилие на один срез болта при
угле а = 23°:
по изгибу:
Тй = 0,5 · 1,62 |/"1 400 -65 = 384 кг;
Для передачи нормального усилия с проклад¬
ки на внешние элементы шпренгеля нужно по¬
ставить дополнительно гвоздей:
3990 Со
т,г “ -|Гд- = 68 ШТ.
Всего на шпренгель требуется гвоздей:
т, + тг — 93 шт.
Сечение ригеля 3~3
по смятию древесины ноги:
Т6 = 0,7 · 4 · 1,6 · 65 = 291 кг.
Необходимое число двухсрезных гвоздей на увел
пг =
3 990 — 291
59 - 2
- = 29 шт.
Расчет гвоздей в шпренгеле.
Сдвигающая сила по шву при продольном из¬
гибе на половине расчетной длины:
ri/2_ , ± [n^Ul __Л\
0 с Λι [П _ J \ q>y ) F
λ λο 384 110 /1 a \ 3 990 -«л
“ М3 * X · Щ (o77 “ Ί Ί28 = 730 ***
Необходимое число односрезных гвоздей 0 4,5,
1= 90 мм на полную длину шпренгеля:
т1 =
730 · 2
= 25
шт.
Узел В (фиг. 43):
= 310 кг; <?(.и) - 591 кг.
С ь
Равнодействующая усилий N^ и *
59
И = і/591а 4- 310» =670 кг
Λ. Λ. НОВИКОВ
4οϋ
Допускаемое усилие на один срез болта 0 16 мм
при угле а =62°:
Тб ~ 0,7 · 4 . 1,6 · 44 = 197 /гг.
Фиг. 43. Деталь узла В
Необходимое число гвоздей 04,5, 1 = 125 мм:
670 - 197*2 е
m = — = 5 шт.
4. Рамы с криволинейным поясом
1) Схемы и конструкция
Рамы с криволинейным поясом применяются
для фонарей пролетом от 10 до 15 м. Применение
их оправдывается технико - экономическими
показателями конструкции и архитектурными
преимуществами.
Такая рама состоит из гибкого криволиней¬
ного пояса (фиг. 46), неизменяемость которого
обеспечивается четырьмя жесткими балками АВ
BS, SC и CD, шарнирно связанными с поясом
системой стоек.
В зависимости от типа водоотвода с кровли
жесткие балки BS и SC располагаются с укло¬
ном внутрь или наружу, и рама выполняется по
схеме І (фиг. 46) или по схеме II (фиг. 47).
Гибкая арка имеет составное сечение из досок
(фиг. 49) и очерчивается обычно по дуге круга'.
Толщину d досок арки рекомендуется прини¬
мать не менее 35 мм.
Отношение радиуса гнутья R к толщине до¬
сок d должно быть не менее 200. В этом случае
доски выгибаются без пропаривания и начальные
Опорный узел (фиг. 44). Разлагая опор¬
ную реакцию на составляющие — нормальную N
и касательную Т, получим:
Т = Qd = 591 кг; N = ND = 3 350 кг.
Коэфициент запаса против скольжения:
іл N · φ 3 350 · 0,3 л
А Г ~ 591 —
Смятие опорной доски:
3 350 n г- i » ^
псж = 2"2ТГб = 9^
Конструкция шарнира S (фиг. 45) не требует
расчета вследствие незначительности попереч¬
ной силы (Vs = 207 кг) и назначается по мон-
тагкным соображениям.
напряжения гнутья при расчете не учитываются.
Таким образом из условия выгибания досок
конструкция удобно осуществляется в том слу¬
чае, когда радиус криволинейного пояса:
R > 200 · 0,035 = 7,0 м.
При выполнении рамы по схеме I радиус кри¬
визны арки не является препятствием для ее
осуществления благодаря небольшой величине
стрелы / арки. Для схемы I характерен угол
наклона ригеля β = 10°—30° внутрь пролета,
представляющий значительные преимущества:
1) он улучшает эксплоатацию гидроизоляционного
ковра, 2) создает лучшие условия для аэрации
и 3) повышает интенсивность освещения за счет
отражения света от внутренних поверхносте
кровли.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
45 7
По схеме II выполняются сравнительно низкие
рамы, где отношение длины ноги Z2 к пролету
рамы’ I составляет не более 0,25—0,30. В более
высоких рамах схема II требует применения
на арку тонких досок, что создает некоторые
конструктивные трудности. В этом случае при
уклоне кровли наружу следует переходить к
схеме III (фиг. 48), очерчивая арку из двух цент¬
ров с переломом оси в точке S.
F Жесткие балки, воспринимающие главным об¬
разом изгибающие моменты, обычно имеют вы¬
сокие сечения, гибкая же арка развивается
преимущественно в ширину. Последнее особен¬
но необходимо, когда продольные связи по ниж¬
нему поясу отсутствуют.
Учитывая значительную потерю жесткости
арки вследствие податливости соединений (гвоз¬
дей), можно принять, что отношение жесткости
верхнего пояса к жесткости арки в плоскости
системы равно бесконечности.
Таким образом можно считать, что изгибающие
моменты полностью передаются на жесткие бал¬
ки, арка же представляет собой кинематическую
цепь, неизменяемость которой обеспечена стой¬
ками.
В зависимости от пролета и нагрузки сечение
арки выполняется по типу I (фиг. 49, а) или по
типу II (фиг. 49, б).
Ь ->(‘■£’■»1 о\- —І*-С -ійI—
\а) ■· 6J
Фиг. 49. Сечение арки
Для обеспечения полного среза гвоздей в сред¬
нем элементе сечения типа I ширину его следует
принимать Ъ ^ 2а.
Жесткие балки (нога и ригель) выполняются
из двух или трех элементов (фиг. 50, а, б). Если
при трехветвевом сечении арки нога выполняет-
балок
ся из двух досок, а ригель из трех или одной,
то узлы А и В конструируются наиболее удачно.
В опорном узле А элементы должны быть
центрированы. Поэтому доски ноги следует
располагать в разных плоскостях с ветвями
арки, так как в противном случае срезка ноги
по кромке нижнего пояса усложняет конструк¬
цию.
Конструкция узла S должна допускать воз¬
можность расчленения рамы на две независимые
части, что зачастую необходимо при транспорти¬
ровании и монтаже конструкции.
В стойках системы обычно возникают только
сжимающие усилия, поэтому для сопряжения их
с поясами может быть допущен простой торцевой
упор. Однако из соображения монтажа должна
быть обеспечена возможность воспринятыя со¬
пряжениями небольших растягивающих усилий.
Назначая расстояния между стойками, необхо¬
димо учитывать гибкость арки и внешний вид
конструкции.
2) Методы расчета
а) Аналитический метод
Все действующие на раму равномерно распре¬
деленные нагрузки можно привести к т р е м ь
(фиг. 51):
9і = 9і + Рі\
Я2 = (92 + Рй) sin* φ 4_ Wi>.
Яі = (92 + Pi) sin2 φ—w'l
Действие на раму промежуточных импостов
выражаем силами Q2 и (73, нормальными к ноге
рамы, причем:
9
92 *2
2 2
И <? 3
93*2
2 ·
Составляющими нагрузок, действующими вдоль
ног, вследствие малого их влияния на напряже¬
ния пренебрегаем.
Ниже рассмотрен аналитический расчет рамы
по схеме I (фиг. 46) при угле φ = 30°.
Но выведенными формулами можно пользо¬
ваться и при расчете рам по схемам II и III,
изменив знак у угла β на обратный. Вертикаль¬
ные составляющие опорных реакций опреде¬
лятся как в простой балке пролетом /{фиг. 51):
у 91*1 , 92*2
ѵ А— о ■+■
21 ^ 21 ^
*1 - *2 ,
21
+ (^ϊϊ = 41 + τί ^ - 4) + Чг :
у В = ψ +-4Т (3*1 - « + -4Г1 * <15>
Горизонтальные составляющие опорных реак¬
ций находим из уравнения моментов относитель¬
но точки iSi
Ηλ= 1 [vj-ψ- q2l, (/, + h
— Pj' i
sin (30 — β)
cos β
)]-і[
νΑι-
91*1
sin (30 — β)
cos β
• <hk (k -i-
, 3 j sin (30 — β)
* 2 ll cos β
)]>
(16)
[Ѵці-ψ- ϊΑ ( IV* I CJnZj'H))] ·
Усилие в любой панели арки определяется по
формуле:
N =
н
COS а *
(17)
где Н — горизонтальная составляющая усилия
в данной панели, а а — угол наклона оси арки
к горизонту в той же панели. Величина Я в обшем
случае имеет постоянную величину: при ле-
1 См. стр. 440.
А. А. НОВИКОВ
468
симметричной нагрузке — соответственно для ле¬
вой и правой половин арки, при симметрич¬
ной нагрузке—для всей арки, что нетрудно видеть
из условий равновесия нижних узлов стоек
(фиг. 52).
Величины Н^ев) иНіправ) для левой и правой по¬
ловин арки определяются ив уравнений момен¬
тов относительно точек В и С всех сил, располо¬
женных слева или справа от вертикального раз¬
ряда, проведенного около этих точек (фиг. 51):
Фиг. 52. Статическая схема
узла арки
со своим знаком; углы а соответствуют рас
сматриваемой панели арки. ^
Изгибающие моменты и поперечные силы
в ноге могут быть определены как в простой
балке пролетом Z2.
ϋ^νΑ · l2-HA · l2 cos 3Ο°-Ο,5?2ί2-#(Λ*0. hB—P2 = 0;
ж-> = - · (1.73Я1 + ϊ, · I, - rA)
ИЛИ
Ж·*"» = — £-c (1,73HL + гЛ - *л). (18)
где hB и h(j — высоты стоек под узлами В или С.
Усилие в стойке определится из уравнения рав¬
новесия нижних узлов 2 У — 0 (фиг. 52):
Vn= H[tgan — tga)l+1).
Нормальное усилие в любой панели ноги най¬
дем методом разреза системы в данной панели
из условия, что сумма проекций на ось ноги
всех сил, действующих на вырезанную часть
системы, равна нулю (фиг. 51).
Для левой ноги:
*£"> = -НА- sin 30° — ѴА . cos 30° -
— N cos (60° — a) = — 0,5 HA — 0,866^ —
COS (60 a)
COS a 5
для правой ноги:
N<**“4 = - 0,5Нв - 0,8667д -
Фиг. 53. Расчетные схемы жестких балок
При наличии двух стоек в третях ноги (фиг
53, а): 9
^i = ^|_(Fi+o,5F2)|;
2 (21)
M8=?^-(F, + 0,5
η Я2І2 2Уі -f- Ѵ2 .
2 6
п — 33^2 , Уі + 2Уг
Qb т + —e— ·
Изгибающие моменты и поперечные силы
в ригеле BS определяем, как в простой балке
пролетом 0,5 Іг.
Для обычного случая при трех стойках в
четвертях пролета (фиг. 53,6):
м, = fig · ЯгЧ - (3F4 + 2Fb + F.) ± h; 1
л (23)
κ·- η ίΑ— (П + 2П + г.) )
ο.-(φ-,ν·+"· *ν·) cos β·, i
<?»- (^ + es±ib±v<)c»/).j.
—· Η(ηραβ) · (60° — α)
COS α
Нормальное усилие в любой панели ригеля
определяем тем же методом. Проектируя все
«илы на ось ригеля (фиг. 51), получим:
N<-p = F4 · sin β - ΗΑ cos β -
— q2l2 cos (30° — β) — qxx sin β — Ρ2· cos (30° — β) —
_ Жлев} СОВ(а_+Л =νίηβ_
cos α A r
— Ηti · cos β — 1,5^2Z2 · cos (30° — β) — q^x sin β —
cosCcH-^ j20
κζραβ) = rD · sin β — HD . cos β -
— 1,5q2l2 · COS (30° — β) — q-yX sin β —
jj{npae) COS (a + β)
COS a
При пользовании ф-лами (15)—(20) входящие
в них величины ѴА, НА, Я должны быть взяты
Наибольшие расчетные усилия во всех элемен¬
тах конструкции (фиг. 46) обычно имеют место
при совместном действии равномерной снеговой
нагрузки и ветра. Если отношение длины ноги
к ригелю не превышает-^ = 0,4 — 0,5, то при
совместном действии ветра и односторонней
снеговой нагрузки расчетное значение полу¬
чает только поперечная сила в шарнире S, осталь¬
ные же элементы конструкции могут не пове¬
ряться.
На основании выведенных выше ф-л [(15)—
24)] можно установить следующее:
1. Наибольшие изгибающие моменты, нормаль¬
ные и поперечные силы возникают в эаветрен-
ной половине конструкции.
2. При наличии в системе затяжки расчетное
усилие в ней равно по величине горизонтальной
составляющей опорной реакции с заветренной
стороны, считая эту опору подвижной.
3. Наибольшее нормальное усилие в арке
имеет место в опорной панели.
4. При достаточно равномерном распределении
стоек наибольшее усилие возникает в стойке 1.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
459
Ввиду того что при расчетном загружении
в арке обычно возникают только сжимающие
усилия, все стойки в системе сжаты.
5. Обычно в ноге действует растягивающее
усилие [ф-ла (20)], достигающее наибольшей
величины в опорной панели.
6. Расчетный момент в ноге, как правило,
отрицателен. В ноге, разбитой на три панели
(фиг. 53, а), он достигает наибольшего значения
над стойкой 1.
7. В рамах по схеме I (фиг. 46) нормальная
сила и изгибающий момент в ригеле обычно не¬
велики, и сечение ригеля назначается по кон¬
структивным соображениям из условия разме¬
щения гвоздей в сопряжениях и достаточной
жесткости балки.
б) Графоаналитический метод
расчета
Имея аналитически вычисленные величины
Уд, Ηΰ, V s, Hs и Я, нормальные усилия в эле-
Схема конструкций
Фиг. 54. Графический расчет нормальных
усилий
ментах конструкции (фиг. 54, а) можно опреде¬
лить графическим методом. При этом необходимо
учесть, что в узлах S, С и D помимо внешних
сил и нормальных усилий в элементах действуют
также поперечные силы в жестких балках,
нормальные к их осям.
Представленная на фиг. 54, б диаграмма стро¬
ится следующим образом.
Отложив в некотором масштабе величину
Я, проводим из точки 4 лучи, параллельные
соответствующим панелям арки, а через левый
конец отрезка Я — вертикаль (параллельную
стойкам).
Тогда измеренные в принятом масштабе от¬
резки 4 12, 4 11 и т. д. дадут усилия в панелях
арки, а отрезки 12—11, 11—ю и т. д. — усилия
в стойках.
Переходя далее к опорному узлу D, имеем
в нем две неизвестные по величине силы: про¬
дольную в поясе 2—12 и поперечную в сечении
D жесткой балки DC.
Зная направление этих сил, величину их опре¬
деляем с помощью силового многоугольника
12—4, 4—3, 3—2, 2—2 и 12—2.
Усилие в ригеле (6—S) и поперечную силу
5— S в концевом его сечении S найдем из сило¬
вого многоугольника 6—4, 4—5, 5—S, S—S
и 6—S.
Для определения нормальных усилий в пане¬
лях 2—11 и 2—10 ноги необходимо вычесть из
усилия в нижней панели (2 — 12) проекции на
ось ноги усилий в стойках 11—12 и 10—11,
что и выполнено графически на фиг. 54, б.
Для получения нормального усилия в произ¬
вольном сечении ригеля необходимо сложить
усилие S — в в концевом сечении его с суммой
проекций на ось ригеля внешних сил и усилий
в стойках, приложенных к ригелю слева от рас¬
сматриваемого сечения.
Графическое построение для определения уси¬
лий в произвольном сечении ригеля может быть
выполнено следующим образом (фиг. 54,6).
От точки в диаграммы откладываем вверх
в принятом масштабе сил отрезок, равный по
величине полной равномерной нагрузке на ри¬
гель Q = 0,5 qx Іг.
Разделив отрезок на четыре равные части
(по числу панелей в ригеле), проводим через
точки деления прямые, параллельные оси ригеля,
а через точки 6, 7, 8, 9 — нормали к этой оси
6— 6, 7—7,· 8—8 и 9—9.
Тогда отрезки, параллельные оси ригеля,
заключенные между нормалями к ней 6—6, 7—7,
8—8, 9—9 и вертикалью S—С (пунктирные ли¬
нии на фиг. 54, б), представят собой усилия в
соответствующих сечениях ригеля.
Поперечные силы в сечении С ноги ригеля
удобнее определять аналитически.
3) Пример проектирования '
а) Конструктивная схема и на¬
грузки (фиг. 51)
Размеры рамы: I = 12,4 м; 12 = 4,54 м; Іг =
= I— /2 = 7,86 м; / = 2,48 м\ h = /2 cos φ =
= 3,94 м. hB = 2,35 м.
Расстояние между рамами а = 6,0
В промежутках между рамами поставлены
наклонные импосты (в плоскости ноги рамы):
tgp = 0,371; β = 20° 25'; sin β = 0,349;
cos β = 0,936;
tg φ = 0,577; φ = 30°; sin φ = 0,5; cos φ = 0,866.
Арка очерчивается по окружности; расчетный
радиус:
„ Ζ2+4/2 12,42+4 · 2,482 © оп ..
R = —— = 8Т^48 - *’УУ м·
Ординаты арки, вычисленные по формуле у =
= /— R -t- YR2—X2, углы а и тригонометричо-
460
А. А. НОВИКОВ
ские функции их для середины панелей приве¬
дены в табл. 4.
Таблица 4
№
сечения
X {см)
У (см)
tg а
а
COS а
sin а
D
620
0
0,857
40°40'
0,758
0,652
1
543
66
0,680
34°15'
0,823
0,562
2
468
117
0,560
29°17'
0,872
0,488
3
393
159
0,408
22°15'
0,922
0,378
4
295
198
0,296
16°32'
0,957
0,285
5
197
227
0,1735
9°51'
0,984
0,171
6
99
243
0,0505
2°53'
0,998
0,0605
7
0
248
—
—
—
—
В расчете приняты следующие схемы загруже-
ния (в килограммах на 1 м длины Іг и /2).
Схема 1. Постоянная нагрузка + равно¬
мерный снег + ветер слева:
дг = 990 кг
д2 = 192 »
?з= 66 »
Схема 2. Постоянная нагрузка + неравно¬
мерный снег + ветер слева:
qx — 750 кг
д2 = 238 »
д3= 66 »
Ѵ2 и Ѵз 2~ ·
При загружении по схеме 2 достигает расчет¬
ного значения только поперечная сила в шар¬
нире S.
б) Вычисление основных расчет¬
ных величин
Вертикальная составляющая опорной
реакции:
_ 990-7,86 , 66 - 4,54 п ое , .
— 2 г 4 - 12,4 ‘ '3‘ '.86 — 4,54) +
, 3 - 192 · 4,542 ,
+ -4- 12.4 =4246 **·
Горизонтальная составляющая опорной
реакции:
+=4^4^)]-
- 66.6.54 . (4,У, + 4 J.M . Ig·)] _ J 200
Горизонтальная составляющая усилий в пра¬
вой половине арки:
т·*", - - А (1,7зя.+1,,,-г.)__ X
X (1,73 · 7 200 + 66.4,54 - 4 246) = _ 8 210 «а.
Усилия в арке:
Наибольшее (в крайней панели у опоры Z))·
N _ Щпрае) -8 Щ
1 cos а 0,758
= - 10 850 /гг;
в третьей панели от ,опоры D:
n*=-ЦМ=— 9 400 *»·
Усилия в стойках, вычисленные по формуле*
Ѵп = НО1*™) (tg αη - tg ап+1)
приведены в табл. 5.
Таблица 5
№
стоек
ц(прав)
tg ап
tgOn+l
Ѵп в кг
1
8 210
0,857
0,680
1 455
2
8 210
0,680
0,560
985
3
8 210
0,560
0,408
1 165
4
8 210
0,408
0,296
1 090
5
8 210
0,296
0,1735
1 010
6
8 210
0,1735
0,0505
1 010
Нормальные усилия в ноге. В опор¬
ной панели:
= - 0,5# „ - 0,866F„ - н(прав) -ggg-(60°~ а\ =
П COS а
= — 0,5 - 7 200 — 0,866-4 246 + 8 220 - =г
0,758
= 2 920 кг.
В верхней панели:
Ν» = — 0,5 · 7 200 — 0,866 · 4 246 +
+ 8 210 Щ = 800 кг.
Нормальные силы в ригеле жестко¬
го пояса. В точке С:
Nc= VD sin β — Н D · cos0 —
— q2l2 [0,5 + cos (30° — β)] — qLx sin β —
- Жя*"> = 4 246 - 0,349-
cos α. *
— 7 200 · 0,936 — 66 - 4,54 (0,5 + 0,985) +
+9210 ·ΙΜ = 850 «·
В точке S:
Ns = 4 246 · 0,349 - 7 200 - 0,936 —
— 66 · 4,54 (0,5 + 0,985) — 990 · 3,93 · 0,349 + '
+ 8210=Sf = 500 »·
Расчетный изгибающий момент в ноге у стойки 1
(фиг. 51):
Мі = ψ - (V, + 0,5F2) Ъ = _
- (1 455 + 0,5 - 985) - ^ = _ 831 кем.
Расчетный изгибающий момент в ригеле у
стойки б (фиг. 51):
М* = ЯГ + 2Гв + v%)
= jz · 990 · 7,86*- (1090 +
+ 2 - 1 010 + 1 010) ± · 7,86 = —110 кем.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
461
Поперечные силы в концевых сечениях ноги:
Л Q312 , 2V1 + V%_ . 66 . 4,54
Ол— 2 ‘ 6 2 ^
2 910 + 985
+ '
: = 498 кг;
Л Vi + 2Уг _ 66 - 4,54
w ” T “ 6 “ 2
1 455 + 1 970
6
= — 420 кг.
Поперечные силы в концевых сечениях ригеля:
ЗУі + 2Уб + ѵ4\
-(
fe - (Ψ - "ι±ψ±Ιή cos, _
990 . 7,86 3 · 1 010 + 2 . 1 010 + 1 090
4 4
X 0,936 = 380 кг;
flfcli , 3V4 + 2V5 +Ve’
)x
=(-
') COS β —
990 - 7,86 , 3 · 1 090 + 2 · 1 010 + 1 010\
4 ‘ 4 ) Χ
X 0,936 = — 346 иг.
в)Подбор сечений
Арка. Нормальное усилие в первой панели:
Νλ = — 10 850 иг.
Нормальное усилие в третьей панели:
бе°оставных%^пжн^ес пВппНс,ИЯМ ’ при продольном ИЗГИ-
Jr® состаБиых стержней с податливыми связями жесткость
ляемым поРаформуле-ТСЯ моментом инерции I, опреде-
I = ѵ70>
где 7, — момент инерции монолитного сечения-
ν' — коэфициент жесткости стержня '
Коэфициент ψ определяется по формуле*
V
с + cm2
С + л2 ' 9
где с — коэфициент спайности швов, г данном случае*
_ еІтТи
ESiM ’ (а>
а — отношение суммы моментов инерции отдельных
ветвей к полному моменту инерции всего сечения, в
данном случае:
β 27кр+ Іср
h
(б)
В форлтуле (а):
Тн — допускаемое усилие на один срез нагеля;
6п — соответствующий этому усилию сдвиг в ’ шве-
получаемый из опытных данных; ’
е —- половина расстояния между центрами соседних
ветвей сечения;
* — полная длина стержня;
m — число срезов нагелей в шве на полной длине I
стержня;
S — статический момент крайней ветви сечения отно¬
сительно оси я;
Е — модуль упругости дерева.
В данном случае: е= 7,5 см; 1 = 686 см; m = 137;
Тп = 87 кг; δΗ = 0,05 см; Sx «= 6 · 12 · 15 = 1 080 сліЗ;
Е = 100 000 кгісмя.
ІѴ3 = — 9 400 кг.
Радиус кривизны R = 899 см.
Длина хорды Іх = 11 · = 101 см (фиг. 55),
2-216+1 730
34 500
0,0625;
7,5 - 686 - 137 - 87
100000- 1 080- 0,05
11,4+ 9,87 · 0,0625
11,4+ 9,87
11,4;
0,565;
г
-V-
0,565 · 34 500
288
8,23 см;
Фиг. 55. Расчетная схема
панели арки
, 686
8,23
83,3; ^ “ 0,41.
Стрелка f = А = = і,42
Изгибающий момент в крайней панели прини¬
маем равным (в запас прочности):
М = Nf = 10 850 · 1,42 = 15 400 кгсм.
Свободная длина арки при продольном изгибе
из плоскости конструкции:
L· = 686 см.
Принимаем сечение по фиг. 49, а размерами
h = 12,0 см\ а = 6,0 см, с = 6,0 см; b = 12,0 см\
Fбрутто =288 СМ2.
= 30 400 см^\
,03
30 40°_4ПО
10,3 сМ/у
Фу — ^>54»
напряжение:
Іѵ _ _686
Ту“ 10,3
,5;
Wx =
2,4 · 122
6 - 1,1 - 1,03
= 508 см?\
п
, 15 400
^ 508
_ іѴз_ , M fn-]_ 9 400 .
<pF "* W [пи] 0,54 - 288 +
щ = 60,3 + 27,5 = 87,8 < 90 кг/см\
Расчетное напряжение:
П-= М8'*М1 " ?°'° < 90 Кг/СЖ2·
В данном случае при малых величинах <ру небольшие
местные моменты, действующие в плоскости, перпен¬
дикулярной к плоскости продольного изгиба стержня,
не влияют на величину критической силы РКр при
продольном изгибе и потому могут ие учитываться.
Нога жесткого пояса. ІѴ = 2 940 кг;
М = — 83100 кгсм.
Принимаем сечение по фиг. 50,а размерами:
h =24 см у Ъ = 6 см\ с = 12 см.
Рштто- 0,85.24 . 12= 245 ый;
Wx = 12 ‘6248 = 1 152 см2.
Напряжение:
+
П+ F·
83 100
N
■ +
= +
Wнетто 2 920
1 152
нетто
= 11,9 + 72,1 = 84 < 90 кг/см*.
Ригель жесткого пояса. По кон¬
структивным соображениям принимаем сечение
ригеля 12 X 22 см.
1 В. Г. Писчиков, Поперечный и продольный
изгиб составных стержней, «Проект и стандарт·) № 2
и 9, 1935 г.
462
А. .4. НОВИКОВ
Изгибающие моменты в сечениях ног и ригеля
Таблица 5
№
сече¬
ния
X
№
схемы
загруже-
ния
Мс * X
h
Qs * (h — х)
2
мх
в к гм
№
точек
У
№
схемы
загр уже¬
ния
Мс · у
Q1 · у (0,5 Zi —т/)
Му
в кгм
0,5 іі
2
1
1,10
1
— 1 401
+ 254
— 1 147
6
0,95
1
- 1401
+ 1 390
- 61
2
— 625
+ 590
— 35
2
- 625
+ 1 015
+ 390
2
2,20
1
- 2 802
+ 339
- 2 463
5
1,90
1
— 2 802
+ 1 785
- 1 017
2
— 1 250
1
+ 785
1
+ 465
2
— 1 250
+ 1 353
+ ЮЗ
з
3,30
1
— 4 203
+ 254
- 3 949
4
2,85
1
— 4 203
+ 1 340
— 2 863
2
— 1 875
+ 590
- 1 285
2
- 1 875
+ 1 015
— 860
Стойки. Наибольшее напряжение возни¬
кает, очевидно, в стойке 3:
N = 1 165 кг; Іу — 235 см.
Принимаем сечение стойки по фиг. 56 разме¬
рами h = 10 см; Ъ = б см;
Гу = 1,73 см; ь = Щ = 136; <ру = 0,16.
Напряжение:
N
П- F<Py —
1 165
120 · 0,16
= 61,0 < 90 кг!см*.
Т
X—с-
~Ж , г
Фиг. 56. Сечение стойки
Связей (прокладок) по расчету не требуется.
Опорный узел (фиг. 58). Усилие в ноге:
ІѴ„ = 2 920 кг;
поперечная сила в концевом сечении ноги:
QH = 498 кг.
Равнодействующая сил Qn и Nn:
R = |/ 2 9202 + 498а= 2 960 кг.
Усилие в арке N = 10 850 кг.
Расчетный распор ΗΌ — 1 200 кг.
Нога соединяется с аркой одним болтом 0 12 и
гвоздями 0 5,5, I = 175 мм.
Допускаемое усилие на один срез болта при
а = 20°:
Тб = 0,5 · 1,22 Уі 400 . 66,5 = 220 кг..
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тгв = 0,8 . 0,552 ]/1 800 · 72 = 87 «г.
Необходимое число двусрезных гвоздей:
NH-kT6 _ 2 960-880 _
2Тгб
174|
= 12 шт.
Шайба затяжки выполняется из швеллера №12.
Смятие вкладыша под шайбой:
7 200
N
= -й =
12 · 24
= 25 кг/см2,
Смятие вкладыша аркой:
пе = = 37,6 s: 37 кг/смК
Вариант опорного узла для рамы без затяжки
представлен на фиг. 59.
Сечение затяжки — два стержня 0 22 мм.
В месте нарезки концы тяжей осаживаются
до 0 25 мм (фиг. 66):
Fнетто ~ 3,57 · 2 = 7,14 СМ2',
N 7 9ΠΩ
П+ = г= = ^ = 1 010 < 1100 кг!см2.
* нетто 7,14
Узел В жесткого пояса. В узле В ри¬
гель и нога соединяются одним болтом 0 12 и
гвоздями 05,5, / = 125 мм (фиг. 60).
Допускаемые усилия на один срез:
Тш = 87 кг; Тб = 0,5 · 1,22 γΐ 400 · 40,5=171 яг.
Нормальное усилие в ноге Ν= 800 кг.
Поперечная сила в концевом сечении ноги:
Q = 420 кг.
Равнодействующая:
RH = У № + Q2 = 905 кг.
Необходимое число односрезных гвоздей:
905 — 171 -2
87
= 7 шт.
Сопряжения стоек с аркой и жест¬
ким поясом. Сопряжения стоек разделены
в расчете на два типа:
тип I — для стоек 1, 2 и 3;
» II— » » 4, 5 » 6.
Сопряжения типа I (фиг. 62). В месте
сопряжения стоек с аркой нормальное усилие в
стойке N разлагаем на составляющие: N' — нор¬
мальную к оси арки, воспринимаемую торцевым
упором среднего элемента стойки, и N" — ка¬
сательную к оси арки, передаваемую на нагель¬
ное соединение узла через внешние элементы
стойки.
Усилие в стойке N = 1 455 кг.
Усилие N" = N sin 37° = 1 455 · 0,602 = 877 кг.
Допускаемое усилие на четырехсрезный болт
(2512 мм.
Т„ = 4 · 0,5 · 1,22 Ѵі 400 · 55,8 = 4 · 202 = 808 <
< 872 кг.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
46S
Вид по стрелке
Вид по стрелке
Фиг. 59. Опорный узел рамы без затяжки
А. А. НОВИКОВ
464
Бид ио стрелке
ных гвоздей в арке
Фиг. 64.· Узел 6
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
465
Фиг. 65. Вариант уела S с раврезкой арки в ключе
Дополнительно ставим два гвоздя 0 5,5,
I = 175 мм.
Внешние элементы стойки соединяются с внут¬
ренним элементом (у нижнего узла) гвоздями
0 5?5} I = 125 мм.
Необходимое число односрезных гвоздей:
N" cos 37° 60 877-0,798 60
П ~ ТГ. 40 = 87 ГО “ 12 ШТ·
Сопряжение стоек с ногою достигается при¬
креплением среднего элемента стойки к ноге
болтом 0 12 мм и гвоздями 0 5,5, I = 125 мм.
Допускаемое усилие на один срез:
Тб = 0,5 - 1,22 У1 400 . 60,5 = 210 кг.
Необходимое число гвоздей:
.1 455 - 2 - 210
87
= 12 шт.
Сопряжения стоек типа II (фиг. 63).
Сопряжение с ригелем.
Нормальное усилие в стойке N = 1 090 кг.
Допускаемое усилие на один срез болта 0 12 мм
при а а: 70°:
Тб = 0,5 - 1,29 Уі400‘. 42 = 179 кг.
Необходимое число гвоздей 05,5, Z = 125 мм:
N — 2T6 1 090 — 179-2 п
п = -^ = ^ ~9 шт.
Сопряжение с аркой осуществляется одним бол¬
том 0 12 мм и двумя гвоздями 0 5,5, I — 175 мм:
Тб = 0,5 - 1,22 Уі 400 - 42 = 179 кг; Тгв = 87 кг.
Полное допускаемое усилие на сопряжение:
2 Τ=ίΤβ+ίΤ„ =179-4+87.4=1 063 кгхі 090 кг.
Узел iS в ключе арки (фиг. 64). Нор¬
мальное усилие в ригеле ІѴ = 500 кг.
Поперечная сила в концевом сечении Q = 380 кг.
Р авнодейству ющая:
R = УіѴ2 + Q2 = 628 кг.
Приняты гвозди 0 5,5, I = 125 мм.
Деревянные конструкции
Фиг. 66. Деталь затяжки
Необходимое число гвоздей для прикрепления
накладок к ригелю:
628 0
л = — ~ 8 шт.
Если по условиям транспортирования арку
необходимо в ключе разрезать, конструкция узла
делается с шарниром из листового железа (фиг. 65).
Наибольшее значение поперечной силы Vs в шар¬
нире имеет место при загружении по схеме 2:
γι> = ψ + 9·π ^h-h) +
41
= 750 · 7,86, + 66 - 4 54 (з · 7,86 - 4,54) +
2 4 · 12,4
+ 1^4*1 = 3 363 кг;
V$ — Vd — 0,51^ι — 2" ^2?s Ψ ~
= 3 363 — 0,5·7,86·750 — f- 4,54-66· 0,5 = 188 кз
Шарнир выполняется из листового железа се¬
чением 2x70 мм для средней ветви и 2x50 мм
для крайних ветвей.
Необходимое число гвоздей 0 5,5 мм для при
крепления среднего листа:
Расчет гвоздей в арке. Сдвигающие
усилия в трех верхних брусках арки на поло¬
вине длины первой панели:
30
466
А. А. НОВИКОВ
при поперечном изгибе:
rJli QS I _MS
— J * Т “ I
15 400 · 384
3 460
= 1 710 иг,
или на 1 м арки:
1,01
= 3 390 иг;
при продольном изгибе относительно оси х — х:
у 110 М _ Л
А 100^0,8 х/
или на 1 м арки:
10 850
288
= 680 кг,
г: =
680 · 2
1,01
= 1350 кг.
Сдвигающее усилие на одной четверти полной
длины арки по вертикальному шву в трех край¬
них брусках при продольном изгибе относи¬
тельно оси у — у:
*/2
т - л JL. (± _ А К =
І0 - k Z ^[<Ру Ί F
__ІП« 1 080 110 / 1 9 400 _ ,
= 4.°8 ‘ ~І8~ · ΓΟΟ (όΤ54 - 4) ЙГ - 1 980
или на 1 м арки:
Ту = = 576 кг/м.
Горизонтальные гвозди ;2f 5,5, I = 175 мм ставятся
в максимальном количестве. При шаге а = 11 см,
учитывая пропуски в узлах, получим число
гвоздей на 1 м бруска m — 1 шт., а на все сече¬
ние 7 *3 · 2 = 42 шт.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя Тгв =
= 87 кг. Необходимое число горизонтальных гвоэ-
дей на 1 бруска по усилию Ту:
Шу = 3--Г87 = 2,2 < 7 шт.
Вертикальные гвозди приняты 04,/ = 110 .ші:
Tw = 46 кг.
По усилиям Ті и Т'х\ учитывая горизонталь¬
ный забой, получим необходимое число вертикаль¬
ных гвоздей на 1 ^ длины арки:
3 390 + 1 350 — 7 · 2 · 87 · 2
= 46
50 шт.
б. Рамы двутаврового сечения с дощатой
или фанерной стенкой
1) Схемы
Рамы двутаврового сечения целесообразны при
пролетах от 12,0 м и выше. При меньших проле¬
тах двутавровое сечение обычно технически не
оправдывается.
Наиболее рациональные схемы рам двутавро¬
вого сечения представлены па фиг. 67, а, 6, в.
Выбор схемы в основном зависит от:
а) характера нагрузки;
б) типа водоотвода;
в) условий транспортирования и монтажа кон¬
струкции.
При выборе типа стенки следует учитывать
условия производства работ и эксплоатации
конструкции. Так, при неблагоприятном влаж¬
ностном режиме от применения фанерной стенки
следует воздерживаться.
а) Характер нагрузок
При выборе схемы рамы решающее значение
имеет величина изгибающего момента в узлах
В и С, так как сопряжение элементов под углом
встречает наибольшие трудности.
В зависимости от преобладающей нагрузки
(симметричная или односторонняя) угол кон¬
струируется наиболее удачно при различных
статических схемах рамы.
Высота сечения рамы обычно определяется
величиной узлового момента.
Для предварительного вычисления узлового
момента Мс в рамах различных схем можно
пользоваться графиками фиг. 68. Графики даны
для нагрузок qx и q2, к которым с достаточной
точностью можно привести все действующие
на раму внешние нагрузки.
В двухшарнирной раме отношение моментов
инерции ригеля Іг и ноги /2 принято Іг : /2 = 3
как наиболее часто встречающееся в практике.
Числовые значения коэфициентов при ql2 даны
увеличенными в 100 раз.
В трехшарнирной симметричной раме со сме¬
щенным шарниром момент Мс (фиг. 68) вызы¬
вается ветровой и односторонней снеговой на¬
грузками; при симметричном же загружении
Мс = 0. При этом узловой момент может иметь
как положительное, так и равное ему по вели¬
чине отрицательное значение.
В двухшарнирной раме при малых отноше¬
ниях -у (фиг. 67,а) основная часть узлового
момента Мс обычно обусловливается симмет¬
ричной (вертикальной) нагрузкой и момент
имеет в большинстве случаев только отрицатель¬
ное значение.
Двухшарнирная схема рациональна поэтому при
относительно малых снеговых нагрузках. При
значительной же снеговой и малой ветровой
нагрузках выгоднее трехшарнирная схема со
смещенным шарниром.
Для иллюстрации пользования графиками (фиг.
68) ниже приводится пример определения узло¬
вых моментов Mq в обеих рассмотренных схе-
мах.
Графики для определения момента Me в рамах различных типов
Мс= (—0151 — 0292) И
МС=*(—РіРі — βζΡϊ,Ι*
Me = (—ηΡι—νζΡύΐ*
Me — момент в узле О в кгем
qx — равномерная нагрузка в кг на 1 м горизонтальной проекции;
q2 — равномерная нагрузка в кг на 1 м ноги, нормальная к ее оси;
I— расчетный пролет рамы в м.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
d68
A. А. НОВИКОВ
Трехшарнирная симметричная рама (фиг. 67, в)
обычно имеет наибольшие узловые моменты,
однако необходимое развитие узлового сечения
в этой схеме меньше отражается на экономи¬
ческих показателях конструкции, чем в преды¬
дущих двух. Отметим, что при увеличении
угла β наклона ригеля (фиг. 67, в, жирные ли¬
нии) узловые моменты значительно падают (ср.
коэфициенты β и γ на фиг. 68).
Пример. Требуется сравнить величины узло¬
вых моментов в рамах, изображенных на фиг.
67, а и б. Принятые размеры: I = 12,0 м; = 0,5.
Нагрузки. Наибольшая вертикальная на¬
грузка дг = 800 кг/м, боковая нагрузка на двух¬
шарнирной раме (ветер) q2 = 420 кг/м. Наи¬
большая боковая нагрузка на тре>:шарнирной
раме (с учетом несимметричного снегового за-
гружения) q2'= 420 + 60 = 480 кг/м. Для двух¬
шарнирной рамы:
Мс = (— aiqi — a2q2) l2 =
= (— 1,20-800 — 3,88-420).12,02 = - 373 000 кгсм.
Для трехшарнирной рамы со смещенным шар¬
ниром:
Mc=±2y2q2l2 = ± 5,68-480· 12,02 = ± 393 000 кгсм.
Из двух рассмотренных в примере схем, оче¬
видно, следует отдать предпочтение первой,
так как в трехшарнирной схеме большой поло¬
жительный момент Мс усложняет конструиро¬
вание узла С и требует излишнего развития
сечений рамы.
Недостатком трехшарнирной схемы со сме¬
щенным шарниром является также необходи¬
мость декоративного элемента в ноге рамы для
придания конструкции внешней симметрии
(фиг. 67, б).
б) Водоотвод
При отводе воды внутрь (вогнутая кровля)
наиболее целесообразна симметричная трехшар¬
нирная схема рамы (фиг. 67,в, пунктир), так как
в других схемах (фиг. 67,а и б) вогнутый про¬
филь требует для придания уклона кровле до¬
полнительного устройства, приводящего к гро¬
моздкой конструкции.
его, целесообразно усиливать дополнительно*
горизонтальной доской (фиг. 69, а и б), умен.
шающей влияние сдвигов в нагельных соед ~
нениях на устойчивость пояса и сообщаюнтр*
ему необходимую жесткость.
Доски перекрестной стенки располагаются
под углом а = 45° или 30° к оси элемента. При
проверке гвоздевого забоя на усилия в раско¬
сах стенки расчетными силами на 1 м пояса
соответственно будут:
т т
ѵт и ѵт’
где Т — сдвигающая сила на 1 м пояса. При рас¬
положении раскосов стенки под углом а = 30°
размещение гвоздевых соединений несколько
облегчается. Такое расположение имеет также
то преимущество, что один из слоев стенкц про-
Фиг. 70. Увел на натяжных болтах
в) Условия транспортирования
Выбор схемы определяется размерами отдель¬
ных частей и удобством их перевозки. Если рама
изготовляется непосредственно на строительной
площадке, то на выбор ее схемы могут влиять
только условия ее монтажа. Проще всего мон¬
тируются двухшарнирные рамы.
Трехшарнирные рамы требуют предваритель¬
ного соединения в ключе до установки и правиль¬
ного крепления при подъеме.
2) Конструкция
Для рам с фанерной стенкой целесообразны
трехветвевые пояса (фиг. 69, б), для рам с пе¬
рекрестной стенкой — двухветвевые (фиг. 69, а).
В обоих случаях при выборе размеров пояс¬
ных досок нужно учитывать возможность разме¬
щения нагельных соединений в угловых сопря¬
жениях и назначать отношение — не более
а
Нижний пояс рамы, работающий на продоль¬
ный иэгиб при значительной свободной длине
Фиг. 7і. Узел на железных накладках
ходит неразрывно через угол рамы (фиг. 71),
благодаря чему угол рамы может воспринять
некоторый положительный момент, зачастую воз¬
никающий в угле при монтаже рамы. В рамах
с дощатой стенкой угол конструируется по
одному из вариантов, приведенных на фиг. 70,
71 и 77.
На фиг. 77 пояса рамы соединяются в углу
деревянными прокладками и накла, к ши на
болтовых или гвоздевых нагелях. В зависимости
от конструктивных возможностей один или оба
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
469
слоя дощатой стенки имеют разрез по линии
а а и прикрепляются к ребровым прокладкам
расчетным количеством гвоэдей.
F Бели из условия размещения нагелей деревян¬
ные прокладки должны иметь значительную
длину, дощатая стенка в углу рамы выключается
и8 работы. В этом случае рационально перехо¬
дить к типу II (фиг. 70) соединения поясов на
натяжных болтах, закладываемых в двойные
накладки поясов.
В месте пересечения осей поясов натяжной
болт выгибается по дуге окружности и плотно
прилегает к металлическому наконечнику угло¬
вой стойки. Составляющая усилия натяжного
болта, направленная по оси стойки, передается
через ее торец на нижний пояс рамы.
Во избежание раскрытия узла в нижнем поясе
окончательную натяжку болтов следует произ¬
водить после установки рамы.
Фиг. 72. Узел в раме с фанерной стенкой
Сопряжение элементов верхнего пояса в угле
может быть выполнено также на металлических
накладках, прикрепляемых к верхней кромке
пояса шурупами d = 8—10 мм (фиг. 71). В этом
случае для укорочения длины накладок доски
поясов должны быть максимально возможной
толщины.
Фанерная стенка в раме конструируется со¬
вершенно так же, как и в обычной двутавровой
балке К
Сопряжение поясов в углах обычно выпол¬
няется на фанерных прокладках и накладках
(фиг. 72), причем благодаря большой дробности
элементов рамы используются все выгоды мно¬
госрезных соединений.
Для обеспечения жесткости рамы при монтаже
ИЛИ ВОСПрИНЯТИЯ УГЛОМ ПОЛОЖИТеЛЬНЫХ И8ГИ-
бающих моментов часть элементов нижнего пояса
рамы желательно соединять в угле путем их
перепуска.
8) Особенности расчета
В двухшдрнирной статически неопределимой
раме следует учитывать возможность смещений
в нагельных соединениях узлов В и С (фиг. 67, а).
В общем случае раму следует рассчитывать
по двум схемам:
1) без учета сдвигов в узлах В и С и
2) с учетом сдвигов в этих узлах.
Схема 1 дает расчетные величины узло¬
вых моментов; в относительно низких рамах
(-у <0,45^ при этой же схеме получается рас¬
четный отрицательный момент в ноге.
1 См. «Балки двутаврового сечения с фанерной стен¬
кой».
Схема 2 дает наибольший положительный
момент в сечении ригеля по середине пролета.
Если принять, что ось ригеля в жестких узлах
В и С получит Дополнительный угол поворота
<Рд вследствие сдвигов в соединениях, то соот¬
ветствующий сдвигу момент в середине про¬
лета определится по формуле:
мл
2 Е · Іі
к ’ ψ
(25)
Ригель рамы с выпуклым двускатным про¬
филем при уклоне верхнего пояса в і/1#. іу
(фиг. 67, а) конструктивно получает в середине
пролета сечение достаточной высоты и обычно
не требует поверки на дополнительные моменты
от сдвигов в жестких узлах.
Расчет двухшарнирной рамы может быть
произведен с помощью табл. 1 (см. выше). Мо¬
мент инерции ноги может быть взят на высоте
2/? h от опорного шарнира.
Если ось ноги имеет обычный угол наклона
к вертикали φ ^ 33°, узловой момент Мс опре¬
деляется непосредственно И8 графика фиг. 68.
При относительно низких рамах (-у < 0,45 )
замена всех действующих на раму нагрузок
нагрузками дг и дІУ принятыми в графиках,
практически не влияет на точность расчета.
Расчет трехшарнирной рамы приведен в
примере проектирования. Для определения мо¬
ментов М(7 можно также пользоваться графиками
(фиг. 68).
4) Проект трехшарнирной рамы
а) Схема конструкции и нагрузки
(фиг. 73)
tg φ = 0,648; φ = 33°; sin φ =0,545; cos φ =0,838;
ig β = 0,1315; β = 7°30'; sin β = 0,1305;
cos β = 0,989.
Рамы устанавливаются через 6,0 м.
В серединах между рамами располагаются
наклонные импосты.
Внешний пояс ног рам раскрепляется гори¬
зонтальными импостами, расположенными через
1,8 м, внутренний пояс имеет продольную связь
в уэлах В и С (фиг. 81).
В рассматриваемом примере уклон кровли
незначителен [і = 1/15); поэтому при учете
влияния на раму промежуточных импостов
можно считать, что при симметричных нагруз¬
ках опорные реакции их в точках В и С вэаимно
погашаются в кровле и не влияют на работу
рамы. При односторонней нагрузке действие
на раму промежуточных импостов выразится
т
А. А. НОВИКОВ
горизонтальной силой Qlt приложенной в точке В.
В расчете приняты следующие величины основ¬
ных нагрузок в килограммах на 1 м горизон¬
тальной проекции:
1) постоянные дг = 510; д2 = д3 = 240;
2) равномерный снег рх = 480; Рг = рз —
= 240 кг/м;
3) неравномерный снегрг' = 240; р2 = 425;
pz' = 240 кг/м и
4) ветер w2 = 3 · 30 · 1,4 = 126 кг на 1 пог. м
ноги.
В дальнейшем действующие на ноги верти¬
кальные нагрузки разлагаем на нормальные
и параллельктэіе оси ноги. Последние вследствие
малого влияния их на напряжения в расчете
не учитываются. Нёвыгоднейшие схемы загруже-
ния для правой части рамы получим в следую¬
щем виде (фиг. 73).
Схема 1. Постоянная нагрузка + ветер
слева + равномерный снег:
q1 = д1 + р1 = 510 + 480 = 990 кг;
9г = (#2 + Рг) sin2 φ + w2 = (240 -f* 240) X
X 0,297 + 126 = 270 кг;
q3 = (gz -j- рз) sin29> = (240 -f* 240) · 0,297 = 140 кг;
Qi =
Ц'2 h
2 cos ψ
126 · 4,4
2 . 0,838
= 330 кг;
<?2 = 0.
Схема 2. Постоянная нагрузка + ветер
справа + неравномерный снег:
q± = д± Рі = 510 + 240 = 750 кг;
q2 = (92 + Р*) sin2 φ = (240 + 240) . 0,297 = 140 кг;
Яз = (Яз + Рз) Sin2 φ + w2 =
= (240 + 425) · 0,297 + 126 = 325 кг;
Яз = Ь»г + (Яз - Яз) Sin2 φ] γ~ =
= (126 -f 185 . 0,297) · = 475
Qi= 0·
Схема 3. Постоянная нагрузка+ветер справа:
= 510 кг;
q2 = 240 · 0,297 = 71 кг;
ς3 = 240 · 0,297 -f 126 = 197 къ
Q2 = 330 кг;
Qi = 0.
б) Определен и ерасчет н ыхусилий
Составляющие опорных реакций в точке D
определяются по формулам:
УВ = ψ + q4 + (ΐΒΐηφ--^) ±
Qnh
cos φ;
(26)
- Яз 1з (h + h “osi--) · <27>
Для схем загружения 1, 2 и 3 (фиг. 73):
г(1) _ 990 · 7,6 . 270-4,42 140 · 4,4 ѵ
Ѵ D 2 "t“ 2 - 12,4 "І" 12,4 A
X 4,55 + · 0,838 = 4 295 кг;
r(2) 750 - 7,6 . 140 · 4,42 325 · 4,4 v
Y D = 2 + 2 - 12,4 “Τ’ 12,4 Λ
X4,55 — ‘ °·838 = 3 345 кгі
510 - 7,6 . 71 - 4,42 197 . 4,4
2 *" 2 · 12,4 "i" 12. Λ X
X 4'55 - ^2^ · °>838 =
Й^ = 2ТІЙ9[4295 ·12·4-
12,4
2 215 кг;
OS0 - 7,62
- 140 · 4,4 (4,4 + 7,6.0,655)] = 3 950 кг;
jj(2) 1 Го о/ к 40 / 750 · 7,62
Hl> =2Т4Т9і3345 ·12·4 Τ'
— 325 · 4,4 (4,4 + 7,6 · 0,655) — 475 · 7,6 · 0,1315] =
= 2 000 кг;
^3) = 27b[2215·12·4--^2-
— 197 · 4,4 (4,4 + 7,6 · 0,655) —
— 330 · 7,6 · 0,1315 = 1 395 кг.
Изгибающий момент в узле С:
0.2
MC=VD· Z2sin φ-HD-ijCOSy ^ · (28)
Для схем загружения 1, 2 и 3:
Му = 4 295 · 4,4.0,545 — 3 950 · 4,4 · 0,838 —
— 140-24’4- = - 5 605 кгм;
MJ) = 3 345 · 4,4 · 0,545 — 2 000 ■ 4,4 · 0,838 -
_ 325^,42 _ _ 2 500 кгм.
Му = 2215 · 4,4 · 0,545 — 1 395 · 4,4 · 0,838 —
—197 24’42 = — 1 730 кгм.
Очевидно, что загружение по схеме 3 не дает
расчетных изгибающих моментов в пролетных
сечениях элементов.
Изгибающие моменты в ноге CD и ригеле
CS рамы при загружении по схемам 1 и 2 опре¬
деляются, как в простых балках, загруженных
равномерной нагрузкой и моментом на опоре
С; момент в произвольном сечении ноги:
μ _Мех . Qzx(h-x)
ІИ* — V + 2
Момент в произвольном сечении ригеля:
■ля Мс-У , 01У (U,5ti — у)
МУ — 0,5 Ζχ + 2
Результаты вычислений представлены в табл. 6
и на фиг. 74.
Фиг. 74. Эпюра М
Поперечные силы в концевых сечения к
ноги и ригеля определяются, как в простой балке:
<? = «.±ΊΓ·
где 10 — длина ноги или ригеля SC.
Величины их при загружении по схемам
1 и 2 приведены в табл. 7 и на фиг. 75.
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ
471
Изгибающие моменты в сечениях ноги и ригеля
Таблица 6
№
сече¬
ния
X
№
схемы
загруше-
ния
Мс · X
• Q3 · (h · X)
Мт
в кгм
№
точек
У
№
схемы
загр уже¬
ния
Мс · у
0,5 1г
«ι·ί/(0,5ίι—у)
2
Му
в кгм
h
2
1
1,10
1
-1 401
+254
—1Ί47
6
0,95
1
—1 401 .
+1 390
- 61
2
— 625
+ 590
- 35
2
- 625
+1 015
+ 390
2
2,20
1
—2 802
+339
-2 463
5
1,90
1
—2 802
+1 785
-1 017
2
-1250
+785
+ 465
2
-1 250
+ 1 353
+ 103
3
3,30
1
-4 203
+ 254
-3 949
4
2,85
1
-4 203
+ 1 340
-2 863
2
—1 875
+ 590
-1285
2
-1 875
+ 1015
- 860
Таблица 7
Поперечные силы в сечениях ноги и ригеля
№
точек
ЯѴ|Ь
схемы
загруже-
ния
Мс
Іо
Q в кг
п
1
- 308
+ 1 275
+ 967
и
2
- 715
+ 568
- 147
п
1
+ 308
+ 1 275
+ 1 583
ин
2
+ 715
+ 568
+ 1 283
п
1
-1880
- 1475
- 3 355
Up
2
- 1 425
— 660
— 2 085
g
1
+ 1880
-1475
+ 405
2
+ 1425
- 660
+ 765
Наибольшая нормальная сила в ноге возни¬
кает при загружении по схеме 1:
NV= - ѴУ COS φ - Я(У Sin φ =
= — 4 295 · 0,838 — 3 950 · 0,545 = — 5 750 кг.
При загружении по схеме 2:
NV = - 3 345 · 0,838 — 2 000 - 0,545 = — 3 890 кг.
Наибольшая нормальная сила в ригеле, оче¬
видно, имеет место в сечении С при загруже¬
нии по схеме 1:
= nV Sin (ψ + β)~ Q{?] · COS (φ + β) =
= - 5 750 · 0,648 — 1 583 · 0,747 = - 4 910 кг.
При загружении по схеме 2:
ІѴ(^= — 3 890 · 0,648 - 1 283 · 0,747 — 475 · 1,07 =
= — 3 990 кг.
в)Расчет элементов
Устойчивость сжатого пояса рамы на про¬
дольный изгиб проверена по среднему значе¬
нию нормальной силы в середине длины стержня.
Величина нормальной силы от изгибающего
момента определена по формуле N = ^, где е —
расстояние между центрами тяжести поясов.
Сечение 2 ноги (фиг. 73 и 69, а):
h = 55 см; а = 18 см; е = h — а = 37 см;
Ъ = 6 см) с= 2,5 -2 = 5 см.
Расчетное сжимающее усилие в нижнем поясе
имеет место при загружении по схеме 1:
^=т+4-и =
2 463
0,37
5 750
2
=—9 520 кг.
При расчете нижнего пояса на продольный
изгиб момент инерции определяется с учетом до¬
полнительной доски сечением 4χ22 см:
т 173 — 53
У “ 12
• 18 -f = 10 720 см*;
F = 12 .18 + 4 . 22 = 304 см2;
Іу = 420 смі гу = ~ = о,95 см;
ТУ
= 70,5;
420
5,95 '
φυ = 0,50.
При расчете напряжений площадь дополни¬
тельной доски нижнего пояса не учитывается
и приторцовка ее в концевых сечениях необя¬
зательна:
п
N
F<py
9 520
12 · 18 * 0,5
= 88 < 90 кг!см2.
Сечение ноги в узле С (фиг. 73, 69, а):
h = 80 см; а = 18 см; e = k — а = 62 см;
Ъ — 6 см; с = 2,5 -2 = 5 см.
Расчетное усилие в нижнем поясе:
N= -
Напряжение:
5 605 5 750
0,62
_ * ι-и 1== _ и 910 ^
N
П— F
11 910
216
= 55 кг/см2.
Расчет гвоздей в дополнительной
до оке нижнего пояса ноги (фиг. 82):
т1ы
к-?.
к h'
[Щі\
[n_J
= 1,03
594 ИО /J_
8,5 * 100 \0,5
1) ■ = 2 320 *·
472
А. А. НОВИКОВ
Необходимое число гвоздей 0 4,5, I =90 мм
на половине расчетной длины ноги в каждой
ветви:
2 320 , су тттт
т=~ь(Г 42 ШТ·
Сечение 4 ригеля (фиг. 73, 69, а):
h = 74 см; а = 18 см; e — h — а = 56 см;
6 = 6 см; с = 2,5 · 2 = 5 см.
На нижний пояс нашивается дополнительная
доска сечением 22 X 4
Сжимающее усилие в нижнем поясе:
^V_ = V + t=-|S3- -2- = - 7570 Ββ·
Очевидно, что расчетные напряжения сжатия
будут менее полученных для ноги рамы.
Расчет гвоздей в допо лнительной
доске нижнего пояса р и г е л я (фиг. 82):
Іу = 370 см; гу = 5,95 см;
^=S=62: ^°’56·
Принимая в запас прочности среднее значение
нормальной силы по сечению 4, получим:
т'г — к s . μ I 1 Λ N =
J' FT] * l* f =
h'
-no 594 liO/l \ 7570 , .
— 1,03 8,5 ‘ 1U0 (.0756 4) * 326 — 1 445 **·
Необходимое число гвоздей 0 4,5, l = 90 мм
на половине расчетной длины в каждой ветви:
1 445
m=-5T
У з е л С (фиг. 73, 77).
Момент Мс = — 5 605 кем; нормальная сила
Nq== — 5 750 кг; поперечная сила Qc = 1 583 кг.
Растягивающее усилие по оси прокладки верх¬
него пояса принято:
90 — у — β '
= 26 шт.
N&Zs-ZZco 8
90— φ— β'
Q_o
5 750
sin
5 605
0,7
0,906 - - 0,409 = 5 070 кг.
Допускаемое усилие на один срез болтового
нагеля 0 12 мм:
по смятию прокладки:
Тб = 0,5 · 5 . 1,2 . 72 = 216 кг;
по смятию досок пояса при а = 26°:
Тб = 0,5 . 6 · 1,2 · 63 = 227 кг;
по изгибу:
Тб = 0,5 - 1,2вУТ400 - 63 = 215 кг.
Необходимое число четырехсрезных болтовых
нагелей:
N 5 070
тл = ■
= 6 шт.
1,1 “ 4 Тб~~ 4 · 215
Ослабленная площадь прокладки и двух на¬
кладок:
, = 18 * (5 + 4.2) — 1,2 . 13 - 3 = 187 см2.
Напряжение:
5 070
187
: 27 кг!см2.
Для придания конструкции необходимой жест¬
кости при монтаже нижние пояса соединяются
в угле двумя накладками.
Расчет гвоздей в поясах ноги. Стен¬
ки выполнены из досок толщиною 2,5 см, рас.
положенных под углом а = 30° к оси нога'
Гвозди приняты 0 5, I = 150 мм.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
по изгибу:
= 0,8 · 0,5s У і 800 · 72 = 72 кг;
по смятию раскосов:
= 0,5 · 2,5 . 0,5 . 72 = 45 кг;
по смятию досок пояса:
Т* = О»7 * 3,1 · 0,5 · 72 = 78 кг.
Опорное сечение:
Qd = 967 кг; h = 30 см;
Іх = 1-Ц~ = 27 000 см*;
Sx = = 1 350 см*.
Сдвигающее усилие:
гр QS 967 * 1 350 г q η i
Т-Т= 27~000 48,3 Кг’ПОг■ СМ·
Необходимое число гвоэдей на 1 м:
по изгибу:
4 830 о,
ті = = 34 шт.;
по смятию раскосов:
4830 _ 4 830
Ші “ 2 COS α . 45 · 2 1,73-90
= 31 шт.
Сечение 1 (фиг. 73):
Q = 967 + 140 - 1,10 = 1 121 кг; h = 42 см;
ІХ = 423 ~ 63 · 12 ■= 73 880 см*;
Sx = 12 · 18 · 12 = 2 590 см*.
Сдвигающее усилие:
Г=?=^2о^ = 39.3
Необходимое число гвоздей на 1 м:
3 930
т* = -72Т2 - 27 ШТ·
Сечение 3 (фиг. 73):
Q = 967 + 140 - 3,3 = 1429 кг;
h = 68 см;
1χ = 683323 · 12 = 282 000 см*;
Sx = 12 - 18 · 25 = 5 400 см3.
Сдвигающее усилие:
у 1 429 · 5 400 — οι г. к^!см
1 282 000 М,ькг,см.
Необходимое число гвоздей на 1 м:
2 740
тз = 72Т2 = 19 ШТ·
Расчет гвоздей в поясах ригеля.
Сечение в шарнире ί (фиг. 73):
Qs = 765 кг; h = 30 см;
іх = = 42 800 см*;
Sx = -2 ‘ *7·58 = 1 840 см*.
Поперечное сечение
Объем дерева — 1,59 м·. Вес стали с затяжкой — 108 пг. Вес стали без затяжки — 70 к?
Фиг. 76. Трехшарнирная рама двутаврового сечения пролетом I= 12,4 л*. Общий вид
РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ФОНАРЕЙ *73'
474
Л. А. НОВИКОВ
вид по стрелке А
Фиг. 80. Опорный узел рамы без затяжки
Разбивка гвоздей в нашивках нижнего пояса
Нашивка ри2еля
i н±=
=t=
5*Н -
/—<7 I-
' СтМ 6 изле С
Нашивка ноги
krrfe
-j
и
Юозди <Н5', L* 90
8*10 ·
А5
Ш
Ш
СтШбижС
o/refX
Фиг. 82. Усиление нижних поясов ригеля и ноги
Сдвигающее усилие:
rr_QS_ 765 « 1 840 00 q , М
■Г j — goo — 32,9 кг/см.
Необходимое число гвоздей на 1 пог. м:
3 290
тл =
72 . 2
== 23
шт.
Сечение 6 (фиг. 73):
<?, = 405 — 990 . 1,1 = — 685 кг\
h = 54 см; Іх = ~ - · 12 = 129 100 см*;
£* = 12 · 18 . 17,5 = 3 780 см*.
Сдвигающее усилие:
Т _ QS _ 685 . 3 780
I “ 129 100
= 20
кг/см.
Необходимое число гвоздей на 1 лог. м\
Затяжка выполнена из круглого железа
(d0 = 22 мм), концы осажены под нарезку до
d = 2b мм (фиг. 66):
HD = 3 950 КС] Fнетто =3,57 СМ2]
п+ = -ff7° = 1 105 кг/см*.
Опорный узел сконструирован по двум ва¬
риантам.
По варианту 1 (фиг. 79) рама имеет затяжку.
Напряжения смятия:
под шайбой затяжки:
"ш = ^ = 33 кг/см*;
опорной доски:
пем = й)ТТІ = 18 кгІСМг.
т2
2 000
72 . 2
= 14
шт.
Узел 5 (фиг. 73 и 78).
Вертикальная составляющая опорной реакции:
^8 — + qj> г · sin φ — VD =
= 750 - 3,8 + 325 . 4,4 . 0,545 — 3 345 = 285 кг.
По варианту 2 (фиг. 80) рама опирается на
наклонную плоскость, нормальную к оси ноги.
Раэлагая опорную реакцию по нормали и по
касательной к плоскости опоры при невыгод¬
нейшем загружении, получим:
N = 5 750 кг; Q = 967 кг.
Шарнир сконструирован из двух ветвей ли¬
стового железа сечением 2 х 50 мм, прикреплен¬
ных к поясным доскам гвоздями 0 5, I = 150 мм.
Без учета трения число гвоздей для прикреп¬
ления одной ветви:
Принимая коэфициент трения равным 0,3,
получим коэфициент запаса против скольжения:
к =
5 750 · 0,3
967
= 1,78.
Деталь завязки нижнего пояса в уэле С пред¬
ставлена на фиг. 81.
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ПРОСТРАНСТВЕННЫЕ СИСТЕМЫ
В. А. ИВАНОВ
I. ДВОЙНЫЕ ГНУТЫЕ СВОДЫ (ШУХОВА-БРОДА)
1. Общие сведения
Свод состоит из двух слоев досок, изогнутых
по кривой поперечного сечения свода. Верхний
дощатый слой (верхний настил), несущий на
себе водоизоляцию, и нижний слой (нижний
настил), несущий паро- и теплоизоляцию, со¬
единяются в одно целое при посредстве уложен¬
ных между ними брусьев (прогонов). Доски обоих
настилов располагаются, как правило, перпен¬
дикулярно к образующей свода и являются
основными рабочими элементами конструкции.
Прогоны укладываются вдоль образующей
свода (фиг. 1).
Фиг. 1. Двойной гнутый свод
Соединение досок с прогонами и между собою
нормально осуществляется при помощи гвоздей,
хотя возможно применение и иных средств скреп¬
ления (болтов, шурупов).
Толщина досок настилов, сечение прогонов
и гвоздевой забой назначаются по расчету из
условия прочного воспринятия ими всех усилий,
действующих на свод, который таким образом
является одновременно и несущей конструкцией
и собственно покрытием (ограждением).
Распор свода воспринимается затяжками или
при наличии достаточно мощных и устойчивых
опор передается через их фундаменты на грунт.
Во избежание провисания затяжек их поддер¬
живают в пролете подвесками. Затяжки и под¬
вески обычно делаются из круглого железа.
У опор свода доски настилов прочно приши¬
вают к крайнему прогону, плотно упирая концы
их в мауерлат. Последний полностью воспри¬
нимает на себя усилия свода, затяжек и стоек
(фиг. 2).
Прототипом рассматриваемой конструкции мож¬
но считать свод, состоящий из одного слоя досок,
соединенных между собою при помощи брус¬
ков.
Однако такая конструкция может иметь до¬
статочную прочность лишь при очень небольших
пролетах и нагрузках. При обычных пролетах,
имеющих место в практике строительства, жест¬
кости одного слоя досок недостаточно.
Инж. Шуховым для зданий Нижегородской
выставки было предложено делать сводчатые
покрытия из нескольких слоев досок, сбитых
между собою гвоздями. Получавшийся при
этом тонкий свод для увеличения устойчивости
Фиг. 3. Свод Шухова
усиливался наклонными тяжами (фиг. 3). Не¬
смотря на наличие тяжей, это покрытие ока¬
залось недостаточно устойчивым и широкого
распространения не получило.
Свод Брода можно рассматривать как даль¬
нейший этап развития конструкции покрытия.
Прогоны увеличивают жесткость свода и по¬
зволяют применять покрытие для пролетов до
476
В. А. ИВАНОВ
20 м без каких-либо дополнительных мер по уве¬
личению устойчивости. Однако даже при не¬
больших пролетах конструкция обладает недо¬
статочной жесткостью при действии односторон¬
них нагрузок. Особенно сильно сказывается этот
недостаток вследствие недоучета пластических
деформаций в гвоздевых соединениях при одно¬
временном стремлении к полному использова¬
нию их механической прочности.
Неудовлетворительные условия температурно¬
влажностного режима свода представляют опас¬
ность в отношении возможности возникновения
в нем гнилостных процессов.
Все вышеуказанное заставляет относиться к
своду с большой осторожностью и применять
его только в тех случаях, когда обеспечено
безукоризненное качество проектирования, про¬
изводства работ и эксплоатации.
Применение свода в много рядовых (многоячей¬
ковых) зданиях не рекомендуется.
В тех случаях, когда имеется опасение за устой¬
чивость покрытия, а также при усилении де¬
формировавшихся сводов, в конструкцию вво¬
дят дополнительные элементы жесткости (pe6paf
подкосы, тяжи) (фиг. 4) или соединяют со своі
Фиг. 4. Двойной гнутый свод с тяжами
дами самостоятельную плоскую систему — по¬
перечную стенку, ферму, арку. Наличие такой
системы позволяет опереть на нее прогоны и
ввести их в работу, превратив свод из плоскостной
конструкции в пространственную (фиг. 5, а, б).
Фиг. 5. Усиленный свод
Описанные способы усиления сводов суще¬
ственно увеличивают их устойчивость, однако
усложняют расчет и выполнение сводов и в
большой мере сводят на-нет эксплоатационные
преимущества свода (гладкая поверхность по¬
толка, отсутствие решетки и пр.·). Применение
наклонных тяжей кроме того требует дополни¬
тельного расхода металла.
2. Описание элементов конструкции
1) Настилы
Доски нижнего настила пришивают к про¬
гонам нормально вплотную друг к другу; доски
же верхнего настила располагаются с неболь¬
шими зазорами для вентиляции воздушного про¬
слойка между настилами, что является необхо¬
димым с точки зрения долговечности покрытия.
Отсутствие вентиляции в данном случае осо¬
бенно опасно, так как несущая конструкция
скрыта от непосредственного наблюдения, и
место протекания кровли трудно своевременно
обнаружить. При неправильном устройстве утеп¬
ления и пароизоляции увлажнение свода легко
может произойти также и от конденсации паров
проникающих в него снизу. Влага обычно по¬
падает таьже в конструкцию в процессе про¬
изводства работ в связи с применением влаж¬
ного лесоматериала, намокания утеплителя под
дождем ит. п.
Для создания в конструкции осушающего
режима у опор свода устраивают специальные
небольшие отверстия для доступа внутрь свода
наружного воздуха, у шелыги ставят вытяж¬
ные флюгарки с таким расчетом, чтобы обеспе¬
чить проветривание внутреннего пространства по
всей площади покрытия (фиг. 6).
Фиг. 6. Поперечный и продольный разрезы свода
Для нижнего настила в целях большей плот¬
ности обшивки полезно применять вагонку, шпун¬
тованную или в четверть.
Толщина досок назначается по расчету и
колеблется в пределах от 1,9 до 3,5 см. Приме¬
нять доски тоньше 1,9 см не следует.
При устройстве железной кровли таковая
обычно укладывается непосредственно по верх¬
нему настилу (фиг. 6). Под толевую или рубе¬
роидную кровлю по верхнему настилу делается
сплошная обшивка сухими досками толщиною
19 мм и шириною около 50 мм под углом 45°
к образующей свода (защитный настил).
Доски основных настилов свода должны быть
возможно более длинными для уменьшения числа
стыков и количества гвоздей, идущих на их
перекрытие. Стыки досок располагаются нор¬
мально на прогонах.
В обычной конструкции сводов стыки досок
не перекрываются специальными накладками
и располагаются по развертке свода вразбежку
(в шахматном порядке). При этом ослабление
сечения свода вследствие наличия неперекры-
тых стыков составляет 50%.
Для уменьшения ослабления сечения свода
стыки досок иногда перекрывают односторон¬
ними накладками с внутренней стороны свода
(фиг. 7).
Вследствие малой жесткости такого стыка
устройство его не рекомендуется.
При толщине досок настилов от 3,0 до 3,5 см
возможно перекрытие их «вполдерева» (фиг. 8).
Однако рекомендовать эту конструкцию также
нельзя вследствие сложности ее изготовления.
Для устройства настилов возможно приме¬
нение пиломатериалов пониженного качества,
ДВОЙНЫЕ ГНУТЫЕ СВОДЫ
477
так как использование прочности материала
обычно бывает неполное. (Совершенно недопу¬
стимы конечно признаки гнили в применяемом
материале.)
Фиг. 7. Перекрытие стыка настилов
Фиг. 8. Перекрытие стыка настилов впол¬
дерева
2) Прогоны
Назначение прогонов — связывать настилы в
одно целое и тем придавать сечению свода не¬
обходимые мощность и жесткость. Размеры
прогонов назначаются по расчету: высота о іре-
деляется из условия прочности сечения свода
под действием расчетных усилий, а ширина
должна быть достаточной для возможности раз¬
мещения требуемого количества гвоздей. Кроме
того ширина прогонов имеет существенное зна¬
чение при поверке на выдергивание гвоздей,
стремящихся под влиянием сдвигающих сил
свода повернуть прогоны около их продольных
осей. Рекомендуется назначать ширину про¬
гонов равной их высоте.
При подборе сечения свода высоту прогонов
следует принимать от 0,008 I до 0,010 I (где I —
расчетный пролет свода) в зависимости от нагру¬
зок, очертания свода и выбранной толщины
настилов.
Для увеличения общей жесткости длину про¬
гонов следует делать но возможности большой,
однако не в ущерб их стоимости (до 6—6,5 м).
Стыки прогонов располагаются в шахматном
порядке.
Расстояние между прогонами зависит глав¬
ным образом от длины и толщины досок, при¬
меняемых для настилов, и колеблется от 65
до 125 см (ТУ и Н 1981 г., § 229). Прогоны сле¬
дует размещать с таким расчетом, чтобы по воз¬
можности использовать полную длину приня¬
тых досок.
Крайний прогон у опоры плотно пригоняется
к мауерлату и сплачивается с ним болтами диа¬
метром 12—16 мм (или насаживается на внут¬
ренних вставных шипах).
Разрушение сводив обычной конструкции при
одностороннем загружении чаще всего проис¬
ходит вследствие поворота прогонов относитель¬
но их продольных осей с выдергиванием гвоз¬
дей (фиг. 9). Поворот прогонов начинается прежде
всего в зоне действия наибольших поперечных
сил. Сначала поворот совершается без отрыва
от настилов, путем некоторого их искривления.
Затем шляпки гвоздей начинают вминаться
в древесину настилов, и разрушение наступает
или от продавливания шляпок гвоздей сквозь
доски или от вырывания гвоздей из прогонов.
Задолго до полного разрушения свод полу¬
чает недопустимо большие деформации.
Для увеличения устойчивости прогонов иногда
устраивают между ними распорки из отрезков
досок, которые пришивают гвоздями к прого¬
нам и настилам (фиг. 10). Если распорки постав¬
лены достаточно часто (через 40—50 см), то воз¬
можно устройство прогонов из досок, постав¬
ленных на ребро. При этом расстояние между
прогонами делается при¬
мерно в 2 раза меньше
указанного выше для
прогонов из брусьев г.
Однако применение
распорок усложняет ра- Фиг. 9. Работа гвоздей на
боту по устройству сво- выдергивание
да и удорожает его.
Целые брусчатые прогоны не рекомендуется
делать выше 20 см, что ограничивает область
применения обычной конструкции свода проле¬
тами до 20 м.
Разрез cboOa
Фиг. 10. Свод с распорками
8) Мауерлаты
Давление свода передается полностью на
мауерлат, представляющий собой брус со ско¬
шенным в сторону свода углом. Размеры и кон¬
струкция мауерлата (фиг. 2) определяются в
соответствии с величиной действующих на него
нагрузок — вертикальной (опорная реакция) и
горизонтальной (распор).
При устройстве свода по сплошным стенам
мауерлат делают из одного бруса, уложенного
вдоль карниза стены. Мауерлат плотно соеди¬
няют с крайним прогоном свода, что придает
опорному узлу большую жесткость. При кон¬
сольно-балочном решении мауерлата стыки в
нем следует располагать примерно в 1/б расстоя¬
ния между затяжками.
В случае устройства свода на деревянных
каркасных стенах мауерлат укладывается не¬
посредственно по стойкам стены и одновремен¬
но служит для них верхней обвязкой.
Если при этом расстояние между точками
опор мауерлата велико, то конструкция мауер¬
лата принимает более мощную форму состав¬
ной балки.
Во всех случаях при расчете опорной конструк¬
ции следует иметь в виду необходимость прида¬
ния ей достаточной жесткости.
4) Затяжки
Распор свода погашается затяжками или вос¬
принимается непосредственно опорами. При
высоких и легких стенах следует ставить затяж¬
ки. Затяжки делаются, как правило, металли¬
ческими.
1 Подобный свод испытан в Ленинграде в 1931 г.
и показал достаточный запас прочности.
478
В. А. ИВАНОВ
Во всех случаях практики следует помнить,
что при недостаточной прочности затяжек не¬
избежно обрушение всего покрытия. Ввиду этого
необходим тщательный бракераж материалов
и изделий, идущих на изготовление затяжек
[муфт, сварных стыков и пр.).
Фиг. И. Крепление подвесок
Через каждые 3—4 м затяжки поддержива¬
ются подвесками из тонкого круглого железа
толщиною 4—5 мм. При устройстве подвесок
рекомендуется предусмотреть возможность ре¬
гулировки их длины, что легко достижимо вклю¬
чением скоб и нарезкой верхних концов подве¬
сок (фиг. 11).
Устройство сводов без затяжек требует непо¬
движности опор, способных воспринять распор
свода, что трудно осуществимо при высоких
стенах. При низких стенах фундаменты их долж¬
ны быть соответственным образом рассчитаны
и сконструированы (фиг. 12).
5) Скрепления
Для соединения отдельных частей свода между
собой применяются главным образом гвозди.
Наиболее ходовые размеры гвоэдей: длина от
10 до d5 см, диаметр — от 4 до 5,5 мм.
Правильная забивка гвоэдей и точное разме¬
щение их по проекту являются основным усло¬
вием надежности покрытия.
Гвозди должны иметь нормальную шляпку.
Еще лучше применять широкошляпные гвозди,
так как разрушение конструкции нередко на¬
чинается из-за вмятия шляпок гвоздей в доски
настилов.
В стыках досок для прикрепления их концов
к прогонам рекомендуется применять шурупы,
помещая их в предварительно рассверленные
отверстия, что устраняет опасность раскалыва¬
ния конца доски. Особенно большую пользу
это приносит при узких прогонах, где расстоя¬
ние от шурупа до конна доски получается зна¬
чительно меньше минимума, установленного нор¬
мами для гвоздей.
Болты применяются лишь как вспомогатель¬
ное средство скрепления у опор свода, для сбал-
чивания мауерлата с крайним прогоном или
для присоединения к своду каких-либо допол¬
нительных частей конструкции (тяжей, ребеп
и т. п.).
6) Утепление и кровля
Утепляющий слой обычно укладывается на
нижнем настиле свода. Во избежание проника¬
ния паров из помещения внутрь свода под тепло¬
изоляцией должен иметься воздухонепроницае¬
мый слой из изоляционной бумаги, осмоленной
фанеры и т. п.
Изоляционная бумага расстилается, как пра¬
вило, сплошь по всей поверхности нижнего на¬
стила. В исключительных случаях укладывают
ее отдельными полосами в промежутках между
прогонами (фиг. 13). При этом края бумаги
загибают по стенке прогона и пришивают к ней
гвоздями через тонкую рейку. Еще лучше в этом
случае заранее подшивать к прогонам снизу по¬
лоски толя, перекрываемые в дальнейшем кус¬
ками изоляционной бумаги.
Сплошной слой изоляционной бу¬
маги по нижнему настилу
Полосовая изоляция между прогонами
Фиг. 13. Укладка пароизоляции
Основным требованием, предъявляемым к тепло¬
изоляции, являются малое содержание влаги и
безвредность в отношении заноса источников
грибной заразы.
Поэтому все органические засыпки не могут
быть рекомендованы для применения. В случае
же неизбежности применения таковых необхо¬
димо обеспечить защиту засыпок от намокания
при производстве работ, а также тщательно
соблюдать правила вентиляции и изоляции свода.
Кроме того должно производиться антисепти-
рование засыпок.
Кровля должна быть совершенно водонепро¬
ницаема. Ежегодно после зимнего сезона нужно
производить тщательный осмотр кровли и все
замеченные дефекты устранять. Очистку крыши
от снега и льда следует производить осторожно,
чтобы не пробить в ней отверстий.
7) Фонари
Простейшим является устройство попереч¬
ного фонаря (фиг. 14). Для этого часть поверх¬
ности свода освобождается от настилов, и над
образовавшимся отверстием устраивается фо¬
нарь. Прогоны частично убираются; оставшаяся
часть цропускается через фонарь для обеспе¬
чения связи между соседними отрезками свода.
Нагрузка g площади фонаря передается на
соседние участки свода, которые должны быть
соответственно усилены.
Недостатком этого решения является сниже¬
ние общей жесткости свода, а также криволи¬
нейное очертание фонаря, затрудняющее устрой¬
ство остекления и переплетов.
ДВОЙНЫЕ ГНУТЫЕ СВОДЫ
479
Устройство продольного фонаря при обычной
конструкции перекрытия невозможно, так как
требует полной перерезки досок настилов по
всей длине свода.
Иногда для устройства фонаря соседним уча¬
сткам придается различная кривизна (фиг. 15).
При этом в цилиндрических сводах значения
изгибающих моментов получаются несколько
больше действительных.
Теоретически параболический свод является
более выгодным в силу отсутствия в нем момен¬
тов и поперечных сил от равномерной нагрузки·
Стекло
,Стектг
Фиг. 15. Фонарь между сводами разной кривизны
Уступ, получающийся на границе смежных
участков, заполняют остеклением. Если при
этом между стойками оконных рам устраива¬
ются раскосы, то полученная конструкция играет
роль самостоятельной фермы жесткости, поя¬
сами которой служат соседние участки сводов.
Такая конструкция дает известную экономию,
облегчая как фонарь, так и все покрытие в це¬
лом, и может быть рекомендована для соответ¬
ствующих случаев практики. Аналогичное ре¬
шение возможно при устройстве покрытия из
участков одинаковой кривизны, но расположен¬
ных в различных уровнях (фиг. 16).
В обоих последних случаях стекла фонарей
находятся в вертикальном положении, что яв¬
ляется наилучшим с эксплоатационной точки
зрения.
3. Проектирование и расчет сводов
Проектирование свода начинают с выбора
его очертания и назначения подъема, т. е. отно¬
шения стрелы к пролету. Для очертания свода
обычно принимают параболу или круг.
Параболические своды обладают тем преиму¬
ществом, что в них при равномерно распреде¬
ленной по плану нагрузке действуют лишь нор¬
мальные сжимающие усилия, тогда как в ци¬
линдрических сводах в этом случае возникают
небольшие моменты и поперечные силы.
Параболические и цилиндрические двухшар¬
нирные своды рассчитываются, как трехшар¬
нирные.
по всему плану свода. С другой стороны, постоян¬
ная кривизна цилиндрического свода является
положительным фактором, повышающим устойчи¬
вость свода. Учитывая последнее обстоятельство,
а также удобство производства работ, рекомен¬
дуется проектировать своды кругового очертания.
Отношение стрелы к пролету свода устанавли¬
вается, исходя как из конструктивных особен¬
ностей свода, так и из назначения перекрывае¬
мого помещения. Отношение это принимается
в пределах от Ѵв до 1/4, если не имеются в виду
какие-либо специальные условия в отношении
использования пространства под сводом.
Назначать стрелу свода меньше Ѵе пролета
не следует, так как помимо увеличения распора
при этом возрастает опасность потери формы
свода.
После выяснения точных геометрических раз¬
меров свода вычисляют нагрузки. Временная на¬
грузка (снег) учитывается в двух положениях:
по всей площади покрытия и с одной стороны
свода.
Произведя статический расчет, определяют
расчетные ’ усилия и соответственно им назна¬
чают размеры элементов свода.
Согласно ТУ и Н изд. 1931—1934 гг., § 230
и 232 все продольные усилия, возникающие
в настилах свода под влиянием моментов и сжи¬
мающих. сил, должны восприниматься полови¬
ной всех досок верхнего и нижнего настилов
(ввиду наличия 50% стыков).
При этом должен производиться учет напря¬
жений от начального выгиба досок.
В. А. ИВАНОВ
480
Устойчивость свода должна быть обеспечена
соответствующим снижением допускаемых на¬
пряжений путем умножения их на коэфициенты
Ψι и <ру (ТУ и БГ§ 18—25).
Сдвигающие усилия воспринимаются гвоздя¬
ми, которые соединяют составное сечение свода
нию между соседними стыками четных и нечет¬
ных рядов досок. Расстояние между стыками
досок настилов не следует делать меньше трех
интервалов между прогонами.
Кроме расчета гвоздей на «срез» обязательна
поверка их на выдергивание из прогонов вслед.
Л
Верхняя о б шибка из досок 2.5 х <5
с зазором Ь см 4
Фиг. 17. Пример двойного гнутого свода. Поперечный разрез свода
Фиг. 18. План свода
з одно целое. Для определения необходимого
количества гвоздей их рассчитывают по продоль¬
ному усилию N (сдвиг при продольном изгибе),
ДбоОной рубероид
Верхняя обшибка 2.5x15
Прогон
Защитного настил 5х 1.9
под LAb'к напраблению
Ошибки
ствие опрокидывания последних; при этом в
расчет вводятся все гвозди кроме забитых в сты¬
ках досок настилов.
Чтобы предотвратить вмятие шляпок гвоздей
в настилы, не следует при тонких досках приме¬
нять слишком мощные гвозди. Рекомендуется
соотношение диаметра гвоздя (dze) и длины
(he) к толщине настила (й): de$ — от х/в до
7б Л, he = от 4 до 5 h. На фиг. 17—19 дан
пример решения двойного гнутого свода проле¬
том 16 м.
Фиг. 19. Сечение свода
поперечной силе Q (сдвиг при поперечном изгибе)
и изгибающим моментам Ы (перекрытие стыков
дооок), суммируя полученные значѳ іия.
Полученное количество гвоздей распределяют
на участке поровну между всеми прогонами.
Практически стремятся к тому, чтобы отдель¬
ные расчетные участки соответствовали расстоя-
4. Производство работ
При возведении двойного гнутого свода необ¬
ходимо соблюдение следующих основных требо¬
ваний.
Концы досок настилов должны быть тщательно
пригнаны друг к другу в стыках и к мауерлату —
на опорах; следует избегать перекоса рядов
ДВОЙНЫЕ ГНУТЫЕ СВОДЫ
481
досок во время пришивки настилов; соблюдать
вентиляционные щели в верхнем настиле и про¬
духи у карниза, не оставляя их засоренными
мусором и щепой; не пришивать доски настилов
с «прижимом», т. е. не забивать гвозди наискось
в одну сторону.
Наилучшей забивкой гвоздей является забивка
по нормали к поверхности свода. Повреждае¬
мость волокон дерева при этом наименьшая.
Следует остерегаться применения гвоздей с
уменьшенной шляпкой. Заглубление шляпок
гвоздей в доски не должно быть больше 1 мм.
Забивку гвоздей рекомендуется делать по
шаблону (фиг. 20).
Следует особенно остерегаться раскалывания
концов досок в стыках и у опор. В случае невоз¬
можности выдержать в этих местах нормальные
расстояния для гвоздей производят предваритель¬
ное рассверливание отверстий и заменяют гвозди
шурупами.
Установка затяжек и подтягивание их должны
быть произведены до раскружаливания свода.
Во время выравнивания затяжек им придают
небольшой подъем к середине пролета (не более
Ѵ200 пролета).
Детали затяжек и подвесок должны быть тща¬
тельно продуманы и хорошо выполнены, так как
плохое выполнение и небрежная установка их
Фиг. 21. Возведение свода на лесах
чрезвычайно портят общий вид покрытия. Это
относится как к грубым, тяжелым муфтам затя¬
жек, так и к стержням подвесок, сделанным из
кривой нерасправленной проволоки с загнутыми
от руки нижними концами.
Порядок возведения свода зависит от его кон¬
струкции и от принятого способа производства
работ.
1) Возведение свода на лесах (фиг. 21)
Этот способ применяется в случае малой вы¬
соты, малой длины и большой ширины (пролета)
перекрываемого помещения.
Деревянные конструкции
Леса, на которых сшивают свод, делают из
нескольких рядов стоек, установленных вдоль
помещения. По верху стоек укладываются на¬
садки с таким расчетом, чтобы верхние грани
их совпадали с нижней поверхностью будущего
свода. Рядов стоек может быть сделано 3 5 7
в зависимости от величины пролета.
Вдоль по стенам кладутся мауерлаты 0 при-
болченными к ним крайними прогонами. По
насадкам стоек укладывается нижний настил
свода. Расстилается слой изоляционной бумаги,
размечаются и устанавливаются прогоны и снизу
забиваются гвозди. Между прогонами уклады¬
вается изоляция. Сверху пришивается верхний
настил.
В случае применения рубероидного ковра на¬
шивают по верхнему настилу еще защитную об¬
шивку из узких сухих досок (50 X 19 мм), по¬
крывают защитный настил клебемассой и насти¬
лают рубероид. Затем устанавливают затяжки
и убирают леса,
2) Возведение свода на кружалах
Возведение свода на кружалах применяется
при большой высоте помещения (фиг. 22).
Если длина помещения невелика, применяют
постоянные кружала. При большой длине поме¬
щения кружала делают передвижными по осо¬
бым прогонам, уложенным на стойках или крон¬
штейнах вдоль стен. На каждую одновременно
сшиваемую секцию свода устанавливают по
одной паре кружал, так что расстояния между
ними составляют около 3—4 м.
Фиг. 22. Возведение свода на кру¬
жалах
Кружала огибаются сверху доской плашмя,
которая впоследствии войдет в состав нижнего
"Настила свода. Поверх этих досок производятся
разметка и установка прогонов. Нижний настил
подшивается по прогонам снизу.
В остальном производство работ совершается
так же, как описано в первом способе, за исклю¬
чением лишь того, что устроить сплошной изоля¬
ционный слой по нижнему настилу невозможно.
Вместо него делают полосовую изоляцию между
прогонами, как указано выше на фиг. 13.
Передвижку кружал в сторону нового участка
делают, начиная с первой кружалины (считая
по направлению устройства покрытия). Для этого
ставят сзади кружалины затяжку, подтягивают
и выравнивают ее на подвесках. Опускают кру¬
жала и передвигают их вдоль свода до следующей
кружалины. Затем ставят затяжку, находящуюся
у второй кружальной фермы.
Если между кружалами должна быть устано¬
влена промежуточная затяжка, то при недоста¬
точной прочности стен принимают меры для
укрепления мауерлата во время передвижки
кружал. По установке последней затяжки обе
кружалины передвигаются дальше для сшивки
на них соседнего участка.
31
482
В. А. ЗАМ АР ABB
3) Сборка свода из готовых секций
Сборка свода предусмотрена из стандартных
элементов, для чего свод разбит на секции двух
типов, каждый длиной около х/2 пролета и шири-
1>иг. 23. Заготовка секций сборного свода
ною около 3 м.
Процесс сборки может быть следующим
(фиг. 23)
а) в особые вырезы сборных реек укладывают
продольные бруски (прогоны), что устраняет
всякую разбивку и исключает возможность от¬
клонений в размерах отдельных стандартных
секций;
б) по брускам подшивают толевую изоляцию,
поверх которой производят подшивку сплошного
нижнего настила, причем стыки досок осуще¬
ствляют группами, чередующимися по развертке
в шахматном порядке;
в) не снимая секцию с реек, к которым она
временно прикреплена, поворачивают вокруг
большой оси и укладывают на монтажные кру¬
жала А или iВ, после чего снимают с реек и про¬
гибают по форме кружал;
г) производят заклинку поперечных брусков,
укладку утепления и нашивку верхнего настила.
Затем готовые секции поднимают копрами одно¬
временно с двух сторон и после установки соеди¬
няют в ключе при помощи накладок из досок
того же сечения.
Ввиду того что первая часть работы по сборке
отдельных секций занимает в два раза меньше
времени, чем последующие, одна пара реек мо¬
жет обслужить сборку секций двух типов, для
чего с обеих сторон места сборки на рейках
установлены монтажные кружала.
Связь отдельных секций по линиям попереч¬
ных сечений свода осуществляется перепуском
прогонов соседних секций друг за друга. Обра¬
зовавшийся промежуток зашивается четырьмя
досками, прибиваемыми одновременно к обеим
секциям после установки их.
Указанный метод сборки, устраняя дорого
стоящую и обычно плохо выполняемую подшивку
нижнего настила над головой, дает возможность
вести одновременно работы по кладке стен и
заготовке сводов; кроме того можно обойтись
без кружал, передвижка которых при значитель¬
ных пролетах сопряжена с известными трудно¬
стями.
Однако метод этот имеет свой недостаток, а
именно — отсутствие полной жесткости свода
в ключе, приближающее его по схеме к трех¬
шарнирной арке. Кроме того монтаж заготовлен¬
ных громоздких секций неизбежно сопровождает¬
ся их деформациями, вызывающими расстройство
гвоздевых соединений, что также влияет на сни¬
жение жесткости свода.
Инж. В. А. ЗАМАРАЕВ
II. БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
1. Общие сведения
Деревянные кружально-сетчатые своды пред¬
ставляют собой пространственную стержневую
систему, состоящую из стандартных элементов—
.косяков* (фиг. 1).
Своды этой системы с узловыми сопряжениями
на самозатягивающихся болтах 1 2 получили широ¬
кое распространение в странах Европы и Америки.
1 Описание взято из книги В. Д. Цветаева «Авто·
гаражное строительство», 1931 г. Описывается сборка
свода пролетом в 25 At.
2 Изобретатель германский инженер Ф. Цоллингер,
см. ТУ и Н, „Деревянные конструкции и сооружения“
(1931 г.).
В СССР разработана система безметальных
сетчатых сводов с узловыми сопряжениями на
врубках3.
Возможность индустриального изготовления
косяков, легкая транспортабельность их, простота
монтажа и демонтажа и архитектурно-эстетичес¬
кие преимущества сетчатых сводов должны
обеспечить им массовое применение в СССР.
До настоящего времени эти своды изготов¬
лялись в Союзе кустарными способами и поэтому
применялись лишь в единичных случаях. Послед¬
нее объясняется также и тем, что методы проек¬
тирования безметальных сводов были недостаточ-
3 Авторское свидетельство принадлежит инж. С. И.
Песельнику.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ 483
но разработаны (особенно в части геометрического
расчета).
В нормальной схеме сетчатого покрытия свод
опирается на продольные стены и на жесткие
фронтоны (диафрагмы), расположенные на рас¬
стоянии В < 2,5iS', где S — длина дуги свода.
-- о иипры ши ииавшид
ных грузов, своды этой системы нерациональны.
Конструкция сетчатых сводов допускает устрой¬
ство кровли любого типа, но обязательно по сплош¬
ной продольной обшивке или обрешетке поверх
свода. Вследствие отделения несущей кон¬
струкции свода от огра¬
ждения (кровли) опас¬
ность загнивания сетки
в значительной мере
устраняется,что является
большим преимуществом
сетчатых сводов перед
другими пространствен¬
ными системами деревян¬
ных конструкций.
Освещенность зданий
с сетчатыми покрытиями
может осуществляться
путем остекления от¬
дельных участков или
полос сетки свода (фиг. 4)
без устройства каких-
либо надстроек для фона-
Фиг. 1. Сетчатый свод из косяков цельного сечения
При большой длине свода между фронтонами
(В> 2,51s1) целесообразно устраивать промежуточ¬
ные жесткие диафрагмы, так как в противном
случае свод работает только в направлении
своего пролета как арка и следовательно пре¬
имущества пространственной системы при этом
в значительной мере утрачиваются.
Безметальные своды из косяков цельного сече¬
ния высотой 12 — 25 см могут применяться для
перекрытия пролетов от 8,0 до 20,0 м. Косяки
свода изготовляются из досок длиной 2—3 м.
Основной формой сетчатых покрытий является
цилиндрический свод. Все остальные типы сводов
(стрельчатые, крестовые, парусные) состоят из
отдельных цилиндрических поверхностей и пото¬
му могут рассматриваться как производные
цилиндрического свода.
Для цилиндрических сводов с затяжками (фиг. 2)
Фиг. 2. Цилиндрический свод
рей. Удачным размещением световых полос в
покрытии может быть достигнуто хорошее реше¬
ние интерьера. Образцы таких решений в боль¬
шом количестве даны в Германии и в США.
подъем
/
рекомендуется назначать в пределах
от
у до у ; при устройстве контрфорсов, вос¬
принимающих распор свода, значение у опре¬
деляется в каждом отдельном случае сравнитель¬
ными подсчетами.
Величину подъема ^ цилиндрических частей
стрельчатого свода (фиг. 3) следует назначать в
1 1
пределах от у^-до у . Общий подъем стрель¬
чатых сводов составляет обычно -у > -у.
Преимущественной областью применения сет¬
чатых сводов являются покрытия, "для которых
исключена возможность больших односторонних
отложений снега, т. е. покрытия главным образом
однопролетных зданий. Во всех случаях, когда
интенсивность односторонней снеговой нагрузки
может значительно превосходить интенсивность
равномерной расчетной снеговой нагрузки, атак-
Экономические характеристики безметальных
сетчатых сводов вследствие того, что производ¬
ство их передано на заводы стройиндустрии
только в 1936 г., пока еще не выявлены.
Несомненно однако, что конструктивные,
производственные и эксплоатационные достоин¬
ства сетчатых покрытий и в частности без¬
метальных сетчатых покрытий ставят их на
одно из первых мест среди прочих систем
плоскостных и пространственных деревянных
конструкций.
31*
484
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
2. Конструкция
1) Форма косяков
В зависимости от формы поперечного сечения
свода (дуга круга или правильный многоуголь¬
ник) косяки сетки могут быть с криволинейной
или ломаной верхней кромкой (фиг. 5).
Криволинейное очертание верхней кромки
рекомендуется для тех случаев, когда материал
устраивается гнездо, а по концам двух при¬
мыкающих к нему (у середины его длины) —
шипы, входящие в гнездо сквозного косяка.
Гнезду придается простейшая форма (фиг. 8),
при которой форма шипа получается однако
сравнительно сложной. Возможно и другое реше¬
ние: шипу придается простейшая форма и соот¬
ветственно усложняется форма гнезда. Последнее
решение хуже и поэтому в дальнейшем не рас¬
сматривается.
Q)
с£
Фиг. 5. Очертания кромок косяков
кровельного ковра не может следовать за много¬
гранной поверхностью свода (например для
этернитовых кровель).
2) Узлы сетки
Основной конструктивной деталью кружально¬
сетчатых сводов является узловое сопряжение
косяков в месте их пересечения.
В бевметальных сводах это сопряжение осу¬
ществляется врубкой. Узел образуется тремя
косяками (фиг. 6 и 7) —в сквозном косяке
Гнездо располагается точно по середине длины
косяка и может быть прямым или косым (фиг. 8).
Косое гнездо меньше ослабляет косяк и потому
более рационально. Высоту гнезда рекомендуется
назначать 1 равной 0,3&, где h — полная высота
косяка. Нижняя грань гнезда должна распола¬
гаться в пределах Δh = 0,275 — 0,35h.
Существуют два варианта сопряжения косяков.
Вариант I (фиг. 6). Оси примыкающих
в узле косяков смещены примерно на толщину
i Рекомендуемые здесь размеры установлены при
разработке сетчатых сводов в Промстройпроекте.
БЕЗ МЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
ш
косяка (нецентрированная сетка); нижние смежные
ребра шипов этих косяков располагаются на
одной прямой, проходящей через, центр нижней
грани гнезда, расположенной нормально к плос¬
кости сквозного косяка.
Фиг. 6. Узел нецентрированиой сетки
Вариант II (фиг. 7). Оси обоих примыкаю¬
щих косяков почти совмещаются с центром
нижней грани гнезда (центрированная сетка).
При выборе конструкции узла следует руковод¬
ствоваться следующим.
Фиг. 7. Узел центрированной сетки
Узел по варианту I проще в производстве и
более удобен при монтаже; наличие в узле
эксцентриситета примыкающих косяков не вы¬
зывает возражений, так как возникающие при
этом в сквозном косяке моменты невелики и
практически не уменьшают его прочности. В
узлах этого типа шипы примыкающих косяков
имеют вполне достаточную площадь опирания.
К числу недостатков варианта I (не проверенных
пока опытным путем при острых углах между
косяками) следует отнести большую длину гнезда
и связанную с этим опасность уменьшения
прочности сквозного косяка (на расщепление по
гнезду).
В ряде случаев узел по варианту II может
оказаться более приемлемым по архитектурным
соображениям, но он менее удобен при монтаже
и имеет более сложную форму шипа; в конструк¬
тивном отношении этот узел решается удачно
только при угле между косяками, равном или
близком к 45°. При других углах приходится
допускать очень острые концы шипов; стремле¬
ние притупить их приводит к значительному
уменьшению длины шипов, что тоже нежела¬
тельно.
В) Размеры косяков
При указанных выше конструкциях узлов
сетки высота h косяка должна быть не более
"iq· его длины; предпочтительнее применять косяки
sk
с отношением — > 10 (где Sk —длинакосяка),
так как при этом повышается прочность их на
расщепление по гнезду.
Кроме того высоту h следует назначать не
менее ^ от пролета свода, так как при меньших
отношениях устойчивость свода получается
недостаточной.
Наиболее рационально соотношение высоты h
и толщины Ъ косяка: = 3 — 4.
4) Шипы косяков нецентрированной сетки 1
Плоскости шипа abed (фиг. 9) и efgh совмещегы
в узле с нижней и верхней гранями гнезда, а
плоскости Men и Ытд — с боковой гранью —
пластью косяка.
Фиг. 9. Форма шипа нецентрированной сетки
Низшая точка а шипа располагается на про¬
должении ребра ок, что обеспечивает наиболь¬
шее отношение длины Sk косяка к его высоте к.
Ребра ad обоих шипов узла, как уже указы¬
валось выше, совмещаются в одну прямую на
нижней грани гнезда, а смежные боковые грани
adhe этих шипов образуют небольшой угол;
положение шипов в гнезде показано на разрезе
(фиг. 10) сквозного косяка срединной плоскостью
(фиг. 6 и 7); там же указано положение нормали
R к нижней кромке косяка. Эта нормаль Я
проходит через середину ребра ad (фиг. 9).
1 Указанное здесь расположение шипов рекомендуется
Промстройпроектом.
486
В. А. ЗАМАРЛЕВ
5) Шипы коеяков центрированной сетки
Форма шипов косяков центрированной сетки
цостроена по тому же принципу, что и в не-
Фиг. 10. Положение шипов в
гнезде. Разрез сквозного ко¬
сяка срединной плоскостью
центрированной сетке, но с той лишь раэницей,
что эти шипы соприкасаются в гнезде не нижними
ребрами, а всей плоскостью торцевого косого
среза (фиг. 11).
Шип по фиг. 12 может быть получен из шипа
по фиг. 9, если этот последний несколько удли¬
нить и обрезать по плоскости, расположенной
под некоторым углом к оси косяка, как это
показано на фиг. 12. Эта секущая плоскость
проходит в узле через нормаль R (фиг. Ц)
пересекающуюся кроме того со средней линией
нижней кромки косяка (фиг. 11).
6) Опорные узлы
В опорных узлах косяки врубаются на глубину
не менее 10 см в мауерлаты, с которыми они
соединяются гвоздями, прижимными брусками
и болтами диаметром 12—19 мм. Опорные
плоскости косяков совпадают с направлением
радиуса и образующей свода. Оси сходящихся
контура примыкающего косяка
Фиг. 12. Форма шипа центрированной сетки (пунк¬
тиром показан шип нецентрированной сетки)
Фиг. 13. Конструктивные схемы опорных узлов
в опорном узле элементов (косяков, затяжки и
опоры) должны быть центрированы; при этом
рекомендуется принимать за расчетную ось свода
окружность, проходящую в узлах сетки через
середину высоты сквозных косяков.
Возможны два варианта конструкции опорного
узла.
Вариант I (фиг. 13,а). Опорные торцы смеш¬
ных косяков располагаются на минимальном
расстоянии друг от друга. Это расстояние должно
быть таким, чтобы оба торца опирались полной
своей площадью на мауерлат; форма торцов
косяков, а также и вся конструкция узла по¬
лучается при этом наиболее простой и надежной.
Такую конструкцию узла следует поэтому считать
основной.
Вариант II (фиг. 13,6). Опорные торцы
смежных косяков располагаются на произволь¬
ном расстоянии друг от друга таким образом,
чтобы оба торца опирались на мауерлат полной
своей площадью, не пересекаясь в пределах
опорной площадки. Эта конструкция узла может
иметь место в тех случаях, когда свод собирается
из косяков, изготовленных не для данного про¬
лета покрытия, но образующих сетку, под¬
ходящую для него по радиусу и размерам
(например при использовании имеющихся на
эаводе или стройплощадке стандартных косяков).
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
487
В опорных узлах обоих вариантов между
прижимным бруском и опорной площадкой
врубки мауерлата оставляется зазор (примерно
10 мм), допускающий последующее натяжение
узла при эксплоатации покрытия.
Вместо устройства врубок в мауерлате допу¬
скаются отеска (или опиливание) его на глубину
врубки по всей длине и замена отесанной части
досками (толщиной не менее 10 см), соединяемыми
с мауерлатом гвоздями, а в местах узлов —
болтами.
В трехшарнирных сводах узлы в коньке
конструируются так же, как опорные по вари¬
анту I. Эти узлы рекомендуется располагать
точно один против другого, чтобы их можно
было стянуть одним болтом и не нагружать
коньковый брус изгибающими усилиями. Конь¬
ковые брусья могут быть цельного сечения или
составные из двух одинаковых по размерам
половин.
7) Торцевые узлы
В целях упрощения расчета сетки торцевые
узлы, а .также узлы сопряжения косяков с
жесткими диафрагмами рекомендуется конструи¬
ровать так, чтобы центры их располагались в
плоскости примыкания косяков к фронтону или
диафрагме (фиг. 14). Возможно однако и другое
Фиг. 14. Схема сопряжения косяков с обвязочной аркой
положение центра узла, но и в этом случае в
целях получения наименьшего числа типов
косяков узлы противолежащих торцов следует
конструировать одинаково.
Концы каждого косяка должны быть соединены
с диафрагмой или фронтоном стяжным болтом
диаметром 16—-10 мм\ при высоте h0 торцов
косяков, равной или большей 18 см, на каждый
конец следует ставить по два болта.
8) Сетка свода (фиг. 15)
Сетка свода характеризуется; 1) углом а между
нижними ребрами косяков и образующей свода,
2) расстоянием 2С вдоль образующей свода
между осями одинаково направленных косяков,
называемым шагом косяков, 3) радиусом В.
поперечного сечения, 4) центральным углом β,
5) углом поворота Δβ плоскостей нижних кромок
пересекающихся косяков.
Величины R и β определяются в цилиндриче¬
ских сводах пролетом і и подъемом свода -η- , а
в стрельчатых сводах кроме того длиной 10 хорды
и подъемом цилиндрических частей.
Угол а сетки может изменяться от 75° до 45°,
что соответствует углам у между косяками
30* — 90°. При назначении угла необходимо
учитывать отношение ~ расстояния В между
жесткими диафрагмами или торцевыми стенами
к длине S дуги свода. При -|- > 2,5 экономи-
чески выгоднее острые углы (у = 30°—45°); при
меньшем отношении величину угла у следо¬
вало бы увеличить (например при В = S угол
у = 90°), .однако достаточных опытных данных,
позволяющих установить зависимость между
этими величинами, пока нет и общепринятый
Схема поперечного сечения сбора
Фиг. 15. Основные размеры сетни
метод статического расчета сетчатых сводов этой
зависимости не учитывает. Несмотря на это,
нужно принимать во внимание, что увеличение
угла упри уменьшении ■ влечет за собой увели¬
чение запаса прочности свода.
Углы у меньше 45° для безметальной сетки
нежелательны по конструктивным соображениям,
так как при таких углах получаются большая
длина гнезда (особенно при большой толщине
косяков) и острые углы шипов косяка.
При малом радиусе R сетки в целях удлине¬
ния косяков может быть допущено увеличение
угла у сверх 45°.
В обычных случаях угол у следует назначать
около 45°.
Шаг косяков (2С) определяется при соблюдении
требования Ah = 0,275 — 0,35 k (см. выше) в
зависимости от радиуса R, угла а и высоты k
косяка.
488
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Шаг косяков должен удовлетворять экономич¬
ности конструкции как самой сетки, так и
кровли (устраиваемой по обшивке поверх свода).
Необходимо также учитывать, что при нормаль¬
ной конструкции торцевых узлов сетки (см.
выше) шаг косяков должен делить расстояние
(в свету) между диафрагмами (фронтонами) на
равное число частей.
Указанные условия обычно соблюдаются, при
шаге 2С< 1,5 м.
Углы Δβ поворота плоскостей нижних кромок
пересекающихся косяков делят центральный
угол β свода на несколько частей. Предпочтитель¬
нее четное число углов Δβ, так как при этом
противоположные опорные узлы располагаются
почти в одном поперечном сечении свода (сим¬
метрично); кроме того при нечетном числе частей
увеличивается на два (сверх нормального) число
типов косяков сетки.
Для получения рекомендуемой выше конструк¬
ции опорных узлов крайние углы Δβ0 должны
быть меньше углов Δβ.
Число типов косяков безметальной сетки равно:
при четном числе углов Δβ—семи, при нечет¬
ном числе углов Δβ — девяти, из коих два
являются основными. В первом случае это имеет
место при условии, что из углов, образуемых
обвязочными брусьями и арками, исходят косяки
(фиг. 15).
Указанное число типов получается в том
случае, когда расстояние (в свету) между фрон¬
тонами и диафрагмами кратно шагу косяков 2С.
9) Жесткие диафрагмы
Жесткой диафрагмой называется кон¬
струкция, воспринимающая часть действующей
на свод нагрузки и повышающая жесткость
свода.
В обычных случаях такими конструкциями
являются торцевые стены перекрываемого здания
или их верхняя часть — фронтон (торец самого
свода).
Считается, что диафрагмы оказывают влияние
на среднюю часть свода (между диафрагмами)
при расположении их на расстоянии В <2,5*9
(S — длина дуги свода).
Жесткие фронтоны конструируются, как пра¬
вило, в виде двух- или трехслойных арок Делорма
(служащих обвязкой для свода), поддерживаемых
по длине пролета стойками и раскосами, опираю¬
щимися на торцевые стены или (при каркасных
деревянных стенах) непосредственно на фунда¬
менты.
Сплошные каменные торцевые стены полностью
заменяют собой фронтоны; в этом случае обвязоч¬
ная арка Делорма опирается непосредственно на
стены.
При отсутствии в здании торцевых стен вместо
несущего каркаса могут быть применены сегмент¬
ные фермы.
Промежуточные диафрагмы могут быть выпол¬
нены в виде арок или ферм с верхним поясом
кругового очертания. В зависимости от архитек¬
турных требований можно применять деревянные
сегментные фермы или фермы с металлической
решеткой и приподнятым нижним поясом.
Уровень верхней кромки несущей конструкции
диафрагмы рекомендуется совмещать с уровнем
верхней кромки сетчатого свода, а соединение
косяков с диафрагмой осуществлять так же, как
и в торцевых узлах (фиг. 14).
3. Геометрический расчет1
1) Принципы образования кружально-сетчатых
сводов
Кружально-сетчатый свод можно рассматривать
как развитие многослойной арки Делорма, в
которой стыки косяков четных слоев расположены
по середине длины косяков нечетных слоев
(фиг. 16).
Построение сетчатого свода проще всего пред¬
ставить следующим образом (фиг. 17):
1) слои арки раздвигаются по направлению
образующей на некоторую величину С;
б б б б δ б &
-г-
гг
ы
"Л
*· 1
ΐ V''
-Λ'
'V'
-Л'
"'S"
. \
Спои арки
•
"V"
'І
Делорма
"7"
U
"У"
-J
-J
-J
а а а а а а
Фиг. 17. Схема образования сетчатого свода из арки
Делорма. Стрелками показано направление вращения
косяков арки
2) все косяки четных слоев поворачиваются
на угол 90° — а в одном направлении вокруг нор¬
мали R (к нижней кромке), проходящей через
середину длины и толщины косяка (фиг. 16).
Косяки нечетных слоев арки поворачиваются
на тот же угол, но в обратном направлении.
Вследствие того что поворот косяков происходит
вокруг нормалей R, многогранник, образуемый
плоскостями нижних кромок косяков арки
(фиг. 16), остается при вращении косяков без
изменения и прямые аЬ — ребра многогранника
(фиг. 16) — занимают в сетчатом своде точно
такое же положение, как и в арке.
Учитывая это, можно представить образование
свода в иной последовательности, а именно:
1) косяки свода укладываются нижней кромкой
на одной плоскости в положении, указанном на
фиг. 17 пунктиром, и закрепляются на этой
плоскости средней половиной своей длины, т. е. в
пределах между двумя смежными прямыми аЪ\
2) плоскость вместе с расположенными на ней
косяками превращается путем перегиба по ли¬
ниям ab в правильный многогранник с ребрами ab
и внешними углами Δβ (фиг. 18). ii Разработан в ОТИС Промстройпроекта автором
статьи.
БЕЗ МЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
489
При указанном принципе образования сетчатого
свода, имеющего в поперечном сечении очертание
по дуге или правильному многограннику, полу¬
чаются два типа стандартных косяков, зеркально
подобных и соответственно одинаковых по раз¬
мерам.
Косяки, повернутые вокруг нормали по ходу
часовой стрелки (фиг. 17), принято называть
„правыми“, а повернутые против часовой стрел¬
ки — .левыми“.
Крайние косяки, примыкающие к обвязочным
брусьям и к торцам свода, получаются из основ¬
ных путем обрезки одного или обоих концов.
2) Метод геометрического расчета
Согласно ТУ и Н 1931 г. на деревянные кон¬
струкции (§ 224, 225) геометрический расчет
кружально-сетчатых сводов производится по
развернутой поверхности свода беэ учета угла
наклона боковых граней примыкающих косяков
к расчетной нормали сквозного косяка (фиг. 10,
11).
Вследствие неучета этого угла наклона расчет¬
ные формулы, приведенные в ТУ и Н, являются
приближенными.
Результаты сравнения истинной формы торцов
косяков и той, которая получается при расчете
по формулам ТУ и Н, показывают, что прибли¬
женный геометрический расчет дает в ряде
случаев большие отклонения, практически не¬
допустимые. В связи с этим ниже приводится
точный геометрический расчет всех элементов
свода.
Точный расчет выполнен на основании теорем
элементарной геометрии в пространстве.
В соответствии с указанным выше принципом
построения сетчатого свода геометрический расчет
может быть сведен к решению задачи о пере¬
сечении двух плоскостей (боковых граней косяков),
наклоненных под углом а к образующей свода
и нормально расположенных на смежных гранях
многогранника (фиг. 18).
Наиболее простое и наглядное решение задачи
о пересечении плоскостей получается при рас¬
смотрении положения нижних (а не верхних)
кромок косяков в пространстве, расположенных
на гранях воображаемого
многогранника г.
Из построения фиг. 18 видно,
что сквозной косяк расположен
и закреплен неподвижно на
грани А, а примыкающий
косяк—на грани В, вместе с
которой он поворачивается во¬
круг ребра аЪ на угол Δβ\
точки 4 и 5 примыкающего
косяка, находящиеся на ребре
аЪ, остаются при этом повороте
неподвижными.
8) Выводы основных формул
для расчета сетки
а) Центрированная
сетка (фиг. 7)
Для большей ясности в обо¬
значениях расчетных величин
на фиг. 19 изображена в утри¬
рованном виде трехгранная
пирамида 1 — 2 — 3—4, имею¬
щаяся на фиг. 18, и на ней
указаны все необходимые ве¬
личины.
Из рассмотрения фиг. 18
и 19 следует, что теорети¬
ческая длина косяка по сре¬
динной плоскости (параллельной пластям ко¬
сяка) между нормалями R может быть выра¬
жена черев отрезки Хг = (2 — 4) и Хъ = (1 — 3),.
3
Фиг. 19. Обозначения величин пирамиды
1—2—3—4 фиг. 18
которые определяются из треугольников 2 — 3 — $
и 1 — 3 — 4.
В треугольнике 2—3—4 известны длина сто¬
роны 3 — 4 = С и угол а, следовательно необхо- 11 Метод предложен инж. В. Г. Писчиковым.
Фиг. 18. Положение косяков в пространстве. Второй примыкающий
косяк на фигуре не показан. Ребра аЪ см. на фиг. 16 и 17.
Прямая 2—3 является следом продолженной грани В на пласти
сквозного косяка
490
В. А. ЗАМАРАЕВ
димо определить угол φ или ψ. Угол φ найдется
из выражения:
^ ^ — ь cos Δβ'
а так как
а = b tg а,
то
tg а
Длина Х2 находится из прямоугольного тре-
угольника 1 —2—3:
Х2 — Р cos η =
Xl Sin α ■ COS Δβ
sin 9>‘COS a V cos2 Δβ + tg2 a
= Хг cos Δβ. (10)
tg ¥> =
и следовательно:
sin φ —
COS Δβ ’
tg a
COS φ =
V cos2 Δβ + tg2 a
COs Δβ
(1)
(2)
(3)
Теоретическая длина косяка (длина в плоско¬
сти нижней кромки косяка между нормалями Д
см. фиг. 10, 11 и 15):
(И)
ί^ϊΐι, + ζ,ΐο^..
Длина Sm может быть вычислена и другим
способом, а именно (фиг. 20 и 16):
V COS2 Δβ + tg2 а
Угол ψ определяется через углы а и φ
ψ = 180° — а — φ
и
sin ψ = sin (180° — а — φ) =
= sin (α 4- ψ) = sin a cos φ + cos a sin φ.
После подстановки вместо sin φ и cos φ их
значений в результате преобразований получаем:
Sin а (1 + COS Δβ) ...
sm у> = . .■ I. ; (4)
VCOS2 Δβ + tg2 α
Sm = -β- = 2
m sin a
(R — 0,5h) tg Δβ
(12)
Ф-лами (11) и (12) устанавливается сле¬
дующая зависимость между основными геоме-
COS ψ =
tg ψ·-
COS а (tg2 α — COS Δβ) я
У COS2 Δβ + tg2 α
tg α (1 + COS Δβ)
tg2 a — COS Δβ
откуда:
Sin φ Sin ip 1
C Sin φ
Sin ip
H
1
Далее находим:
Η = Χλ sin α sin Δβ;
длина Ρ определяется из треугольника 2—3—4:
Р = Хі
sin a Sin φ *
.откуда:
ρ Х\ Sin α .
sin η =
= sin Δβ sin φ=
Sin φ
ΙΙ_
Ρ
sin Δβ tg α
V cos2 Δβ + tg2 α
Величина cos η определится через sin η:
cos Δβ
cos η = — - — - .
COS a V COS2 Δβ -f- tg2 g
V
Г"
Щ5І1
^7
β 7
Li
Длина Хг находится из следующей зависи¬
мости:
Хі _ с .
Подставив из формул (2) и (4) значения sin φ
и sin у>, после преобразований получим:
= cos g (1 + COS Δβ) * W
Длина Х2 может быть также определена из
треугольников 2—3—4 и 1—2—3, но для этого
необходимо знать величину угла η.
Угол η находится из выражения (фиг. 19):
Фиг. 20. Обозначения геометрических величин
в арке Делорма
трическими характеристиками центрированной
сетки: так как
2 с
COS а
2(R — 0,bh)
sin g
то радиус сетки:
R =
С tg а
tg Δβ
-0,5 h.
(13)
Угол а между нижними ребрами косяка и
образующей свода определяется через tg а:
tg а = tg Δβ;
полушаг косяков:
(8)
(9)
R — 0,5/і
tg g
tg Δβ.
(14)
(15)
Высота ΔΗ (фиг. 8) нижней грани гнезда мо¬
жет быть определена из рассмотрения пирамиды,
построенной по тому же принципу, как и пира¬
мида 1—2—3—4 (фиг. 18), но на боковых гра-
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
491
нях косяков с ребрами 1—4 и 6—7 (вместо 1—4
и 3—8).
Эта пирамида подобна той, которая изобра¬
жена на фиг. 19, и отличается от нее длинами
сторон — ребер.
Длине С пирамиды 1—2—3—4 соответствует:
размерам Я, Хг и Х2 соответствуют размеры Ah,
Xі и Х'2.
В соответствии с этим высота Ah найдется из
выражения:
Ah = Х’г sin a sin Αβ,
ко так как
Имея величины R, h и а, можно найти по
ф-ле (19) приближенное значение С, соответ¬
ствующее Ah = 0,ЗЯ. Это значение С необходимо
для определения расчетных моментов и нормаль¬
ных сил в полосе свода шириной 2С и для под¬
бора по ним толщины Ъ косяка.
Точное значение С находится по ф-ле (15)
после того, как установлена величина угла Δβ.
Предварительное определение угла Δβ произво¬
дится по ф-ле (17).
Зависимость между геометрическими характе¬
ристиками центрированной сетки свода вполне
определяется ф-лами (13), (14), (15), (16),
(17) и (19). Порядок расчета сетки по этим фор¬
мулам, вообще говоря, может быть любым.
х; =
Оі
0 +
COS а (1 + cos Δβ) cos a (i -f COS Δβ) ·
TO
Ah =
o +
sin a
COS a (1 + COS Δβ)
b
sin a sin Αβ =
= (c-
шр
tg-
sin
—) tg a tg
Δβ_
2
Угол Αβ определится из ф-лы (16):
Δβ ΔΗ
( О н Л \ tg a
V Sin a / ь
(7')
(16)
(17)
Зависимость между высотой Ah и другими ве¬
личинами сетки может быть установлена следую¬
щим образом.
Длина Х2 определится по аналогии с ф-лой
(12) из выражения:
Х* =
(R - 0,57і) tg -Ц-
Sin a
(18)
По ф-ле же (10):
Х· = *1 C0S Αβ= COS a (1+СОЧД- 008 Δβ;
следовательно:
б) Нецентрированная сетка (фиг. 6
и 10)
Ф-лы (1)—(10) и (16)—(18), как это сле¬
дует из их выводов, не зависят от типа сетки и
следовательно являются общими для обеих рас¬
сматриваемых сеток.
Понятие о теоретической длине косяка в дан¬
ном случае излишне и потому ниже приводится
формула для определения расчетной длины
по нижней кромке косяка.
Длина равна удвоенному расстоянию точки а
(фиг. 9) от середины косяка:
S± = 2(Х'1 — 0,5Z> ctg a) +
+ 2 [X2— 0,5b ctg a —0,5b ctg e), (20)
где X[ определяется по ф-ле (7'),
X2 = X[ cos Δβ,
а е — угол в плоскости нижней грани гнезда
между ребром гнезда и ребром ad шипа (фиг. 6).
Угол ε=ψ, что очевидно без доказательства.
Подставив в ф-лу (20) значения Х[ и Х2
и заменив в ней угол е через у>, а у> через а и
Αβ, после преобразований получим:
о /С+
η _ " \ Sin a / h 2 + COS Δβ + tg2 a
1 COS a tg a (1 + COS Δβ) * * '
R — 0,5 h Δβ
Sin a
COS a (i -f- COS Δβ)
COS Δβ.
Подставляя в это выражение вместо tg Щ-
его значение по ф-ле (17), получим:
R — 0,5h
Sin a
ΔΗ
Ο COS Δβ
(σ + Ίϊ5τ)
tg a
‘ COS a (1 + COS Δβ)
Решая это уравнение относительно С, найдем:
Формулы для определения R, а и С выводятся
аналогично тому, как и для центрированной
сетки.
Радиус сетки:
R =
(О + -JL-) Sin a COS Δβ — 0,5b
τ Sin g / *
Sin Δβ COS a
+ 0,5 A. (13')
Угол a между нижними ребрами косяка и
образующей свода определяется по ф-ле:
С —
V ф COS Δβ tg g)2 + 4Λ7ι (Д — 0,5/t) (1 + cos Δβ) COS Δβ sin2 a — b COS Δβ tg q
2 COS Δβ tg a
Для приближенных расчетов последняя фор¬
мула может быть упрощена. При нормированной
величине
cos a =
r V m2 + у2 — ft» + тк
Ah = (0,275— 0,35) А,
где
m2 + г2
т = sin Afi(2R — h);
приняв: r = 2C cos Αβ;
Ah = 0,ЗА, b = 0,ЗА и cos 45 = 1, к=Ь(2cos Αβ — 1).
с достаточной для практики точностью получим: Полушаг косяков:
С =0,547
V (2R - h) h __ 0,15b
tg a Sin a
(19)
r sin Δβ COS a (2ΙΪ — H) — b(2 COS Δβ 1)
k 2 8ІП a COS Δβ
(14')
C
(ІУ)
492
В. А. ЗАМАРАЕВ
Приближенное значение С [см. пояснения
к ф-ле (19)] определяется по формуле:
С =
3,1 cos α V Rh — 0,8h
(19')
4) Выводы формул для расчета основных косяков
а) Угол наклона <5Х ребра торца ко¬
сяка в п л о ск о с т и е г о б о к о в о й г р а н и
(фиг. 9)
Угол <5Х не зависит от типа сетки (фиг. 9 и 12)
и потому формула для него имеет общий вид.
Расчетная формула для угла может быть,
получена из рассмотрения следующих двух по¬
ложений грани В на фиг. 18.
Поло жение 1. Грань В располагается на
продолжении грани А, так что угол Δβ = 0 и
пирамида 1—2—3—4 превращаются в треуголь¬
ник, обозначенный на фиг. 21 точками 2—3—6.
На треугольнике 2—3—6 как на основании
строится трехгранная призма 2—3—6—5—1—4
высотой h, т. е. верхняя грань этой призмы
0—1—4 совмещается с верхней кромкой сквоз¬
ного косяка.
Фиг. 21. Определение угла дг между прямыми 8—9
и 7—8. Пунктиром показано положение призмы 2—з—
6—δ—1—4 после вращения ее вокруг ребра аЬ на угол
Ад
Положение 2. Призма, расположенная
своим основанием 2—3—6 на совмещенных гра-
нях А и Б (фиг. 18), поворачивается вместе
с гранью В вокруг ребра аЬ на угол Αβ. Все
точки призмы за исключением 2 и 6 займут
после ее поворота положения, указанные на
фиг. 21 теми же цифрами, но с индексами „прим".
Верхние и нижние основания призмы, соот¬
ветствующие верхней и нижней кромкам примы¬
кающего косяка, и грань 5'—6—3'—4\ соответ¬
ствующая его пласти, продолжаются до пересе¬
чения с пластью сквозного косяка, совпадающей
с плоскостью 1—2—3—4 (фиг. 21).
Угол ^ (между прямыми 7—8 и 9—8) опреде¬
ляется из прямоугольного треугольника 7—8-9,
в котором известен катет 7—8, равный h; длина,
же катета 7—9 может быть определена из прямо¬
угольных треугольников І'—ІО—П и 7—9—12.
Катет Г—10 в треугольнике 1—10—11 равен
катету 7—12 треугольника 7—9—12.
Длина (V—11) = ktg Δβ.
Катет [Г—10) = h tg Δβ cos φ.
Гипотенуза [7—9) = - tg Αβ cos φ.
Следовательно угол определится по формуле:
s _(7—9) _ h tg Αβ COS φ _ tg Αβ cos φ
® 1 (7—8) h Sin tp sin ψ
Подставляя в эту формулу вместо cos φ и
sin ψ их значения по ф-лам (3) и (4), оконча¬
тельно получим:
tg V
sin Αβ
sin a (1 + cos Αβ)
(21)
б) Нецентрированная сетка
1) Размеры шипа (фиг. 22) и гнезда (фиг. 23).
Форма шипа определяется размерами Ζ0, Л
и Лш, так как плоскость его торца abfe парал¬
лельна плоскости торца косяка кпті.
_1^
r
Ip””'
T~V ■*-
= 3
4
Ui\
0
-Λ
0
H
n
s
V'
w \
\ \
\>
\ N
\ShtJ
,
1 J
3
Фиг. 22. Обозначения размеров основных косяков не¬
центрированной сетки
Длина 10 равна разности величин Х[ и Χχ
[см. ф-лы (7) и (7')]:
L = -
с + — —
sin а
COS а (1 + COS Αβ)
а ъ
СОЯ а (1 -f COS Αβ) Bin a COS a (1 + COS Αβ)
(22)
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
493
Глубина врезки Δ найдется из косоугольного
треугольника аЪс (фиг. 23) по формуле:
Δ = ~— · -іп-- . (23)
Sin ψ cos z v '
Угол z равен углу dlt что непосредственно
вытекает из свойств двугранного угла,' образо¬
ванного в данном случае пластями сквозного
и примыкающего косяков в узле сетки.
Форма гнезда определяется длинами Ік и d0 и
углом ψ.
Длина Ік находится по формуле (фиг. 23):
** = 2 + hm · tg dj); (25)
при
hm = 0,3 h
длина
h = 2 (ί0 -f- 0,3Λ tg 0j_). (25')
2) Стрелка / и размеры косяка.
Величина стрелки / (фиг. 5 и 22) определяется
из выражения (фиг. 23):
f
COS <5χ
где длина
= h
COS <5ι
a — d) =
Δ — (a — d),
h- Ah
COS <5χ ’
следовательно:
/ = ΔΚ — Δ cos δν (26)
Проекции ребра к — I торца (фиг. 22) нахо¬
дятся по формулам:
вертикальная:
К — ^ /» (27)
горизонтальная:
е0 = h0 tg (2В)
Горизонтальная проекция d0 ребра торца к — п
определяется по формуле:
Фиг. 23. Разрез в узле нецентрированной сетки по пласти
сквозного косяка. Пунктиром показаны следы обре¬
занных под углами <5г и у> торцов примыкающих кося¬
ков на пластях сквозного косяка. На плане эти косяки
не показаны
Подставляя в ф-лу (23) вместо sin ψ и sin η
их значения по ф-лам (4) и (8) и заменяя
cos z через cos дг, получим:
^1 Ь УCOS2 А\в + tg2 a sin Αβ tg α
Sin α (1 + COS Αβ) cos <5χ уCOg2 £g2 α
Ввиду того что
Sin a COS α (1 + COS Αβ)
. (23')
A _ ІО Sin q Sin Αβ ч
COS <5χ * '
Размер (c— η) = 2Δ и размер (0 — b) = Δ
(фиг. 22), так как все косяки имеют одинаковую
толщину Ъ, а размер (а—Ь) гнезда (фиг. 23)
равен длине 10.
Последнее равенство (а—Ь) = 10 доказывается
следующим образом.
Длина (а — Ь) косоугольного треугольника аЪс
(фиг. 23) найдется из выражения:
(а — Ъ) = -т~— cos η 4- -Д— · sin η tg <5t.
' ' sin y> 1 1 sin ψ / ь i
Подставляя вместо sin ψ, cos η, sin η и tg
их значения по ф-лам (4), (9), (8) и (21),
после преобразований получим:
^ ~~ Sin a COS а (1 + COS Αβ) ~ ^°*
Размер Тіш шипа является функцией высоты hm
гнезда (фиг. 23) и угла z = dL:
h =
ш cos <*ι
(24)
d0 = b ctg ψ. (29)
Угол V наклона верхней кромки косяка (фиг. 22)
при очертании, показанном на фиг. 5, б, найдется
из выражения:
^ V 0,2bSf *
где
i 2 (Z0 — е0). (31)
Полная длина косяка (фиг. 22) опреде¬
ляется по формуле:
Если
то
и длина:
sl = si + 2K sin^.
hm = 0,3 h,
h = °»3h
M COS <5i
6,ϊ = ^1 + 0,6Λ tg \
где S± — длина по ф-ле (20).
(32)
(32')
в) Центрированная сетка
1) Размеры шипа (фиг. 24) и гнезда.
Форма шипа определяется размерами: Δ, Δν
Δ%ι iu, zu, e0, de, d1u, еш, уш, hM, h,M и
углом σ между нижним ребром косяка и следом
плоскости 11—12—13—14 на нижней (продол¬
женной) кромке косяка.
Величины Δ, е01 d0 и hlu находятся по ф-лам (23),
(28), (29) и (24), что непосредственно вытекает
из рассмотрения фиг. 12 и 24.
На фиг. 24 размером d0 обозначено расстояние
точки 2 от оси у— у] ф-ла же (29) справедлива
для точки 2', однако этим пренебрегается, так
как допускаемая погрешность всегда меньше
1 мм. *
494
В. А. ЗАМАРАЕВ
На фиг. 25 показано построение для опреде¬
ления величин іи и zu. Прямая, проходящая
через точки а и R, параллельна ребру много¬
гранника аЪ (фиг. 18), что очевидно без доказа-
Размер z0 может быть определен по фигуре
9 — а — с — 10 (фиг. 24), которую вполне допу¬
стимо рассматривать как трапецию, считая, что
точки с, 10 и 6 расположены в одной плоскости,
параллельной нижней кромке косяка. Это допу¬
щение значительно упрощает формулы, а на
точность вычислений практически не влияет.
След этой трапеции на пласти сквозного косяка
в узле показан на фиг. 26; там же указаны
углы наклона ее сторон и длина а — с.
Фиг. 26. След трапеции 9—
а—с—10 на пласти сквоз¬
ного косяка в узле (фиг. 24)
Длина zQ найдется по формуле:
го = zu — с'5і\ tg> t35)
Размер і0 в соответствии с принятым допуще¬
нием определится из треугольника с —10 — 6
по формуле:
Если
Zq Sin (ψ + σ)
Sin а
гр а = 90°,
(36)
то
Фиг. 24. Обозначения размеров торца и шипа центриро¬
ванной сетки. Тонкими линиями показан соответствую¬
щий шип нецентрированной сетки
і =
0 Sin а 9
(36')
_ Длина dm (фиг. :4) находится по формуле:
тельства. Вследствие параллельности этих пря¬
мых размер іи определится по формуле: dm = Ь ctg а — іи + Ъ ctg ψ, (37)
iu = 0,66 (ctg σ —ctg a). (33)
Размер zu найдется из треугольника a—9—5:
Zu __ 22ί
sin a sin (IciO5 — ψ — o) 9
Фиг. 25. Определение размеров iu и zu в плоскости ниж¬
ней кромки косяка. R — нормаль к нижней кромке
сквозного косяка в узле
откуда
Іи Sin σ
Zu sin (v + o’) *
(34)
Если у>-+-сг=90о, как это обычно прини¬
мают на практике, то
zu=iusina. (34')
которая после ряда преобразований принимает
вид:
dtu — "Ь fi! )
где Z0 —длина по ф-ле (22).
Размер:
я dm €q с?0. (38)
Углы наклона ребра 5—6 (фиг. 24) и ребра
11—12 определяются из выражения:
4- ^ во Іи ІО /On\
lg(o = ^ . (39)
Длина ребра 9—13 находится из рассмотрения
трапеции а—Ъ — 3 — 1 (фиг. 24 и 27) по фор¬
муле:
(9-13) = Δ cos <5, (l + .
Имея длину (9—13), можно определить отре¬
зок (5 — 7) = который отсекает ребро 12 —13
шипа на прямой 5 — 6 (фиг. 24) торца косяка.
Рассматривая контур d —12 — 7—5 и пря¬
мую 9 —13 между его сторонами и полагая
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
495
прямую 9 —13 параллельной прямой 5—7, по¬
лучим:
Δ2 = [δ cos (l -f sin у) — Аг] X
у· 4.Ш — dp + іи . л
dm — do Η- %и cos у> ^
(40)
Величина Аг может быть найдена из рассмо¬
трения контура d—12 — 3 — 1. Из точки d
(фиг. 28) проводится прямая 12 — а, параллель¬
ная прямой d — 1; из точки с, делящей попа-
лам длину (1 — 3) = 2Δ, также проводится пря¬
мая с — Ъ, параллельная d—1.
з 13 бл
Если
Кн = о,ЗА,
то:
__ 0,37і COS (Ѳ — <5!)
іи COS δχ COS (Τα - θ)
(42')
Фиг. 29. Определение длины h'm = (11— 12). Длина
(а—11) = Нш
Фиг. 27. Определение раз¬
мера 9—13
Длина (Ъ — с), как это следует из фиг. 22 и 24,
равна 10.
Считая условно (без ущерба для практической
точности) прямую 12 — d параллельной пря¬
мой 7—3, из подобных треугольников Ъ — 3 — с
и 12 — 3 — а получим:
Δ_ _ 2Δ — Δχ
Іо dm *
откуда:
Л = л(2-^):
заменяя dm через 10 + іи [(ф-ла (37)], окончательно
будем иметь:
£)· (41>
Размер h'M (фиг. 24) определится из прямо¬
угольных треугольников (фиг. 29) а—11 — b
и Ъ-11 — 12,
Длина гипотенузы (а —11) = h'Hli следова¬
тельно:
а так как
htu cos (ѳ — 3χ)
cos (ω — Ѳ)~ 9
h = _JhlL-
COS (5i
[см. ф-лу (24)], то:
с достаточной для практики точностью можно
принять:
(42")
Угол в может быть определен из треуголь¬
ника а — d—к (фиг. 22), в котором известны
две стороны и угол (фиг. 30):
h
_ Δ
sin (180°
— 0—90°-i-
~~ sine
tT.
n —' I
\ Δ
Ж-бі д
L- eo
Фиг. 30. Определение угла Ѳ
После ряда подстановок и преобразований по¬
лучим: ·
tg Ѳ = tg Δβ sin α. (43)
При известных величинах h'ia и Δj размеры уш
и еш найдутся по формулам (фиг. 24):
Ут = іКи + лі) cos ω (44)
И
em = (К, + Δι) sin ω· I45)
Длина косяка в плоскости нижней кромки
(фиг. 24) определяется по формуле:
= Sm + b ctg а = ^с- + Ь ctg σ. (46)
где £ш — по ф-ле (11).
Полная длина косяка:
So = S, + 2еш. (47)
Длина гнезда Ік может быть определена из
рассмотрения треугольников аЬс, ede и dfg (фиг. 31)
по формуле:
h = 2 (2 Slbn ψ · cos η + 1.5/1 sin дг + hm tg <5j) .
Подставив вместо sin ψ и cos η их значения
по ф-лам (4) и (9), после преобразовании
получим:
К, =
htH cos (0 — <?ι)
COS <5χ COS (ω — 0)
(42)
lk = 2 (0,5г„ cos Δβ +
+ 1,5Δ sin (5j + hm tg i,).
(48)
496
В. А. ЗЛМАРАЕВ
Если
hlH = 0,3й,
•то:
Ік = l0 cos Δβ + 3Zf sin дг + 0,6h tg δν (48')
Разрез Μ
Длина (a—Ъ) в арке Делорма находится гт
фиг. 20: 10
(а— b) = (R — 0,5h) tg Δβ0.
При повороте косяка на угол а (фиг. 32, б)
длина (а — d) = S2 определится из треугольника
а— Ъ — d:
Фиг. 31. Определение длипы гнезда Ікпо разрезу
сквозного косяка центрированной сетки средин¬
ной плоскостью
«5. Выводы формул для расчета крайних косяков
а) Косяки, примыкающие к обвязоч¬
ным брусьям (м а у е р л а т а м)
Эти косяки отличаются от основных длиной
и формой одного торца.
Длина SI косяка № 2 больше половины
длины ££ основного косяка, а длина S% косяка
N° 3 меньше 0,5££.
Каждый из этих косяков может быть правым
или левым. Опорные торцы их обрезаются пло¬
скостью, совпадающей с радиусом, и образую¬
щей свода. Косяки опираются на мауерлат пол¬
ной площадью торца и в пределах опорной пло¬
щади не пересекаются. Приводимые ниже
формулы, как это будет видно из выводов, не
зависят от типа сетки.
1) Косяк № 2
Угол δ2 наклона ребер опорного торца (фиг. 32)
определяется следующим образом.
Фиг. 32. Определение угла дъ и длины а—d
(см. также фиг. 20)
S2 = [а — d)
(а—Ь) .
sin а *
по фиг. 32, а:
S2 = (R — 0,5A) tg<5„
следовательно:
(R - 0,5 A) tg <5, = (R ~ °;5in>ate Αβ° ,
откуда:
tg 6,
_ tg Αβρ
(49)
(50)
Длина проекции d2 (фиг. 33) нижнего ребра
торца на нижнее ребро косяка найдется по
формуле:
d2=bctga, [51)
Фиг. 33. Размеры косяка № 2. Вторая половина
косяка, не показанная на чертеже, такая же, как
и у косяка № 1
так как это ребро торца наклонено к ребру ко¬
сяка под углом а.
Высота 1п2 определится из выражения:
^2 = ^2+ 0,5d2+ h2 tg<5*
где
h2 = k — ($; — 0,25«sy) tg V.
Решая эту систему уравнений относительно Λ2,
получим:
т h- (S2- 0,25S/+0,5d2)tg V iKtn
- Г + Ig <52 tg У · ^
Если же
£;<0,25$λ
то
h2 = h.
Длина проекции е2 определится по формуле:
«2 = К tg <Ѵ (53)
Полная длина косяка найдется по формуле:
$2 = 0,5£J + *$2 -f- 0,5с?2 + е2· (54)
2) Косяк № 3.
Формулы для определения размеров этого ко¬
сяка (фиг. 34) выводятся аналогично формулам
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
407
для косяка № 2; поэтому их выводы здесь нѳ Косяк, примыкающий и к арке и к обвязоч-
приводятся.
Угол наклона ребер опорного торца:
ному бруску, обозначается № 6.
tg <53 =
tg (Δβ - Δβρ)
Sin α
Фиг. 34. Размеры косяка № 3
Длина проекции:
d3 = b ctg а.
Высота:
, Л — (S3 — 0,25S/-— 0,5d3) tg V
3 “ 1 + tg ~<53 tg У
(57)
(58)
Фиг. 36. Треугольники Rbc и ced (фиг. 35), расположен¬
ные в плоскости нижней кромки косяка № 4
1) Косяк № 4 нецентрированной
сетки.
Размеры Ьс и cd (фиг. 35) в плоскости нижней
кромки косяка определяются из треугольни¬
ков Rbc и ced (фиг. 36).
Длина стороны Rb треугольника Rbc найдется
как разность величин Х\ и Хг [ф-ла (7)], при¬
чем значение Х[ определяется по аналогии
с ф-лой (7') при <У = С + γ-—- :
С+- Ь
Rb ■■
2 Sin α
Если же, как это получается при нормальной
конструкции опорных узлов
53 < 0,25£>,
то
А3 = h.
Длина проекции:
е3 = К tg <53. (59)
Полная длина косяка:
SI = 0,55} — £3 + 0,5d3. (60)
б) Косяки, примыкающие к обвя¬
зочным аркам или диафрагмам
Эти косяки в месте примыкания их к обвя¬
зочным аркам или диафрагмам обрезаются по
плоскости, нормальной к образующей свода и
проходящей через нормаль R сквозного косяка
у / \
Секущая nnocKOQpntl·^
COS α (1 + COS Δβ)
COS α (1 + COS Δβ)
или [см. ф-лу (22)]:
2 sin а COS a (1 +COS Δβ)
*.-a.
Из треугольника Rbc:
Rb
be
sin (90° -
следовательно:
bc =
φ) Sin (90° — a) *
Ip COS ft
2 COS φ
Длина проекции be на нижнее ребро косяка
определится по формуле (фиг. 35):
dbc = be cos ψ =
Ιο COS a
2 COS φ
COS γ>,
которая после подстановок и преоора-
зований принимает вид:
dbc —
Длина:
се = be — be — . —
sm у> 2 cos φ
Из треугольника ced имеем:
се
2 cos Δβ
b
ctg ν’- (61)
Io cos a
Sin (90° — a)
cd
sin [180°
Фиг. 35. Примыкание косяков к обвязочной арке или диафрагме.
Буквами обозначены точки на нижней кромке косяка № 4 за исклю¬
чением точки /, соответствующей верхней кромке
откуда:
cd = се
- (90° -а) -(90° - ?)1
- cd
Sin (a + φ) *
Sin (a + φ)
(фиг. 35 и 36). Нормаль R, как уже указыва¬
лось выше, проходит через середину длины и „ . *
толщины сквозного косяка. Длина проекции cd на нижнее ребро косяка
Сквозной косяк, примыкающий к арке, обозна- определится по формуле (фиг. 35).
чается № 5, а примыкающий к нему косяк—№4. = cd · sin a,
Деревянные конструкции 32
498
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
которая после подстановок и преобразований
принимает вид:
dcd = Ь tg а (і - . (62;
Высота hd с достаточной для практики точно¬
стью может быть определена по формуле (фиг. 37):
Фиг. 37. Торец косяка № 4 нецентри¬
рованной сетки
hd — hо + + dcd) tg V. (63)
Угол наклона dd ребра kd торца находится по
формуле:
tg δά = tg Δβ sin α. (64)
Длина проекции:
ed = hd tg dd. (65)
Ребро ab торца соответствует ребру kl (фиг. 22)
основного косяка, а плоскость abcf (фиг. 37) —
плоскости кпті (фиг. 22).
Полная длина косяка (фиг. 22):
S\ = S\ — lQ — hm sin δχ + e0. (66)
Если
hlH = 0,3 Λ.,
то:
S\ = S\ — l0 — 0,3/* tg (5, + e0; (66')
2) Косяк № 4 центрированной сетки.
Выводы формул для определения размеров
этого косяка не приводятся, так как они вполне
аналогичны выводам, изложенным для косяка № 4
нецентрированной сетки.
Форма торца, примыкающего к обвязочной
арке, показана на фиг. 38.
Длина
Ъс = ho tg йі
COS <5і
(67)
и
bd = (bc)hcos Δβ sin ψ.
(68)
Полная длина косяка:
^4 = *4 — еш — йш -f е0 -f d0.
(69)
3) Косяк № 5.
Форма торца косяка № 5 не зависит от типа
сетки и поэтому расчетные формулы для этого
косяка имеют общий вид.
Длина d5 и полная длина косяка S опреттр
ляются по формулам (фиг. 35 и 39): Λ
db = b tg α
и
^ = 0,55» + 0,5d6 = ; - (71)
4) Косяк № 6.
Опорный торец этого косяка севершенно оди¬
наков с соответствующим ему торцом косяка № 2
или № 3 (фиг. 29), а торец, примыкающий к об¬
вязочной арке, — с торцом косяка № 4 (фиг. 37
и 38).
Вследствие этого для определения размеров
косяка № 6 остается вычислить только полную
длину косяка
Длина 6*2 находится по одной из формул:
= — (SJ— Si)
(72)
S!= SS — lSi — Si).
(72')
БЕЗ МЕТ АЛЬП ЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
499
0) Выводы формул для расчета врубов в обвя¬
зочных брусьях
а) Нецентрированная сетка
Врубки определяются размерами (фиг. 40 и
41) бвр, Іві lH, t2i ί3, иПр> ис, Ьтіп и hmin и углом β0.
Угол β0 наклона опорной площадки врубки
в цилиндрических сводах равен , а в стрель¬
чатых — ( Υ + у) » гДе β — центральный угол
свода или цилиндрической части его; γ — угол
наклона хорды цилиндрической части стрель¬
чатого свода.
Наименьшие размеры бруса из условия опи¬
рания торцов косяков полной площадью опре¬
делятся согласно фиг. 41 по формулам*
н
cos <53
• «os β0
(73)
h3
cos <53 *
sin β0,
(74)
где cosdi “ длина Ребра (9 — 10) или (JfJ— щ
Фиг. 41. Форма и размеры врубки в обвязочных брусьях. Обозначение точек такое же,
как и на фиг. 40. Пунктиром на фасаде врубки показаны следы торцов косяков
32*
500
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
торца косяка № 3; при нормальной конструкции
опорного узла высота hz = h (см. выше).
Глубина δβρ врубки найдется по формуле:
^вр = ^min ^OS β0. (75)
жет быть найден по фиг. 21 [см. длину Кя
тета Г—10 в выводах ф-лы (21)]:
tp o' = ft te Δ& cos Φ _ sin Δβ
ft VCOS *Δβ + tg2 a
Для определения размеров lg и lH необходимо
найти величину т (фиг. 40 и 42) и угол ρ. Эта
величина т может быть определена из рассмо¬
трения треугольника 2—3—4 (фиг. 40), распо¬
ложенного в плоскости нижней кромки ко¬
сяка № 2.
3
Фиг. 42. Треугольник
2—3—4 (фиг. 40)
Треугольник 2 — 3—4 (фиг. 40) подобен тре¬
угольнику 2 — 3—4 (фиг. 19) и отличается от
него длиной стороны 3 — 4, которая в данном
случае равна С + 2вЬІПа·
Так как сторона 5—14 (фиг. 40 и 41) парал¬
лельна ребру аЪ9 то и треугольник 2 —14—5
подобен треугольнику 2—3—4 (фиг. 42).
Высота Нх треугольника 2 —14 — 5 опреде¬
лится по формуле:
гг S3 sin a .
~ COS Δβ ’
а высота Н% треугольника 2 — 3— 4 —по формуле:
#2 = Х\ sin a.
где Sz—длина по ф-ле (56), а
так как реоро [7 — 6) наклонено к нормали
под углом <5а, то:
tg ρ = tg ρ' cos <5а = . (76)
К COS2 Δβ + tg2 a V I
Длину ребра (5 — б) можно без ущерба для
точности принять равной длине (7—8), опреде¬
ляемой по формуле:
(г—s) = —V·
1 ' .COS δ2
При известных величинах т, ρ и (7 — 8) раз¬
меры Ів и Ін находятся согласно фиг. 41 по фор¬
мулам:
г« = (те + иЫ-с-|ѴІП(? =
S3 cos a (1-fcos Δβ)
COS Δβ
+
/12
2 sin a COS δ2
sin ρ (77)
и
Ін — h +
2 δβρ tg е
sin 20ο
(78)
Размеры t% и tz определяются из рассмотрения
двух положений косяков.
В первом положении косяки располагаются
нормально к образующей свода, во втором по¬
ложении оба косяка поворачиваются, каждый
в плоскости своей нижней кромки, на угол
90° — a к образующей.
Определение неизвестных t2 и tz сводится
к решению треугольников, расположенных в пло¬
скостях, параллельных нижним кромкам кося¬
ков и проходящих через точку А (фиг. 41), и
к учету угла ρ наклона ребра (5 — 6) косяка
№ 2.
В результате получим:
*. = [cos <?2 tg a + t*o - * «.) * е] <79>
*1 =
0 +
2 Sin a
COS a (1 + COS Δβ)
И
t = . -
5 COS <53 tg a
(80)
[см. вывод ф-лы (61)].
Имея величины Нх иЯ,и длины сторон 5 —14
и 3—4 (фиг. 42), получим:
откуда:
Нх
я2
т +
σ + ·
о +
2 sin a
Ъ
2 Sin a
ъ
m + ■
2 Sin a
Яіі
2 Sin a H2
подставив вместо Нг и #2 их значения, найдем*.
SZ COS a (1 + COS Δβ) Ь
COS Δβ
2 Sin a
Угол ρ наклона ребра (7 — 8) (фиг. 41) в опор¬
ной плоскости врубки определяется следующим
образом. Если бы ребро (7—5) было располо¬
жено нормально к нижней кромке косяка № 2,
то угол ρ был бы равен углу ρ', который мо-
Расстояния ипѵ и ис по верхнему ребру А
бруса (фиг. 41) крайних точек врубки до пря¬
мой (0 — 2), нормальной к ребру (а — Ъ) (фиг. 40)
и проходящей через нормаль R к сквозному ко¬
сяку (точка 2), определяются по формулам:
= (S3 + е3) cos a + t3 + 2s^na ; (80')
unp = h + *3 + *3 — uc· (79)
Врубки расположены по длине бруса на рав¬
ном расстоянии
Sep = 2С.
б) Центрированная сетка
Все формулы, выведенные для нецентрирован¬
ной сетки, за исключением ф-лы (77), остаются
в силе, ф-ла же (77) принимает вид:
J _ Sz COS a (1 + COS Δβ) .
“ COS Δβ “Τ’
+ J- % Sin ρ.
n sin a COS δ2 K
(77')
БЕЗ МЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
501
4. Статический расчет
1) Действующие нагрузки
Расчетными нагрузками являются: постоянная
(вес кровли и собственный вес сетки свода) сне¬
говая и ветровая; кроме того могут иметь место
подвесные грузы (например люстры).
Собственный вес дсв сетки свода определяется
приближенно с помощью коэфициента Ксв соб¬
ственного веса свода. При отсутствии работаю¬
щих диафрагм принимается Ксв = 15—18, при
наличии же диафрагм значение Ксв может быть
значительно уменьшено.
Нагрузка дсв в кг/м2 горизонтальной проекции
покрытия определяется по формуле:
^=~ГооГ-· (81)
стрельчатых сводов определяются в зависимости
от подъема ~ по формулам;
*1 = — 4+0,7; (83)
= 0,8 L . (84)
Действующие на свод нагрузки учитываются
в наиневыгоднейшей комбинации.
Фиг. 43. Схема ветровой нагрузки на
цилиндрический свод
где ps — снеговая нагрузка в кг/м1·,
дкр— постоянная нагрузка в кг/м2 за исклю¬
чением собственного веса;
I — расчетный пролет свода в м.
Неточность, допускаемая при определении
собственного веса сетки, обычно не имеет прак¬
тического значения для предварительных расче¬
тов при определении размеров сечения косяков.
При расчете же затяжек и контрфорсов вели¬
чину дсв следует определить точно, исходя из
принятых размеров косяков сетки по формуле:
_b(h0 + h)S
9св 21C Sin а ' '9'
(82)
где уд — объемный вес древесины.
Снеговая нагрузка ps учитывается в соответ¬
ствии с ОСТ/ВКС 7626/6. Для цилиндрических
/ 1
сводов при подъеме ~ < у расчетная величина
нагрузки ps принимается равной 0,75/??, где —
снеговая нагрузка на плоскую горизонтальную
кровлю; при j > \ нагрузка ps = 0,5р?, но не
менее 25 кг/м2. В стрельчатых сводах с подъемом
γ < γ нагрузка ps = 0,5р®, но не менее 25 кг/м2,
І 1
а при -ή- = γ снеговая нагрузка р8 принимается
независимо от снежности района равной 25 кг/м2.
Ветровая нагрузка на цилиндрические своды
учитывается только при расчете затяжек, контр¬
форсов и мауерлатов; схема и величина нагрузки
принимаются в соответствии с ОСТ/ВКС 7626/а.
2) Расчетные схемы
Сетчатый свод представляет собой простран¬
ственно-стержневую многократно статически не¬
определимую систему. Точный расчет этой си¬
стемы вследствие своей сложности практически
Фиг. 44. Схема ветровой нагрузки на
стрельчатый свод
неприемлем. Поэтому расчет сводов производится
по приближенному методу, результаты которого,
как показали многочисленные опыты германского
профессора Отцена \ опыты ЦНИПС и доц.
Д. А. Кочеткова, дают хорошее совпадение
с испытаниями.
Сущность метода заключается в следующем.
Из свода нормально к его образующей выде¬
ляется полоса (фиг. 45), равная по ширине одной
зоне 2С косяков с действующей на нее внешней
нагрузкой. Выделенная полоса свода рассчиты¬
вается как арка (обычными приемами), а про¬
странственная работа ее учитывается введением
коэфициентов, зависящих от расстояния между
жесткими диафрагмами.
Фиг. 45. Расчетная полоса свода
Для упрощая расчета рекомендуется считать
нагрузку направленной не по радиусу (как ука¬
зано в ОСТ), а нормально к хордам согласно
фиг. 43.
Для стрельчатых сводов ветровая нагрузка
является основной и должна учитываться при
расчете всех элементов свода; схему нагрузки
(ввиду отсутствия аналогичных профилей в ука¬
занном ОСТ) можно принимать по фиг. 44 на
основании опытных данных, полученных Эйфе¬
лем (во Франции) при продувке эллинга бель¬
форского типа.
Аэродинамические коэфициенты Кг и К2 для
При обычном устройстве опор и шелыги
стрельчатые своды (фиг. 13) рекомендуется рас¬
считывать как трехшарнирные арки.
Расчет цилиндрических сводов по схеме двух¬
шарнирной арки может производиться со значи¬
тельными упрощениями ввиду приближенности
коэфициентов, учитывающих влияние диафрагм,
условности схем временных нагрузок, а также
недостаточной изученности работы безметальныу
сводов на практике.
i R. О t z е п, Die statische Berechnung der Zollbaw—-
Lamellen daclier «Industriebau», 1923, № VIII—IX.
502
В. А. ЗАМАРАЕВ
8. Определение усилий
а) Своды
Изгибающие сетку свода моменты Мк вычи¬
сляются с учетом угла наклона косяков к обра¬
зующей свода по формуле:
Мк
ШдС
Q Sin а *
(85)
ρ—коэфициент, определяемый при нали¬
чии жестких диафрагм в зависимости
от -gr по табл. 1 (промежуточные зна¬
чения находятся линейной интерполя¬
цией).
Величины изгибающих моментов Ма опреде¬
ляются по формулам:
где Ма — изгибающий момент в арке шириной
1 м\
Таблица 1
Значение коэфициента ρ
Таблица 2
Изгибающие моменты Мо в простой балке от равномерной
нагрузки для сечений через 0,051
Мо = ѵді2
В
S
1,0
1,5
2,0
2,5 и более
X
Т
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
е
2,0
1,5
1,25
1,0
V
0,024
0,045
0,064
0,080
0,094
0,105
0,114
0,120
0,124
Геометрические данные для расчета арок кругового очертания
Таблица з
/
т
X —
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
i
0,45 1
1
R
β
Z2
8/
1
У
t
0,435
0,600
0,714
0,800
0,866
0,916
0,954
0,980
0.995
ιΟ
о
о
CN
2
Sin φ
0,900
0,800
0,700
0,600
0,500
0,400
0,300
0,200
0,100
О
о
со
o'
COS φ
0,436
0,600
0,714
0,800
0,866
0,916
0,954
0,980
0,995
1
У
f
0,280
0,471
0,615
0,728
0,816
0,885
0,936
0,972
0,993
1
t-
<x>
тН
СО
-ф
S
3
Sin φ
0,831
0,738
0,646
0,554
0,462
0,369
0,277
0,185
0,092
Ю
со
COS φ
0,556
0,674
0,763
0,832
0,867
0,929
0,961
0,983
0,996
cT
1
У
f
Sin φ
0,235
0,421
0,571
0,693
0,791
0,868
0,927
0,968
0,992
LO
со
-
ΊΓ
0,720
0,640
0,560
0,480
0,400
0,320
0,?40
0,1Р0
0,080
CD
cT
о
со
о
COS φ
0,694
0,768
0,828
0,877
0,916
0,947
0,971
0,987
0,997
1
У
f
0,217
0,398
0,550
0,676
0,778
0,860
0,922
0,966
0,992
Ю
CNi
<м
іО
СМ
5
sin φ
0,621
0,784
С,552
0,483
0,414
0,345
0,276
0,207
0,138
0,069
о
t>-
СО
COS φ
0,834
0,876
0,910
0,939
0,961
0,978
0,990
0,998
00
1
У
f
Sin φ
0,209
0,386
0,538
0,665
0,770
0,854
0,918
0,964
0,991
со
со
■ф
6
0,540
0,480
0,420
0,360
0,300
0,240
0,180
0,120
0,060
со
αο
о
со
о“
COS φ
0,842
0,877
0,907
0,933
0,954
0,971
0,984
0,993
0,998
сГ
г-
1
У
f
Sin φ
0,202
0,379
0,530
0,658
0,765
0,851
0,917
0,963
0,991
со
со
ί¬
7
0,475
0,423
0,370
0,317
0,264
0,211
0,158
0,106
0,053
•ч«
σ»
ο
со
00
COS φ
0,830
0,906
0,929
0,948
0,964
0,977
0,987
0,994
0,9У9
сГ
со
1
У
f
0,200
0,374
0,526
0,654
0,762
0,848
0,914
0,962
0,990
ю
CD
о
со
ΊΓ
Sin φ
0,424
0,376
0,329
0,282
0,235
0,188
0,141
0,094
0,047
о
cos φ
0,906
0,927
0,944
0,959
0,972
0,982
0,990
0,996
0,999
U5
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУ ЖАЛЬНО-СЕТЧ АТЫЕ СВОДЫ
503
а) от постоянной нагрузки:
Mg = MB-a -ψ, (86)
где
у—ординаты оси свода (табл. 3);
М0—момент в соответствующем сечении простой
балки;
б) от односторонней снеговой нагрузки ps на
иолупролете арки:
м% = Y (* — γ); (8’)
в) от ветровой нагрузки pw (только для
стрельчатых сводов) по фиг. 44:
Ml = Ах — Нау + , (88)
где
А = Кг [0,875 +
+ sin (90° — 2у)] ^ }; (89)
На - Al +2^lwtS . (90)
Величина sin (90° — 2γ) в ф-ле (89) положи¬
тельна при у<!45° и отрицательна при γ > 45°.
При расчете стрельчатых сводов величины а,
у и ζ в ф-лах (86) и (88) могут определяться
графически по масштабу.
Нормальные усилия в своде определяются для
сечений, где момент Ма имеет наибольшую (абсо¬
лютную) величину; для цилиндрических сводов
кроме того определяется наибольшее сжимаю¬
щее усилие в четверти пролета.
Действующее в арке усилие Να разлагается
по направлению косяков (фиг. 46), причем уси¬
лие в косяке находится по формуле:
ΝαΟ
sin α
(91)
Продольное усилие в своде, распирающее тор¬
цевые стены и воспринимаемое обрешеткой, на¬
правленной по образующей свода, находится по
ф-ле (фиг. 47):
Фиг. 46. Определение нор- Фиг. 47. Определение
мальных сил в косяке торцевого распора
Nm = NaC Ія· а. (92)
а) от постоянной нагрузки д (или равномерной
снеговой по всему пролету):
Щ = Q„ sin φ + Нд COS φ, (93)
где Qo поперечная сила в простой балке;
Таблица 4
Поперечны· силы в престой «алке от равномерно! пагрузпи
для сечений через 0,061
Qo = Ѳді
X
т
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
ѳ
0,45
0,40
0,35
0,30
0,25
0,20
0,15
0,10
0,05
φ — угол наклона касательной к горизонту;
Н9 = Ц-’ ОМ
б) от односторонней снеговой нагрузки ps на
полупролете арки:
Να = -η^ Sin φ + Hs COS φ, (95)
где
В, = ; (96)
в) от ветровой нагрузки pw (только для стрель¬
чатых сводов) по фиг. 44:
Щ = A sin φ -f На cos φ. (97)
Для стрельчатых сводов величина угла φ
в ф-лах (95)—(97) может определяться графиче¬
ски (измерением катетов, через tg φ) по мас¬
штабу.
При расчете затяжек, контрфорсов и мауерла-
тов величина распора Н определяется при за¬
тру жении всего свода (арки) полной расчетной
нагрузкой; при этом ветровая нагрузка учиты¬
вается лишь в тех случаях, когда распор от
нее Hw имеет хотя бы на одной из опор положи¬
тельное направление (к середине пролета):
H=Hg+Hs+ ны = μ + Ню (98)
В стрельчатых сводах распор Hw имеет поло¬
жительное направление на заветренной опо¬
ре В (фиг. 44); в цилиндрических же сводах он
обычно направлен в другую сторону (от сере¬
дины пролета) и потому в ф-ле (98) не учиты¬
вается.
Необходимо также принимать во внимание,
что при малой постоянной нагрузке и большой
ветровой может оказаться, что отрицательный
распор от ветра превосходит по величине поло¬
жительный распор от постоянной нагрузки (в ци¬
линдрических сводах это имеет место при qw> д).
При определении Hw в цилиндрических сводах
длины участков (хорд) загружения и плечи дей¬
ствия сил могут определяться графически по
масштабу.
Поперечные силы Q, действующие на концах
косяка, определяются приближенно по формуле:
Величина Na определяется в данном случае
лри наиневыгоднейшем загружении арки шири¬
ной 1 м.
Величины нормальных усилий Na в арке опре¬
деляются по формулам:
Q
2 Мк
Sic ’
(99)
где Sk — длина косяка между осями пересекае¬
мых им косяков;
Мк — расчетный изгибающий момент в косяке.
δ 04
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
б) Жесткие диафрагмы
Усилия в жестких диафрагмах определяются
только от несимметричных нагрузок по общим
методам расчета плоскостных систем деревянных
конструкций.
Величину pd погонной нагрузки при 2,56* >
>* 2? ;> S рекомендуется определять по фор¬
муле г:
Л'“(1-іг)аА· (100)
где Peg — соответствующая нагрузка на свод
в кг/см2;
■ В0—ширина полосы, действующей на диа¬
фрагму нагрузки.
Для фронтонов В0 = γ t а для промежуточ¬
ных диафрагм В0 = В.
При В >2,56* нагрузка исчисляется так же,
как при В = 2,56*, а при В <^S нагрузка pd =
= 0,65/νδο.
4) Расчет элементов свода
Расчет сетки свода сводится к проверке проч¬
ности косяка по наибольшему изгибающему мо¬
менту МГХ и соответствующей этому сечению
нормальной силе Nk по формуле:
— Н
М“а*
Л2
3 100
Nk \ ’
Fk [η-])
(101)
где Fk = b h—площадь брутто поперечного сече¬
ния косяка;
Wk — момент сопротивления брутто сечения
косяка;
[/г ] — допускаемое напряжение на сжа¬
тие;
λ — гибкость свода, соответствующая сво¬
бодной длине Іс = 0,56*;
S—полная длина дуги свода.
Расчетный момент инерции сечения двух ко¬
сяков, соответствующий полосе свода шириной 2С,
определяется по формуле:
I = 0,944 . 1,5 sin3 а/*, (102)
где Ik = ~І2 — момент инерции косяка, а коэфи-
циенты 0,944, 1,5 и sin3 а учитывают влияние
подрезки верхней кромки косяков, влияние со¬
вместной работы двух косяков и влияние угла
наклона косяков к образующей свода.
Радиус инерции свода находится соответственно
по формуле:
У 2F, si
2Ffc Sin α
0,243h sin α (103
и следовательно гибкость
χ = 0>5S _ 2,05S
1 г ft sin α
(104)
Цилиндрические своды рассчитываются кроме
того на устойчивость при равномерном загруже-
нии всего свода по нормальной сжимающей
силе Nf*K в четверти пролета по формуле:
ІѴ“а‘А2 ( 8
Fk-3 100 508Ffc \ ft Sin α / »
где
2 _ Q,6S 0,6S 2,47S
r 0,243ft Sin a — ’ft sin a * (Юб)
Поверка напряжений смятия гнезда (и шипов)
необязательна, так как эти напряжения всегда
получаются меньше допускаемых. Расчет косяка
на расщепление по гнезду от поперечной силы
при Sk = 10h не производится.
Мауерлаты (или горизонтальные балки) /воспри¬
нимающие распор свода, рассматриваются как
простые балки, нагруженные сосредоточенными
силами от косяков, и рассчитываются по допу¬
скаемым напряжениям [и] и прогибу (у) .
Пролет этих балок принимается равным рас¬
стоянию между затяжками или контрфорсами.
Смятие во врубках мауерлата от сжимающих
усилий в косяках может не поверяться.
В тех случаях, когда прочность или жесткость
мауерлата недостаточна, последний усиляется
добавочной балкой, расчет которой рекомендуется
производить без учета совместной работы ее
с мауерлатом.
Если мауерлаты опираются не на сплошную
стену, а на прогоны, то эти прогоны рассчиты¬
ваются на изгиб вертикальной составляющей
опорной реакции свода при полном загружении
его снеговой нагрузкой.
Коньковые брусья в стрельчатых сводах при
нормальном сопряжении с косяками не рассчи¬
тываются, и сечения их назначаются по кон¬
структивным соображениям.
Затяжки и контрфорсы рассчитываются обыч¬
ными приемами.
Продольная обшивка, расположенная поверх
сетки, рассчитывается на прикрепление ее к ко¬
сякам и торцевой стене по силам Nm [см.
ф-лу (92)].
5. Примеры проектирования
Пример 1. Проект цилиндрического
свода с нецентриро в анной сеткой
Расчет свода
1. Схема и р а с ч е т н ы е д а н н ы е
1) Геометрические размеры свода.
Дано: пролет I = 12 м; -L = у-.
Расстояние между фронтонами В = 20 м.
По табл. 3 находим:
радиус оси свода:
R = 0,946'jZ = 0,9464 · 12 = 11,357 м.
Центральный узел β= 63° 47'.
Длина дуги:
S
τζΒβ
180°
3,14 · 11,357 · 63° 47'
180°
12,637 Λί.
При -у =1,58 по табл. 1 коэфициент
в = 1.5 —-2’~у^- · (1,58 — 1,50) = 1,46.
2) Нагрузки и допускаемые напряжения.
а) Снеговая ps = 45 кі/м2.
б) Постоянная: вес кровли дкр = 70 кг/м2.
Собственный вес [ф-ла (82)]:
Ps + 9кр _ 112 + 70
9св 1 000 “1 000
ксв1 10-12
= 25
кг/м^;
9 = 9кр + 9 се = 95 Кі/.Нг.
1 Предложена доц. Д. А. Кочетковым.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
605
в) Ветровая. Скоростный напор qw = 40 кг/м2.
Так как qw < д, то ветровая нагрузка не учи¬
тывается.
г) Допускаемые напряжения на изгиб [дм] =
= 110 кг/см2 и на растяжение стальных затяжек
[п+] = 1 260 кг/сма.
2. Изгибающие моменты и нор¬
мальные силы Na для свода длиной
(по образующей) 1 м.
Расчетная схема нагрузок для определения
в левой половине свода приведена на фиг. 49.
1) Изгибающие моменты (в произвольном се¬
чении свода):
а) от постоянной нагрузки по ф-ле (86):
= п ■ 95 · 12* — 95 8-12- а= 13 680»;—1 710а,
где η—коефициент по табл. 2, а а = j—по
табл. 3;
б) от снеговой нагрузки по ф-ле (87):
" = -тЧ*-1)=
= —(*— J2-) = 67,5 (я-6α).
Расчетная величина изгибающего момента:
Мл = М9а + М%.
Результаты вычислений Ма для сечений свода
через 0,05Ζ приведены в таблице Ма и Να.
а) от постоянной нагрузки по ф-ле (93):
= Qq sin φ -(-
+ Нд cos φ = 1 1400 sin ψ + 997 cos φ,
где:
Нд = = 95 · 0,875 · 12 = 997 кг (см. табл. 3)
и
Qo — Θ9Ι = · 120 = 1 1400 (0 по табл. 4);
б) от снеговой нагрузки (на полупролете) по
ф-ле (95):
Ni = Sin φ + Hs cos φ = -5 8 12 sin φ +
45 · 122 · 7
Η 16 ' i2 COS ψ = 67,5 sm φ + 236 cos φ.
Расчетная величина нормальной силы:
Na = Na + N1
В таблице значение Να вычислено только для
сечения, соответствующего Малх (см. табл. Ма
И Να).
В четверти пролета при равномерном загру-
жении всего свода снегом по ф-ле (93):
ІѴ?“ = Qo sin φ + Я cos φ = 420 · 0,264 +
+ 1 470 · 0,964 = 1 526 кг,
где:
Я = (9 + 12 = (95 4. 45) 0,875 · 12 = 1 470 к»;
<?о = ѳ (S + Ps) 1 =
= 0,25 · 12 (95 + 45) = 420 кг;
sin φ = 0,264
И
COS φ = 0,964.
tfn.m Г
ш
ІІІ11І1ІІІ11 .
Фиг. 49. Расчетная схема загружеыпя
Таблица Ма и Να
Коорди¬
наты
Изгибающие мо¬
менты в кг
УГЛЫ φ
Нормальные
силы
X
а
мз
а
м*
а
Σ м„
Sin φ
cos φ
№
а
К
Еіѵ„
0,60
0,202
- 17
— 41
— 58
1,20
0,379
— 32
- 73
— 105
1,80
0,530
— 30
— 93
— 123
2,40
0,658
— 31
- 104
- 135
0,317
0,948
1 053
245
1 298
3,00
0,765
- 22
— 107
- 129
3,60
0,851
- 19
— 102
— 121
4,20
0,917
- 8
— 88
- 96
4,80
0,963
— 5
- 66
- 71
5,40
0,991
- 0
— 87
- 37
3. Расчет сетки и подбор сечения
косяка.
1) Предварительный расчет.
Для предварительного расчета принято:
а) Угол ** = 60°, sin а = 0.865, cos а = 0,5,
tg а = 1,732,
б) высота кОсяка:
h
_ί_ _
60 “
1 200
60
= 20 см;
принято
h = 21 см;
полушаг косяков по ф-ле (79'):
г 3,1 COS а ѴШі - 0,8h
Ь — 4 Sin а
3,1 · 0,5 V 113,6 · 21 - 0,8 - 21
4 · 0,866
= 64,2
см.
2) Нормальные силы Na (в произвольном се¬
чении свода):
506
В. А. ЗАМАРАЕВ
Приближенная длина косяка:
2С 2 · 64,2
Sk —
0,5
= 257 см\
Sk 257 V лгх
отношение = 12 > 10.
Расчетный изгибающий момент по ф-ле (85):
2М?аХ . с = Ѵі35: οά- = 137 мм.
М =
ρ Sin α
1,46 · 0,866
Соответствующая этому моменту нормальная
сила:
лт NaC 1 298 · 0,65
1У/к
Уау
sin а
0,866
975 κι.
Принято сечение косяка 5x21 см.
Гибкость свода [по ф-ле (104)]:
λ
0,5S
г
0,5 . 1 264
= 144,
где:
4,4
г = 0,243fc sin α =
= 0,243 · 21 - 0,866 = 4,4 см
Площадь:
Fk= 5 · 21 = 105 см2.
Момент сопротивления:
Wk = 367 еле3.
Напряжение в косяке [по ф-ле (101)]:
»-$ +
мк
— 975 ,
“ 10 5
Wk (‘ - зТс
13 700
Nk
( 1442 975 \
\ 3 100 * 105 · ПО/
100 ■ Fk [п_] )
= 100 кі/см2.
Нормальная сжимающая сила в четверти про¬
лета при загружении всего свода:
іѴ“ах с
ΝΓ =
1 526 - 0,65
= 1 150 къ.
Sin α 0,866
Расчетное напряжение по ф-ле (105):
_ Wfax , s_
— 508F* V ft sia a ) ~~
= 5oV-5?05 (гГмбб)2 = 104 ш!см- < 110·
Угол Δβ при Ah = 0,3h по ф-ле (17);
0,3h
= 0,051985;
0,3 · 21
(64’2 + 0ТІ66) '1,732
Δβ = 5° 57'.
Крайние углы:
Δβ0 = Δβ — Δβ,ι = 5° 57' — 0,47' = 5° 10',
где:
tg ΔβΗ = + cos a) b + w] -i- =
= [(w + °·50) ·5 + 10]τ^= °-013204
Δβα=0° 47';
число h углов Δβ:
β - 2Δβ0 _ 63° 47' - 2.5° 10'
Δβ
при η = 9 получим:
5° 57'
= 9;
Αο _ β + Wo _ 63° 47' + 2 - 0° 47' ,0
„ _L ο Q JTo ‘ ° чО :
Δβα =
η + 2
β — η Δβ
9 + 2
63° 47' - 9 · 5° 56'
-5° 11,5'.
2) Точный расчет
Принято:
Δβ = 5°56'; Δβ0 = 5° 11,5'; sin = 0,103371;
COS Δβ = 0,994643;
tg Δβ = 0,103928, tg ‘f- = 0,051824, a = 60°.
Полушаг косяков по ф-ле (15'):
£ _ Sin Δβ cos a (2R — h) — b (2 COS Δβ — 1) _
2 sin a cos
_ 0,103371 · 0,5 (2 · 11 357 - 210) — 50 (2-0,994643 - 1)
2 - 0,866 - 0,994643 ~
= 646,5 леле.
Положение нижней кромки гнезда по ф-ле (16):
= (б45 + j-щ) · 1,732 . 0,051824 = 63 мм;
ПГ = 4го = 0,3 <см· Фиг· 8)·
Напряжение в косяках вторично не поверяется,
так как величины С и а, принятые в предвари¬
тельном расчете, оставлены без изменения.
4. Размеры косяков (определяются в леле).
1) Величины, входящие в формулы для опре¬
деления размеров косяков:
С = 646 мм\ В. — 11 357 мм; a = 60°;
sin a = 0,866; cos a = 0,5; tg a = 1,732;
Δβ = 5° 56'; sin Δβ = 0,10357 ; cos Δβ = 0,99464;
tg Δβ = 0,10393; tg -ψ = 0,05182; Л)30=5°11,5';
tg Δβ = 0,09086; Ah = 63.
2) Основные косяки; № 1 — правый и № 1 —
левый.
Длина S± по нижней кромке по ф-ле (20'):
Si =
(с + ^Ч
у т smaj
2 + COS Δβ + tg2
tg a (1 + COS Δβ)
50 >
0.86G ,
— 50
2 + 0,99464 + 1,7322
1,732 - 1,99464
646 +
0,5
= 2 727 мм.
Угол наклона ребра торца косяка в плоскости
его боковой грани по ф-ле (21)):
tg<5i
sin Δβ _ 0,10337
sin a (1 + cos Δβ) ~~ 0,866 · 1,99464
0,05984,
откуда:
= 3° 25,5 ; sin = 0.05974; cos = 0,99821.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
507
Полная длина косяка по ф-ле (32'):
SI = St + 0,6h tg =
= 2 727 + 0,6 - 210 · 0,05974 = 2 734 леле.
Угол наклона нижнего ребра торца косяка
в плоскости нижней кромки по ф-ле (6):
ctgy> =
tg2 α — СОЗ Δβ
tg a (1 + COS Δβ)
1,7322 - 0,99464
1,732 · 1,99464
0,58036;
sin ψ = 0,865.
Длина проекции нижнего ребра торца на ниж¬
нее ребро косяка:
d0 = Ъ ctg ψ =: 50 · 0,58036 = 29 мм.
Размеры шипа:
толщина — 0,3 h = 0,3 · 210 = 63 леле;
o,3h _ 63 _ со
cos <5ι ~ 0,998
Длина Z0 от низшей точки шипа до крайнего
ребра торца косяка:
0 sin a COS а (1 + COS Δβ)
_ 50 _ со
” 0,866 · 0,5 · 1,99464 06 MM'
Глубина врезки нижней кромки по ребру торца
косяка по ф-ле (23):
л Ip sin a Sin Δβ
COS <5χ
58 · 0,866 . 0,10337
0,99821
= 5 MM.
Стрелка косяка по середине его длины по
$-ле (26):
f = Ah — A cos (5χ = 63 — 5 · 0,99821 = 58 мм.
Проекции крайнего ребра торца косяка:
вертикальная по ф-ле (27):
h0 = h—f= 210 — 58 = 152 мм;
горизонтальная по ф-ле (28):
е0 = К tg бг = 152 · 0,05984 = 9 мм.
Угол наклона верхней кромки косяка
ф-ле (30):
* v = w =Т6598=0·08824·
ПО
где по ф-ле (31):
Sr=S1-2l0 + 2е0 = 2 727 — 2.58 + 2 · 9= 2629;
0,25бу = 657 мм.
Длина гнезда по ф-ле (22):
= 2 (10 + 0,3/е tg д,)= ,
= 2 (58 + 63 - 0,05984) = 124 мм.
Крайние косяки.
1) Косяк № 2.
Угол наклона ребра опорного торца по ф-ле (50):
+~ д _ tg Δβο _ 0,09086
® 2 Sin α 0,866
= 0,10492.
В плоскости нижней кромки ребро торца на¬
клонено под углом а; длина:
d, = — - ■
г tg а
: Г"7І2 = ^ ММ-
где:
По ф-ле (52) высота:
h — (S2 + 0,5d2 — 0,258^) tg V
2 ~~ 1 + tg δ2 tg V =
_ 210 - (1 180 + 14,5 - 6,57) · 0,08824
1 + 0,10492 · 0,08824 ~ 162 мм>
s, = (b- 4) tg =
= (11 357 — 105) . 0,10492 = 1 180 мм.
По ф-ле (53) длина:
еа = k2 tg <52 = 162 · 0,10492 = 17 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (54):
■Ч = f- + S, + £- +
+ ег = 2-П-4 + 1 180 + 14,5 + 17 = 2 578 мм.
1) Ко с я к № 3.
Угол наклона ребра опорного торца по ф-ле (55):
tg<53 =
tg (Δβ - Δβ„)
Sin a
tg (5° 56' - 5° 11,5') _ 0,012945
0,866 0,866
0,01495;
cos <53 = 0,99989.
В плоскости нижней кромки нижнее ребро
торца наклонено под углом а:
d3 = d2 = 29 мм.
Длина:
5,= (л-4) tg <53 =
= (11 357 —105) · 0,01495 = 168 мм;
так как
то
S3 < 0,25бу = 657,
h3 = h = 210 мм.
По ф-ле (59):
длина: е3 = h3 tg δ3 = 210 · 0,01495 = 3 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (60):
<4 = -?·-$. + £ =
= 1 367 - 168 + 14,5 = 1 213 мм.
3) Косяк № 4.
Углы наклона <5 ребер торца, примыкающего
к обвязочной арке:
по ребру b угол:
<5* = <5,,
по ребру d имеем:
tg dd = tg Δβ sin α = 0,10393 · 0,866 = 0,0900.
По ф-ле (61):
dbc
Ъ ctgjg_ _ dp_ 29 15
2 cos Δβ — 2 cos Δβ ~ 2*0,99464 ° ’
dbc
Ctg V
15
0,58036
= 26 леле.
608
В. А. ЗАМ АРАБ В
По ф-ле (62):
Л« = Ь * ° (4 - 2^Ы =
= 50 · 1,732 (і - 2^9464 ) = 43
Высота:
hb = hо = 152 леле.
По ф-ле (63):
и
К = h0 + (dbc + dcd) tg V =
= 152 + (15 + 43) · 0,08824 = 157 мм.
По фиг. 37:
еъ = е0 =■ 9 мм
ed = hd tg dd = 157 · 0,09 = 14 мм.
Глубина врубки:
^вр — ^шіп cos βο — HI * 0,84905 = 94 мм.
Длина опорной площадки поверху по ф-ле (77)·
J _ S3 cos α (1 + cos Δβ) , Ъ J12
e COS Δβ 2 sina οοΓό2^ηρ==:
168 - 0,5 - 1,99464 50 162
0,99464 2 - 0,866 Μ~94ϊΓ ’ °’02" =
= 168 +29 - 5 = 192 мм,
где по ф-ле (78):
и
t ge =
Sin Δβ COS δ2
VCOS2 Δβ + tg2 a
0,1034 . 0,9945
V 0,99462 + 1,7322
0,0514
Полная длина косяка по ф-ле (66'):
S\ = S\-l0- 0,3Λ tg дг + е0 =
= 2 734 — 58 — 0,3 · 210 · 0,05984 + 9 = 2 681 лш-
4) К о с я к № 5.
Ребра торца, примыкающего к обвязочной
арке, образуют с нижним ребром косяка угол 90°.
Угол:
<5б = 0
и высота:
h5 = h = 210 леле.
Угол наклона нижнего ребра торца к нижнему
ребру косяка равен 90° — а;
длина:
d^ = Ъ tg а = 50 · 1,732 = 87 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (71):
SI = *Ц— = = 1 417 жж.
5) Косяк № 6 (см. чертеж сетки примера).
Опорный торец этого косяка совершенно оди¬
наков с соответствующим ему торцом левого
косяка № 3, а торец, примыкающий к обвязоч
ной арке, — с торцом косяка № 4.
Полная длина косяка по ф-ле (72'):
sin ρ = 0,0514.
Длина опорной площадки понизу по ф-ле (78).
/ ; i %двр tg Q . ап i 2 » 94 · 0,0514
+ gin 2/3о — Ѵд* .
0,89713
=203 леле.
По ф-ле (80) длина:
h
°вр
94
= 54 леле
3 cos (53 tg a “ 0,99989 - 1,732 ‘
и по ф-ле (79) длина:
_ 94 Г 1 .
I 0,90А^ ■ 4 749 ~
,9945 · 1,732
+ (0,62224 — 0,10492) · 0,0514] =58 жж.
Расстояние между врубками:
Sep = 2С = 2 . 646 = 1 292 леле.
Расстояния от линии центров узлов по ф-лам
(79') и (80'):
Ъ
ис = № + ег) cos a + ί3 +
2 sina
25
= (168 + 3) 0,5 + 54 + ^66- = 168 .иле;
S°6 = SI — (£° — Sl) = 1 213 — (2 734 — 2 681) =
= 1 1.60 леле.
unp = h + h + h — uc =
= 192 + 54 + 58 — 168 = 136 мм.
5. Врубки в обвязочных брусьях
(мауерлатах).
Угол наклона опорной площадки врубки:
63° 47'
= 31° 53,5';
sin β0 = 0,52831:
6. Расчетная величина распора.
1. Собственный вес свода дсв в кг/м2 горизон¬
тальной проекции покрытия по ф-ле (82):
ъ (ho + h) s
9св 21C sin a ' γ9
cos β0 = 0,84905;
tg β0 = 0,62224.
Необходимые по конструктивным требованиям
размеры брусьев по ф-лам (73)—(74):
высота:
0,05 (0,152 + 0,210) · 12,64 · 550
2 · 12 · 0,646 · 0,866
= 9,38 ^ 9,5 кг/л*1,
где Уа = 550 кг/м3 * * * * 8 — объемный вес древесины.
2. Распор:
ττ (Ps + 9кр + все) I2
я = щ =
h*іп = шк008 βο = owe · °’84905 = 178
210
(45 + 70 + 9,5) · 122 . 7
8 · 12
= 1 300 кг/м.
ширина:
*«·» = ШТ3 8ІП β· = oSs’0’5831 = 111 ΜΜ·
На один узел:
Ну = ШС = 2 · 1 300 · 0,646 = 1 680 «Я.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
509
7. Подбор сечения затяжек и мауер- Принято сечение 0 20 мм с осадкой концов
лата под нарезку до 0 25,4 мм.
1) Затяжки расположены через Площадь сечения затяжки;
4С — 4 · 0,646 = 2,58 м. Е3 = ^ = Зд4 CMt
Расчетною ногрузки Разрез а-о.
Опо інбш узел
Фиг. 50. К примеру расчета
Усилие, приходящееся на одну затяжку:
N = 4НС = 2,58 . 1 300 = 3 360 кг.
Допускаемое напряжение:
Іпч-]= 0*9 · 1 400 = 1 260 кг/см9.
То же по нарезке:
FH = 3,575 см2.
Напряжение:
п+ = |^° = 1 070 кг/см2.
510
В. А. ЗАМАРАЕВ
2) Мауерлат имеет расчетный пролет:
Ім = 2,58 м.
Изгибающий момент:
М
3 360; 2,58 = 2 170 кгм.
4
Величина нагрузки по ф-ле (100):
РсА =
==(1_iS)‘45ir =234
Рабочие чертежи свода приведены на фиг. 50 51,
Косяк n1 пробей.
Косяк ы2пебЬш. .
Необходимый момент сопротивления:
Wx = Н” ооо = j 970 сж*
х 110
Принято сечение 23 х 23 см:
W _ (23 — 2) ■ 232 з
^МвТИШО β 1 βΛί
Напряжение:
1 850
(перенапряжение 6%).
пЧІ = 217^° = 117 кг/см2
Пример 2. Проект цилиндрического
свода с центрированной сеткой
Расчет свода
1. Схема и расчетные данные приняты такими
же, как и в примере 1.
2. Изгибающие моменты Ма и нормальные
силы Να приведены там же.
3. Расчет сетки и подбор сечения косякас
1) Предварительный расчет
Для предварительного расчета принято:
угол а=67° 30'; sin α = 0,92388; cos а =0,38264;
8. Схема и величина нагрузки на
фронтон
Конструкция фронтона рассчитывается в дан¬
ном случае только на одностороннюю снеговую на¬
грузку.
tg а = 2,41421.
Высота косяка:
h
J _ 1_200
70 ~ 70
17 см.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
511
КОСЯК N 2 пробою
ТорцОі ко сяк о б.
9)
Фиг. 51. К примеру расчета
612
В. А. ЗАМАРАЕВ
Полушаг косяков [ф-ла (19)]:
с _ 0,547 V2R — h) h 0,1_5_ __
tg a sin а
_ 0,547 V (2 · 1 136 - 17) 17 0,15 * 17 кл
2,414 0,924 ~
Приближенная длина косяка:
2 · О
COS а
_ 2 * 41,5 _
0,383
= 216
см.
Отношение:
Sfc 21_6
h 17
12,7 >10.
Расчетный изгибающий момент [ф-ла (85)]:
мк
2 М“аІ
а
ρ Sin α
С =
2 * 135 · 0,415
1,46 · 0,924
= 83 кг/м.
Соответствующая этому моменту нормальная
сила:
ΝαΟ
Sin α
1 298 · 0,415
0,924
= 584 Kl.
Принято сечение косяка 5 х 17 см.
Гибкость свода [ф-ла (104)]:
где:
2 0,5S 0,5-1 264 лас
я= — = з^—= 166,
г = 0,243h sin α =
= 0,243 · 17 · 0,924 = 3,8 см.
Площадь:
Fk = 5 * 17 = 85 см9.
Момент сопротивления:
Wk = 241 еле3.
Напряжение в косяке по ф-ле (101):
584
85
+
8 300
1662
24l(l-.1-66l
\ 3 100
584
85 · НО/
= 85 кг/см2.
Нормальная сжимающая сила в четверти про¬
лета при загружении всего свода:
ІѴшах =ІИ6_М15_=б8бкі_
Расчетное напряжение по ф-ле (105):
г- = 5та · (тгпйп) = 103<110 «/«,·
Угол Δβ при Ah = 0,3h по ф-ле (17):
tg f =
0,3H
0,3 - 17
(с+іш4)
tga (41-5 + 0І)2,414
= 0,04485;
Δβ = 5°08'.
Крайние углы:
Δβ0 = Δβ — ΔβΗ = 5°08' — 0°50' = 4°18',
где:
tg Δβη = -χ ( 2^osa + io) =
= ΓΪ36 ("2 * 0,383 + 10) = °»01455
и
Δβκ = 0°50'.
Число n углов Δβ:
β - 2Jff0
Δβ
63°47' — 2 · 4°18'
W — 10,7;
при η = 10 получим:
AR _ β + Μβο _ 63°4Г + 2 - 0°50/ _ -0
пР — П + 2 10 + 2 — 5 27 ;
а о β-ηΔβ 63°47' — 10-5*27' , Оол к,
Δρ0 = £ = 2 = 4 38,5
2) Точный расчет
Принято:
Δβ = 5°27';
430 = 4°38,5';
sin J/5 = 0,09498;
cos = 0,99548;
tg Δβ = 0,009541;
tg ψ = 0,04759;
a = 67°30'.
Полушаг косяков по ф-ле (15):
R - 0,5/1
tg a
tg4? =
= 11 352,7l421 170 · °-09541 = 445 ΛΛί·
Положение нижней кромки гнезда по ф-ле (16):
Ah = (с + ііЬ)^а1в^- =
= (445 + 0)9*°8Г) · 2,41421 · 0,04759 = 57 леле;
т = т“ °’335 (фиг· 8)·
Расчетное напряжение в косяке по ф-ле (105):
п = · 0,445 = 110 кг/см3.
~~ 0,415
4. Размеры косяков.
1) Величины, входящие в формулы для опре¬
деления размеров косяков:
С = 445 мм;
R = 11 357 мм;
а = 67° 30';
sin а = 0,92388;
cos a = 0,38264;
tg a = 2,41421;
ctg a = 0,41421;
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУ ЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
513
Δβ = 5°27';
sin Δβ = 0,09498;
cos Δβ = 0,99548;
tg Δβ = 0,09541;
tg ^ = 0,04759;
Δβ0 = 4°38,5';
tg Δβ, = 0,08119;
ΔΗ = 57 леле;
угол er = 45°;
tg с; = 1,00;
sin су = 0,7071.
2) Основные косяки: № 1 — правый и № 1 —
левый.
Длина по нижней кромке по ф-ле (46):
S =-- А- — =
1 COS а tg а
= » + ί?ο = 2 326 + 50 = 2 376 **·
Угол наклона торца косяка в плоскости его
боковой грани по ф-ле (21):
tg <51 =
sin Δβ
sin α (1 + со λ Δβ)
0,09498
“ 0,92388 - 1,99548'
0,05162;
δγ = 2°57'; sin δχ = 0,05146; cos дг = 0,99867.
Угол наклона нижнего ребра торца косяка
в плоскости нижней кромки по ф-ле (6):
. tg2 а — cos Δβ
Ct£ ^ ~ tg α (1 + cos Δβ)
2.414212 — 0,99548 _ Λ Ληο.
” 2,41421-1,99548 ’
sin ψ = 0,7081; cos ψ = 0,706
и
ιρ = 45°05L
По ф-ле (37') длина:
‘ dlu = l0 + iu = 71 + 14,6 = 86 леле,
где по ф-ле (22):
7 — —
0 sin a COS a (1 + COS Δβ)
^5 71 мм
~~ 0,92388-0,38264-1,99548
и по ф-ле (33):
іи = -2 (Ctg О — ctg α) =
= 50 (1 —0,41421) = 14,6 мм.
Наибольшая глубина пропила от нижней
кромки косяка по ф-ле (23"):
2Δ
2 Ip sin a sin Δβ
COS <5j
2 · 71 · 0,92388 · 0,09498
0,99857
= 12 леле.
Деревянные конструкций
Размеры шипа по ребру торца косяка:
-ML = 0>з· 170 _ 51
COS (5і 0,99867 — Ь1 MM'
Длина проекции:
d0 = Ь ctg ψ = 50 - 1,003 = 50 леле.
Стрелка косяка по середине его длины по
ф-ле (26):
/ = ΔΗ—Δ cos <5]_ = 57 — · 0,99867 = 51 леле.
Проекции крайнего ребра торца косяка:
вертикальная по ф-ле (27):
h0 = k — f = 170 — 51 = 119 леле;
горизонтальная:
е0 = h0 tg <52 = 119 · 0,05152 = 6 леле;
d0= Ь ctg ψ = 50 . 1,003 = 50 мм.
Длины отрезков по ф-ле (34):
І7/ Sin О
14,6 - 0,7071
sin (Ψ + σ)
_ 14,6 · 0,7071
1
ho
~~ sin (45°05' + 45°)
по ф-ле (35):
zn = zu
= 10>3“0ІШ7 ' °.°5152= 4
по ф-ле (36):
10,3 мм;
Zq sin (v> + σ)
0,7071
: 5,7 леле.
Размеры пропилов от нижней кромки косяка:
по ф-ле (41):
/ Λ>=Δ (1-ѵ)==Т-(1-!Я·6)-5 **5
по ф-ле (40):
^[Jcos^l+^^A]-
diu — dp + іи i δ =
dm — d0 + ζΐι cos V 1
- Гб 0 9987 (і 4- 10’3-°’708>і — 5І 86-50 + 14,6 ,
— |^Ь 0,9987 ^1 Н 50 J 5J 86_5о_|_!о,3*0,706^
+ 5 = 6,5 ~ 7 леле;
по ф-ле (24) высота:
, 0,3/г 0,3-170
cos <5і 0,992 ~ 51 мм'
по ф-ле (38) размер:
а = dm — dQ — е0 = 86 — 50 — 6 = 30 леле.
По ф-ле (44) и (45) длина проекций:
еш = [Ъш ^і) sin со = (51 + 5) 0,125 = 7 леле,
Уш = (К + Δι) cos ω = 56 . 0,992 = 56 леле,
где cos ω определяется через tg ω по ф-ле (39):
tg ω = eo + i^)~> = g-—5,7 = 0,12605;
cos ω = 0,992; sin ω = 0,125.
33
514
В. А. ЗАМ АР ЛЕВ
Полная длина косяка по ф-ле (47):
= Sx + 2е = 2 376 + 2 . 7 = 2 390 леле.
Угол наклона верхней скошенной кромки по
ф-ле (30):
*F=^ = o?r = 0·08828·
где:
Sf= 2α = 2 376 — 2 . 30 = 2 316;
—J~ = 579 леле. ·
4
Длина гнезда по ф-ле (48'):
■л = l0 cos Д5 + 3Δ sin <5a + 0,6& tg <5X =
= 71.0,99548 + 3 · 6 . 0,05146 -f
+ 0,6 . 170 . 0,05152 = 77 мм.
3) Крайние косяки
а) К о с я к № 2
Угол наклона опорного торца по ф-ле (50)
tg <5* =
jtg Δβ0
Sill α
0,08119
0,92388
0,08788.
'Жесткий фронтон.
БЕЗМЕТАЛЬНЫЕ КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
515
Фиг. 526. К примеру расчета
Нижнее ребро торца наклонено к нижнему
ребру косяка под углом а.
Длина:
da
Ъ
tg а
50
2,41421
= 21 мм.
По ф-ле (52) высота:
ь _ h — (S2 + 0,5d2 - 0,25S;) t gV^
2 = 1 + tg <52 tg V
__ 170 - (991 + 0,5 . 21 - 0,25-2 311)· 0,08828 _лаоѵлІ
1 + 0,08788 . 0,08828 L60MM,
где:
*S,= (д_ y)tg d,=(ll 357 — 85)-0,08788 =991 мм.
По ф-ле (53) длина:
е2 ~= /га tg δ2 = 133 · 0,08788 = 12 мм.
Полная длина косяка по ф-ле.(54):
= -oL + =
= 1 195 + 991 + 10,5 4- 12 = 2 207 мм.
б) Косяк № 3
Угол наклона опорного торца по ф-ле (55):
tg б3= tg =
& 3 SIO а
_ tg (5° 27- -4° 38,5') _ 0,01411 β 01™
0,92388 ~ 0.92388 ’
Нижнее ребро торца наклонено к нижнему
ребру косяка под углом а.
Длина:
dz—d2 = 21 дш;
33*
510
Μ. Ε. КАГАН
длина:
S„ = (R - -|) tg <53 = (И 357 — 85) 0,01527 =
S,
= 172 < -^· = 579 леле.
Следовательно:
hz = h = 170 леле.
По ф-ле (59) длина:
е3 = h tg <53 = 170 · 0,01527 = 3 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (60):
S* = 4 - + Ц =
= 1 195 — 172 + 10,5 = 1 034 леле.
в) Косяк № 4
Угол наклона крайнего (острого) ребра торца,
примыкающего к обвязочной арке:
δ, = δν
Высота:
k± = h0 = 119 леле.
По ф-ле (67) длина:
= Ш87 °'05152 = 6 ■***
По ф-ле (68) длина:
bd=bc і0 =
= 6 · °·99548:0'7081 71 = 6
5U
di = d0 = 50 леле;
е4 = е0 = 6 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (69):
^4 = SI еш — dm + d4 + с4 =
= 2 390 - 7 —86 + 50 + 6 = 2 353 мм.
г) К о с я к № 5
Ребра торца, примыкающего к обвязочной
арке, расположены нормально к нижней кромке
косяков:
угол:
δ5=0
и высота:
hz = h = 170 леле.
Угол наклона нижнего ребра торца к нижнему
ребру косяка равен 90° — а.
Длина:
d5 = δ tg а = 50 · 2,41421 = 121 леле.
Полная длина косяка по ф-ле (71):
СО Si+d5 2 390 + 121 , оес
Sg = 2 = Г— = 1 256 ММ'
д) К О С Я К № 6
Опорный торец этого косяка совершенно оди¬
наков с соответствующим ему торцом косяка № 2,
а торец, примыкающий к обвязочной арке, —
с торцом косяка № 4.
Полная длина косяка по ф-ле (72):
S% = S\-(S\-S\) =
= 2 207— (2 390 — 2 353) = 2 170 леле.
5. Врубки в обвязочных брусьях (мауерлатах)
рассчитываются так же, как и в сводах с нецен¬
трированной сеткой.
Дальнейший расчет свода здесь не приводится,
так как он ничем не отличается от изложенного
в примере 1.
Рабочие чертежи свода приведены на фиг. 52.
Иною. М. Е. ЕАГАН
III. СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
1 Общие сведения
Обычно применяемые в строительстве своды
страдают рядом недостатков, ограничивающих
область их применения.
Основным недостатком сводов является рас-
пор, возникающий в них под влиянием внешних
сил (собственного веса, снега, ветра). Для вос¬
приятия распора приходится ставить металличе¬
ские затяжки или контрфорсы. Металлические
затяжки обычно требуют значительного расхода
металла и затрудняют использование внутрен¬
него габарита помещения; контрфорсы же (осо¬
бенно в высоких зданиях) требуют больших за¬
трат на добавочную каменную или бетонную клад¬
ку (иногда армированную) самих контрфорсов
и фундаментов; кроме того при слабых грунтах
устройство надежного основания под фундаменты
представляет иногда большие затруднения.
Свод-оболочка является безраспор ной
конструкцией, не требующей ни затя¬
жек, ни контрфорсов, ни несущих продольных
стен. Отсутствие необходимости в несущих про¬
дольных стенах является главным преимуще¬
ством сводов-оболочек, определяющим основные
области их применения.
Прежде своды-оболочки выполнялись исклю¬
чительно из железобетона; лишь за последние
3—4 года в СССР получило развитие строитель¬
ство сводов-оболочек из дерева.
Малый объемный вес дерева при относительно
большой крепости его вдоль волокон и произ¬
водственные преимущества, в частности внесе-
зонность и быстрота возведения при малых за¬
тратах на вспомогательные сооружения, являются
большими преимуществами дерева по сравнению
с железобетоном; кроме того малая теплопровод¬
ность дерева обеспечивает возможность одновре¬
менного использования деревянной оболочки
как для конструктивных, так и для теплоограж¬
дающих целей.
В отношении пожарной безопасности деревян¬
ный свод-оболочка имеет по сравнению с решет¬
чатыми конструкциями некоторые преимущества.
Сплошная гладкая фанерная подшивка свода
или штукатурка защищают его от влияния вы-
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
517
применяются в
свода-обо-
свода-обо-
соких температур и огня, а беспустотность пре¬
пятствует распространению пожара даже в слу¬
чае воспламенения дерева.
Деревянные своды-оболочки
лиде: 1) тонкостенного
л о ч к и и 2) ребристого
л о ч к и.
Тонкостенный свод-оболочка1
в основном является воспроизведением в дереве
сводов-оболочек системы Цейсс-Дивидаг и со¬
стоит ив следующих основных элементов
(фиг. 1):
1) собственно оболочки, криволинейной сет¬
чатой пластинки ив нескольких слоев досок,
с другом и соединенных
гвоздями, 2) бортовых
элементов и 3) торцевых
стен.
Собственно оболочка
воспринимает все вну¬
тренние усилия в своде,
а торцевые стены — опор¬
пересекающихся друг
-Разрез поА-6
Фиг. 1. Основные эле¬
менты тонкостенного сво¬
да-оболочки
ные давления.
Тонкостенному своду-
оболочке свойственен ряд
недостатков, ограничи¬
вающих область его при¬
менения. Основными из
них являются:
1. Необходимость за¬
крепления бортового эле¬
мента для предотвраще¬
ния его горизонтального
смещения. Закрепление
о бычно осуществляется ■
в виде специальной го¬
ризонтальной балки или
фермы, работающей на весь пролет свода. Это
обстоятельство ограничивает предел примени¬
мости тонкостенного свода-оболочки пролетами
примерно до 40 м.
2. Осуществление прорезов в своде для свето¬
вого или вентиляционного фонаря, а также под¬
веска сосредоточенных грузов к тонкостенному
своду-оболочке конструктивно затруднены: све¬
товой фонарь требует устройства у прореза спе¬
циального жесткого борта, а подвеска даже
небольшого сосредоточенного груза — распре¬
деления давления от него на значительную пло¬
щадь.
3. Сборка тонкостенных сводов-оболочек про¬
изводится исключительно на стационарных лесах,
расставленных по всему плану покрытия, что
удорожает стоимость свода-оболочки, а иногда
составляет препятствие к применению этой кон¬
струкции (особенно в случае необходимости
иметь во время сборки свободную площадь пола).
От всех этих недостатков почти свободен реб¬
ристый свод-оболочка.
Ребристый сво д-о болочка 2 пред¬
ставляет собой оболочку, по нижней поверхности
которой расположены жесткие ребра, не
имеющие опор в пятах и подвешенные по всей
1 Тонкостенный свод-оболочка был предложен и
разработан в СДК ЦНИПС проф. Карлсеном Г. Г., инж.
Каганом М. Е. и инж. Ершовым П. Н. Одновременно
и независимо от СДК ЦНИПС свод-оболочка был пред¬
ложен и осуществлен инж. Финк К. Д. в Ейске.
2 Ребристый свод-оболочка был предложен и разра¬
ботан в СДК ЦНИПС Ершовым П. Н., Каганом М. Е.,
Карлсеном Г. Г., Коченовым В. М., Леняшиным А. В.
и Цыпленковым И. А.
длине к оболочке. Основными элементами ребри¬
стого свода-оболочки являются (фиг. 36):
1) собственно оболочка, состоящая из про¬
дольного и косых настилов, сплошных или раз¬
реженных; по краям и в шелыге оболочки име¬
ются утолщения продольных настилов, которые
воспринимают по краям растягивающие, а в ше¬
лыге сжимающие усилия;
2) ребра в виде криволинейных брусьев со¬
ставного сечения со сплошной или решетчатой
стенкой, расставленные по длине свода-оболочки;
3) торцевые стенки.
Жесткость свода-оболочки в продольном на¬
правлении определяется большим моментом инер¬
ции поперечного сечения свода, а в поперечном —
моментном инерции ребер. Благодаря своей
значительной жесткости ребра препятствуют го¬
ризонтальному смещению краев свода-оболочки
от вертикальной (собственный вес, снег) и го¬
ризонтальной (ветер) нагрузок, исключая необ¬
ходимость в горизонтальном закреплении борта.
Вместе с тем жесткие ребра позволяют достаточно
просто устраивать прорезы для вентиляционного
или светового фонаря.
Подвеска сосредоточенных грузов к ребрам так¬
же не представляет конструктивных затруднений.
Возможность придания своду-оболочке поста¬
новкой достаточно мощных ребер весьма большой
жестности позволяет осуществлять ребристые
оболочки значительных пролетов порядка 100—
200 м.
Сборка ребристых сводов-оболочек может быть
произведена при минимальном количестве ле¬
сов при условии использования ребер как мон¬
тажных арок.
2. Тонкостенные своды-оболочки
1) Описание конструкции
Опыты и теоретические исследования показы¬
вают, что края (бортовые элементы) тонкостен¬
ного свода-оболочки, свободно опертого на тор¬
цевые стены и не закрепленного по продольным
сторонам, при воздействии внешних нагрузок
получают большие горизонтальные (радиальные)
перемещения. Эти перемещения должны быть
предотвращены горизонтальным закреплением
краев свода, которое не должно однако препят¬
ствовать смещению края в вертикальном напра¬
влении или по касательной. Закрепление может
быть осуществлено различными способами, из¬
ложенными ниже.
При выборе очертания и основных размеров тон¬
костенного свода-оболочки необходимо учиты¬
вать следующее. Необходимая жесткость свода-
оболочки должна быть обеспечена соответствен¬
ным выбором кривой поперечного сечения свода;
при этом кривизна свода, особенно в местах при¬
ложения нагрузки, должна быть достаточно
большой. Сравнивая эллиптическое, параболи¬
ческое и круговое сечения, можно отметить сле¬
дующее.
Эллиптическое сечение характе¬
ризуется малой кривизной в шелыге и сравнитель¬
но большой — в пяте; поскольку нагрузка (снег)
располагается главным образом в шелыге свода,
это обстоятельство легко может повлечь за со¬
бой сплющивание верхней части свода с после¬
дующей потерей устойчивости всей системы.
Параболическое сечение, напро¬
тив, характеризуется большой кривизной в ше-
518
Μ. Е. КАГАН
лыге и малой — в четвертях и пяте, что создает
неблагоприятные условия работы для четверти
и пяты свода, особенно при односторонней на¬
грузке.
Круговое сечение, имеющее постоян¬
ный радиус кривизны, ставит все элементы свода-
оболочки в одинаковые условия работы, а потому
Разрез по А-Б
стенах
должно быть признано наиболее рациональным.
Экспериментальные исследования показали; что
благодаря постоянству радиуса кривизны обо¬
лочка кругового сечения оказывает наибольшее
сопротивление потере устойчивости. Помимо ука¬
занных соображений постоянная кривизна се¬
чения свода желательна также в целях уменьше¬
ния начального напряжения от выгиба досок.
Фиг. 3. Схема за¬
крепления края
свода - оболочки
при каркасных
стенах
Фиг. 4. Схема за¬
крепления края
свода - оболочки
при отсутствии
продольных стен
На основании имеющихся опытных данных
в тонкостенных подъемистых сводах-оболочках
отношение пролета (длины) L оболочки к ее ши¬
рине В следует по возможности назначать не
более -і- = 2,5— 3; чем положе выбрана кривая
свода-оболочки, тем меньше должно быть взято
L
отношение -в- .
Отношение высоты / свода-оболочки к расчет¬
ному пролету принимается примерно:
f_ _ J _і_
L. О Ь *
Схема свода-оболочки зависит от очертания
плана перекрываемого здания. Для зданий малой
протяженности нормальна однорядовая схема
с продольным расположением оси свода. При
такой схеме конструкция горизонтального за¬
крепления бортов свода-оболочки зависит от
наличия в здании продольных стен и от возмож¬
ности воспринятия ими распора. Возможные схе¬
мы закрепления изображены на фиг. 2—4, кон¬
структивные детали их даны ниже.
Разрез по А-6
Фиг. 5. Схема мпогорядового ре¬
шения сводов-оболочек
Для зданий большой протяженности может
применяется многогрядовая схема (фиг. 5). Го¬
ризонтальное закрепление бортов осуществляется
при такой схеме с помощью горизонтальных ба¬
лок, закрепленных на торцевых стенах (вдоль
здания) и подвешенных обоими краями к бортам
Фиг. 6. Конструкция тонкостенного свода-оболочки
при железной кровле
смежных сводов-оболочек. Горизонтальное за-
іфепление борта крайней оболочки может быть
осуществлено одним из способов, приведенных
для однорядовой схемы.
Много рядовых решений тонкостенных сводов-
оболочек следует по возможности избегать, так
как снеговые мешки в ендовах между сводами
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
519
могут вызвать нежелательные деформации мало-
жесткой в поперечном направлении конструкции.
Конструкция тонкостенного
свода-оболочки зависит от типа кровли
и от наличия или отсутствия в своде-
оболочке прорезов для светового или
вентиляционного фонаря.
Конструкция свода-оболочки под
железную кровлю обычно
(фиг. 6) состоит из:
1) разреженного настила из брусков,
расположенных вдоль образующей сво¬
да, участвующих в работе конструкции
и одновременно служащих для крепле¬
ния железных листов кровли;
2) двойного косого настила, причем
или один или оба слоя могут быть раз¬
режены;
3) арочек, несущих настилы из не¬
скольких досок плашмя и расположен¬
ных по поперечному сечению свода-обо¬
лочки;
4) фанеры, подшитой снизу и дающей
гладкую поверхность потолка.
В случае устройства прореза для све¬
тового или вентиляционного фонаря ко¬
сой настил и продольные брусочки у
прореза прерываются; возникающие до¬
полнительные усилия воспринимаются
бортовыми элементами из нескольких
рядов досок, расположенных вдоль края
прореза по длине оболочки (фиг. 7).
Арочки должны быть все или частично
(по расчету) пропущены через прорез.
Конструкция свода-оболочки под р у-
бероидную кровлю состоит
(фиг. 8) из: 1) двойного косого настила, причем
нижний слой может быть разреженный, а верх¬
ний сплошной служит основой под рубероидную
кровлю, 2) арочек, расположенных по попереч¬
ному сечению свода, и 3) сплошной подшивки
фанерой или досками.
Фиг. 7. Деталь примыкания к фонарю
В обеих конструкциях кровля может быть
как холодной, так и теплой. В последнем случае
плиты утеплителя (фибролит, сфагнит) распола¬
гаются между арочками.
Осушающий режим конструкции может быть
обеспечен при углах наклона а ;> 20°—30°
устройством так называемой «чешуйчатой» кровли:
этернитовой, асбошиферной, шиферной и т. п.
При меньших углах наклона кровля устраи¬
вается обычного типа с осушающими продухами.
Возможно также устройство железной или
рубероидной чешуйчатой кровли в виде специаль¬
ных щитов, причем на пологих участках — в ком¬
бинации с вытяжками, сообщающими поверх¬
ность свода-оболочки с наружным воздухом.
Конструкция железной и рубероидной чешуйча¬
той кровли, а также вытяжек показана на фиг.
8а, 86 и 8в.
Во всех описанных типах конструкция закре¬
пления края свода-оболочки может быть осуще¬
ствлена различными способами.
Утеплитель
Фиг. 8а. «Чешуйчатая» железная кровля
При наличии капитальных устойчи¬
вых продольных стен горизонталь-
Разрез по А- Б
'Нишний косой Верхние/ косое/ настил
настил \ \из досок шириной 8 -10
Состадные арочки
из досок
Продольный
настил
Состадные ароч¬
ки из досок
Горизонтальное закрепле
ние края сбода-оболочки
Ш////////////77,
Доски растяні) -
того борта
Фиг. 8. Конструкция тонкостенного свода-оболочки при рубероидной
кровле
(xN
520
Μ. Ε. КАГАН
ное закрепление края может быть осуществлено
рядом качающихся опор, расположенных по
длине свода-оболочки (фиг. 9). Качающиеся
опоры в виде отдельных металлических стержней
Утеплитель
ской крыши (фиг. 10), которая или подвешивается
обоими краями к своду-оболочке (многорядовая
схема) или же одним краем подвешивается к бор¬
ту свода-оболочки, а другим опирается на ограж¬
дающие стены. Горизонтальная балка закрепля¬
ется на торцевых стенах здания и работает на
пролет, равный полной длине свода.
При отсутствии продольных
стен горизонтальное закрепление края может
быть осуществлено в виде горизонтальной фермы
или балки, подвешенной обоими продольными
краями к своду-оболочке (фиг. 11).
Ввиду неизбежности появления упругих и
пластических деформаций своду-оболочке дол¬
жен быть придан строительный подъем, макси¬
мальное значение которого в середине свода-
оболочки принимается обычно равным fcmp ~
Разрез поА-Ь
Холодный
н продух/
Фиг. 86. «Чешуйчатая» рубероидная кровля
прикреплены здесь одним концом к железобетон¬
ным рамам, расположенным по бокам свода-обо¬
лочки, а другим концом — к бортовому элементу.
При наличии неустойчивых (кар¬
касных) стен и при многорядовой схеме закреп¬
Фиг. 8в. Рубероидная кровля по гудронированной
фанере или защитному настилу и конструкция вытяжек
2) Определение внутренних усилий
Внутренние усилия от внешней нагрузки могут
быть определены приближенно по б е в м о-
Фиг. 9. Качающиеся опоры для горизонтального за¬
крепления края свода-оболочки
ление края свода-оболочки может быть достиг¬
нуто горизонтальной балкой в виде жесткой пло¬
Фиг. 10. Горизонтальная балка-открылок для горизон¬
тального закрепления края свода-оболочки
м е н т н о й или более точно по моментной
іеории расчета сводов-оболочек.
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
521
Вырезая двумя сечениями по образующей и
в направлении поперечного сечения свода-обо¬
лочки элемент dx R άθ (фиг. 11,а), заменяем воз¬
действие отброшенной части на рассматриваемую
нормальным усилием по длине свода-оболочки
Т! нормальным усилием по поперечному сечению
Фиг. 11. Горизонтальная балка или ферма для
горизонтального закрепления края свода-обо¬
лочки при отсутствии продольных стен
свода-оболочки Т2, касательными усилиями
и S2, поперечными усилиями и N2l изгибаю¬
щими моментами G1 и G2 и крутящими момен¬
тами Нг и Н2 (фиг. 12 и 12,а). Точка А элемента
свода-оболочки dx R dd определяется на поверх¬
ности координатами х и s = R6
Обозначения в принятой системе координат:
X — координата по длине свода-оболочки;
у — координата по касательной в точке А;
z — координата по радиусу в точке А.
При расчете сводов-оболочек по безмомент¬
ной теории пренебрегают изгибающими
моментами G1 и G2 и соответствующими им по¬
перечными силами Νλ и Ν2 и крутящими момен¬
тами Нг и Н2 и учитывают только нормальные
усилия Тг и Т2 и касательные S.
Расчет тонкостенного свода-оболочки по безмо¬
ментной теории производится по следующим
формулам:
1) от собственного веса свода-
оболочки д, равномерно распределенного по его
поверхности:
T2= — gR cosd; (1)
S = — 2дх sin 0; (2)
- яЩ -
= д cos Ѳ;
(3).
~ 9 (1\~ хг) sin θ;
(4)
2) от снеговой нагрузки, распреде¬
ленной по поверхности свода по закону косинуса:
р = Ро cos 0, где р0 — нагрузка на горизок-
тальную
поверхность:
Т2 = — PqR cos2 0;
(5)
S = — 1,5жр0 sin 20;
(6)
тх= — i,5po(il-
(?)
( Ц—хЦ
Ζ = 1,5р0 —- sin 20,
(3)
где Z —
элементе
• растягивающее усилие в
в кг;
бортовом
л ..2
д и р — вертикальные нагрузки на 1 м2 по¬
верхности свода-оболочки;
R — радиус окружности поперечного сече¬
ния свода-оболочки;
L = 21г — длина свода-оболочки.
Начало координат принято по середине длины
свода-оболочки.
Безмоментная теория не дает действительного
распределения нормальных и касательных уси¬
лий в своде-оболочке, а потому ею можно поль¬
зоваться только для приближенных подсчетов.
Опыт и теоретические исследования показали,
что в круговой оболочке поперечные изгибающие
моменты G2 существенно влияют на величину
осевых сил, влияние же на работу оболочки
продольных изгибающих моментов G± и крутя¬
щих моментов Нх и Н2 незначительно и потому
при расчете ими можно пренебречь.
Ввиду того что знание действительных вели¬
чин и закона распределения усилий необходимо
для правильного конструирования свода-обо-
522
Μ. Ε. КАГАН
лочки и в частности размещения гвоздей, расчет
свода-оболочки следует вести по моментной тео¬
рии *.
Задаваясь размерами h и b досок или брусков
разреженного настила, получаем расстояние меж¬
ду досками или брусками на участке 1:
В) Расчет элементов свода-оболочки
При расчете принимают, что внутренние уси¬
лия, указанные на фиг. 12 и 12а, воспринимаются
отдельными элементами свода-оболочки: нормаль¬
ные усилия Тг — продольным настилом, каса¬
тельные усилия S — двумя косыми настилами,
нормальные усилия Т2 и изгибающие моменты
G2 — арочками.
Фиг. 13. Разбивка поперечного сечения
свода-оболочки на участки
а) Продольные настилы
Необходимую площадь поперечного сечения
сжатого продольного настила
определяют по максимальному усилию Тг. При
разряженном настиле сжатая зона разбивается
на несколько участков (фиг. 13), при сплошном
настиле вся сжатая зона принимается за один
участок.
на участке 2:
_ 100/іЬ
Cl~ (F_)i ’
_ 100hb
°г ~ CFZh ■
2) При сплошном продольном настиле:
π (Tl)
F- = [rCJ
(11)
(12)
(13)
И
При расчете сжатых настилов учитывается
ослабление только гвоздями; ослабление сты¬
ками не учитывается, так как сжатые стыки осу¬
ществляются впритык с плотной приторцовкой.
Для максимального упрощения производства
работ полученные размеры и расстояния между
элементами продольного настила обычно остав¬
ляют постоянными по длине свода.
Растянутая зона свода-оболочки
обычно разбивается на два приблизительно рав¬
ных участка 3 и 4.
Участок 4 соответствует местоположению бор¬
тового элемента, воспринимающего наибольшие
растягивающие усилия в своде-оболочке. Пло-
Фиг. 14. Расположение стыков в поясе при ослаблении наполовину. Доски пояса
находятся по обе стороны косого настила
1) При разреженном продольном настиле:
(^)х<9>
(*_>„=£$, (10)
где (^_)і —■ необходимая площадь поперечного
сечения на 1 по?., см участка 1 в см2;
(Г_)2 — то же на участке 2 в см2;
(Т1!— максимальное значение нормального
усилия на участке 1, отнесенного к ширине 1 см,
в кг;
(Т1)2 — то же на участке 2.
1 См. «Расчет тонкостенных сводов-оболочек» в этом
томе, а также «Перекрытия типа оболочек», т. IV.
щадь сечения бортового элемента определяется
по формулам:
(Р+)шт,по = Щ^·· (15)
h = , (16)
LP
где (.F+)Mmww и Кштшо — площадь и толщина нетто
бортового элемента;
-ζ длина растянутой зоны участка 1.
Необходимые F6pymmo и h6pymmo определя¬
ются в зависимости от способа перекрытия стыков.
Наиболее рационально полное перекрытие стыка
с каждой стороны косого настила (фиг 14, 14а,
15 и 15а).
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
523
^ w 1 'a ш
Фиг. 14а. Доски находятся по одну сторону косого настила
Фиг. 15. Расположение стыков в поясе при ослаблении на одну треть. Доски пояса на¬
ходятся по обе стороны косого настила
Фиг. 15а. Доски находятся по одну сторону косого настила
624
Μ. Ε. КАГАН
В случае перекрытия стыка на Ѵг длины доски
(фиг. 14 и 14а):
Fбрутто 'нетто·
В случае перекрытия стыка на Ѵз Длины доски
(фиг. 15, 15а):
Р _3^ тр
х брутто 2 1 нетто
и т. д.
При определении F6pymmo в общем случае не¬
обходимо учитывать ослабление досок бортового
элемента гвоздями.
На участке 3 Емтто определяется по формуле:
F = (^ІІ3 /174
л нетто [п+] * \А//
Как и выше, в зависимости от перекрытия
стыка:
Fбрутто = ^‘FHbnimo
ИЛИ
τт 3 jp
* брутто — гнетто·
Ввиду небольших нормальных усилий на участ¬
ке 3 перекрытие стыков осуществляется введе¬
нием в работу 2/з или
Ѵ2 всех досок или брус¬
ков настила. При этом
учитывается передача
усилия с доски или
бруска, прерывающихся
в данном месте, соседним
доске или бруску через
арочки (фиг. 16).
Практически ослабле¬
ние гвоздями сжатого и
растянутого продольных
настилов при пользо¬
вании указанными выше
формулами не учитыва¬
ется, так как расчет ве¬
дется по объемлющей
эпюре.
б) Косые настилы
и арочки
Фиг. 16. Расположение ττττ^ττ,οτττ
стыков в продольном Площадь сечения ко-
настиле в третьей зоне сых настилов определя¬
ется по максимальному
сдвигающему усилию SmgiiX на опоре. Усилие S,
отнесенное к й м ширины косого настила, опре¬
делится по формуле:
D = Z = S кг/м. (18)
Необходимое сечение сжатого косого настила:
F_
D
[п_] *
(19)
Необходимое сечение растянутого настила:
F-^нетто — [тц_] * (20)
где D — усилие в сжатом настиле;
Z — усилие в растянутом настиле.
В зависимости от перекрытия растянутого
стыка соседними досками (на Ѵ2 или V, длины
доски):
F<
— F
2 нетто
или 2F.,
Стыки в косом настиле могут иметь располо¬
жение:
а) по арочкам (фиг. 17);
б) по продольному настилу (фиг. 18);
в) смешанное (фиг. 19).
Фиг. 17. Расположение стыков в косом
настиле но поперечному сечению оболочки
Напряжения в арочках проверяются по фор¬
муле:
Фиг. 18. Расположение стыков в косом
пастиле вдоль оболочки
где G2 и Т2 — наибольший изгибающий момент
и соответствующая ему нормальная сила, отне¬
сенные к одной арочке;
W и ІѴ — моменты сопротивления и
нетто брутто 1
площадь поперечного сечения одной арочки
в расчетном сечении.
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
525
в) Гвоздевой забой
При определении гвоздевого забоя весь свод-
оболочка делится на ряд зон (фиг. 20). Зоны
1 и 2 соответствуют бортовому элементу. Расчет
гвоздевого забоя в зоне 1 производится из усло¬
вий:
Фиг. 19. Смешанное расположение стыков
1) перекрытия растянутых стыков бортового
элемента;
2) прикрепления косого настила к доскам бор¬
тового элемента.
Растягивающее усилие на участке 1 в одной
доске:
(-ѴЛ = (^)і5· (^)
На длине 1 м стыка:
(ЛГ+У _ (Гі)і ■ Ь
Іст Іст *
(23)
где Іст — длина стыка;
Ъ — ширина одной доски;
(Ті)іь — усилие, приходящееся на одну не
перерезаемую в стыке доску.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя опре¬
деляется по наименьшему из значений:
Тгв = 304 d2ze; (24)
Тгв = kccdte К]; (25)
Тгв = кМге К], (26)
где dM — диаметр гвоздя;
а — толщина крайней доски;
с — толщина крайней доски;
[д,.] — допускаемое напряжение на смятие
нагельного гнезда.
Ф-ла (24) соответствует работе гвоздя на из¬
гиб, а ф-лы (25) и (26) — работе на смятие на¬
гельного гнезда в средней или крайней доске.
Гвозди в зонах 1 и 2 работают в условиях не¬
симметричного сопряжения.
Рассматривая распределение действующих уси¬
лий на длине стыка, замечаем, что:
1) крайняя доска является крайним элементом
несимметричного сопряжения; следовательно при
расчете гвоздя должно быть принято ка = 0,6;
2) гвоздь в средней доске работает по схеме
1 или 2 в зависимости от того, какую сторо¬
ну стыка рассматривать — правую или левую
(фиг. 21).
Если принять, что сдвигающее усилие S рас¬
пределено на длине стыка равномерно, то срезы
гвоздя будут нагружены в левой половине
стыка силами Ъ и Ъ, направленными
в одну сторону, а в правой половине
стыка — силами - m—- и Ь, направлен¬
ными в разные стороны.
; Зона °
Зона 1
Зона 2 ;
J Зона А
Зона 3
Зона А !
1
1 —
[ Зона 6
Зона 5
Зона в !
1
h ~
tb| Зона 8
||
г
Зона 7,
СП
Зона о
. .. п
j Зона 6
1
Зона 5
Зона 6 j
. I
і Зона А
Зона 3
Зона 4 j
I]- Зона 2
Зона 1
Зона 2 !
LI. L-c
L' С
L-C
]: 4 4, 4 ·
J L
Эпюра усилий Т{
11
■*!
V
I
Эпюра усилий S по длине сбода -
оболочки
ЕГ І
х=0
Фиг. 20. Зоны гвоздевого забоя
526
Μ. Е. КАГАН
Здесь: т — число гвоздей на г/2 длины стыка;
АТгЪ — приращение нормального усилия Тг
на длине стыка, равное сумме сдвигающих уси¬
лий ESb на этой длине.
Более опасной является схема 2. Принимая,
что отношение коэфициентов Л:а = 0,6 и кс =
= 0,4 при несимметричном сопряжении прямо
пропорционально усилиям, приложенным к сре¬
зам гвоздя, имеем для рассматриваемого случая:
0,6
(27)
= kcd„ [raj,
(28)
где приращение нормального усилия на
по луд лине рассматриваемого, стыка, а ТгЪ —
полное растягивающее усилие в доске, перекры¬
вающей стык (Ъ сокращается).
ее небольшого значения на длине участка
определяют допускаемое усилие на гвоздь по
формуле:
Тгв — 0,6 cd [пе1
Необходимое количество гвоздей для прикрепле¬
ния, косого настила к 1 ^ продольного (фиг. 22)
определяется по формуле: '
(т л __ (*ТІ)Ъ
(30)
где Тгв определяется по наименьшему из зна¬
чений: для стыка по фиг. 14а и 15а:
Т» = 3()Ч!; (зі)
Тгв — 0,6аігв [гес]; (32)
ти = °.4ι4« [«Л. (зз)
а для стыка по фиг. 14 и 15:
Тгв — 304di6, (34)
Т гв = 0,5сс£гб. К], (35)
&T.b-Zsb
Tib
sfi szbs2b
I ЛеОыО стык~
Правый стык 1
3'
(7і + ΔΤ) b
=К-ь
s,b szb s3b
I Левый стык
3—Г,
sj) szb szb
ΔΤ1 h- Ls A
~rb-—b
ΔΊi X U
T-Jb
IT, ■
нагрузка срез об гвоздя
6 левом.· стыке
Схема к і
Правый стык "|
Hr
1
1 ~шь
l. .
ΐΚΔ\ί
. \—п
ίίΐ.χ) h
илК
№1
‘ т '
Фиг. 21
причем в последнем случае гвозди сле¬
дует считать двухсрезными.
Ввиду того что обычно один и тот же
гвоздь работает на перекрытие растяну,
того стыка и прикрепление косого на¬
стила к продольному, количество гвоз¬
дей, необходимое в зоне 2, определя¬
ется по наибольшему значению т1
и (m^.. Аналогично определяется не¬
обходимое количество гвоздей в зоне 3.
Зона 3 соответствует растянутой зоне
выше бортового элемента; в ней обычно
., назначают гвоздевой забой двух ти-
пов: тип I—для прикрепления про¬
дольного настила к арочкам в связи с
необходимостью перекрытия в нем ра-
чогруэ'ю срезов гбоздя стянутых стыков (гвозди забиваются
6 правом стыке с продольного настила непосредственно
Схема /Ѵ2 в арочки) и тип II —для прикрепления
косого настила к продольному.
Растягивающее усилие в зоне 3 в
одной доске продольного настила:
Необходимое количество гвоздей на 1 м одной
доски зоны 1 определится по формуле:
(7\)з Ьпі
(36)
_ (*j-лЧ.:*
причем значения Тг +
IcmTtt.
ΔΤi
(29)
где п соответствузгі, способу перекрытия сты¬
ков.
При перекрытиі стыков на х/2 длины доски
ѣ — 2, на Ѵз длины доски
На длине 1 м стыка:
/2 И Т. Д.
и Тгв должны быть
выбраны такими, чтобы они давали наибольшее
количество гвоздей на длине стыка. Для этой
цели можно пользоваться табл. 1, из которой
можно найти максимум тг.
Для упрощения расчета при определении ко¬
личества гвоздей на отдельном участке часто
пренебрегают влиянием величины —95^-1 ввиду
(N±)g
Іст
(Tihbn
Іст
(37)
Усилие для расчета прикрепления доски про¬
дольного настила к арочке:
(N+)g I (Гі)з bnl
где l — расстояние между арочками.
(38)
Таблица 1
Расчет числа гвоздей
№
стыка
I
Нормальное
усилие
(Ті)Ъ
Приращение нормального
усилия
на половине длины стыка
Тгв — ■
0,6
1 + 0,5
ΔΤ\
2Гі
cd [η,
Необходимое количество
гвоздей на 1 м одной
доски зоны 1:
Ті +
ΔΤΧ
Іст Тгв
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
527
Количество гвоздей, необходимое для прикреп¬
ления одной доски продольного настила к одной
арочке, определяется по формуле:
(39)
значений,
w (Т'і)з bnl
mZ 1 rp — 5
Lcm ·*· гв
где за Тгв принимают наименьшее из
определяемых по ф-лам (31) и (32).
Гвоздевой забой для прикрепления косого на¬
стила к продольному определяется по наиболь¬
шему количеству гвоздей, необходимых из
условий:
Количество продольных досок,
на длину стыка косого настила:
m = }сіп_
J Ѵ2Ъ
где Ъ — ширина продольного настила.
Усилие, приходящееся на 1 м одной доски про ¬
дольного настила:
приходящихся.
:(43)
/ с* \ S3nb
(^з)і Г ·
Lcm
(44)
1) прикрепления продольного настила к ко¬
сому и
2) перекрытия стыков в растянутом косом на¬
стиле.
По условию 1 количество необходимых
гвоздей определяется из следующих соображе¬
ний. Приращение нормального усилия, действу¬
ющего в одной доске продольного настила на
1 м длины, составляет (ΔΤλ)ζ Ъп\ при этом в ко-
Количество гвоздей, которое необходимо за¬
бить на 1 м продольного настила:
S3
™з = т-,
1 гв
причем за Тгв следует принимать меньшее из
его значений по ф-лам (31) и (32), где а — тол¬
щина растянутого косого настила.
В зоне 4 количество гвоздей определяется
аналогично. Зоны б, 6У 7 и <5 — сжатые зоны;
количества гвоздей для прикрепления косого на¬
стила к продольному и для перекрытия стыков
в растянутом косом настиле определяются так
же, как и для зоны 3.
г) Прикрепление оболочки к
а р о ч к а м
Прикрепление свода-оболочки к арочкам долж¬
но быть рассчитайо по усилию, определяемому
на основании следующих соображений (фиг. 24).
\Ѵ</гг
причем с соответствует толщине нижнего косого
настила (средний элемент), а — толщине верх¬
него косого или продольного настила (крайний
элемент).
Количество необходимых гвоздей на 1 м про¬
дольного настила определится по наибольшему
из значений:
(wA = i^)ii2L; {40)
Из);= (41)
Ѵі Тгв
По условию 2 максимальное растягиваю¬
щее усилие, действующее в косом настиле в зоне
3 (отнесенное к 1 м продольного настила), равно
S3
У Г ■
Стлки в косом настиле учитываются введением
в работу Ѵм всех досок. Таким образом усилие,
действующее в рабочих досках косого настила,
определится по формуле:
S3n
VI 9
(42)
Фиг. 24
Если принять, как было указано выше, что
нормальные усилия Т2 и изгибающие моменты
G2 воспринимаются арочками, нормальные уси¬
лия Тг — продольным настилом, а сдвигающие
усилия S — косым настилом, то между ароч¬
ками и сводом-оболочкой возникают усилия V.
Эти усилия направлены по касательной к верх¬
нему поясу арочки, причем изгибающие моменты
и поперечные силы от внешней нагрузки, возни¬
кающие в поперечном направлении, должны
уравновеситься моментами и поперечными си¬
лами от сил V.
Полагая, что арочки создают жесткость, не¬
прерывную в продольном направлении, вырезаем
элемент свода-оболочки, прикладываем к нему
продольную нормальную силу [Т*!], касательное
усилие S и усилие F, выражающее воздействие
арочки на рассматриваемый элемент. Проекти¬
руя все силы на ось У, имеем:
2 У = ■$ R de - (5 + ~ dx'j R άθ +
+ Vdx Н άθ = 0, (45)
528
Μ. Ε. КАГАН
откуда:
здесь S — касательное усилие, отнесенное к ши¬
рине 1 м\
V — воздействие арочек на свод-оболочку,
отнесенное к 1 мг.
Если принять расстояние между арочками
равным Ζ, то усилие, возникающее между ароч¬
ками и сводом-оболочкой, будет:
X + I X + I
F'= J Vdx = Г dS. (46)
X X
Итак, усилия, возникающие между сводом-
оболочкой и арочками, равны по величине
накоплению сдвигающих усилий между ароч¬
ками,
Фиг. 25. Непосредственное
примыкание оболочки к тор^
цевой стенке
Необходимое количество гвоздей для прикреп¬
ления арочек к оболочке определится по формуле:
та
У'
т *
1 гв
(47)
где V' соответствует накоплению сдвигающих
усилий между арочками.
Фиг. 26. Примыкание обо·
лочки к торцевому растяну¬
тому или сжато-растянутому
поясу
За Тгв следует принимать меньшее из его зна¬
чений по ф-лам (31) и (32).
Скрепление отдельных досок арочек между
собой рассчитывается по сдвигающим усилиям,
возникающим между досками от действия мо¬
ментов G2; необходимое количество гвоздей оп¬
ределяется обычным способом.
д) Прикрепление оболочки к тор¬
цевой стене
Прикрепление оболочки к торцевой стене мо¬
жет быть осуществлено тремя способами:
1) непосредственным прикреплением оболочки
к торцевой стене (фиг. 25 и 27):
2) устройством растянутого пояса на торцевой
стене (фиг. 26 и 28)
3) устройством сжато-растянутого пояса (Фиг
26 и *32). Ψ
Фиг. 27. Расчетная схема к фиг. 25
Прикрепление оболочки к торцевой стене рас¬
считывается по усилию S, передающемуся с косых
настилов торцевой стене, или по усилию в до¬
сках косого настила на опоре. Необходимое ко-
Фиг. 28. Расчетная схема растянутого
пояса
личество гвоздей на 1 м для прикрепления свода-
оболочки к торцевой стене по длине определяется
по ф-лам (фиг. 29):
или
S
fflq — гр
4 *гв
(48)
(та)к = »
ѵ дис Ѵг ты
(49)
где Тм определяется по формулам для несим¬
метричного сопряжения;
Шд — количество гвоздей, необходимое из ус¬
ловия прикрепления верхнего пояса торцевой
стены к оболочке;
(тд)к — количество гвоздей, необходимое из
условия прикрепления досок косого настила
к торцевой стене.
Растянутый пояс конструируется так, что
косые настилы прикрепляются к пакету досок,
свободно уложенному по торцевой стене, причем ii Устройство растянутого пояса на торцевой стене
свода-оболочки было впервые предложено в СДК ЦНИПО
инж. Леняшиным А. В.
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
529
пакет досок не опирается в пяте. Если прене¬
бречь силами трения, возникающими между
растянутыми поясом и торцевой стеной, то уси¬
лие в растянутом поясе определится по фор¬
муле:
s So
N+ = ^S; (iV+)max = 2 S, (50)
о о
я
где Σ S — сумма сдвигающих усилий на опоре
о
ниже рассматриваемого сечения;
,90 — половина длины дуги (фиг. 30).
Площадь поперечного сечения растянутого
пояса определяется по формуле:
Fнетто = [гц7] * ^брутто ^нетто п· (51)
Количество гвоздей на 1 м, необходимое для
сбивки растянутого пояса, определяется по
ф-ле (52):
т _ JH±K
IT ’
r lcm1 гв
(52)
где (N+)! — усилие в одной доске.
Прикрепление косого настила к растянутому
поясу рассчитывается аналогично прикреплению
косого настила к продольному в зонах 1 и 2.
Ввиду возможности
разгибания растянуто¬
го пояса и отставания
Закон изменения сдвигаю¬
щего усилия S, переда¬
ющегося на торцевый пояс
Усилия в растянутом
поясе:
N = vg
о
Усилия в сжато-растя¬
нутом поясе:
N = Σ S—D
о
Проектируя все силы на направление О
>
2ІѴ sin + dN sin -(. OR άθ = 0, (53
откуда, пренебрегая членом dN sin как беско¬
нечно-малой второго порядка и приравнивая
sin - углу находим:
0 =
N
(54)
где N — усилие в поясе, a R — радиус свода
оболочки.
Растянутый пояс вследствие больших возни¬
кающих в нем растягивающих усилий часто
получается значительного по¬
перечного сечения. Поэтому его
следует делать только в тех слу¬
чаях, когда это вызывается
серьезными конструктивными
соображениями. Для уменьше¬
ния поперечного сечения сле¬
дует переходить к сжато-растя¬
нутому поясу.
При устройстве сжато-растя¬
нутого пояса оболочка при¬
крепляется также к пакету
досок, уложенному на торце¬
вую стену, причем в этом случае пакет досок
опирается в пяте. Опорная реакция О в сжато¬
растянутом поясе может быть определена из
условия равенства нулю суммарной деформации
от сжатия и растяжения пояса.
Деформация элементарной дуги ds = R dO:
\ I
\ЧІ! „
Г 7 ѳ
\ I
\ !
У
Фиг. 31
Is-D
EF
ds.
(55)
Полная деформация дуги:
ΡΣβ-Ό .
J EF ds — 0.
(5в;
Принимая площадь пояса в любом сечении
за постоянную величину, получаем:
J^Sds — Ds=0,
0
Фиг. 30. Эпюры усилий, передающихся на торцевой
пояс, и усилий в растянутом и сжато-растянутом поясе
от торцевой стены его следует прикреплять к по¬
следней в нескольких местах болтами.
Усилие, передающееся на торцевую стену от
растянутого пояса, может быть получено из
рассмотрения элемента ds растянутого пояса
(фиг. 31), к которому с одной стороны приложена
сила N, а с другой — N+dN.
Если пренебречь силами трения между растя¬
нутым поясом и торцевой стеной, то реакция
О торцевой стены направлена радиально.
Деревянные конструкции
но последний интеграл представляет собой пло¬
щадь ω эпюры сдвигающих усилий S на участке
5, следовательно:
D = — . (57)
s
Производя расчет на половине дуги свода-
оболочки, имеем:
so ’
где ω0 — площадь эпюры на половине дуги s0.
34
530
Μ. Е. КАГАН
Усилие N в любом сечении сжато-растянутого
пояса определится по формуле:
8
N = 2 S - О, (58)
О
тое 2 S — сумма сдвигающих усилий до рас¬
сматриваемого сечения.
Подбор сечений в растянутой части сжато-
растянутого пояса производится по формуле:
Fнетто ~ и ^брутто ^нетто * Пш
В сжатой зоне ввиду работы досок впритык
площадь поперечного сечения определяется по
формуле:
-р N—
г брутто [П_] *
Расчет гвоздей в растянутой части сжато¬
растянутого пояса, а также прикрепления обо¬
лочки к поясу производится по способу, анало¬
гичному расчету растянутого пояса.
Фиг. 32. Расчетная схема сшато-растяну-
того пояса
Усилие, передающееся на торцевую стену,
определяется по ф-ле (54):
В сжатой части сжато-растянутого пояса
усилие О отрицательно, поэтому сжато-растяну¬
тый пояс в этом месте следует прикреплять к тор¬
цевой стене болтами по расчету на усилие О.
В случае непосредственного примыкания обо¬
лочки к торцевой стене верхний пояс фермы или
верх торцевой стены нагружен касательными
усилиями S (фиг. 27).
В случае устройства растянутого или сжато¬
растянутого пояса торцевая стена нагружается
радиальными силами (фиг. 28 и 32), на которые
она и рассчитывается обычным способом.
Торцевые стены могут быть осущест¬
влены как из дерева, так и из железобетона и
камня. В первом случае торцевые стены проекти¬
руются в виде ферм или в виде каркасной стены.
Во втором случае — большей частью в виде
каркасной или сплошной стены.
4) Производство работ
Сборка тонкостенных! сводов-оболочек обычно
производится на сплошных лесах (фиг. 33, 34).
По головам стоек лесов устанавливаются про¬
гоны, верхней стороне которых придается очер¬
тание, соответствующее строительному подъему
свода.
По прогонам двигается стремянка (фиг. 35),
служащая для сборки арок. Арки сбиваются на
стремянке гвоздями, после чего готовые арки
устанавливаются в пролете, стремянку пере¬
двигают на новое место и собирают на ней сле¬
дующую арку.
По установленным аркам нашиваются все
рабочие (продольные и косые) настилы, произ¬
водится гвоздевой забой и устраивается кровля
3. Ребристые своды-оболочки
1) Описание конструкции
Ребристый свод-оболочка может быть запроек¬
тирован любого очертания по кругу, эллипсу,
параболе или коробовой кривой, так как ребрами
всегда можно обеспечить своду достаточную
жесткость в поперечном направлении.
1 Указанный метод производства работ был предло¬
жен сотрудником СДК ЦНИПС инш. Ершовым П. Ы.
Фиг. 33. Леса для сборки тонкостенных сводов-оболочек; поперечный разрез
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
531
Свод-оболочка получается наиболее экономич¬
ным и простым в конструктивном отношении при
следующих соотношениях основных габаритных
размеров (фиг. 36):
1)
<5-6;
2) _L — 1
^ L ^ 8 10 *
где L — длина, В — ширина и /— высота свода-
оболочки.
Так же как и тонкостенные, ребристые своды-
оболочки могут проектироваться как по одно¬
рядовой, так и многорядовой схеме.
Конструкция ребристого свода-оболочки за¬
висит:
Поведя иная торцебая
стенка
1) от выбранного типа теплой или х о л о д-
„кровли' в пеРвом случае конструкция
в свою очередь зависит от того, служат ли тепло¬
изоляцией самые настилы или ппименяются
утеплители — фибролит, сфагнит и “ п“
2) от наличия или отсутствия фонаря.*
При теплой кровле без специального утепли¬
теля основными элементами конструкции ребри¬
стого свода-оболочки являются (фиг. 37): 1) ребра
жесткости, 2) кружальные арочки, 3) собственно
оболочки.
Ребра жесткости представляют собой
криволинейные брусья составного сечения с
дощатой сплошной или разреженной стенкой,
располагаемые, как правило, снизу свода-
оболочки в поперечном направлении на рас-
Фиг. 34. Продольный разрез к фиг. 33
Веріниы сЖотрщ пояс
Фиг. 36. Основные элементы
ребристого свода-оболочки
Μ. Ε. КАГАН
532
стоянии 3 — 6 м одно от другого (фиг. 38
и 44).
Ребра имеют двоякое назначение: 1) участвуя
в основной работе свода-оболочки, они воспри¬
нимают изгибающие моменты в поперечном на¬
правлении и обеспечивают жесткость и устой-
серповидного очертания, так как эта форма наи¬
более соответствует эпюре действующих в реб¬
ре изгибающих моментов.
Поперечное сечение может быть коробчатым
(фиг. 44) или двутавровым (фиг. 38 и 39). Послед¬
нее предпочтительнее, так как гвозди, служащие
чивость, 2) при производстве работ они работают
как балки или двухшэрнирные арки (в зави¬
симости от характера опирания), воспринимают
нагрузку от прогонов и настилов и позволяют
обходиться без дорого стоящих лесов по всей
площади свода-оболочки. Обычно ребра делаются
для прикрепления поясов двутаврового ребра
к стенке, работают на два среза.
Верхний и нижний гнутые пояса ребра выпол¬
няются из досок или брусков. Возможно осу¬
ществление ребер и с фанерной стенкой в тех
случаях, когда совершенно исключена опасность
СВ ОДЫ-ОБОЛОЧКИ
533
увлажнения фанеры как в процессе возведения
свода-оболочки, так и в условиях эксплоата-
ции (фиг. 39).
Для того чтобы получить плотное примыкание
свода-оболочки к ребру, в верхнем поясе ребра
делают вырезы для выступающих внутрь свода
досок верхнего сжатого и нижнего растянутого
поясов (фиг. 38 и 39). В ребре устраиваются
стойки жесткости на расстоянии одна от другой,
примерно равном высоте ребра. В пяте ребра,
косых (под углом 45° к продольному и 90°—между
собой) и укладывается по каркасу, образован¬
ному ребрами жесткости, прогонами и вспомо¬
гательными кружальными арочками (фиг. 40,
41 и 42).
Толщину продольного и косых настилов на¬
значают из конструктивных, а иногда и тепло¬
технических соображений.
*Для воспринятия значительных растягивающих
усилий по нижнему краю свода-оболочки и сжи-
Фиг. 39. Ребро с фанерной стеной
Фиг. 39а. Закрепление нижнего пояса ребра свода-оболочки
где пояса ребра почти сходятся, ставится вкла¬
дыш, прикрепляемый к поясам гвоздями.
Ввиду того что нижний пояс ребер жесткости
в основной работе свода-оболочки сжат, для
предупреждения продольного изгиба его уста¬
навливаются подкосы, прикрепляемые к нижнему
поясу ребра и к уложенным по ребрам жесткости
прогонам (фиг. 39а).
Вспомогательные кружальные
а р о ч к и укладываются по прогонам в проме¬
жутке между ребрами. Арочки, прогоны и под¬
косы: 1) образуют каркас для укладки настилов
свода-оболочки при монтаже; 2) увеличивают
жесткость свода-оболочки, а в сжатых зонах по¬
вышают сопротивление его продольному изгибу.
Собственно оболочка состоит обыч¬
но из трех настилов — одного продольного и двух
мающих в шелыге по нижнему краю устраивается
растянутый, а в шелыге сжатый пояс в виде
пакетов продольных досок.
Продольный настил может быть расположен:
1) непосредственно по ребрам жесткости (фиг.
42а), 2) между двумя косыми настилами (фиг.
426). Конструкция по фиг. 426 позволяет доста¬
точно просто осуществить встречный гвоздевой
забой в растянутом борту при полной его тол¬
щине более 20 см (предельная длина проволоч¬
ного гвоздя, употребляема^ в строительстве).
Сверху по настилам укладывается кровля
того или иного типа. Конструкция кровли в ос¬
новном аналогична таковой в тонкостенных
СЕОдах-оболочках.
В том случае, когда устраивают рубероидную
кровлю непосредственно по верхнему косому
Рибероид в 2 слой
Косой заш,итнЬш настал
ПоодолонЬш настил берінегобортоб. эЛемепѣа..
Верхний косой настил
Средний продольн. насгпиЛ „
Ншкнии Косой настил
ПродолРнЬш нісгпил
ниЖнегсПГор.ѵоОогд
элементе
Фиг. 40. Поперечный раэрез ребристого свода-оболочки
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
Μ. Ε. КАГАН
5 36
пастилу, последний должен быть выполнен из
досок шириной не более 10 см. Ввиду того что
это требование усложняет гвоздевой забой, рубе¬
роидную кровлю часто укладывают на специаль¬
ный «защитный» настил из брусочков 12 X 50 мм,
пришиваемых поверх настилов, образующих свод-
оболочку. Защитный настил способствует также
сохранности рабочих частей свода-оболочки. Иног¬
да для той же цели вместо защитного пастила
ней части ставится реже и используется в ка¬
честве верхней полки прогона.
Пустоты, образующиеся между фибролитом
и настилами, сообщаются через осушающие про¬
духи с наружным воздухом и обеспечивают пр0!
ветривание всей конструкции. F
В случае, если из пожарных или других сообра¬
жений нежелательно оставить связи в виде под¬
косов, может быть применен ребристый
РуОероидная кробля
Защитней настил
Ни>книи растянутой
Нижний растянутый пояс
Защитны настіт Обрешетка лад защитный настил
под рубероидную кровлю*
Фиг. 42. Развертка ребристого свода-оболочки
Фиг. 42а
применяют гудронированную фанеру. Во всех
случаях необходимо обеспечить осушающий ре¬
жим кровли.
Снизу свод-оболочка подшивается например
гудронированной (с внутренней стороны) фане¬
рой, которая служит пароизоляцией. Гудрони¬
рованную фанеру следует подшивать обязательно
после полного просушивания свода-оболочки.
Конструкция ребристого свода-оболочки (фиг.
43) при теплой кровле отличается от приведенной
конструкции только тем, что между прогонами
укладывается утеплитель (фибролит, сфагнум
и т. п.). В этом случае продольный настил в сред-
свор - оболочка с двойными реб¬
рами (фиг. 44). Ребра располагаются на рас¬
стоянии, определяемом расчетом, и связываются
между собой поперечными диафрагмами и понизу
сплошной стенкой или решеткой. Такая кон¬
струкция значительно повышает устойчивость
ребер на продольный изгиб и позволяет не ста¬
вить специальных связей в виде подкосов.
Если расположить парные ребра достаточно
близко друг от друга, то в качестве продольных
настилов и прогонов можно использовать доски,
толщину и расстановку которых следует в этом
случае выбирать по толщине и ширине утепли-
<Т>!тг. 43. Конструкция ребристого свода-оболочки при наличии утеплителя
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
Μ. Е. КАГАЛ
•Л 3S
теля. Укладывая утеплитель между ребрами,
получаем в этом случае беспустотиую конструк¬
цию свода-оболочки (фиг. 44) с гладким потол¬
ком. ѵ
При расстоянии между ребрами не более 3—4 м
отпадает необходимость в устройстве промежу¬
точных арочек, так как монтаж оболочки можно
Для предварительного подбора сечения свода-
оболочки можно определять внутренние усилия
пренебрегая работой 'средней части продольных
настилов и учитывая только верхний и нижний
пояса, в предположении равномерного распре-
деления напряжений по высоте поясов (фиг.
45). В этом случае:
Рубероид
Моек и продольного настила
у
г I
+22%
Л
Парные ребро
Фиг. 44. Конструкция ребристого свода-оболочки при парных ребрах
произвести, используя для этой цели ТОЛСТЫЙ Мшах
Продольный настил І = ~»
2) Расчет
Как правило, ребристый свод-оболочку следует
рассчитывать по методам теории упругости, поз¬
воляющим учесть влияние податливости ребер
на распределение нормальных и касательных
усилий в своде-оболочке. Наиболее употреби¬
тельным и простым является метод, предло¬
женный инж. Власовым В. 3. (см. т. IV спра¬
вочника Промстройпроекта, «Перекрытия типа
оболочек»).
При бесконечно-большой жесткости ребер и
симметрии внешних нагрузок относительно про¬
дольной оси свод-оболочка работает как балка на
двух опорах (торцевых стенах).
Чем меньше жесткость ребер, тем сильнее рабо¬
та свода-оболочки отличается от работы балки,
напряжения же в элементах свода-оболочки при¬
ближаются к напряжениям в тонкостенной обо¬
лочке. При несимметричной (односторонней) на¬
грузке растягивающие напряжения в нижнем
бортовом элементе больше, чем при симметричной.
При симметричной нагрузке ребристый свод-
оболочка может быть рассчитан приближенно как
балка г.
1 См. «Приближенный метод расчета ребристых сво¬
дов-оболочек на симметричную нагрузку».
где іѴшах — максимальное нормальное усилие,
действующее в верхнем и нижнем поясах;
е — плечо внутренней пары, равное расстоянию
между центрами тяжести верхнего и нижнего
элементов; размер е может быть принят равным
0,8/—0,9/.
Максимальное напряжение в верхнем и нижнем
поясах определяется по формулам:
„ + *шах .
г нетто
п ^тах
~’ Fбрутто * Ψ
Здесь Fnemino — площадь нетто нижнего растя¬
нутого пояса;
Fбрутто — площадь брутто верхнего сжатого
пояса;
Ψ — коэфициент уменьшения допускаемого на¬
пряжения на сжатие при учете продольного из¬
гиба.
Необходимо отметить, что при таком предва¬
рительном расчете допускаемые напряжения не¬
обходимо понижать на 20—25%, так как действи¬
тельные напряжения по поперечному сечению
свода-оболочки изменяются по линейному за¬
кону и краевые напряжения выше вычисленных.
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
539
Касательные усилия S определяются прибли¬
женно по формуле:
где Q — поперечная сила в данном сечении.
Распределение N и S по поперечному сечению
свода-оболочки показано на фиг. 45.
Фиг. 45
Подбор сечений отдельных элементов ребристых
сводов-оболочек, расположение стыков в них
и расчет гвоздевого забоя производятся по соот¬
ветствующим правилам для тонкостенных сво¬
дов-оболочек. При этом принимается, что нор¬
мальные силы Тг воспринимаются продольным
настилом, касательные усилия S — косыми на¬
стилами, нормальные же силы Т2 и изгибающие
моменты G2, действующие в поперечном напра¬
влении, — ребрами.
Верхний пояс в ребристых сводах-оболочках
следует проверять на продольный изгиб, при¬
нимая за свободную длину расстояние между
ребрами или иными закреплениями. При расчете
в запас прочности криволинейность сжатого
пояса обычно не учитывается; гибкость его опре¬
деляется по формуле:
где I — расстояние между ребрами;
г — радиус инерции сечения сжатого пояса,
определяемый по формуле:
'-Ѵт-
При определении момента инерции и площади
поперечного сечения следует учитывать только
площадь поперечного сечения продольных на¬
стилов..
В случае, если поперечное сечение сжатого
пояса по расчету на продольный изгиб недоста¬
точно, сжатый пояс может быть усилен прогонами
(фиг. 39, 39а и 40), прикрепленными к сжатому
поясу гвоздями.
Расчет вспомогательных элементов (кружаль¬
ных арочек и прогонов) производится только на
монтажную нагрузку, причем путем прикрепле¬
ния кружальных арочек к верхнему сжатому
поясу можно в большей степени увеличить со¬
противление последнего продольному изгибу.
Подбор сечений ребра производится анало¬
гично подбору сечений плоских арок и балок
составного сечения на гвоздях.
При симметричной нагрузке свода-оболочки
нижний пояс ребра сжат. Расчет его на продоль¬
ный изгиб из плоскости ребра при отсутствии
всяких связей или при наличии связи только
в шелыге свода может быть произведен по ниже¬
приведенным формуламг. Формулы выведены
в предположении, что сжимающие силы изме-
1 Указанные формулы разработаны в Госпроект-
стройлегпроме инж. Геништа Л. Н.
няются по длине нижнего пояса ребра по парабо
лическому закону и не учитывают сопротивле
ния стенок ребра.
В случае шарнир
ра к нижнему поясу:
А
Фиг. 46
ого примыкания реб-
—- Сдободное
перемещение
Ьфо
Фиг. 47
а) при отсутствии связи в шелыге (фиг. 46):
Р 6,92ЕІ.
~~ S2 *
б) при наличии связи в шелыге (фиг. 48):
Р _ 15,11-El
Р s2
В случае защемления ребра в месте
примыкания к нижнему поясу;
Фиг. 48 Фиг. 49
а) при отсутствии связи в шелыге (фиг. 47):
р ъмеі .
■^кр S2 ’
б) при наличии связи в шелыге (фиг. 49):
р 30,94ЕІ
~~ «2
В формулах Ркр — критическая сила сжатия
в шелыге свода;
ЕІ — жесткость нижнего пояса ребра из своей
плоскости без учета сопротивления решетки;
s — расчетная длина сжатой ветви, равная
половине длины дуги ребра.
Полное защемление в месте примыкания ребра
к нижнему поясу свода-оболочки можно учиты¬
вать в том случае, если верхний и нижний пояса
ребра в этом месте сходятся и соединены между
собой и с оболочкой, что исключает возможность
поворота нижнего пояса ребра из плоскости
ребра (фиг. 50).
При определении гвоздевого забоя ребристый
свод-оболочка разбивается на несколько зон
(фиг. 51):
зоны 1 и 2, соответствующие нижнему рас¬
тянутому поясу;
зоны 3 и 4, соответствующие средней части
свода-оболочки;
Μ. Ε. КАГАН
δίΟ
зоны 5 и 6, соответствующие верхнему сжа¬
тому поясу;
зона 7 прикрепления косого настила к тор¬
цевым стенам или к торцевому поясу.
Во всех зонах кроме зон би 6 расчет гвозде¬
вого забоя производится по формулам тонко¬
стенных сводов-оболочек. В зонах 5 и 6 необ¬
ходимое количество гвоздей определяется как
Характер деформации 6 плане Упругой линии сжатой
ЬетЬи ,
Длина защемления
ни жнеи бетой
L-расчетная длина сжатой
1 ОетОи на продольный изгиб
Фиг. 50
сумма количеств, определяемых из условия при¬
крепления косого настила к продольному и из
условия сдвига досок по швам при продольном
изгибе.
В последнем случае необходимое количество
гвоздей на 1 м сжатого пояса определяется по
формуле:
rp II9-
1/2 — половина расстояния между ребрами,
а Тгв определяется из условия работы гвоздя
при несимметричном сопряжении элементов.
Необходимое количество гвоздей на 1 м ребра
для скрепления ребер со сводом-оболочкой опре¬
делится по формуле:
где V — касательное усиление, возникающее
между сводом-оболочкой и ребром, в кг/м;
Тгв — допускаемое усилие на гвоздь.
Нижний растянутый пояс
Зона к 2
Зона к 1
Зона к 2
Зона N 4
Зона к 3
Средняя часть
Зона кА
Зона к &
Зона к 5
Верхний сжатый пояс
Зона к 6
Зона N А
Зона к 3
Средняя часть
Зона к А
Зона N 2
Зона к 1
Зона к 2
L-C
L.£ Нижний растянутый пояс
Фиг. 51. Зоны гвоздевого забоя в ребристом своде-обо¬
лочке
При необходимости ребристый свод-оболочка
в отношении гвоздевого забоя может быть разбит
и на большее количество зон.
Забой гвоздей, служащих для скрепления
свода-оболочки с ребром, обычно ведется с про¬
межуточного слоя оболочки, так как длина при¬
меняемых гвоздей, как правило, недостаточна
для проведения забоя сверху.
Расчет и конструкция растянутого или сжато¬
растянутого торцевого пояса аналогичны приве¬
денным для тонкостенных сводов-оболочек.
8) Производство работ
Наиболее совершенным способом возведения
ребристых сводов-оболочек является сборка на
АНг-
Сгл у пеньки _ стремянки.
~бруски X1СГ
Выпуск стоек для
Укрепления блоков
""""on Песочные приборы гр·"
- ^
ΞΞΞ^ΞΞΞ
\Г// \\ I
2^.
4 ^Родбижная башня -
■ стремянка для сбор
ко оснобн каркаса
Ьбодо- оболочки
Фиг. 52. Леса для сборки ребристого свода-оболочки; поперечный разрез
СВОДЫ-ОБОЛОЧКИ
oil
подвижных лесах і (фиг. 52 и 53), заключающаяся
в следующем.
По бортам свода-оболочки располагаются леса
эстакадного типа, служащие опорами для ребер.
Ребра собираются в вертикальном положении
на подвижной башне-стремянке. Башня-стремян¬
ка, конструкция которой показана на фиг. 52 и 53,
движется по рельсовому пути.
Фиг. 54. Песочница, служащая г порой
для ребра при сборке
На башне-стремянке обычно собираются два
ребра и соединяются между собой всеми эле¬
ментами каркаса — прогонами, вспомогатель¬
ными кружальными арочками, подкосами и т. д.
Пяты ребер обычно устанавливают на клиньях
или песочницах (рис. 54), чтобы иметь возмож¬
ность равномерно раскружалить свод. Чтобы
придать своду строительный подъем, ребра рас¬
полагаются на различной высоте.
После того как ребра собраны, производится
нашивка всех настилов свода.
Укладка отеплителя и подшивка ведутся опять
с башни после окончания сборки свода и кро¬
вельных работ.
В случае, если свод расположен на небольшой
высоте и при частой расстановке ребер, послед¬
ние собираются внизу на бойке и затем поды¬
маются на эстакадные леса, расположенные по
продольным сторонам свода. Затем производят
монтаж всех настилов свода, используя ребра
вместо лесов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Инж. Каган М. Е., Свод-оболочка в дереве,
«Строит, пром.» № 2—3, 1931 г.
2. Инж. Каган М. Е., Свод-оболочка в дереве,
«Строитель» № 19, 1931 г.
3. ТУ и Н, Деревянные конструкции и сооруже¬
ния, глава «Свод-оболочка». „ „
4. Инженеры Каган М. Е. и Ершов П. Н.,
Ребристый свод-оболочка, «Строит, пром.» № 1, 1933 г.
5. Инж. Каган М. Е. и Наумов И. И.,
Упругие свойства сводов-оболочек в экспериментальном
освещении, «Строит, пром.» № 3, 1933 г.
6. Инж. Каган М. Е., Тонкостенный свод-обо¬
лочка в дереве, «Строит, пром.» № 6, 1934 г.
1 Сборка ребристого свода-оболочки на подвижных
лесах разработана в СДК ЦНИПС инж. Ершовым П. Н.
542
А. Б. ГУБЕНКО
7. Инженеры Каган М. Е., Ершов П. Н.,
Губенко А. Б.,. Духовный, Цыпленков
И. А., Ребристый свод-оболочка, Госстройиздат, 1935 г.
8. Инженеры Ершов П. Н., Каган М. Е.,
Цыпленков И. А., Испытание модели свода-обо¬
лочки пролетом L = 200 м, «Стройиндустрия» № 1,
1935 г.
9. Инж. Каган М. Е., Свод-оболочка, «Строй¬
индустрия», т. VII.
10. Инженеры Большаков В. В. и Каган
М. Е., Основы расчета деревянных конструкций, «Строй¬
индустрия», т. VII.
11. Инж. Флик К., Деревянный свод-оболочка,
«Строит, пром.» № 1, 1933 г.
12. Гвоздев А. Ά., К вопросу расчета цилинд¬
рических сводов-оболочек, «Строит, пром.» № 1, 1933 г
13. Власов В. 3., Новый метод расчета тонко¬
стенных призматических складчатых покрытий и обо¬
лочек, Госстройиздат, 1933 г.
14. Проф. д-р-инж. Пастернак П. Л., Прак¬
тический расчет складок и цилиндрических оболочек
с учетом изгибающих моментов, «Проект и стандаот»
№ 1, 1933 г. км рі>
15. Dr.-Ing. aru b er E., Berechnung Prismati-
scher Scheibenwerke, Abhandlungen Internationale Ve-
reiningung fur Briickenbau und Hochbau, Bd. 1.
Инж. А. Б. ГУБЕНКО
IV. ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА РЕБРИСТЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК НА
СИММЕТРИЧНУЮ НАГРУЗКУ 1
В основу приближенного расчета ребристых
сводов-оболочек положены следующие пред¬
посылки:
1) ребристый свод-оболочка 2 при симметрич¬
ной относительно оси поперечного сечения обо¬
лочки нагрузке работает как балка;
2) нормальные усилия вдоль оболочки Тг
воспринимаются продольными настилами, а ка¬
сательные усилия S — косыми настилами;
3) нормальные усилия Т2 и изгибающие мо¬
менты М\, возникающие в поперечном направ¬
лении, воспринимаются ребрами.
Работой самой оболочки в поперечном направ¬
лении ввиду значительно большей жесткости
ребра пренебрегаем.
1. Определение моментов — статического,
инерции и сопротивления — поперечного
сечения оболочки
В расчет вводятся только продольные настилы
с учетом их ослабления (в растянутой зоне сты¬
ками и гвоздями, в сжатой
зоне—только гвоздями).
Статический момент эле¬
ментарного отрезка круго¬
вого кольца постоянной
ширины относительно ди¬
аметра X — X (фиг. 1) опре¬
делится по формуле:
dCx = Rh dyjR cos ψ =
= R2h cos ψ dip;
интегрируя, находим:
Cx = j R'h cos ψ dip=R2h (sin an — sin aw—1), (1)
аП— 1
где R — радиус кольца;
/? — толщина кольца; остальные обозначения
ясны из фиг. 1.
Момент инерции элементарного отрезка
кольца относительно его диаметра:
dlx = R diphR2 cos2 ψ;
1 Приближенный метод расчета ребристых сводов-
оболочек был предложен Коченовым В. М. в графоана¬
литическом виде (см. «Проект и стандарт» № 2, 1935 г.).
Аналитический метод разработан автором настоящей
статьи прим нительно к сводам-оболочкам кругового
очертани··.
8 В дальнейшем ребристый свод-оболочка называется
для краткости оболочкой.
8 Для удобства здесь принято обозначение момента
черев М2, а не Gz, как обычно.
Интегрируя, находим:
ап
Ix= J R3 * * * * 8k cos2 φ dip —
On— i
jfsji ^ an an— i j sin 2an — sin 2α^_ι|
= ψ + ψ (sin 2an - sin 2an_1), (2)
где F — площадь отрезка кольца.
Решив задачу для кругового кольца, перейдем
к действительному сечению оболочки.
Рассмотрим оболочку с фонарным вырезом
(фиг. 2) как более общую конструкцию, от ко¬
торой уже нетрудно перейти к оболочке без фо¬
наря.
Ввиду симметрии сечения и нагрузки произ¬
водим расчет для половины оболочки, взятой по
одну сторону от вертикальной оси симметрии.
Принятые обозначения показаны на фиг. 2.
Расчетная толщина оболочки h определяется
по сечению нетто продольных настилов с учетом
их ослаблений (см. выше).
Статический момент половины по¬
перечного сечения оболочки относительно оси
X — ж по ф-ле (1):
Сх = 2 R*hi‘ (sin “и - Sin an-l) =
= R2 [hx (sin ax — sin a2) + h2 (sin a2 — sin a4) +
+ //3 (sin a4 — sin a6)].
Рабочая площадь поперечного сечения
оболочки:
Fнетто = 2 = a 1^1 Η" аФ>2 H" a3^3*
ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
543
Расстояние центра тяжести поперечного сече¬
ния от горизонтального диаметра:
z =- Сх
р нетто
~ 7g^Pl(Sillqi~Sin °2^~^2 ^Sin a2~sinof4)+^3 (Sina4—Sin a5)!
L P нетто -I
(3)
Момент инерции Ix поперечного
сечения относительно горизонтальной диамет¬
ральной оси x — x по ф-ле (2):
іх=2[Т + 5in2qw~-4Sin2gw--1 · r*k] =
Я2 + -і- В3 [йх (sin 2ax — sin 2 a2) +
= — F
2 нетто
+ й2 (sin 2a2 — sin 2a4) + A3 (sin 2a4 — sin 2a5)]. (4)
Момент инерции /0 поперечного сечения
относительно оси 0 — 0, проходящей через центр
тяжести сечения:
1 о = Fнетто (у ~ *о) +
+ -у і?3 [&! (sin 2ах — sin 2a2) +
+ /га (sin 2a2 — sin 2a4) + hz (sin 2a4 — sin 2a6)]. (5)
Моменты сопротивления We и WH
поперечного сечения для верхней и нижней
кромок поперечного сечения оболочки:
W = J° W -5
6 R cos as — z0 ’ M Zo — R cos az
(6)
2. Определение расчетных усилий
Изгибающие моменты в ребристом
своде-оболочке определяются, как для балки
соответствующего сечения, по обычным формулам
строительной механики в зависимости от усло¬
вий закрепления на опорах.
В частности для свободно лежащей на двух
опорах (торцевых стенах) оболочки, загруженной
равномерно распределенной по пролету симме¬
тричной нагрузкой:
^шах=2Г> (?)
где L — пролет оболочки, равный расстоянию
между торцевыми стенами;
q — половина полной расчетной нагрузки
,на погонную единицу пролета оболочки.
Краевые напряжения:
Λ/Γ
(8)
м.
л+шах —
шах .
Wu ’
^тах
с W*
1 Половинная нагрузка введена для возможности
пользования выведенными выше формулами, найден¬
ными для половины поперечного сечения оболочки.
Нормальное усилие, действующее
на участок /с, определится по формуле:
macw
Τι = akhk
hk — размеры
'и __J
Jo ’
поперечного
(9)
сечения
где ah и
участка;
rk — расстояние центра тяжести участка до
нейтральной оси (фиг. 3);
АСу) = akhkrk — статический момент рассмат¬
риваемого участка (без выше- или нижераспо-
ложенной части) относительно нейтральной оси;
М и /0 имеют прежнее значение.
Сообразно с изменением изгибающих моментов
М усилия Тх изменяются вдоль оболочки по пара¬
боле или иному закону.
Сдвигающее ус и*
л и е £, действующее в
косых настилах, в любой
точке поперечного сече¬
ния оболочки, характе¬
ризуемой углом ψ, опре¬
деляется, как для балки,
по обычной формуле:
QCy,
S =
ψ
ΤΓ· (10)
где Q — перерезывающая
сила в данном сечении;
Су> — статический момент площади попе¬
речного сечения (продольных настилов), сдвигаю¬
щейся в точке, определяемой углом ψ относи¬
тельно нейтральной оси 0 — 0 и расположенной
соответственно выше или ниже данной точки
(фиг. 3).
Сдвигающее усилие в произ¬
вольной точке верхнего пояса,
находящейся под углом y>z к вертикали (фиг. 4):
і">
Максимальное сдвигающее усилие в нижней
точке верхнего пояса:
£3 = % «А [R cos — 20) · (12)
Аналогичные формулы нетрудно получить и
для нижнего пояса (бортового элемента).
Сдвигающее усилие ^ в средней
части поперечного сечения оболочки (между
поясами) складывается из влияний собственно
средней части S'2' и постоянного слагаемого от
сдвига верхнего пояса Sz:
s2v= Si + st = «А (л cos Si+i - *)+S3.(13)
Максимальное сдвигающее усилие в косых
настилах по нейтральной оси поперечного сече¬
ния 0 — 0 получим из ф-лы (13), подставляя
значения щ = Ѵ>о и ах= & (Ψο ~ а4І‘
Сдвигающее усилие Sk' между участ¬
ком к поперечного сечения продольных насти¬
лов и косыми настилами (например для подсчета
необходимого числа гвоздей) может быть опре¬
делено по ф-ле (10):
где АСу, — статический момент только рассматри
ваемого участка к без выше (или ниже) располо¬
женной части.
544
А. Б. ГУБЕНКО
Вычисления для определения величин /0,
АС С
'и и Ίο Удо^но свести в таблицу следующего
вида:
№ сечений
Момент инерции определится по ф-ле (5):
*0 = нетто (“2" ^ Н—-β3^] (И)·
АС С
Вычисление значения —, а также ~ по-
ѵ іо ІО
казано в графах 12 — 17.
2
Длина грани ап в м
3
Толщина грани hHemm0 в м
4
ап- hn = Fn в м*
5
И 1
II
II
в
6
sin о
7
sin 2 α
8
sin ап — sin αη_ι
9
sin 2αη — sin 2αη_ι
10
hn (sin an - Sin an_i)
1.
12
/In(sin 2an - Sin 2an_!)
°n + an—1
2
1
13
'n + °n-l
cos 2-
14
an + an—1
R · cos -
15
_ η + an—1
R · cos 2 z0
16
Fn I "n + an-l \ (15).(4)
/0 ” lo~\RCOS 2 V= Io
17
(16)
ІС
Величины Σ в графах (5) и (17) означают
сумму величин по вертикали указанных в скоб¬
ках граф.
Согласно ф-ле (3):
Д2І) (Sinaw —sinaM_i)β2Σ(10)
0 Fнетто Σ (4) *
где 27(10) и 27(4)—сумма величин по вертикали
граф 10 и 4.
3. Расчет ребер жесткости
Усилия, действующие на ребро жесткости,
слагаются из внешних сил, равных приращению
перерезывающей силы на длине I (расстояние
между ребрами) и уравновешивающих их сдви¬
гающих усилий F, возникающих в местах со¬
прикосновения ребер с оболочкой г.
Ввиду принятой нами симметричной схемы
сил каждая половина ребра может быть рас¬
считана, как консоль, защемленная в шелыге.
1) Определение внешних сил, действующих па
ребро
Ввиду того что сечение ребра жесткости за¬
ранее неизвестно, предварительно для удобства
расчета изгибающие моменты, нормальные и по¬
перечные силы относим к срединной плоскости
оболочки.
Для примера рассмотрим работу ребра под
действием: 1) собственного веса оболочки, 2) сне¬
говой нагрузки, равномерно распределенной
по плану, и 3) краевых нагрузок. При расчете
влияние кривизны бруса не учитываем вслед¬
ствие большого значения отношения радиуса
R к высоте сечения ребра.
Собственный вес оболочки слагается
из: а) равномерно распределенной нагрузки и б)
сосредоточенных нагрузок от поясов.
Равномерно распределенная
нагрузка составляется из весов одного
сплошного продольного и двух косых настилов
и разных конструктивных элементов (ребер,
промежуточных арочек, прогонов и т. п.), вес ко¬
торых для упрощения принимается равномерно
распределенным по поверхности оболочки.
Равномерно распределенная нагрузка на 1 пог. м
ребра:
9 = 9ι (14)
где I — расстояние между ребрами жесткости;
дг — равномерно распределенная нагрузка
на 1 м2 поверхности свода-оболочки.
Сосредоточенные нагрузки на ребро от веса
поясных элементов могут быть определены по
формулам:
Р3 = Р'гі
Р> = Р’гі, (15)
где Р3' и Р2' — вес верхнего и соответствующего
нижнего поясных элементов на 1 пог. м пролета
свода-оболочки (за вычетом веса одного про¬
дольного и двух косых настилов, учтенных уже
при подсчете равномерной нагрузки).
Снеговая нагрузка на 1 пог. м го¬
ризонтальной проекции ребра определяется по
формуле:
Р = Рт1> ■ (1G)
где Pm — снеговая нагрузка на 1 м2 плана.
Краевые нагрузки составляются из
сосредоточенных нагрузок, приложенных к реб-
1 См. «Своды-оболочки».
545
ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
ру: а) от собственного веса фонаря со снегом на
нем Р4, б) от собственного веса горизонтального
открылка со снегом на нем Рг и пр.
Реактивными силами, возникаю¬
щими по линии соприкасания ребра с оболочкой
и уравновешивающими приложенные к ребру
нагрузки, являются касательные силы F, опре¬
деляемые по формуле:
Фиг. 5. Схема нагрузки на ребре
Здесь Δ Q — приращение поперечной силы в обо¬
лочке, равное внешней нагрузке, приходящейся
на рассматриваемую половину ребра.
В данном случае:
*Q= 9S'+ Ρδ + Σ^’
где s' и Ъ — соответственно длина загруженного
участка дуги поперечного сечения оболочки и
проекция этого участка на горизонтальную ось.
Таким образом получаем схему нагрузки реб¬
ра жесткости, представленную на фиг. 5.
2) Определение изгибающих моментов, нормаль¬
ных и поперечных сил в ребре жесткости
Моменты М, изгибающие ребро выпуклостью
: вниз, считаем положительными, выпуклостью
вверх — отрицательными. Нормальные силы Т,
вызывающие растяжение, считаем положитель¬
ными, сжатие — отрицательными.
Поперечные силы Я, действующие от центра
сечения оболочки, считаем положительными,
к центру — отрицательными.
Определение Т, Я и М от сосре¬
доточенных сил. Если рассматриваемое
сечение характеризуется углом 0 (фиг. 5), то
нормальная сила:
тР=sine2-P; (is)
поперечная сила:
ЯР= cos Ѳ 2 (19)
Изгибающий момент МР определится по фор¬
муле:
Мр = — 2 Рк (г* “ Я sin0) =3
=-2рл + Р7Ѵ
где tk — расстояние силы Рк до вертикальной
оси симметрии;
У, РЖ означает таким образом сумму момен¬
тов всех сосредоточенных сил, лежащих слева
от рассматриваемого сечения относительно ше-
лыги.
Если сечение, относительно которого берется
момент, находится в пределах фонарного выреза,
то выражение для МР имеет вид:
Мр = — R(PX sin αλ + Pz sin ^L±J.2 -{-
+ P3 sin + pt sin a5) + RTp; (20)
(обозначения — по фиг. 5).
При определении Τ', Я и M для всех сечений
учитываются только грузы, лежащие слева от
сечения.
Определение Г, Я и М от нагруз¬
ки д, равномерно распределенной по
поверхности оболочки. Если сечение,
характеризуемое углом 0, находится в пределах
нагрузки, то, обозначив верхний расчетный пре¬
дел нагрузки через aw, получим ап = 0; в про¬
тивном случае ап = а5 (фиг. 6). В общем слу¬
чае:
Тд = д (а, — ап) R sin0;
Нд = 9 (а,-а,)* сов в; (21)
а1
Мд = — J gRdtpR (sin ψ — sin 0) =
an
= — gR2 [cos an — cos at — (ax — an) sin 0] =
= — [gR (cos an — cos аг) — Tg] R. (22)
Определение T, Ни M от нагрузки p,
равномерно распределенной по пла¬
ну. Заменив всю нагрузку сосредоточенной си¬
лой .P, получим формулы (фиг. 7):
Рр = pR (sin ах — sin an); (23)
Тр = pR (sin аг — sin an) sin 0; (24)
Hp = pR (sin ax — sin an) cos 0; (25)
M„= -pR (sin a,—sin a„) R (slnoi+sln °”>+ДГу=
= -ψ (sin2 «, - sin2 a„) + RTp- (26)
Определение Tt Я и M от каса¬
тельных усилий V. Предварительно
определим моменты, нормальные и поперечные
силы для отрезка кругового кольца толщиной k.
ограниченного пределами Я и Д + γ (фиг. 8),
35
Деревянные конструкции
546
А. В. ГУБЕНКО
Элементарное сдвигающее усилие на площадке
под углом гр: 4
^Ηαψ=ττ(ψ-λ)Μ (cos *±-Л - *) X
X Rdy) [см. ф-лу (11)],
где к = Zn — расстояние от центра тяжести
до диаметральной оси.
Определение Тѵ. Элементарная нормаль¬
ная сила:
dTv = dV cos (ψ — Ѳ);
Л+у А+у
Τν = J dV cos (у — θ) = j (V — A) X
л Ί
X (cos £+?-*) cos (у-θ)#.
Для решения приведенного интеграла необхо¬
димо: а) раскрыть скобки,
ѣ) заменить произведения ко¬
синусов суммой по формуле:
cos а · cos β =
COS (а + β) + COS (а — β) .
“ 2
с) решить полученные инте¬
гралы вида J sin X · cos
по формуле:
J udv = uv — J V du.
Произведя указанные действия, получаем:
А+У
j (ψ — λ) (cos^i-A — A:) cos (ψ — Q) dip =
= j T ^ sin b -y- cos—2 +
. V» — Л — 20 , 0 у —A—20
+ sin - b 2 COS 5
Определение Mv;
А+У
dMv =J dV [1 — cos (ψ — 0)] R =
λ
Л+у А+у
= i?J* dV — Rj dV cos (γ> — 0) =* Д (Л — Τφ),
л л
где Л — арифметическая сумма сдвигающих уси¬
лий в пределах рассматриваемой дуги:
Л+у
А = I “^7“ й (ν’ — А) (cos-^+c — к) dip =
л '
2/о
(29)
Сравнив выражения для Тѵ и Нѵ с ф-лой (29),
получим:
rt = A cos 4A+3;~49 ; (30)
Hv = A sin «+ЗУ-49 ; (31)
Mv = R (A — Tv).
(32)
Решив задачу в общем виде, перейдем к рас¬
сматриваемому сечению (фиг. 4 и 5).
Верхний бортовой элемент: Λ = а5;
у = α4 — α5.
Учитывая принятое правило знаков по
ф-лам (29) — (32), получаем:
А\ =
AQRhzdz ( 505 + 3ct4
о /» \ СО 5 й к j ,
Ц5 + Зд4 — 40 .
2/о V 8
ТІ = — Ао COS
_ * sin 3* + bzg? _ Λ sin _
о 2
— k\p sin (ψ — 0) — к cos (v> — 0) +-
i Л + у
+- Aftsin (^ — 0) J ^
Подставив пределы и заменив sin через
^что вследствие малости углов — дает незначи¬
тельную ошибку), получим г:
4 > (33)
Щ — — sin ~s—+—+ (34)
Ml=R(A3-Tl). (35)
Нижний бортовой элемент. Д = а,;
У = а i — а*.
А =
^IQjRhiai
2І0
(*-
COS
5αχ + 3дй\ .
8
)=
(36)
Т\ = — А1 cos 01 + 3°2 ~4 ■■; (37)
Я? = — А , sin -1 + Ззг - 46 ; (38)
M\ = R{Al — T\). (39)
Тѵ = · cos 4Л+34у~4() (cos 82±i? - Λ), (27)
где а — длина дуги.
Определение
sin [ψ — Ѳ);
Л+у
Я, = J (у - А) (cos - ή sin (ψ-θ)άψ.
Λ
Решая интеграл аналогично предыдущему и
заменив, как и выше, sin через получим:
Нѵ = W . sin «±*=Je- _ ку (28)
i Более подробно см. статью автора в труде «Ребри¬
ты іі свод-оболочма». Госстройиздат, 1935 г.
Средняя часть. Благодаря положению
средней части между бортовыми элементами
сдвигающее усилие, а следовательно и Т\, Щ и
М\, складывается в нем из двух частей: 1) вли¬
яния собственно средней части и 2) влияния
бортового элемента.
Влияние собственно средней части, определя¬
емое по ф-лам (25) — (32) (при λ= α4; γ — а2— а4),
дает:
A2=AQ^h2ai (cos5a+3a2 ή ;
(40)
П = - Л2 COS ;
(41)
Н\ — — Л а sin β
(42)
= R (At - ΤΙ)
(43)
ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
64 Г
Влияние верхнего бортового эле¬
мента дает:
= -Qa/o^ (cos!!t±S _ *) [см. ф-лу (12)]; (44)
At = a, - £3 = (cos “» +-Л _ Α;); (45)
Tl=-At cos (2t+a-e);
aj = -^4sin(^±^-e); (46)
M\ = R (At — T\). (47)
Суммируя все участки, получаем:
Tv = Tl + Tl + Tl + Tl = - (.4j cos °1±1°<LzA° +
+ A3 cos a4 + 3°2~49 + A3 cos as + 3°4--49 +
+ At cosa2±-a‘-=^); (48)
щ = щ + щ +Hi + Hi =
= - (a, sin + A3 sin 04134“2 - 49 +
+ A3 sin -5-±i^4~ + A4 sin aA±°4—° ; (49)
MV=R (Аг + A3 + A3 + A4- T,), (50)
где величины Alf A2, A3 и A4 определяются
по ф-лам (36), (40) и (45). Схема расположения
сдвигающих усилий по ребру показана на
фиг. 5. Этими формулами можно непосредственно
пользоваться только для сечений, лежащих в пре¬
делах фонаря; здесь, как и при других нагруз¬
ках, необходимо учитывать только силы, лежа¬
щие снизу от сечения.
Суммарные усилия и моменты от всех нагрузок
представляются в виде:
Г = ГР+Г, + Т„ + Т,; (51)
Н = НР + Нд + Нр + Нѵ; (52)
М = Мр+Мд + Мр + Мѵ. (53)
3) Расчет ребра жесткости на монтажную на¬
грузку
На монтажную нагрузку ребро рассчитывается
обычно, как балка, свободно лежащая на двух
опорах; возможна в некоторых случаях при
соответствующем устройстве опор и арочная
(распорная) схема работы ребра при монтаже.
Рассмотрим случай монтажной нагрузки ребра
собственным весом оболочки (фиг. 9).
Опорные реакции:
в= 2 Р + a.) -Pur (54>
где Рівр — временная нагрузка (снег) на фо¬
наре. Временную нагрузку на открылках Р1вр из
опорной ; к",ии не вычитаем, поскольку на
окончательных результатах это не отражается,
и в то же время позволяет использовать полу¬
ченные ранее формулы.
Для сечения, определяемого углом 0, получаем:
нормальная сила:
Тх=-ВзтѲ + ТР+Тд; (55)
изгибающий момент:
Мм = В (sin аг — sin Ѳ) В — МР — Мд, (56)
где величины МР, TQ и М„ определяются по
ф-лам (18) — (22).
Выведенные формулы справедливы для всех
сечений ребра в пределах от его нижней точки 1
до края фонарного выреза (точка 5). В пределах
фонарного выреза момент остается постоянным
(равным таковому в точке 5), а нормальная сила
равна нулю.
Все вычисления для расчета ребра жесткости
удобно свести в таблицу следующего вида:
1
№ сечений
2
Ѳ
3
sin θ
4
Тр = ΣΡ sin 0
5
Tg = gR (αχ — an) sin 0
6
Tp= ; R (sin αχ — sin an) sin 0
7
Аз cos (* + *4__β)
8
A2cos(°4+43a2 ·)
9
a, COS (°4+3a2-e)
10
A4cos(°4+a2 β)
11
T„ = - [(7) + (8) + (9) + (10)1
12
T = (4) + (5) + (6) + (11)
13
MP — — [ΣΡ Sina - (4)] R
14
Mg = — [OR (COS an — COS αχ) — (5Ц R
15
Mp — — (Sin? αχ — Sin2 an) — (6)J R
16
Μυ = [ΣΑ - (U)! R
17
M = (13) + (14) + (15) + (16)
18
Мм= В (sin αχ — sin 6W) R - (13) — (14)
19
Tm= ~[B Sin Bn - (4) - (5)]
35*
548
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
При всех вычислениях необходим) иметь в
виду, что учитываются только нагрузки, лежа¬
щие ниже рассматриваемого сечения.
4. Расчет торцевого пояса
Предпосылки, положенные в основу расчета
торцевого пояса, те же, что и для пояса тонко¬
стенной оболочки (см. статью «Своды-оболочки»),
а именно:
1) торцевой пояс представляет собою гиб¬
кий элемент (веревочную нить), могущий вос¬
принять только усилия, нормальные к его сече¬
нию;
2) в случае сжато-растянутого варианта пояса
суммарная деформация всего пояса равна нулю;
3) сечение пояса по всей его длине постоянно;
4) трение между поясом и торцевой стеной
в расчете не учитывается.
Растянутый пояс не имеет опор в пятах и ле¬
жит на торцевой стене подобно нити на блоке.
Сжато-растянутый пояс опирается в пятах
на торцевую стену (колонны) и работает в верх¬
ней части"на растяжение, а в нижней — на сжа¬
тие.
Расчетные формулы для ребристого свода-
оболочки не будут отличаться от таковых для
тонкостенного свода-оболочки.
Усилие в произвольном сечении растянутого
пояса получается как алгебраическая сумма сдви¬
гающих усилий ниже рассматриваемого сечения и
равняется площади нижележащей части эпюры
сдвигающих усилий (см. статью «Своды-оболоч¬
ки», фиг. 30):
5 = Σν
Максимальное усилие в шелыге торцевого
пояса равно всей площади эпюры S на половине
поперечного сечения свода-оболочки.
Усилие в произвольном сечении сжато-рас¬
тянутого пояса, характеризуемом углом ук
Здесь D = —,
а
где а — длина полудуги.
Давление пояса на торцевую стену:
Здесь О — распределенное на торцевую стену
давление от пояса;
U — усилие в рассматриваемом сечении
торцевого пояса.
Расчет торцевого пояса удобно свести в таб¬
лицу следующего вида:
1
1
№ сечений
2
Длина грани ап е м
3
Сдвигающая сила S в т[м
4
Sn_i + Sn _
2 ап Вп в т
5
ΣΒη в т
6
ΣΒη_}+ΣΒη
2 ап в тпм
7
U = ΣΒη — DBm
8
Λ и
О = в тім
Jti
Опорная реакция D определится как частное:
2X6)
D =
Σ&) ’
где 27(6) и 27(2) означают сумму величин соот¬
ветствующих граф по вертикали.
Иною. В. 3. ВЛАСОВ и мною. А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
V. РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
1. Моментная теория. Диференцеальпые
уравнения
Общая теория работы тонкостенных оболочек,
как и теория изгиба пластинок, построена на
предположении, что прямолинейный элемент,
взятый по толщине оболочки нормально к ее
срединной поверхности, остается прямым и нор¬
мальным к этой поверхности во все время про¬
цесса упругих деформаций. Такое допущение
приводит к линейному закону распределения
нормальных напряжений и напряжений сдвига
оболочки по толщине ее. Исходя из этой гипоте¬
зы, можно заменить однородную тонкостенную
оболочку эквивалентной ей по механическим
свойствам и геометрическому очертанию средин¬
ной поверхностью. Сделанное предположение,
соответствующее гипотезе плоских сечений в
элементарной теории изгиба балок, значительно
упрощает исследование тонкостенных оболочек,
сводя его к исследованию упругих поверхностей.
Задача статического расчета тонкостенного
свода-оболочки как упругой поверхности в ко¬
нечном счете сводится к отысканию такого на-
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
549
пряженного состояния ее, которое в каждой
точке этой поверхности удовлетворяло бы усло¬
виям равновесия и условиям совместности ли¬
нейных и угловых деформаций.
Ниже мы остановимся на исследовании свода-
оболочки кругового очертания, выполняемого
из дерева наиболее часто.
Введем обозначения: R — радиус дуги оболоч¬
ки; 20 —центральный угол дуги; 21 — пролет
оболочки; h — толщина его.
Отнесем срединную поверхность оболочки к
цилиндрической системе координат, по которой
положение любой точки А срединной поверх¬
ности может быть задано двумя координатами:
расстоянием х по образующей цилиндра и рас¬
стоянием s по дуге его, отсчитываемыми от плос¬
костей симметрии оболочки (фиг. 1).
Для получения элемента оболочки мысленно
проведем вдоль и поперек ее по два параллель¬
ных сечения, отстоящих друг от друга на беско¬
нечно-малых расстояниях dx и ds. Выделенный
таким образом элемент представляет собой па¬
раллелепипед, высота которого h — величина
конечная, а стороны основания dx и ds могут
быть взяты сколь угодно малыми. Для составле¬
ния уравнения равновесия элемента оболочки
необходимо ввести еще подвижную систему
координат. Начало этой системы выберем в точ¬
ке А (х\ s), а оси ее X, Y и Z направим соответ¬
ственно по образующей, касательной к направляю¬
щему кругу (фиг. 2) и внутренней нормали.
Следуя методу сечений, мы должны действие
оболочки на выделенный элемент заменить эк¬
вивалентной ему системой сил, которую легко
представить в виде пары сил и силы, приложен¬
ной в центре тяжести каждой грани элемента.
Будем искать не самые силы, а компоненты их
по трем взаимно перпендикулярным осям той
площадки (грани), в центре тяжести которой
они приложены. В результате такого разложе¬
ния на каждую грань элемента, вообще говоря,
будут действовать три силы и три пары, распре¬
деленные по линии пересечения грани средин¬
ной плоскостью параллелепипеда и направлен¬
ные по двум осям, лежащим в плоскости грани, и
одной—перпендикулярной к ней. Так как порядок
измерения сторон элементарного параллелепи¬
педа различен (при конечной высоте его h стороны
основания его dx и ds бесконечно-малы), то одна
из составляющих пары каждой грани — кру¬
тящий момент с вектором, направленным по оси Z
подвижной системы координат, — представляет
собою бесконечно-малую величину высшего по¬
рядка, и при составлении диференциальных урав¬
нений равновесия ею можно будет пренебречь.
Каждая грань элемента подвергается теперь
действию пяти силовых факторов: трех сил —
нормальной Т9 поперечной N и сдвигающей S—
и двух моментов: изгибающего и крутящего.
Вследствие постоянства толщины h перечис¬
ленные выше силы и пары можно выразить через
элементарные усилия того или иного измерения,
отнесенные к единице длины грани элемента
оболочки; в принятых для них обозначениях
припишем внизу индекс 1 для сил поперечного
сечения. Аналогично усилия, приложенные по
площадкам продольного сечения, будем отмечать
индексом 2.
fads
Фиг. 3
Положительные направления этих сил пока¬
заны на фиг. 2, моменты G и Я будем считать
положительными, если их векторы совпадают
с положительными направлениями сил (фиг.
3 и 4).
Так как внутренние силы оболочки являются
функциями координат рассматриваемой точки
ее, то при переходе от одной грани элемента к
другой, противоположной ей, одноименные уси¬
лия будут отличаться между собой на некоторые
частные диференциалы.
Помимо внутренних сил оболочки на выделен¬
ный элемент ее будет действовать еще внешняя
нагрузка, которая в общем случае также является
функцией координат хи s.
Обозначим нагрузку, приходящуюся на еди¬
ницу поверхности оболочки, через q (х\ s).
Эту нагрузку разложим по осям подвижной
системы координат и полученные таким образом
компоненты обозначим через X, Y и Z.
Вследствие того что напряженное состояние
оболочки рассматривается в пределах упругих
явлений, деформации ее, очевидно, будут малы
по сравнению с основными размерами оболочки,
и при составлении уравнений равновесия выделен¬
ного элемента мы эти деформации учитывать не
будем. Работа оболочки при таком допущеніи]
весьма мало отличается от действительно! рабо¬
ты ее; с другой стороны, оно сохраняет в силе
принцип независимости действия сил и приводит
в конечном счете к линейным диференциальньш
уравнениям.
550
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
Проектируя силы на оси X, Y и Z подвижной
системы координат и приравнивая суммы проек¬
ций нулю при обозначениях, указанных на фиг.
3 и 4, получим следующие уравнения равнове¬
сия:
Σχ = 0:
(?’ 1 + 1ΪΓ dx)ds ~ т'ds ~
-(sa + ^ds)dx + Stdx + Xdxds = 0; (1)
2> = °;
(тг + ^ ds) dx - Т% dx + (б1 + Ц dx) ds -
- (ЛГ2 + ds) ~ dx + Y dx ds = 0; (2)
2Z = °:
(iVj + ^ da:) ds — iV,ds + (-^2 + 757 ds) dx —
— Nadx +;:(t2 + d-£ ds)~dx +Zdxds = 0. (3)
Условия равенства нулю·,моментов относительно
тех же осей дают еще три уравнения равновесия:
Мх = 0; Gz dx — ^ ds) dx -f
+ (»1 + 5Si.)* + H1*+(jv! + ffi*)i« +
+ (^+'£■ *)*··?-■
— ЛГа ds -ζ- + 2 da: ds · —= ®> (4)
A”t = 0; G1ds—{G1+~dx)ds + Hadx —
— {H* + ТІ ds) dx + (-^1+ Ж dx) dxds +
+ (tf. + ^ds)da:^ -
-N.tdx^-+Zdxds^Y = 0; (5)
Mt = 0; {s, + d§) dsdx + (s, + f-2) dx ds +
+ + +τι*ΊΓ“
-(^ + dx)ds^+(T2+ ȣ ds)d*f-
-Tidx^-(N2 + ™>ds)dx^ +
+ Yds dx -d*~ -Xdxds ^ = 0. (6)
Отбрасывая в выражениях (1) — (6) величины
третьего порядка малости и делая необходимые
преобразования, мы по сокращении на произве¬
дение dxds получим следующую систему из
шести диференциальных уравнений равновесия:
1)
атi
dx
—
f + * = o: )
2)
аг2
ds ‘
■—
dSi
dx
-f + r = o;
3)
dNi
дх
+
dN2
ds
+ £ + Z“0;
4)
анх
dx
—
dG2
ds
+ Af2 = 0;
5)
дН2
"as.
+
dG\
dx
1
M
II
0
6)
tf2
R(S
'1 + ^2) = 0.
Из четвертого и пятого уравнений системы
(7) поперечные силы Nx и ІѴа легко могут быть
выражены через моменты:
лт _ дЦг i dGi
iVl “ ds + ai"’
дг ^Яі i dG2 .
іѴ* — “ dx + Ts~ ’
(8)
вставляя равенства (8) в первые три уравнения
системы (7), получим три диференциальных
уравнения в частных производных с восемью
неизвестными:
дТі dS2 , γ
dx as +
0;
ат2 i asi i днi ag2 , у ~
as ал β as β as u*
Тг , а«н2 а£#і , a2Gi , a2G2 _l 2 = 0
в" ал as ал as алг r as2 T
Из ур-ний (9) видно, что при учете всех внут¬
ренних усилий задача круговой оболочки стати¬
чески решена быть не может, ибо число искомых
функций превышает число условий равновесия
элемента. Задача становится статически опреде¬
лимой, если изгибающие и крутящие моменты
приравнять нулю. В этом случае ф-ла (9) прини¬
мает вид:
аТг as2 , γ - л.
όχ ds + Α °'
ЁІЗ + а-®? + У = 0;
ds ' dx '
Ц + г = о·, sa + s = 0.
(10)
Ур-ния (10) показывают, что по безмоментной
теории внутренние ‘ усилия в оболочке могут
быть определены из условий равновесия. Так
например, в случае действия нагрузки, равно¬
мерно распределенной по поверхности оболочки
(собственный вес), уравнения безмоментной тео¬
рии дают формулы:
Тг = (х* - іг) ; (и)
Т2 = — g R cos θ;
S2 = — = 2gx sin Θ.
Статическая определяемость внутренних уси¬
лий по безмоментной теории является большим
недостатком этой теории. Исходя из ур-ния (10),
мы не в состоянии удовлетворить всем видам
граничных условий по продольным краям обо¬
лочки. Закон распределения внутренних усилий,
их количественные значения не зависят от ха¬
рактера закрепления бортовых краев оболочки.
Теоретические и экспериментальные исследо¬
вания ЦНИПС показали, что на характер распре¬
деления внутренних усилий оболочки оказывает
большое влияние характер закрепления борто¬
вых краев ее. В зависимости от этого нормаль¬
ные касательные усилия в оболочке, получаемые
по моментной теории, могут отличаться не только
количественно, но и качественно от усилий,
которые получаются в результате расчета обо¬
лочки, как мембраны, т. е. по безмоментной теории.
Причина этого явления заключается в том, что
деформации бортов оболочки в значительной сте¬
пени могут повлиять на моменты G2, вызываю¬
щие деформацию изгиба оболочки по попереч¬
ному сечению. Эти же моменты главным образом
и перераспределяют нормальные и касательные
усилия.
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
551
По безмоментной теории мы не в состоянии
учесть ни граничных условий по бортам оболочки,
ни изгибающих поперечных моментов ее.
Чтобы рассчитать оболочку с учетом всех
внутренних ее усилий, мы должны к уравнениям
равновесия (9) присоединить еще дополнитель¬
ные уравнения, вытекающие из условий совмест¬
ности линейных и угловых деформаций оболоч¬
ки. Эти условия легко могут быть получены из
рассмотрения деформированного состояния обо¬
лочки, перемещения точек которой суть непрерыв¬
ные функции координат ж, s.
Обозначим компоненты полного перемещения
какой-нибудь точки упругой срединной поверх¬
ности на осях X, Y и Z через и (ж; s), ѵ (х; s) и w
(х; s).
Будем считать эти компоненты положитель¬
ными, если направления их совпадают с поло¬
жительными направлениями соответствующих
осей координат.
Рассмотрим деформацию какого-нибудь бес¬
конечно-малого элемента оболочки. Полная де¬
формация этого элемента может быть разложена
на простейшие деформации: относительные удли¬
нения, сдвиги и изменения кривизн.
Пусть Zj и 12 выражают собой относительные
удлинения сторон dx и ds рассматриваемого
элемента; κ1 и κ2—относительные изменения кри¬
визн тех же сторон и ω и τ — относительные
сдвиги и кручение элемента.
Так как изгиб оболочки происходит в преде¬
лах упругих явлений, то перемещения средин¬
ной поверхности представляют собой по сравне¬
нию с основными размерами оболочки весьма
малые величины. При установлении зависи¬
мостей между деформациями и перемещениями
мы ограничимся только первыми степенями
от этих . перемещений и их производных, отбра¬
сывая по малости квадраты и высшие степени их.
В этом случае деформации элемента, очевидно,
являются линейными функциями от перемеще¬
ния его -и их производных.
Для вывода соотношения между деформаци¬
ями и перемещениями рассмотрим бесконечно¬
малый элемент в двух его положениях: до дефор¬
мации и после деформации.
Пусть прямоугольник ABCD представляет
собой в плане контур недеформированного эле¬
мента. При искривлении срединной упругой
поверхнрсти точки этого элемента получат какие-
то перемещения в. пространстве. Если в точке
А (X; s) компоненты перемещения будут и, ѵ и ги,
то в соседних точках эти компоненты получат
соответствующие приращения, которые можно
выразить через частные производные от них
(фиг. 5).
Из чертежей усматриваем, что относительные
удлинения сторон элемента получают следующие
выражения:
(u+!rd*)-“
dx
ди
дх
( . дѵ , гидя\
j ds S ~ R ) V dv w
2 ds ds R ѣ ·
(12)
Для того чтобы получить относительные из¬
менения кривизн, надо составить выражения
разности углов, заключенных между нормалями
к соответствующим сторонам деформированного
и недеформированного элементов, и эти разности
поделить на длины сторон недеформированного
элемента.
Пренебрегая высшими степенями производ¬
ных от перемещений, получаем:
д / , дѵо . \ диi
■у _ дх 1 + дх *7 + 02го
1 dT~ ί
«ϋ —
ала
dw
у
R
дѵ , 02г о
R ds' 0s2
(13)
Относительный сдвиг характеризуется суммой
углов а и β, на которые повернулись стороны
АВ и АС рассматриваемого элемента. По малости
этих углов мы можем заменить их соответствую¬
щими тангенсами; тогда получим:
a)=a + £ = tga + tg£ =
, дѵ ди ,
v+teix~v “+ aTd3-u_
dx
ds
дѵ . du
dx ^ ds e
(14)
Деформации кручения элемента получаются пу¬
тем деления угла, заключенного между касатель¬
ными А'Т и В'Т, в точках А' и В' деформирован¬
ного элемента на длину его стороны:
дѵ j__\ 1 . д ( . dw , \ v dw
/ . дѵ \ 1.0/ dw \ v
_ V + е* *7 R + ds г+ дх dx)~R~
~ dx
ds
д ί v - dw \
dx \ R 0s /
(15)
Таким образом из рассмотрения перемещений
элемента изогнутой срединной поверхности уста¬
навливаем соотношения между шестью простей¬
шими деформациями этого элемента и тремя
компонентами перемещения его:
7 __ ди
Ll = ~дх ;
j дѵ w_ щ
“ βϊ R ’
02f0 t
: 0*2 1
x% ds \ R ^ ds) *
du . dv .
ω = Ж + Ѳх >
_0_ / υ_ , dw \
τ 0Χ V R 03 /
(16)
\δ2
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
Выразив деформации в функции перемещений и
и в производных от них и пользуясь линейной
зависимостью между напряжениями и деформа¬
циями, мы можем восемь искомых усилий в обо¬
лочке выразить в функции перемещений и, ѵ и w
и производных от них. Полагая пуассоново
число равным нулю, можно зависимость между
усилиями и перемещениями представить в таком
виде: ·
Iе 12 “ 12 дхі' *
_ EJіЗт Е№ д iv_ i dw\ .
C2 — — 12 ““ 12 "ds \ В ' as / *
rjr jj Eh3t _ EW j_ /_« 0«Л
12 - 12 ах 8s / ' J
Если подставить эти усилия в ур-ния (9), то мы
получим диференциальные уравнения оболочки
в перемещениях:
02 и
0£2
+ ТіИ§ + ж)+* = 0:
0 /дс \ . 1 0 /01? , 0м\ ,
00 ( 00 гг/)+2 0£І0£'‘*“0ѳ)~*"
+ І2 Ы(*+*г) + 0?Г + Ж)_| +
+ У=0;
/ dv \ α2 Г 04 u; , 03 / 0W\ ,
(eF-w)-l2 LeF + es(w+ аё) +
где
+ 2^ 1
‘ д&дѳ'
[ѵ +
S)]
+ Z — 0,
S .
ξ =
X .
— R ’
'R *
Eh
Я у.
Eh 1 ’
Ζ"=
II
■Z; a=!
(18)
(Λ — ширина оболочки; R — ее радиус).
Таким образом компоненты перемещений де¬
формированного состояния оболочки должны
удовлетворять помимо граничных условий ди-
ференциальным ур-ниям (18).
Если мы найдем интегралы ур-ний (18) и удов¬
летворим граничным условиям по торцам и бор¬
там оболочки, а затем по соотношениям (17)
определим внутренние усилия в функции пере¬
менных !=-^-и 0 = , то полученное таким
образом решение будет единственно правиль¬
ным, так как оно удовлетворяет и условиям
равновесия в каждой точке оболочки и условиям
совместности деформаций.
2. Метод интегрирования диференциадьных
уравнений оболочки
Своими криволинейными краями оболочка со¬
пряжена с тонкими торцевыми стенами. Жест¬
кость этих стен в вертикальном направлении
настолько велика, что ее можно практически
считать бесконечной, в горизонтальном же на¬
правлении она настолько незначительна, что
ею можно пренебречь.
К обоим прямолинейным краям оболочки
шарнирно присоединены прямолинейные борто¬
вые элементы, свободные края которых шарнирно
присоединены к абсолютно жестким продольным
опорам. Предполагается, что бортовые элементы
не воспринимают сдвигающих усилий.
Легко поставить граничные условия, соответ¬
ствующие этому закреплению краев.
У торцевых стен, т. е. при £ = + А (Я = -J-)—-
отношение полупролета к радиусу і?, будут
очевидно, отсутствовать деформации, лежащие
в плоскости торца.
Это дает ѵ = w = 0.
Кроме того торцевые стены не воспринимают
усилия, действующего в направлении образую¬
щей и изгибающего момента. Это дает Тх = G =0.
Из ф-л (17) легко получается:
гр Eh ди ~
1 1 _ R β 0£ “
G =
Е№ 02«;
12β2
Э{2 ' 0· j
(19)
Следовательно граничными условиями при £=±Д
будут:
ди 02 Ю Λ
” = 1= aii=0·
На прямолинейных краях бортовые элементы
не воспринимают усилий, направленных по вер¬
тикали и вдоль образующей. Следовательно
(фиг. 4):
S = Т2 sin 0О + ІѴ2 cos 0О = 0. (20)
Ввиду шарнирного присоединения бортовой
элемент не воспринимает также изгибающего
момента,, т. e. G2 = 0.
Кроме того отсутствуют горизонтальные де¬
формации, что дает:
V cos 0О — w sin 0O = 0.
Следовательно, принимая во внимание, что
бортовые элементы не воспринимают сдвигаю¬
щих усилий, при 0 = ± 0О:
S2 = G2 = Г, sin 0a + N2 cos 0o =
= V cos 0O — w sin 0O = 0. (21)
Такого вида оболочки были рассчитаны при
различных значениях λ и 0О при загружении их
нагрузками:
1) равномерно распределенной по поверхности
оболочки:
2) равномерно распределенной вдоль борта;
3) снеговой, которая принималась изменяю¬
щейся по направляющему кругу по закону ко¬
синуса.
Расчет производился с учетом крутящих и из¬
гибающих моментов нижеприводимым методом.
Рассматриваемые типы нагрузок имеют одно
общее свойство: все они остаются постоянными
вдоль образующей оболочки. Задача значительно
упростилась бы, если бы нагрузки изменялись
по закону косинуса. В этом случае при принятых
граничных условиях по криволинейным краям
все напряжения и перемещения должны иметь
либо косинусоидальный либо синусоидальный
закон изменения в зависимости от того, симмет¬
ричны ли они или обратно симметричны, т. е.
закон изменения искомых величин по ξ уже
известен. В качестве первого приближения можно
принять решение, получающееся при замене
постоянного закона изменения по ξ для нагрузок
косинусоидальным. Но для того, чтобы компен¬
сировать уменьшение нагрузок около торцов,
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
Ш
максимальную ординату косинусов надо брать
не ду а -γ д. На фиг. б показаны сплошной ли¬
нией действительный закон изменения нагрузок,
а пункіиром — принятый для расчета.
Ниже эта замена будет обоснована так же,
как и необходимость брать максимальную орди¬
нату равной -і- д.
Но уже из чертежа видно, что наиболее реэкиѳ
отклонения от нагруэок имеют место у торцов,
т. е. как рае там, где имеются жесткие диафрагмы,
воспринимающие значительную часть нагрузок;
это дает основание предполагать, что погреш¬
ность при такой замене невелика.
Таким образом для равномерно распределенной
и снеговой нагруэок X (£; β); Ϋ [ξ; 0); Ζ (£; Ѳ)
получаются следующие значения:
или по сокращении:
1) — а2и + ~~ и"— γ аѵ' = 0;
2) +4«'_α.(4. + £)ϊ +
+ ί1 +12)ν" ~1 ί1+α* ΐΐ) w'+
+ fa»"+ /(»)- 0;
3) (i + -£«*) 7'-
- +
-π^ιν + /(θ) = ο.
X (£; Ѳ) = 0; I
Υ(ξ; Θ) =cos-y/(0); j.
Z(i;0)=cos |/(0). J
Для равномерной нагрузки:
fW = ^sine; )
'<ѳ) = ѵжС05Ѳ· j
Для снеговой нагрузки:
m=-пяй5іпѲсоаѲ’
/(ѳ)=4жсо8,ѳ
(22)
(23)
(24)
(бортовая нагрузка будет рассмотрена отдельно).
Задаемся перемещениями:
м = sin η (0);
ν = cosγν (Ѳ)і
w = cos^j w(Q).
(25)
При этом граничные условия на торцах уже
удовлетворены независимо оттого, какие значе¬
ния будут иметь й (0), ѵ (0) и ιυ(θ).
Подставляя и, ѵ и w в ур-ние (18), получаем:
1) a2sina£w γ а sin αξν' +
+ γ sin a£u* = 0;
2) cos αξν” — cos αξιυ'— γ a2cos|v +
■f γ a cos αξи' + —■ [cos αξν" -f
+ cos αξν)"' — a2 cos αξν — a2 cos αξν)'] + > (27)
+ cos αξ f(0) = 0;
3) cos αξν' — cos αξιυ — [a4 cos αξχυ +
+ COS αξν777 + cos αξιυIV — 2a2 cos αξν' —
— 2a2 cos αξιν*] + cos αξ f (0) = Ο;
n
“=2l
Переменная ξ отсутствует, и закон изменения
перемещений и, ѵ и w вдоль направляющего
круга (закон изменения по 0) можно найти ив
полученной системы обыкновенных диференци-
альных уравнений.
Согласно общей теории линейных диферѳн-
циальных уравнений с постоянными коэфициен-
тами решение этой системы проводится в следую¬
щем порядке.
Отбрасываем в системе (27) правые частиі
1) — а2и + γ и" γ аѵ'= 0;
2) + ем' — a2 (-i- + j|) гГ +
+ (* + Э(4 + °2 ft) "Г' +
+ r>,' = °>
3) (l + f a*)v'--£-v”-
— V1 + “ І2j™ +a“ Yw —
Решение получен-
ной системы попытаем¬
ся найти в виде:
и=Ск/в;
w=Cj*.
Q
I
Фиг. 6
Подстановка в (28) и
сокращение і
на екд
даеті
1) (-
-a2+ j*2)
Си-
ГакСѵ
= 0;
2)
\ акСи + | -
-<■’(
4-+S)
+ .
+ («!■ +
?,)*■] с, +
[-(«
1 + Qi 12
)*+
+ S *·]
С го —
0;
(29)
3)
[(· + ?«’
■)*-
Г2**]С·
+
+
[ — (і + а4
І) +
»2f **-
-и“]
1 с,-
:0.
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
504
Для определения Си, Сѵ и Cw получены три
однородных линейных уравнения. Эта система ξ
всегда имеет решение Си = Сѵ = Cw = 0. Дру¬
гое решение, отличное от указанного, она имеет
лишь в том случае, когда детерминант системы ξ
равен нулю:
и частные интегралы найдутся в виде:
и = A cosG;
у = I?sin0;
w = С cos 0.
(34)
Аь —
(—а2+-И =
+ та*:
0;
-в,(т + -п-) + (1 + -п-)*,;
(1 + ^α2)Α;_^^
-11 + а!тІ)к+f*3
= 0. (30)
Отсюда следует, что не при всяком значении к
можно найти решение диференциальных урав¬
нений в указанном виде. Необходимо так подо¬
брать /с2, чтобы А(К)было равно нулю, т. е. А(ку =0
и есть уравнение, определяющее к.
Раскрывая детерминант и располагая его по
степеням к, мы получим так называемое харак¬
теристическое уравнение восьмого порядка:
ks — 2 (2α* — 1) /с6 -f-
+ (ба4 - 7а2 + 1 + -jf а4) *4-f-
-f- (- За* - 6а4 - 4а4 - -^-а') к2 +
+ (1+-f-)(a1 + ^)a4 = °. (31)
Подстановкой к22 = к это уравнение сводится
к уравнению четвертого порядка. Восемь корней
его дают восемь решений. Линейная комбинация
найденных решений дает общий интеграл системы
(28), зависящий от восьми произвольных постоян¬
ных. Так что
И = 2 Сяие'М:
п=1
® = 2 ■
п = і
^=2 спК№,
п=і )
(32)
где кп при п = 1, 2, 3,. . ., 8 суть восемь корней
характеристического уравнения.
Причем С„и, СпѴУ Cnw не независимы: пользуясь
ур-ниями (10), можно выразить Спѵ и Cnw че-
рез Спи. Эта часть решения — общая для обеих
нагрузок. К ней необходимо прибавить еще
частные интегралы системы (9).
Для равномерной нагрузки:
К®) = ΊγΙγ sin Ѳ’ ПО) = cos 0.
и система (9) напишется так:
1) — а?и + -*· и” аѵ' = 0;
2)
+ у au' -
-“2(т+
а2 \ —
1?)* +
+
(*+-£)?■
-(* + а5-
а2\ —,
Т?)* +
i а2 ,,,
+ TiW =-
_ _4 e gR2
л Eh
sin 0;
3)
(*+·£
а2)
—
(*+-■&)
- , о а2
и/+а2 -
о
'О/'" —
а» -IV
4 gR2
cos0
=
= л Eh
Ί
2 (33)
Подстановка в уравнения дает после необхо¬
димых сокращений:
1) -(α* + 4-)Λ--ία5 = 0;
2) -±a4 + [-a*(-L+-£)-
-(1 + π)]*+[(1+α2£) +
. г _ 4 gR2 #
+ 12 J ° л Eh *
*1 [(1 + х«,) + Яг +
+ Η· + ·,τγ)-'τ-ϊ!]° =
— 4 9R2 /nft
а эта система определяет в числах Ау В и С.
Для снеговой нагрузки:
/ (0) = А. sin0 · cos0;
решение имеем в виде:
и = А cos 20;
у = В sin 20;
w — С -f- D cos 20;
(36)
постоянные Ау Ву С и D находятся из системы
(27). Прибавляя теперь к найденному ранее об¬
щему решению значения иу ѵ и w из ур-ния (34),
мы получаем полное решение для равномерно
распределенной нагрузки, а, прибавляя вместо
этого иу V и w из ур-ний (36), — решение для
снеговой нагрузки.
Остается определить восемь неопределенных
постоянных, исходя из граничных условий по
прямолинейным краям. При 0 = ± Ѳ0 имеем:
S = Т2 sin0o 4- N2 cos 0О =
= g2 = V cos0o — w sin0o = 0. (37)
Усилия, входящие в граничные условия, мо¬
жно выразить через перемещения, пользуясь
ф-лами (17):
2,008ѳ°-и'8іпѲ«>=0 (38)
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
555
и после сокращений:
ди , дѵ ( дѵ \ . Л
дѲ ϋξ \ дѲ ~ w) Sin ““
α2 / а2и , азю\ л дѵ .
-12 (Ш + т) cosѳ« = ав +
+ jgj = vcos0o — wsin0o = 0. (39)
Заменяем и, г/, w их выражениями из ф-л (25):
и — аѵ = (ν' —■ w) sin 0o “ (v* + «/'") cos 0o =
= v' -f- w"' — v cos 0O — w sin Qq — 0. (40)
Эти восемь уравнений (четыре при 0 = + 0О
и четыре при 0 = — 0О) дают возможность опре¬
делить восемь постоянных 1.
При бортовой нагрузке будет конечно отсут¬
ствовать частный интеграл, но вертикальное
усилие будет равно на прямолинейных краях
не нулю, а (2, которое надо будет заменить на
— G cos αξ из тех же соображений, что и для
равномерной нагрузки.
Таким образом задача решена.
В изложенном решении мы использовали свое¬
образие выбранных граничных условий по криво¬
линейным краям. Иными словами, при измене¬
нии условий закрепления криволинейных краев
приходится существенно изменять и метод реше¬
ния. Но условиями закрепления прямолинейных
краев мы воспользовались лишь для определе¬
ния произвольных постоянных <2, которые можно
определять и из других граничных условий по
краям.
Применяя методы строительной механики, лег¬
ко показать, что таким образом можно удовле¬
творить подавляющему большинству практически
возможных граничных условий.
Пусть например к прямолинейным краям обо¬
лочки примыкают прямолинейные элементы, при¬
чем способ сопряжения с оболочкой и упругие
свойства этих элементов вдоль образующей не
меняются.
Прямолинейные края оболочки под действием
нагрузки будут деформироваться. Величина и
характер этих деформаций вполне определятся,
если на краях будут даны компоненты перемеще¬
ния и, v и w и угол поворота образующей # =
1 /&w \
--R I'M + Ѵ)
Если нагрузка будет при этом изменяться в на¬
правлении ξ по закону косинуса, то независимо от
свойств примыкающих к краям элементов ξ ком¬
поненты и будут изменяться по закону синуса, а
компоненты v, w, #— по закону косинуса. От упру¬
гих свойств бортовых элементов будут зависеть
лишь максимальные ординаты этих перемещений.
На бортовые элементы будут при этом переда¬
ваться синусоидальные или косинусоидальные
перемещения, под влиянием которых в бортовых
элементах будут возникать те или иные усилия.
Если предположить, что у торцов борты также
жестко сопряжены с торцевыми стенами, являю¬
щимися продолжением торцевых стен оболочки,
то можно утверждать, что характер изменения
усилий должен быть либо синусоидальный, либо
косинусоидальный.
Очевидно, что по линии примыкания бортов
к оболочке усилия в бортах должны совпадать
с усилиями в оболочке, изменяющимися по за¬
1 После простых преобразований вычисления сво¬
дятся к решению четырех линейных уравнений с четырь¬
мя неизвестными.
кону синуса или косинуса. Достигнуть этих
условий неразрывности усилий можно следую¬
щим образом. Отбросим мысленно бортовые
элементы и расчленим окончательное искомое
состояние на пять элементарных состояний:
1) состояние, в котором края оболочки испы¬
тывают растяжение по образующей, изменяю¬
щейся по закону синуса, в то время как осталь¬
ные деформации равны нулю и нагрузка отсут¬
ствует;
2) состояние, где и = w = # = 0 и ѵ = cos αξ;
3) » » и = v = & = 0 » w — cos αξ;
4) » » и = v = w = 0 » # = cosa£;
5) » » и = v = w — & = 0
и оболочка загружена косинусоидальной нагруз¬
кой.
Эти пять самостоятельных задач легко решают¬
ся, им соответствуют следующие граничные
условия:
u=sin αξ; 0; 0; 0; — sin а£и (0„);)
г/=0; cos αξ 0; 0; —cos αξν (0O); (
w=0; 0; cos αξ; 0; — cosa£w(0e); j (42)
#=0; 0; 0; cos αξ; — cosa£#(0o); I
после знака равенства стоят правые части,
отвечающие соответственно первому, второму,
третьему и четвертому состояниям; в пятом
столбце помещены свободные члены с обрат¬
ными знаками.
Подставляя значения
и,
V, W из
производя сокращение,
получим:
и = 1; 0;
0;
0;
— и (0О);
v = 0; 1;
о;
0;
о?
1 *
1
w — 0; 0;
1;
0;
— W (во)
# = 0; 0;
0;
1;
— * (во).
Каждая из этих систем определяет все С.
Зная все <2, мы можем легко вычислить для каж¬
дого состояния все нужные нам усилия на краях.
В частности можно вычислить для всех пяти
состояний усилия £2, Т2, ІѴ2 и G2, т. е. силу,
действующую в направлении компоненты и,
силу в направлении г/, силу в направлении w
и момент в направлении
Кроме того легко вычислить все усилия, воз¬
никающие в бортах, сообщая им поочередно
единичные деформации в направлениях w, v, w и
Для того чтобы получить искомое деформиро¬
ванное состояние краев, необходимо первые
четыре найденные состояния помножить соответ¬
ственно на Δ1% Δ2, 4 в, Δ4 и сложить, прибавив
к ним состояние пятое от нагрузки. В этом сум¬
марном состоянии на краях усилия S2, Т2, JV2 и
С2 будут линейными комбинациями из ранее
найденных усилий. Усилия в бортовых элемен¬
тах также представятся в виде линейных ком¬
бинаций ранее найденных усилий.
Составляя условия неразрывности усилий S2t
Т2, ІѴ2, G2, мы для определения Δΐ9 Δ2, 43, Аа
получим четыре линейных уравнения.
Эти уравнения обладают свойствами симметрич¬
ности, вытекающими из принципа взаимности
упругих реакций.
Нетрудно видеть, что изложенному здесь спо¬
собу наложения граничных условий в теории
расчета плоских статически неопределимых си¬
стем соответствует метод деформации. Совер
шенно так же мы можем накладывать граничные
условия по методу сил или по «смешанному»
методу.
656
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
Возвращаясь к способу интегрирования ди-
ференциальных уравнений оболочки, необходимо
отметить, что возможность замены равномерной
нагрузки косинусоидальной вытекает ив следую¬
щих соображений.
Если бы эпюра нагрузки изменялась по за-
3π «. ^ (2п—і) πξ
кону cos — ξ или вообще по закону cos -—^—,
то решение можно было бы построить точно
так же, как и для cos уλξ. Граничные условия
были бы при этом выполнены, так как переме¬
щения пришлось бы задавать в виде:
M = sin (2п~л))-{ й(б);
V = COS у (9);
w = COS (-η ~υ гѵ(Ѳ), .
(44)
а граничные условия по прямолинейным краям
накладывались бы так же, как и раньше.
Суммируя решения для различных п, мы могли
бы получить решение для любой нагрузки, из¬
меняющейся по ξ так, что ее можно было бы
представить в виде линейной комбинации из
cos (2п — 1) л ь
2Я
Теория рядов Фурье дает разложение:
._і"2
. п= 1
Таким образом взятая нами нагрузка соответ¬
ствует первому члену написанного разложения,
а построенное решение — первому члену беско¬
нечного ряда, дающего точное решение нашей
аадачи.
Теоретическое и практическое исследования
показали, что сходимость этих рядов настолько
велика, что все члены разложений, начиная со
второго, практически не оказывают влияния на
закон распределения внутренних усилий и де¬
формаций по переменной Ѳ.
3. Графики для расчета тонкостенных сво¬
дов-оболочек
1) Принятые 4 обозначения
L — полная длина оболочки в м;
R — радиус оболочки в м;
Ь — хорда оболочки в м;
з — дуга оболочки в м;
h — толщина оболочки в м;
ϋ0 — половина центрального угла;
q — нагрузка в кг/м2 или кг/м;
X — координата по оси X;
у — координата по оси Г;
z — координата по оси Z;
Тх—нормальное усилие по длине оболочки
в кг/см;
Т'і— нормальное усилие по длине оболочки
в среднем его сечении при х = 0 в кг/см;
Т2— нормальное усилие по поперечному се¬
чению оболочки в кг/см;
Т2— нормальное усилие по поперечному се¬
чению в среднем сечении его при х = О
в кг/см;
— касательное усилие в кг/см;
S — касательное усилие в опорном сечении
оболочки при X = -у- ;
Gx изгибающий момент по длине оболочки
в кгсм/см;
Gx — изгибающий момент по длине оболочки
в среднем сечении его при я=0 в кгсн/см-
G2 — изгибающий момент по поперечному се-
_ чению в кгсм/см;
G2 изгибающий момент по поперечному се¬
чению в среднем сечении его при х =
=0 в кгсм/см.
Я и Н_— крутящие моменты в кгсм/см;
iVlf Nlt N2 и N2 — поперечные силы, соот¬
ветствующие изгибающим моментам G и
G2, в кг/см;
и — перемещение элемента оболочки по оси X;
у — перемещение элемента оболочки по оси У*
г — перемещение элемента оболочки по оси Z.
2) Пояснения к пользованию графиками
Работа свода-оболочки вполне определяется
геометрическими ее размерами, условиями за¬
крепления краев, граничными условиями и на¬
грузкой.
Графики составлены для следующих геометри¬
ческих размеров сводов-оболочек, определяемых
величинами А = и 0О и указанных в табл. 1.
Таблица 1
я
1
1
0о в
градусах
я/6
30
45
_
я/3
30
45
60
75
90
я/2
-
45
60
75
90
2/3*
-
-
60
75
90
я
-
-
60
75
90
В табл. 2 укаваны значения А = выражен¬
іе L п
ные через отношения -у- и у при различных Ѳ0.
Таблица 2
Значения Я => — · при различных 0
2К
0о
90°
75°
60°
45°
30°
Я
Lib
Llf
Lib
1 Llf
Lib
Llf
L/b 1
Llf
Lib
L/f
я/6
_
_
__
0,74
3,58
1,05
7,82
я/3
1,05
2,09
1,08
2,83
1,21
4,19
1,48
7,15
2,09
15,63
я/2
1,57
3,14
1,63
4,24
1,81
6,28
2,22
10,73
-
-
2/зя
2,09
4,19
2,17
5,65
2,42
8,38
-
-
-
-
я
3,14
6,28
3,25
8,48
3,63
12,57
-
-
-
-
Графики составлены для граничных условий —
по торцевым стенкам: при х = — ;
V = 0; w = 0; дг = 0, т. е. в предположении
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
557
отсутствия смещения свода-оболочки у торце¬
вой стены в направлении касательной и радиуса
и свободного смещения в направлении образую¬
щей; по краю бортового элемен-
т а: при Ѳ = Ѳ0 = 60°; ѵ cos 0O — w sin Ѳ0 = 0;
T2 Sin 0O + N2 cos 0O = 0; g2 = 0; s = 0, что
соответствует свободному смещению края в верти¬
кальном направлении и отсутствию смещения
в горизонтальном направлении (фиг. 7).
Графики составлены для следующих «единич¬
ных» нагрузок:
1) равномерно распределенной нагрузки по
поверхности свода-оболочки интенсивностью q =
= 100 кг/м2 (собственный вес свода-оболочки);
2) распределенной по поперечному сечению
свода-оболочки по закону косинуса — q —
= 100 cos 0 кг/м2 (снеговая нагрузка);
3) равномерно распределенной по краю свода-
оболочки q = 100 кг/м2 (нагрузка, подвешен¬
ная к бортам свода-оболочки) (фиг. 9—11).
Так как при 0О t= 30° разница в усилиях,
вызываемых косинусоидальной нагрузкой, по
сравнению с усилиями от равномерно распреде¬
ленной нагрузки незначительна, графики для
косинусоидальной нагрузки при этом угле не
построены. Так как указанные интенсивности
нагрузок приняты за «единичные», то при нагруз¬
ках другой интенсивности q1 ординаты усилий
и перемещений следует умножить на отноше-
Подставляя в ф-лу (46) значение ІѴ2, полу¬
чаем:
Т2
БІП2 Ѳ0
cos do
-f- T2 cos 0O =
откуда:
HP
T2
cos 0() *
(47
Полученная формула верна для всех углов 0О
кроме 0О = 90°.
В случае, если 0О = 90° (фиг. 8), имеем из
ф-лы (46): ^
Н9 = N2. ^
Максимум Нр возникает в середине края сво¬
да-оболочки, где
Т2 = Т2 и N2 = N2.
Значения (ТѴ2)ѳ=90о указаны в табл. 3.
Таблица 3
1
Я 1
йѴ2)0=9О°
Примечание
я/З
— 3,418890 R ml см
R в м
я/2
— 5,177] 08 R »
2/3я
— 7,199458 R »
л
- 11,010775 R »
Отношение толщины оболочки h к радиусу
R (а = -Д-) для всех случаев принято 0,01;
для деревянных сьодов-оболочек это отношение
является наиболее распространенным.
Изменение величины а мало отражается на
усилиях в оболочке.
Графики составлены только для усилий Tlt Т2і
S и G2. Графики для усилий ^ иЯ, имеющих
весьма малую величину, не составлены. Распор,
возникающий пи краю свода-оболочки и пере¬
дающийся на закрепление края, может быть
получен из рассмотрения граничных условий.
б) Нагрузка, равномерно распреде¬
ленная по поверхности свода-обо¬
лочки (фиг. 9)
Граничные условия, принятые при состав¬
лении графиков:
N2 oos0o + Т2 sin 0О = 0 (45)
(свобода смещения края в вертикальном на¬
правлении);
— N2 sin 0О + а cos0О + Нр = 0 (46)
(отсутствие смещения края в горизонтальном
направлении).
Из ф-лы (45) находим:
Гг sin 0Q
cos 0о
^2 0Ο·
По длине свода-оболочки Нр
закону:
Нр = Нр cos
я
R
изменяется
по
где Нр — распор в середине длины свода-обо¬
лочки.
б) Нагрузка, изменяющаяся по по¬
верхности свода-оболочки по за¬
кону косинуса (фиг. 10)
Величину распора находим аналогично пре¬
дыдущему. Для 0О < 90° распор Нр = — и
для 0О = 90° распор Нр = N.t и Hp = Sp cos у ~
Значение (ІѴ2)ѳ=д0о для различных λ указаны
в табл. 4.
Таблица 4
Я
(ІѴа)ѳ = до®
Примечание
я/З
+ 0,151645 R кг!см
R в μ
я/2
-j- 0,3314о1· R j>
2/3я
+ 0,625347 R »
я
+ 1,536858 R »
в) Нагрузка, равномерно рас¬
пределенная по бортам свода-
оболочки (фиг. 11).
558
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
Для этого случая мы будем иметь граничные
условия в виде:
ІѴ2 cos 0О + Т2 sin 0О = q; (49)
N2 sin 0O — T2 cos Ѳь = Нр. (50)
Из ф-лы (49):
^cWo-Wo·
Подставляя значение N2 в ф-лу (50), полу¬
чаем:
qtgd0 + T2tg0o sin 0O + T2 cos 0O = — Hpi
Шкз/м
Фиг. 11
откуда:
HP = ^k~ (-Γ»+ «sine,).
Полученная формула верна для всех углов 0О
кроме*0О = 90°, при котором из ф-лы (50) Н =
= - Nt.
Значения (ІѴ2)ѳ=90о для различных Я указаны
в табл. 5.
Таблица 5
Я
№)θ=90°
π/3
— 0,166Я00 ml см
71/2
— 0,205725 »
2/3π
— 0,241908 »
π
— 0,307194 »
Все вычисленные функции изменяются по х
по синусоидальному или косинусоидальному за¬
кону. Именно: Tlt Т2, G2, ѵ и w изменяются
по закону cos ~ , a S и и — по закону
sin-^ · На графиках нанесен лишь закон
изменения функций по 0 в тех точках, где функ¬
ция по X достигает максимума, т. е. Т>, Т2, G2
нанесены для среднего сечения, где при х = 0
cos-^j- · —г = 1, a S — в опорном сечении, где
при X = Ц- sin = 1; так что для получе¬
ния значений усилий ТІУ G2 и S в любой
точке следует значения Tlt Т2, 6?2, соответству¬
ющие выбранному 0, умножить на cos -Іт · -Ϊ-,
ζλ а
а значения S — на sin -·-*·.
Ζλ Jti
В табл. 6, 7 и 8 приведены значения переме¬
щений
V при X = 0 и 0 — 0О
w при і = 0, 0 = 0 и 0 =0О
при «единичных» нагруэках: 1) равномерно рас¬
пределенных по поверхности свода-оболочки q =
=100 кг/м*, 2) меняющейся по закону косинуса по
поперечному сечению свода-оболочки q = 100
cos 0 кгім2 и 3) при бортовой нагрузке q =
= 100 кг/м, причем знаком плюс обозначено
перемещение, направленное вниз, а знаком
минус — вверх.
При определении перемещений условный мо¬
дуль упругости составного сечения свода-обо¬
лочки для воздушно-сухой сосны может быть
принят Есв.-об = 55 000 кг/см2.
Таблица 6
Перемещения в среднем поперечном сечении свода-обо¬
лочки при нагрузке, равномерно распределенной по ц0І
верхности
q — нагрузка в кг/см2;
R — радиус в см;
Е — модуль упругости в кг/см2
Я
0
ν(β = во)
"(в = во)
™(Ѳ = 0)
π/3
60
4 053,1 -^-Д-
Ε
1 675,4 S*.
’ Ε
2 340,0 -^Д-
Е
—3 112,5 qR
Е
90
0
555,9 ЯЦ
Е
я/2
60
11 445,6 SJL
Ε
5 594,1 -^
’ Ε
6 608,1 іД-
Е
-5 015,8
Е
90
0
924,3
Е
2/3π
60
24 342,2
13 649,4
hi
14 054,0 -^Д-
Е
-3 983,9 gJ?
Е
90
0
—5 221,5
Е
60
87 887,8 S?L
50 742,0 -?Д-
Е
-74 232,4 ^
Е
90
44 456,0-%Д-
Ε
0
- 8 136,0 ДД
Е
Таблица 7
Перемещения в среднем поперечном сечении свопа-обо¬
лочки при нагрузке, изменяющейся но поверхности по
закону косинуса
q — нагрузка в кг/см2 при 0 = 0;
R - радиус в см;
Е — модуль упругости в кг/см2
Я
θο
»(β=β0)
u’(0=
0O)
W(Q= 0)
60
2 634,5
jg
1 521,0
вй
E
—1260,2
π/3
90
129,6 -дД-
E
0
787,6 qR-
E
60
8 020,9 ДД-
Е
4 630,9
qR
E
1 083,2 Ά
π/2
90
573,8 -^Д-
’ E
0
2 528,1
60
18 270,8 SL·
E
10 548,7
qR
Ё
7 334,5
2IZ71
90
1 879,6 TR-
E
0
6 244,1
60
70 922,5
E
40 947,2
qR
E
66 032,1 SL·
я
90
11 551,4
’ E
40 947,2
qR
E
22030,7
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
559
Таблица 8
Перемещения в среднем поперечном сечении свода-обо¬
лочки при нагрузке, равномерно распределенной по краю
(бортовая нагрузка)
q — нагрузка в кг/см;
Е — модуль в кг/см2
λ
0ο
Ѵ(9 = β0)
2
II
sT
w(0 = 0)
60
5 443,1
Ε
3 142,4
Ε
— 5 638,6 -1
Ε
π/3
90
3 669,2 ±
Ε
0
963,4
Ε
60
14146,1
Ε
8167,2 4τ
Ε
-11 275,4 4-
Ε
π/2
90
10076,0 4τ
Ε
0
- 3 094,4 ~
60
27 365,4 ?_
Ε
15 799,4^
Ε
— 4 787,0 -%
Ε
2/3π
90
21 736,1 4τ
Ε
0
-15 940,7
Ѣ
60
88 720,9 4τ
Ε
15 223,0 ~
Ε
-60 671,3 4τ
Ε
η
60
17 857,7 ~
Ε
0
—46 606,1 ~
Ε
3) Пример пользования графиками
Требуется определить 1) максимальные расчет¬
ные усилия ТІ9 Т2, S и G2t а также распор Нр;
2) перемещение w при х — О, Ѳ = 0, 3) перемеще¬
ние V при Ѳ = 60°, возникающее в своде-оболочке
с основными размерами:
L = 40 м, Ъ — 22 м.
/ = 6,35 м, Ѳ0 = 60°, R = 12,7 м.
( ^2)ѳ=0о — — 1,60 · 12,70 · '100
= — 6,08 кг/см;
(+Г2)9=55,= + 0Д2. 12,70 -ш
= + 0,61 кг/см;
^ ^0=40°
= + 19,30 кг/см;
(- 52)в=0о = - 1,90 . 12,70* · =
= — 122,60 кгсм/см;
(+Λ)β_45.= + 2,57.12,70·. =
40 _
' + 3,80 · 12,70 · *° =
100
= + 165,80 кгсм/см;
НР = пйіг = °-11 · 12’70 · Щ · 2=1Д2 пг;см..
По таблицам находим перемещения w и v:
(w) — 5Q15>8 ’ °»3 004 * * * · 1 270 ГѴ t nr
'W'd=0° 55 000 “ 0, i64 CMy
(w\ -- i бОО^*1 * 0>004 · 1 270 ,η Г1П
\WlQ=QQO + 55 000 — -f· 0,610 CM,
(v) __ 11 455,6 » 0,004-1 270 „ ^
v%=60° 55 000 ~ 1,06 CM'
По графикам 45 — 48 для Θ0 = 60° находим
усилия от бортовой нагрузки дг = 60 кг/см
(- Тг)е=
25°
= -
0,50 -
II
slf
—
0,30
кг/см;
(+ Тг)в=
60°
1 = 4"
• 1,92 -
60
100 —
+
1,15
кг/см;
(- ^>β=
= 0°
= -
0,43 - ·
60
100 ”
=
—
0,26
кг/см;
{+ Г*)в=55в = + 1,60 · ~ = + 0,96 кг/см·,
<+^0=40 ° = + 3’75'Ш =
— —(— 2,25 к '/см;
1) Нагрузки: равномерно распределенная по
поверхности свода-оболочки (собственный вес
свода-оболочки) д = 40 кг/м2;
2) бортовая (собственный вес открылка, пере¬
дающийся на борт свода-оболочки) дг = 60 кг/м;
3) изменяющаяся по поперечному сечению
свода-оболочки по закону косинуса (снег):
р = 80 cos 6 кг/м2.
Для свода-о.'п.ііочки указанных размеров имеем:
λ
L _ 40
2R 2 · 12,7
1,57 =
π
2~ *
(-G2)9=0O=-2,8.12,70.i^ =
= — 21,30 кгсм/см;
(+^^=+4,0.12,70·/;- =
= -j- 30,5 кгсм/см;
~ coil^= — = 1.65X
X 2 — 0,6 ■ 1,73 = 1,98 — 1,04 = 0,94 кг/.-м.
По табл. 8 находим перемещения 10 при Ѳ0 ■= 0°:
По графикам 9 — 12 для Ѳ = 60° находим
усилия от собственного веса д = .40 кг/м2:
(-Гі)ѳ=25о = 7,20
= - 36,60
• 12,70
кг/см;
40 _
100
(+^і)б=60о = + 27,20.12,70
40
100
= + 138,00 кг/см;
11_275,4 · 0,60
55 000
0,112 см;
. 8 167,2 · 0,60
^0=60° — ”* 55 000
14 146,1 · 0,60
^0=60° ” + 55 00
=- -f- 0,089 см;
— -)- 0,154 см.
По графикам 29 — 32 для Ѳ0 = 60° находим
усилия от снеговой нагрузки, меняющейся по-
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
560
поперечному сечению свода-оболочки по закону
косинуса:
р = 80 cos Ѳ кг/м2:
(-7^5. = - 5.12,70·$ =
= — 50,8 кг см;
(+ Гі)в=60О = +21. 12,70·^ =
(+ ^1)0=60°
= + 213 кг/см;
(— ^2)0=0° = — ^->5 · 12,70 · — =
( ^2)0 = 0°
= — 15,2 кг/см;
(+?Ч=55. = + °,04·.12,70·^ =
(+ ^2)0 = 55О
= + 0,41 кг/см;
(+ ^40» = + 3’2-12>7°-Ш =
^2) 0=40°
= + 32,5 кг/см;
<~ё2)в=0. ==-1,15.12,70°·^ =
( ^а)ѳ=о°
= — 148,4 кгсм/см;
(+ё8)9=45. = + 1,45-12,70*.і1 =
(+ ^2)0=45*
= + 187,1 тем Ісм.
По таблицам находим перемещения 10 при
= 0°:
1083 · 0,008 · 1 270 Л
“W = 55 000 = - °>20 СМ'’
I 4 630,9 · 0,008 · 1 270 . „ осе
We-60· = + —55 000 = + °’855 С·“··
8 020,9 · 0,008 · 12,70 . . ,0
г' = 55-000 =■ +1,48«*.
Суммарные расчетные усилия будут:
(- 7\)ѳ= 25° = - (36,60 + 0,30 + 50,80) =
— 87,70 кг/см;
= + 352,15 кг/ем;
= - (6,08 + 0,26 + 1
= — 21,54 кг/см;
= + (0,61 + 0,96 + 0
= + 1,98 кг/см;
= + (19,30 + 2,25 + і
= —|— 54,05 кг/см;
, = — (122,60 + 21,30
= — 292,30 кгсм/см;
= -f- 383,40 кгсм/см;
Нр = 1,12 + 0,94 = 2,06 кг/см.
Суммарные перемещения w и ѵ будут:
we=Qo = — (0,464 + 0,112 + 0,200) = — 0,776 см;
we=eQo ** + (0,610 + 0,089 + 0,855) = + 1,554 см;
ѵѳ=бО° = + (М60 + °»154 + 1*480) “ + 2’694 ем-
I. Графика усилий Т2, G и 5, «т вертикальной нагрузки
G = 100 кг/мі равномерно распределенной по поверхности оболочки
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
561
36
Деревянные конструкции
График усилия G% для Ѳ0 <= S0°
562
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия Г2 для Ѳ0 = 75'
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
563
График усилия G, для в„ = 75°
36*
564
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия Т,, для б„«= 60е
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
666
График усилия G* для 0# = 60е
566
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
567
График усилия для Ол = 30°
568
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия Gt для 0О = 30'
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
569
И. Графики усилий Т\, Гг, S и G2 от снеговой нагрузки, изменяющейся по закону Р = Р0 cos Ѳ Р0 — 100 кг/л*а
График усилия Тг для = 90°
График усилия Тг для 0О = 90°
График усилия G* для бв =■ 90'
570
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия S для Ѳ0 = 75°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
572
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия G* для в, — 60°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
S73
'SYffxCl5
4- о
+$к2/см
1,0
15
2,0
25
20
25
АО
45
10°
^^20°
30°
40°
Аъу
J-
■ ■■ ■ - >
N 4
£§
AL
N
V—
и
/
^—'—
-А
/
График усилия S для ѳ9 = 45’
574
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия G, для 0О = 45°
Графики усилий Ιχ, T%t S и С?* от вертикальной нагрузки п равномерно распределенной но борту оболочки
График усилия Т, для Ѳ0 = 90°
График усилия Т, для Ѳ0 = 90°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
•?75
График усилия Ga для 80е
roll
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
576
График усилия S для 0О = 75°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
Деревянные конструкции
67 S
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия S для ѵ9 = t>0°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ СВОДОВ-ОБОЛОЧЕК
679
График усилия Тг для Ѳ0 = 45°
580
В. 3. ВЛАСОВ и А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
График усилия S для Ѳ„ = 45°
РАСЧЕТ ТОНКОСТЕННЫХ С ВО ДО В-О ВОЛОЧЕК
581
График усилия Ga для 0О = 45*
График усилия Тг для Ѳ0 = 30'
582
В. 3. ВЛАСОВЕ А. Л. ГОЛЬДЕНВЕЙЗЕР
-5 кг/см
График усилия S для О0 = 30'
КУПОЛЫ
583
Иною. К. П. КАШ КАРОВ
VI. КУПОЛЫ
1. Общие сведения
Деревянные куполы по сравнению с железо¬
бетонными и металлическими имеют следующие
преимущества:
1) меньшую стоимость;
2) простоту возведения;
3) минимальный расход металла;
4) использование теплозащитных свойств дре¬
весины конструкции;
5) возможность непосредственного покрытия
кровельными материалами и пр.
В настоящее время имеется ряд построенных и
спроектированных куполов диаметром до 70
с подъемами (для круглых планов) от 1/в до 1/2
диаметра. Куполы применяются для перекры¬
тия не только круглых, но и многоугольных,
эллиптических и кгадратных планов; применяют¬
ся также неполные куполы и комбинации купо¬
лов с цилиндрическими оболочками.
В зависимости от типа конструкции разли¬
чают куполы:
1) плоскостные ребристые (пространственная
работа элементов не используется);
2) сетчатые;
3) тонкостенные оболочки вращения;
4) ребристые оболочки вращения.
2. Плоскостные ребристые куполы
Плоскостные ребристые куполы состоят из
радиально поставленных в плане трехшарнир¬
ных арок, по которым устраивается кровля.
Такая конструкция куполов может быть легко
и четко рассчитана при несимметричных и со¬
средоточенных нагрузках и позволяет:
1) использовать в качестве монтажного скелета
арки купола, возводимые без коренных лесов,
только при помощи центральной мачты и копров;
2) делать световые и дверные проемы в любом
количестве;
3) проектировать купол граненым, что упро¬
щает покрытие его кровельным материалом;
4) сооружать неполные куполы.
Из построенных ребристых куполов отметим
купол цирка в Саратове диаметром
D = 46 м (1930 г.) (фиг. 1) и купол в Иванове
£1931 — 1932 гг.) диаметром D = 50 м.
Максимальная высота поперечного сечения
арок купола в Иванове h = 1,3 м, что состав-
1,3 1 η
ЛЯѲТ 50 “ 38
В куполе Саратовского цирка Λ = 1,0 м, что
составляет
Несущие арки указанных куполов имеют ре¬
шетку из двойных перекрещивающихся раско¬
сов и металлических тяжей. Применение такой
решетки помимо большого расхода металла тре¬
бует тщательного и постоянного ухода за арка¬
ми после возведения сооружения.
Пример К Ребристый купол цирка-
театра в Баку
а) Конструкции
Примером плоскостного ребристого купола
с арками гвоздевой конструкции может служить
купол цирка-театра в Баку1. Диаметр
купола D = 67 м\ высота Н = 27 м.
Форма купола задана архитектурными требо¬
ваниями. Основные арки А (фиг. 2 и 3) начи¬
наются со второго этажа здания; расстояние
между ними но линии опор — 8 м.
Сцена театра нарушает симметрию конструк¬
ции; против сцены радиальные в плане арки А
заменены поперечными, которые опираются на
две радиальные укороченные арки Б, передаю¬
щие упорные реакции на устои портала сцены.
Основные арки А опираются на железобетон¬
но , перекрытие первого этажа, воспринимающее
распор купола. В нижней части купола имеются
многочисленные отверстия для входов в зритель¬
ный зал.
Арки А и Б имеют серповидную форму с ма¬
ксимальной высотой сечения h — 1,5 м, т. е..
h _ 1,5 J_.
~D 67 45 ’
в опорных частях h = 0,5 м. Сечение арок по¬
казано на фиг. 4 и 5.
Устойчивость верхнего пояса из плоскости
арки обеспечивается прогонами кровли, распо¬
ложенными в узлах арки и между ними.
1 Разработан в Машиностройпроекте инш. Каш-
каровым К. П.
684
К. П. КАШКАРОВ
Нижний пояс закреплен решетчатыми пояса¬
ми, идущими через 4 панели, и подкосами к про¬
гонам в промежутках между решетчатыми поя¬
сами.
В нижней и верхней опорных частях арки
решетка переходит в две сплошные перекрестные
стенки.
Арка Б по очертанию составляет часть арки А
с изменением в опорной части, примыкающей
к устою портала сцены. Радиальные арки А и Б
опираются в верхней части купола на верхнее
кольцо.
Полная нормальная сила N в поясах:
ΑΓ = ±ΛΤλ + %, (2)
где N _—нормальное сжимающее осевое усилие
в арке. Напряжения в поясах проверялись по
формулам: между узлами арки:
= N ,**т
Fq> W
[ПгА ’
(3)
в узлах арки:
- F ' W ' Чл*]
Фиг. і. Купол в Саратове, внутренний вид
Верхнее кольцо сконструировано в виде жест¬
кого лиска Бг = 3,0 м, составленного из 10 пере¬
крестных настилов толщиной в 5 см каждый.
В толще кольца имеются пустоты (осушаю¬
щие продухи) в разных слоях и направлениях,
соединенные с наружным воздухом (фиг. 6).
где / — стрелка кривизны по¬
яса в пределах одной панели;
φ — коэфициент продоль¬
ного изгиба в плоскости арки.
Момент сопротивления W по¬
ясов ввиду наличия непере-
крытых стыков досок при¬
нимался с учетом ослабления
одной верхней доски среднего
пакета.
Сдвигающие усилия в поясах
определялись от продольного
изгиба и местного поперечного
изгиба от кривизны пояса.
Кроме гвоздей, погашающих
сдвиги, поставлены дополни¬
тельные гвозди ддя перекры¬
тия стыков в растянутых ча¬
стях верхнего и нижнего по¬
ясов.
Нижний пояс проверяется
на продольный изгиб из пло¬
скости арки на длине, равной
расстоянию между поперечны¬
ми связями жесткости.
Усилия в подкосах решетки определялись по
формуле:
D =
Q
віп 45°
б) Расчет
Арки и кровля купола при расчете рассматри¬
ваются как отдельные элементы, не связанные
в одну целую пространственную конструкцию.
Фактически в выполненной конструкции арки
разгружаются благодаря участию кровли в про¬
странственной работе всего сооружения.
Арки рассчитывались как трехшарнирные на
усилия от собственного веса и ветровой нагруз¬
ки 1. Для упрощения расчета арка разбивалась
на 10 частей и распределенные нагрузки от соб¬
ственного веса и ветра заменялись сосредоточен¬
ными силами. По кривой давления определя¬
лись Му N и Q, отнесенные к оси арки.
Усилия ΝΜ в поясах от изгибающего момента М
определялись по формуле:
и.= ±Ц-.
(1)
где е — расстояние между центрами сечения
поясов.
Расчет арки Б производился в предположении
шарнирной неподвижной опоры на консоли ко¬
лонны устоя портала и подвижной — в верхнем
кольце (фиг. 2). Арка Б нагружена сосредоточен¬
ными силами от опорных давлений поперечных
арок. Последние раскладываются на вертикаль¬
ные и горизонтальные силы; горизонтальные
силы даюг составляющие по направлению решет¬
чатых поясов и по направлению арки Б, кото¬
рая передает эти составляющие порталу сцены.
Составляющая по направлению решетчатых поя¬
сов воспринимается кровлей купола.
Горизонтальные силы передаются на арку Б
через консоли на верхнем поясе арки.
Поперечные арки — двухшарнирные, имеют
максимальный пролет 22,64 м и* высоту сечения
h = 0,6 м.
Арки Б передают на верхнее кольцо значитель¬
ные опорные давления, нарушающие равновесие
кольца.
В расчете принято:
х Собственный вес плоскостных ребристых куполов
пролетом от 20 до 50 м составляет 50—75 кг/лі* поверх¬
ности купола (без веса кровельного материала и утепли¬
теля).
НВ= 14 370 кг.
Смещающая горизонтальная сила является
проекцией всех активных сил на ось симметрии
КУПОЛЫ
68&
Фиг. 3. Купол Бакинского цирка-театра
Вырезы на кровле купола расположены ниже уровня бортовой балки. Промежуточные прогоны-
кровли на чертеже не показаны
^тчччччччччччч^^
Вертикальный забой б берхнем попев
iki
2
1 2
^ 1 [ «‘η 1 1 . ^ , ,
—-r ί -ft-p Д.
і=
гг
t
L—vJ 1 l! Г 1 1 h Ί T ' -f "IT "t r T 1
~ i r~Tzzrj
ПП І
μ—1—ад i μ i - i i · ГГ ijjr ~ ι ι i - - f - -
TR 4 \ O’ ' ~ . W ^ ’ ' 1 1 ' ί
■ vf Xl· IT
Прокладки 25x5
Фиг. 4. Конструкция арок А и Б (к фиг. 2 и 3)
SSe К. П. КАШКАРОВ
КУПОЛЪ!
587
купола и равна 5 820 кг. Эта сила выэывает в
основных арках противоположной половины коль¬
ца опорные реакции, которые приняты распреде¬
ленными по аркам по закону cos а,, где а — цен¬
тральный угол между направлением каждой
арки и осью симметрии купола в плане (фиг. 3).
Кровля начинается с бортовых двутавровых ба¬
лок, идущих сплошным поясом по всем аркам А
(фиг. 3).
Кровля устроена двух типов. Кровля первого
типа (в нижней части купола) состоит из прого¬
нов сечением 10x12 см, расположенных в узлах
в) Кровля
Кровля купола между арками имеет только
меридиональную кривизну, благодаря чему ку¬
пол приобретает граненую форму.
Крове.іьный материал — рубероид или железо.
Кровля состоит из прогонов и нижней и верхней
обшивок. По верхней опалубке (обшивке) наши¬
вается косой настил толщиной 1,6—1,9 см,
придающий куполу жесткость. Над арками дос¬
ки косого настила перегибаются, не прерываясь.
и между узлами арок, и верхней и нижней об¬
шивок из досок толщиной 2,5 см, направленных
перпендикулярно к прогонам. Гвозди, прикреп¬
ляющие обшивки к прогонам, рассчитаны на
сдвигающие усилия. Опорами этой конструкции
служат решетчатые пояса и прогоны, имеющие
подкосы к нижнему поясу арки. Расстояние меж¬
ду этими опорами не превышает 3 м (две панели
арки). Таким образом кровля является нераз¬
резной многопролетной конструкцией цилин¬
дрической формы.
688
К. П. КАШКАРОВ
Кровля типа 2 начинается выше при сокраще¬
нии расстояния между арками до 5 м. Прогоны
расположены также в узлах и между ними и ра¬
ботают как простые балки Верхняя и нижняя
Пароизоляцией служит гудронированная фа¬
нера.
Над арками под прогонами укладываются два
слоя толя. Вентиляция кровли осуществляется
обшивки являются продолжением досок рабочих
обшивок кровли первого типа.
В секторах кровли, примыкающих к аркам Б,
делается двойной косой настил по верхней опа¬
лубке, чем создается большая жесткость, необ¬
ходимая для восприятия кровлей распоров от
поперечных арок.
черев канал, устроенный по всей арке и покрытый
оцинкованным железом (фиг. 7, стр, 589). В ко¬
сом настиле имеются выходы в канал через 40—
50 см. Канал разграничивается поперечными
перегородками через 100 см. Осушающий про¬
дух на части купола, находящейся против
сцены, показан на фиг. 8, стр. 589,
КУПОЛЫ
589
Фиг. 7. Осушающий иродух па арке А (к фиг. 2 и 3)
3. Сетчатые куполы
Сетчатый купол представляет собой поверх?
ноетъ вращения с ромбовидной сеткой, состав¬
ленной из отдельных косяков. Стандартны при
этом только косяки каждого отдельного пояса.
Возможны три варианта конструкции сетки ку¬
пола: 1) из косяков переменной длины, умень¬
шающейся по высоте купола при постоянном
угле встречи косяков, 2) из косяков постоянной
длины при переменном угле встречи косяков,
3) из косяков с переменной длиной косяков и пе¬
ременным углом встречи их.
Расчет сетчатого купола может быть выполнен
по теории оболочек вращения х. Кольцевые уси¬
лия воспринимаются кольцевой обшивкой ку¬
пола, меридиональные — косяками.
Расчет косяков и конструкция узлов анало¬
гичны таковым для кружально-сетчатого свода 2.
Положительными свойствами сетчатого купола
являются:
1) сборность конструкции и портативность
элементов;
2) светопрозрачность.
Недостатком — нестандартность элементов,
вследствие чего сильно усложняются изготовле¬
ние и сборка купола.
4. Тонкостенные оболочки вращения
1) Общая характеристика
Стремление к использованию в работе кон¬
струкции всех образующих ее элементов привело
к созданию купола в виде тонкостенной оболочки
1 См. «Расчет тонкостенных сводов-оболочек».
• См. «Безметальные крушально-сетчатые своды*.
вращения, расчлененной по меридиональным и
кольцевым направлениям в соответствии с на¬
правлением основных усилий.
Положительными свойствами куполов-оболо¬
чек являются:
1) минимальный расход дерева и металла;
2) возможность использования низкосортных
материалов;
3) хорошее использование теплозащитных
свойств рабочей древесины.
Отрицательными свойствами являются:
1) необходимость (при возведении) коренных
лесов, так как несоблюдение формы вращения
может повести в дальнейшем к потере устойчи¬
вости оболочки;
2) понижение надежности конструкции при
устройстве вырезов и необходимость специаль¬
ного укрепления ее в этом случае.
Область применения куполов-оболочек огра¬
ничивается диаметром 30—40 м.
Куполы-оболочки применены на Сталиногор-
ском химкомбинате над зданием газгольдеров
пролетом 33 и 28 м; опорные кольца расположены
на уровне 33 м от земли; район подвержен силь¬
ным и частым ветрам; на Московских хлебоза¬
водах № 7 и 8 — над круглыми зданиями котель¬
ных пролетом 19,5 м.
2) Конструкция
Купол-оболочка состоит из ребер, восприни¬
мающих меридиональные усилия Tlt и кольце¬
вых настилов по ребрам, работающих на коль¬
цевые силы Т2. В небольших куполах ребра
состоят из трех-четырех слоев досок, изгибаемых
по меридиональному сечению и сшитых гвоздями
или в виде арок Делорма. Отношение высоты се¬
чения ребра к диаметру для спроектированных
куполов составляет:
h = і 1_
D 200 270 * *
Ребра располагаются через 1,0—1,5 м по опор¬
ному кольцу купола. Кольцевые настилы из досок*
2,0—2,5 см делаются двухслойными для возмож¬
ности перекрытия стыков в растянутых зонах.
Растягивающие кольцевые усилия передаются
через гвозди; прикрепление кольцевых настилоь
к ребрам рассчитывается на приращение мери ди
ональных усилий в ребрах. На кольцевом на
стиле нашивается однослойный косой настил
для воспринятия сдвигающих усилий в куполе.
Для лучшей укладки досок кольцевого настила на
сферическую поверхность оболочки необходимо
применять доски длиной 3 — 4 м и шириной не
более 16 см.
В вершине купола меридиональные усилия
передаются на верхнее деревянное кольцо,
диаметр которого определяется из условия раз¬
мещения ребер. Нижнее распорное кольцо вы¬
полняется из железобетона или дерева.
Форма оболочки может быть или сферической
или иной поверхности вращения. Подъем купола
должен быть не менее Ѵб диаметра.
8) Расчет
Расчет тонкостенных, а также ребристых обо¬
лочек производится обычно по безмоментной
теории. Основные расчетные усилия в сфериче¬
ской оболочке вращения могут быть определены
по нижеприводимым формулам.
590
К. П. КАШ КА РОВ
а) Усилия от действия во б-
ственного веса
Меридиональное усилие на 1 л* паралелли:
Т,=
2πϋ sill2 ψ
Qqp
2 nr sin φ
или
Τ» = IToos'i. ' g> P)
гДе Q<p — полный вес вышележащей части обо¬
лочки, определяемый по формуле:
Q<p = 2πΒ.2 (1 — cos φ) g;
φ— угол между нормалью к поверхности и
осью вращения купола;
В.— радиус сферы;
д — вес 1 м2 поверхности купола;
г — радиус горизонтального сечения купола.
Если задаться количеством ребер, восприни¬
мающих меридиональные усилия, то усилие в
одном ребре может быть определено по формуле:
п Sin φ *
(8)
где п — число ребер в куполе.
Кольцевые усилия на 1 м меридиана:
или
Т2
COS2 φ + COS φ — 1
1 + COS φ
gR
тг = rz—т1г
(9)
(10)
где Z = g cos φ — радиальная компонента внеш¬
них сил;
Ί\ — меридиональное усилие на 1 м.
Усилие в опорном кольце:
Ν+ =
н
2 π
Οφ Ctg φ
2 π
(11)
где Я — распор, передаваемый кольцу.
б) Усилия от снеговой нагруз¬
ки, изменяющейся по закону
Меридиональные усилия на 1 м параллели:
гр PCR COS2 fl? + COS<p+l Іяпу
Γι = _3 Γ+!οΓί · <16)
Кольцевые усилия на 1 м меридиана:
Т2 = PcR cos3 φ — Тг. (17)
Усилие в опорном кольце:
N
Q<p Ctg φ
2π
(18)
= -§- Pc^R2 (1 — COS* φ). (19)
г) Усилия от ветровой нагрузки
При расчете куполов на ветровую нагрузку
при отношении стрелы к диаметру XU
принимается во внимание только отрицательное
давление (отсос с максимальной ординатой на
вершине купола):
Рв = Чу (20)
где q— величина скоростного напора;
к — коэфициент обтекания, назначаемый в
зависимости от (по Единым нормам ориенти¬
ровочно, как для цилиндрического свода).
Давление на купол иногда принимается рас¬
пределенным по закону р = рв cos φ\ в этом слу¬
чае все усилия могут быть определены по форму¬
лам для снеговой нагрузки р = рс cos φ с об¬
ратными знаками.
Фиг. 9. Эпюра давления ветра для
полусферы
р — Pc COS φ.
Меридиональные усилия на 1 м параллели:
Т1 = рс|-, (12)
где рс — величина снеговой нагрузки на гори¬
зонтальную проекцию купола, принимаемая по
Единым нормам (условно, как для цилиндри¬
ческого покрытия).
Кольцевые усилия на 1 м меридиана:
тг = Рс -у cos 2<р. (13)
Усилие в опорном кольце:
Q<p = Р<^г2, (15)
где г — радиус опорного кольца.
в) Усилия от снеговой нагрузки, из¬
меняющейся по закону
Р = Рс cos2 φ.
Для куполов с отношением > 1/л необходимо
учитывать и положительное и отрицательное
давления. В этом случае эпюру давления ветра
(фиг. 9) можно разложить на две эпюры. На¬
грузка отрицательной эпюры может быть при¬
нята изменяющейся по закону р = рв cos2 φ
и усилия отрицательной эпюры определены по
формулам для снеговой нагрузки, распределен¬
ной по закону Pq = рс cos2 φ с обратными зна¬
ками.
Усилия от кососимметричной эпюры можно
определить по таблице для W0 sin2 φ sin2 ψ χ; при
этом давление ветра принимается:
W0 = 0,4 д,
где q — скоростной напор ветра.
Меридиональные и кольцевые усилия опреде¬
ляются для нижнего и верхнего опорных колец
и для нескольких промежуточных параллелей
вблизи сечения, где ожидается перемена знака
кольцевых усилий. Вычисленные усилия от раз¬
1 См. «Оболочки» Ф. Дишингера, изд. 1932 г.
КУПОЛЫ
691
ных случаев загружения суммируются для полу¬
чения максимальных величин, по которым произ¬
водится подбор сечений.
Пример 2. Расчет тонкостенного ку¬
пола 1 н а д зданием газгольдера для
Березниковского химкомбината
(фиг. 10—15).
а) Размеры купола
D = 32,50 м\ стрела — 7,20 м, радиус сферы
R = 21,75 м, отверстие фонаря Dx—4,50 м,
половина центрального угла φ = 48°24', cos φ =
= 0,665.
1 Проект разработан в Гипрохиме инж. Мирьвицким
Р. В.
б) Нагрузки (симметоичные)
Собственный вес.
Кровля рубероидная по пер¬
гамину и клебемассе . . 15,0 кг/м2
оболочка 0,07x60} . . . .42,0 »
Итого 57,0 кг]м2
По всему куполу:
Qg = 2πϋ2 (1 — cos φ) д =
= 2π 21,752 (1 - 0,665) · 57 = 56 600 кг.
ш
К. П. КАШ КАРОВ
Рубероид
Верхний косой пустил
2-й слой опалубки
Закладки из 2-х слоеб
пергамина
Ребро
'Фиг. 14. Прикрепление кольцевых настилов к мериди¬
ональным ребрам
Фиг. 15. Примыкание меридионального ребрак верх¬
нему опорному кольцу
КУПОЛЫ
593
Ребра купола:
82 . 16,5 . 0,16 · 0,12 . 600 = 15 500 кг
фонарь:
1 200 »
Итого 73 300 кг ,
Снеговая нагрузка (по закону cos φ):
рс = 150 кг/м2;
Qe = Лг2рс = л 16,252 · 150 = 125 000 кг.
Полная нагрузка на купол:
Q ^ 200 000 кг.
в) Расчет основных элементов
Распор, передаваемый опорному кольцу.
Максимальный распор:
IV = +- =
2 тег
Ql Ctg φ
2 nr
200 000 · ctg 48° 24'
6,28 · 16,25
= 1 735 кгм.
Максимальное растягивающее усилие в опорном
кольце:
ІѴ+ = Н'г = 1 735 · 16,25 = 28 160 кг.
В зоне фонарного кольца усилия:
Т — Qip 1 200 + 2 400 0 ,,Л ,
1 2πτ sin φ 6,28 . 2,35 . sin 6° '440 кг/м,
где 2 400 кг — снеговая нагрузка фонаря;
Z = 57 . 0,99 + 8,05 . 9,5 + 150 · 0,98 = 280 кг/м2;
■^2 = * 230 — 2 440 = + 3 640 кг/м (сжатие).
В фонарном кольце действует сжимающее
усилие:
N- = Т1г = 2 440 - 2,25 = 5 500 кг.
Сечение кольца назначено конструктивно.
Растягивающие кольцевые усилия Т2 опреде¬
ляем от снеговой нагрузки, изменяющейся по
закону:
Р = Pc cos2 φ = 150 COS2 φ.
Нагрузка от снега по всему куполу:
Qc = 105 000 кг;
Q = QcJrQg = 105 000 + 73 300 = 180 000 кг.
Усилие в одном ребре:
180 000
Τ'' ._
1 82 sin 48° 24'
Кольцевые усилия:
180 000 0 плЛ
' 82 -0,746 ~ 2 К8ш
Принято железобетонное кольцо сечением 60 х
X 30 см.
Усилие в меридиональном ребре купола
(при 82 ребрах):
Т[
Q 200 000
n sin φ 82 sin 48° 24'
3 260 кг.
Необходимая площадь смятия мауерлата (по¬
перек волокна) под ребром:
F,
3 260
20
163 см2.
Принято ребро из трех досок 4x16 см, при¬
чем средняя доска имеет шип размером 4x6 см.
Усилия в параллелях определяются по фор¬
муле:
Т2 = RZ — ТА,
где Z — радиальная компонента внешних сил;
Тг — меридиональное усилие на 1 м.
В пределах между фонарным и опорным коль¬
цами можно принять:
Т2 = ZR — Т± =
= (57 COS φ -f 8,05 ctg φ + 150 COS3 φ) R — 7\;
ДѵЧЯ φ = 48°24' имеем:
Ζ = 57 · 0,665 +
+ 8,05 - 1,13 + 150 - 0,295 = 91,5 кг'м;
Т2 = 91,5 · 21,75 — 2 960 = 1 990 — 2 960 =
= — 970 кг/м.
Для воспринятия этого растягивающего уси¬
лия необходимо гвоздей 0 2,6 мм, I = 70 мм:
т = Й7 = тг = 46 шт-·
при ширине досок опалубки 16 см число гвоз¬
девых срезов в доске должно быть:
m
46-16 _Q
100 ~ 8'
Все полученные усилия настолько незначи¬
тельны, что гвоздевой забой и прочие элементы
купола назначены конструктивно.
Z = q cos φ =
б. Ребристые оболочки вращения
„ЛЛС(И , 0,16 - 0,12 - 600 - 82 .
= Ы eos φ + 2я · 21,75 ct2P +
-f 150 cos2 φ = 57 cos φ -f 8 ctg φ -f 150 cos2 φ;
ДЛЯ
φ = 48° 24'
имеем:
Z = 57 · 0,665 +
+ 8 - 1,13 + 150 - 0,44 = 133,35 кг/м;
Тг = 113,35 . 21,75 — = —150 кг/м.
Усилие — растяжение; гвоздевые соединения в
параллелях поставлены конструктивно.
Сжимающие кольцевые усилия Т2 в верхйей
части купола воспринимаются торцами досок.
Общая характеристика
Ребристые куполы-оболочки развились из
тонкостенных оболочек и применяются для боль¬
ших пролетов, когда для повышения устойчи¬
вости оболочки необходимо придать меридио¬
нальным ребрам большую жесткость.
Помимо того такие жесткие ребра служат
монтажным скелетом при возведении купола,
распределяют сосредоточенные нагрузки на обо¬
лочку и воспринимают изгибающие моменты,
которые могут быть значительными при несим¬
метричной нагрузке, наличии вырезов в оболочке
и в других случаях.
Кольцевой и косой настилы устраиваются так
же, как и в тонкостенных оболочках.
Ребристые куполы-оболочки рассчитываются
по тем же методам, что и тонкостенные оболочки.
Деревянные конструкции
38
594
К. Я. КАШКАРОВ
Для воспринятия меридиональных усилий между
жесткими ребрами ставятся промежуточные реб¬
ра из трех-четырех досок плашмя.
Пример 3. Купол Симоновского
дворца культуры в Москве1 (фиг.
16—22).
а) Конструкция
Купол перекрывает зрительный зал вмести¬
мостью в 4 000 человек и имеет подвесной аку¬
стический потолок. Часть купола срезается сце¬
ной театра, причем возможность передачи го¬
ризонтальных усилий на сцену исключена. Диа¬
метр купола равен 59,0 м при высоте подъема
/ = 15,3 м, т. е.:
1_ — ~ 1
D 59,5 ^ Y *
косяков (фиг. 21). Промежуточные ребра не до¬
ходят до верхнего кольца и воспринимают мери¬
диональные усилия от кольцевого настила через
гвозди.
Основные и промежуточные ребра в срезан¬
ной части передают на железобетонную стенку
сцены только вертикальные составляющие. Де¬
таль опирания показана на фиг. 22.
Кольцевой настил состоит из брусков 4,0 Х4,0
см, сшитых гвоздями по всей поверхности купола
в сплошную оболочку. В срезанной части поверх
основного настила устроен дополнительный пояс
шириной 1,5 м. Фибролитовое утепление подшито
снизу гудронированной фанерой. Осушающий
режим конструкции обеспечивается сплошными
кольцевыми щелями в железной кровле купола.
Для уменьшения пожарной опасности пред¬
положено всю внутреннюю поверхность купола
Подвесной потолок
Фиг. 16. Купол Симоновского Дворца культуры
Основные жесткие ребра купола, расположен¬
ные через 6,0 м (по опорному кольцу), состав¬
ного сечения с фанерной стенкой 2, имеют серпо¬
видную форму с наибольшей высотой сечения
h = 1,15 м, т. е.:
h_ _ М5_
D 59,5 ~ 52 *
Максимальная высота сечения ребра остается
постоянной для всех ребер купола, включая и
срезанную часть последнего, в которой ребра
соответственно изменены по длине (фиг. 19). Эти
ребра являются монтажным скелетом купола;
конструкция ребра показана на фиг. 18 и 19.
Между основными ребрами поставлены коль¬
цевые связи, состоящие из парных прогонов и
подкосов к ним. Связи служат опорами для про¬
межуточных ребер во время монтажа и обеспе¬
чивают устойчивость нижних поясов основных
ребер. Для придания кровле купола кривизны
под ребрами между досками прогонов вставлены
прокладки. Промежуточные ребра II и III со¬
стоят из трех досок, сшитых гвоздями.
В орезанной части купола все промежуточные
ребра — составного сечения с фанерными стен¬
ками.
Ребра в несрезанной части опираются на желе¬
зобетонное кольцо, воспринимающее распор ку¬
пола (фиг. 20). В верхней части купола основ¬
ные ребра опираются на кольцо, составленное из
1 Проект разработан в 1933 г. в СДК ЦНИПС инж.
Свенцицким Г. В.
2 Возможность применения фанеры, как и в других
случаях, обусловливается полным исключением опасно¬
сти увлажнения ее при возведении и эксплоатации.
и ребра, а также деревянные части подвесного
потолка покрыть огнезащитной силикатной крас¬
кой.
Подвесной акустический потолок состоит из
радиальных дощатых ребер, расположенных под
ребрами купола и подвешенных к ним при по¬
мощи тяжей 0 12 мм. На ребрах нашиты ле¬
кальные шаблоны для устройства софитов. Снизу
дана подшивка из колотых досок для нанесения
штукатурки.
б) Принцип расчета
Основным затруднением в расчете этого купола
было нарушение цельности оболочки срезом
в месте примыкания к сцене. В качестве первого
приближения приняты следующие предпосылки.
1. В несрезанной части купола меридиональ¬
ные и кольцевые усилия определяются без у.чета
нарушения цельности оболочки, т. ѳ. по обычным
формулам теории оболочек вращения (для сим¬
метричной нагрузки).
2. Меридиональные усилия цельной оболочки
в местах примыкания купола к сцене направлены
по касательной к окружности меридионального
сечения данного ребра. Эти меридиональные уси¬
лия раскладываются на составляющие: 1) вер¬
тикальную, воспринимаемую вертикальной же¬
лезобетонной стенкой, и 2) по хорде ребра купола,
вызывающую в ребре изгибающий момент.
3. Кольцевые усилия у среза купола прило¬
жены по касательной к окружности горизонталь¬
ного сечения купола. Эти усилия раскладыва¬
ются сначала в плоскости горизонтального се¬
чения на составляющие: 1) в направлении ребра
КУПОЛЫ
595
«и шир. ί50 сберху колЬцебого настила
фиг. 17. Купол Симоновского Дворца культуры
38*
Сечение Г-1
5.
α )
Сечение ІИ»
Фиг. 19.
Поперечное сечение ребра и поперечные связи жесткости (к фиг. 17)
Ш К. П. КАШКАРОВ
КУПОЛЫ
59
Косой насп.ип
~<R9
КопъцеЬой настил
из брусѳчкоЬ 4x4 4
Отеплитель -2 слоя
фибролита
/идрониробаннап фанера
болт ф 12
Рцбероид 5 слоеб
Анкер Ф <6 ;^60
Фиг. 20. Опирание ребер в несрезанной части (к фиг. 17)
Фиг. 21. Верхнее кольцо (к фиг. 17)
598
К. П. КАШКАРОВ
{по меридиональному сечению) и 2) параллельно
железобетонной стенке. Последняя составляю¬
щая воспринимается стенкой и специальным па¬
раллельным поясом из досок. Меридиональная
составляющая кольцевого усилия раскладывается
далее по п. 2 в направлениях: 1) хорды данного
Фиг. 22. Опирание ребер в срезанной части на верти¬
кальную стенку (к фиг. 17)
ребра и 2) вертикально. Составляющая по хорде
дает в ребрах дополнительный изгибающий мо¬
мент, складываемый с моментом в ребре от мери¬
диональных усилий, а вертикальная составляю¬
щая воспринимается железобетонной стен¬
кой.
4. Возникающие сдвигающие усилия воспри¬
нимаются косым настилом и кольцевой обо¬
лочкой купола, сшитыми гвоздями в одно це¬
лое.
Ребра, примыкающие к сцене, рассчитывались
на изгибающие моменты, определенные по выше¬
указанному способу. В остальной части купола
очертание ребер принято таким же. Кроме того
основные ребра проверены на усилия от мон¬
тажных нагрузок.
в) Технические показатели
проекта
1) Приведенная толщина оболочки без кон¬
струкции подвесного потолка — 11,3 см\
2) расход металла по отношению к полному
весу купола без потолка — 2,85%;
3) расход дерева на 1 м2 плана — 58,3 кг/м2;
4) расход металла на 1 м2 плана — 1,71 кг/м2.
6. Прочие типы куполов
К числу предложенных в последнее время но¬
вых конструкций относятся:
а) кольцемассивный купол;
б) полу сборный купол из меридиональных
треугольников;
в) сборный купол из отдельных блоков.
1) Кольцемассивный купол1
Особенностью кольцемассивного купола яв¬
ляется равномерное распределение материала
по всей толще ограждения, так что дерево, вос¬
принимая усилия конструкции, является в то
же время единым термоизолятором ограждения
(фиг. 23—25).
Кольцевой слой купола образуется постепен¬
ной укладкой досок плашмя по параллелям ку¬
пола. Каждый последующий слой перекрывает
стыки досок предыдущего слоя и пришивается к
ранее уложенным слоям гвоздями.
Ширина досок назначается главным образом
из теплотехнических соображений. Длина досок
зависит от радиуса сферы и величины допу¬
скаемого углубления в рифленой поверхности ку¬
пола (изнутри). Толщина досок должна быть
в каждом слое одинаковой и наибольшей — внизу
купола. Доски изгибаются только по меньшей
высоте для плотной укладки на коническую по¬
верхность предыдущего слоя. Изнутри вся по¬
верхность купола получается рифленой без вы¬
ступающих углов.
Ребра, состоящие из отдельных звеньев дли¬
ной 3—6 м, и меридиональные доски постепенно
пришиваются к кольцевому слою сверху во время
возведения купола.
Форма купола желательна сферическая. Коль¬
цемассивный купол возводится без коренных
лесов и центральной мачты. Положение каждой
укладываемой доски кольцевого слоя контро¬
лируется гибким или жестким радиусом («воро-
бой») из центра сферы или центра плана купола
(если центр сферы недосягаем). В последнем
случае величина радиуса меняется для каждого
слоя оболочки.
Назначение ребер то же, что и в обыкновенной
ребристой оболочке. Меридиональные доски вос¬
принимают меридиональные усилия. Если мери¬
диональные доски будут покрывать наружную
поверхность оболочки сплошным слоем, то толщи¬
ну меридионального слоя можно учесть в тепло¬
техническом расчете оболочки.
Перед сдачей сооружения в эксплоатацию
должна производиться обработка внутренней
поверхности купола.
Положительными свойствами кольцемассив¬
ного купола являются:
1) возможность возведения бев коренных ле¬
сов;
1 Предложено инж. Кашкаровым К. П. в 1934 г
КУПОЛЫ
599
Фиг. 23 . Кольцемассивный купол D = 60 м
Фиг. 24. Кольцемассивный купол D = 60 м
воп к. П. КАШКАРОВ
КУПОЛЫ
601
2) возможность применения низкосортных лесо¬
материалов и лесных отходов на строительстве;
3) отсутствие выступающих частей конструк¬
ции внутри помещения;
4) высокие противопожарные свойства.
В 1934 г. на Московском госипподроме был
построен кольцемассивный купол D = 20 м. Ребра
жесткости сделаны в виде арок Делорма (фиг. 26
и 27).
диональных усилий, вертикальные же — исполь¬
зуются для бокового освещения. Возможность
бокового освещения является большим преиму¬
ществом предложенной конструкции по сравне¬
нию с купольными оболочками.
Сборный купол1 (фиг. 29) собирается из от¬
дельных кольцевых блоков, соединяемых при по¬
мощи задвижного пазо-шипа с последующей
прошивкой соприкасающихся брусков гвоздями.
Фиг. 25. Схема производства работ по возведению
кольцемассивного купола
Фиг. 26. Кольцемассивный купол D =* 20 м на I Гос¬
ипподроме в Москве
Фиг. 27. Кольцемассивный купол D = 20 м
на I Госипподроме в Москве
2) Полусборные и сборные куполы
Применение принципа сборности наметило сле¬
дующие возможности конструкции полу сборного
и сборного куполов.
Полусборный купол (фиг. 28) со¬
стоит из жестких меридиональных треуголь¬
ников \ устанавливаемых при помощи временных
креплений с последующей укладкой кольцевого
настила по наклонным наружным сторонам тре¬
угольников. После замыкания кольцевого на¬
стила одного яруса может производиться установ¬
ка следующего. Внутренние наклонные стороны
треугольников стыкуются для воспринятия мери-
1 Предложен инш. Мильвицким Р. В. в 1932 г.
Сборные ребра состоят из отдельных частей,
соединяемых последовательным наращиванием на
половину длины элемента. Сплоченное ребро имеет
сечение из двух частей, одинаково воспринимаю¬
щих меридиональные усилия оболочки. По па¬
раллелям купола укладываются блоки с готовым
утеплителем, кровлей и пароизоляцией, также
с перекрытием стыков предыдущего слоя. Коль¬
цевые блоки пересекают стенку ребра через
один слой.
Взаимное расположение ребер и кольцевых
блоков может быть различно; бруски ребра могут
1 Предложен инж. Кашкаровьш К. П. и инж. Свен-
цицким Г. В. в 1933 г., опытной проверке не под¬
вергался.
К. П. КАШКАРОВ
SJO?
а)
е)
Фиг. 28. Ступенчатый яолусборный купол
КУПОЛЫ
603
быть снаружи, внутри или смещены в какую-
нибудь сторону по отношению к толщине коль¬
цевых блоков.
В холодных куполах и куполах, покрываемых
другим кровельным материалом, применяются
сквозные блоки без обшивок.
7. Производство работ
При возведении куполов-оболочек применяется
обычно следующий порядок производства работ:
а) заготовляются на земле ребра купола;
б) укладываются и укрепляются на железо¬
бетонном кольце креозотированные мауерлаты
с прокладкой двух слоев толя;
в) устанавливается на подмостях нижняя
часть фонарного кольца купола;
г) поднимаются и устанавливаются ребра ку¬
пола попарно с диаметрально противоположных
сторон; на время установки ребер фонарное
кольцо раскрепляется;
д) укладывается верхняя часть фонарного
кольца и сбивается гвоздями или стягивается
болтами с нижней частью кольца; устанавли¬
вается фонарь;
а)
Кровельная фанеро
«)
Фиг. 29. Сборный купол из
должно быть обращено особое внимание на вре¬
менное раскрепление ребер помощью тросов,
канатов и расшивок. Таким образом возведены
большие купола в Саратове и Иванове (фиг. 30).
Недостатком такого способа возведения яв¬
ляется значительная трудоемкость работ по подъ¬
емке и закреплению гибких и громоздких ребер,
и поэтому экономически может оказаться более
выгодной сборка куполов с коренных лесов.
Более совершенным способом являются подъ¬
ем и установка спаренных ребер. Внизу ребра
попарно соединяются элементами кровли и по¬
перечных поясов и временными расшивками,
образуя готовую часть покрытия с кровлей, термо-
б)
кольцевых блоков
ej производятся последовательная обшивка
слоев купольной оболочки и кровельные работы;
ж) производятся подшивка утепления и рас-
кружаливание подмостей с разборкой лесов.
Доски купольных обшивок в целях механи¬
зации работы целесообразно заготавливать внизу
по специальным шаблонам.
Для плоскостных ребристых куполов и реб¬
ристых оболочек возможно производство работ
без коренных лесов. Отдельные ребра подни¬
маются и устанавливаются на свои места. Вверху
ребра опираются на кольцо, установленное на
центральной мачте. При этом способе работ
изоляцией и отделкой всего сферического сектора.
Подъем и установка подобного сектора благодаря
обеспеченной устойчивости ребер менее трудоемки.
Примером такого производства работ могут ·
служить деревянные подмости для железобетон¬
ного купола театра в Новосибирске г.
ЛИТЕРАТУРА
1. Дишингер Ф., Оболочки и куполът, 1932 г-
2. Проф. Новодворский В. Э., Курс тео.
рии сооружений, часть спец., вып. 1, «Оболочки», 1 —
Статические задачи, изд. АКНИ, Баку 1932 г.
1 См. т.· IV, стр. 350—351.
К. П. КАШКАРОВ
601
Фиг. 30. Возведение купола в г. Иванове
3. Геккелер П. В., Статика упругого тела,
ОНТИ, 1934 г.
4. Проф. Новодворский В. Э., О так назы¬
ваемой «безмоментной теории» оболочек, «Строит, пром.»
№ 1, 1933 г.
5. Prof. Dr. Steurmann E., Berechnung der
Kuppeln ais Bogen auf elastischer Unterlage, «Der Bau-
ingenieur», 1933, H. 21/22.
6. Инж. Соколов, Расчет куполов, «Инженер¬
ный журнал» 1906 г.
7. Л а X т и н , Расчет арок и сводов, 1911 г.
8. КерстенМ., Современные инженерные дере¬
вянные конструкции, Гострансиздат, 1932 г.
9. Иванов В. Ф., Деревянные конструкции
гражданских сооружений, ч. 1.
ДО. Пастернак П. Л. и Матэри Б. Ф.,
Конструкция большого театра в Новосибирске (монтаж
лесов для железобетонного купола), «Проект и стан¬
дарт» №’ 1, 1935 г.
11. Клейменов Б., Постройка купола (круж-
сетчат. купол) «Строит, пром.» № 9, 1935 г.
12. Инж. Лопатин Б., Постройка здания Гос,
цирка в г. Иванове (дерев, купол), «Строит, пром.» № 1-
1934 г.
13. Инж. Мильвицкий Р. В., Опыты проек¬
тирования новых строительных конструкций для зда¬
ний химических заводов (дерев, ку полы-оболочки),
«Химстрой» № 9—10, 1931 г.
14. Инж. Мильвицкий Р. В., Опыты проек¬
тирования новых строительных конструкций для зда¬
ний химических заводов (расчет цилиндрической обо¬
лочки и примыкание ее к полукуполу), «Химстрой»
№ 4, 1932 г.
15. Инж. Кашкаров К. П., Новая конструкция
деревянного купола (кольцемассивный купол), «Проект
и стандарт», 1936 г.
16. Инж. Кашкаров К. П., Безреберный купол,
Научно-технический отчет ЦНИПС, 1934 г.
17. Инж. Свенцицкий Г. В., Технический
проект деревянного ребристого купола Дворца культуры
в Ленинской слободе (Москва), Научно-технический
отчет ЦНИПС, 1933 г.
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
КОНСТРУКЦИИ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕ¬
НИЙ СПЕЦИАЛЬНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
Доц. Г. А. ЦВИНГМАН
I. НАВЕСЫ И САРАИ
1. Общая технико-экономическая характе¬
ристика
Деревянные навесы и сараи представляют собой
специальную группу деревянных сооружений,
весьма разнообразную по схемам, конструктив¬
ным решениям, габаритам и по возможному
эксплоатационному использованию. Они широко
применяются во всех отраслях народного хозяй¬
ства и в большинстве случаев являются харак¬
терными представителями простейших инже¬
нерных деревянных сооружений.
Навесы применяются главным образом только
для защиты от атмосферных осадков (снега и
дождя) определенного участка земли, почему
и представляют собой в основном кровельное
покрытие, опирающееся на ряд стоек. К навесам
следует отнести открытые перронные покрытия,
свободно стоящие покрытия трибун для публики
в спортстадионах, собственно навесы для хране¬
ния разных материалов и оборудования, так
называемые козырьки для защиты разного рода
входов и вводов в помещения и т. п.
Сараи ограждают пространство не только
сверху, но и с боков путем устройства наружных
стен.
Сараи предназначаются для хранения разного
рода инвентаря и материалов и как помещения
для птиц и скота. К этой группе следует отнести
пакгаузы и сараи для хранения сырья, полу¬
фабрикатов и готовой продукции промышлен¬
ного и сельскохозяйственного назначения.
В практике чаще всего применяются простей¬
шие деревянные конструкции навесов и сараев,
собираемые на месте из отдельных бревен и до¬
сок и скрепляемые обыкновенно простейшего ти¬
па врубками, болтами, скобами и гвоздями.
Только навесы особого назначения — для само¬
летов и автомобилей, летние театры и т. п.—
при значительных габаритах сооружения осуще¬
ствляются в инженерных формах деревянных
конструкций.
Элементы, воспринимающие вертикальную на¬
грузку от перекрытия навеса или сарая (стойки),
осуществляются обычно в дереве или камне.
Применение каменных и железобетонных не¬
сущих столбов в сочетании с легкими деревян¬
ными покрытиями навесов и сараев для капиталь¬
ных сооружений во всех отношениях целесооб¬
разно и должно считаться основным решением-
Для обеспечения боковой устойчивости соору¬
жения следует стремиться к использованию жест¬
кости наружных и внутренних стен или перего
родок здания. Наличие стенок-диафрагм ос о
бенно желательно в протяженных и многопролет¬
ных схемах. Они могут быть бетонно-каменными
или деревянными. Устойчивость отдельных секций
между поперечными диафрагмами при шарнир¬
ных опорах стоек этих секций может обеспечи¬
ваться кровлей, которая в этих случаях рассмат¬
ривается и должна быть сконструирована тоже
как жесткая диафрагма, работающая в горизон¬
тальной плоскости и заанкеренная в соответ¬
ствующих бетонно-каменных или деревянных по¬
перечных стенах.
Закапывание деревянных стоек в землю или за¬
делка их в бетонно-каменные массивы, часто при¬
меняемые в целях придания устойчивости соору¬
жению, не могут быть рекомендованы, поскольку
загнивание деревянных стоек в месте выхода
из земли при переменном воздействии тепла,
воздуха и воды почти неизбежно. Примитивное за¬
капывание стоек допустимо только в сооружениях
ограниченного срока службы — до 1—2 лет.
В более капитальных сооружениях наружные
части закапываемых деревянных элементов, на¬
ходящиеся в пределах переменного воздействия
влаги, должны покрываться фтористо-натрие¬
выми «бандажами».
В сооружениях типа навеса следует отдавать
предпочтение консольным решениям, обеспечи¬
вающим некоторую защиту от косого дождя де¬
ревянным крайним опорам.
По количеству пролетов в поперечном сечении
навесов и сараев различают нижеследующие
основные группы: 1) однопролетные, 2) двух.про-
летные, 3) трехпролетные и наконец 4) много¬
пролетные.
Однопролетная схема характерна для сооруже¬
ний небольших масштабов с малыми габаритами.
Двух- и трехпролетные схемы обслуживают
средние габариты и чаще других встречаются в
строительной практике. Многопролетные навесы
и сараи в строительной практике применяются
только в складских хозяйствах больших разме¬
ров. Применяются они значительно реже, потому
606
Г. А. ЦВИНГМАН
что требуют устройства верхнего света и специ¬
альных мероприятий по удалению снега.
Продольные и поперечные огнестойкие зоны за¬
трудняют обслуживание грузоподъемными сред¬
ствами средних пролетов сооружения, удорожая
таким образом само сооружение, его оборудование
и эксплоатацию.
В зависимости от величины каждого из про¬
летов различают: 1) малопролетные схемы на¬
весов и сараев до 2—3 м в свету, 2) среднепролет¬
ные до 5—б м, что соответствует нормированной
длине лесоматериалов, и 3) большепролетные
схемы от 8 до 50 м. Малопролетные решения
наиболее характерны для сушильных навесов и
сараев. Высушиваемые материалы приходится
выдерживать на специальных стелажах, стойки
которых иногда с успехом могут быть использо¬
ваны как опорные стойки покрытия.
Нормальная длина лесоматериалов является
основной причиной того, что деревянные навесы
и сараи пролетом в 5—7 м встречаются чаще
других типов.
В зависимости от типа нагрузок различают
навесы и сараи, воспринимающие только собст¬
венный вес и незначительные нагрузки от снега
и ветра, и навесы и сараи, которые несут помимо
того дополнительные нагрузки от «кошек», кра¬
нов, транспортеров.
При расчете навесов и сараев основная на¬
грузка принимается с учетом снеговых мешков.
Учет односторонней снеговой, ветровой и полез¬
ной нагрузки (от кошек и кранов) обязателен
как в открытых, так и в обшитых свободно стоя¬
щих навесах и сараях не только больших, но и
малых масштабов.
В зависимости от эксплоатационных сроков
использования различаются навесы и сараи:
1) временного значения, полезный срок службы
которых определяется всего несколькими меся¬
цами, и
2) постоянного характера, капитальные по¬
стройки, находящиеся в эксплоатации в течение
ряда лет или даже десятков лет.
Навесы первой группы относятся обычно к IV
классу сооружений, в то время как вторые могут
быть отнесены к III классу.
Сборно-разборные решения навесов и сараев
применяются преимущественно во временных
постройках в расчете на многократное исполь¬
зование их в разных местах одной или даже
нескольких строек.
При выборе кровельных материалов для по¬
крытия навесов и сараев следует иметь в виду
следующие соображения.
Из рулонных кровельных материалов рубероид,
рассчитанный наЮ и более лет эксплоатации, дол¬
жен применяться только для покрытия стационар¬
ных навесов и сараев. Временные навесы и сараи
при наличии только одинарного дощатого настила
должны иметь уклон не менее 20% и обычно покры¬
ваются толем с перекрытием продольных (нормаль¬
но к карнизу) швов рейкой или горбылем. Сборно¬
разборные навесы и сараи военно-полевого типа
нередко покрываются брезентом по жесткому
деревянному каркасу. Мелкоштучные кровель¬
ные материалы—этернит, черепица, щепа и т. п.—
для сборно-разборных решений непригодны ввиду
трудоемкости их настилки, связанной с большой
затратой времени. Значительно лучше в этом
отношении крупноштучные кровельные мате¬
риалы, позволяющие одним элементом пере¬
крыть сразу не менее 1 м2 площади покры¬
тия навеса или сарая. К этой группе кровель¬
ных материалов относятся плоская и вол¬
нистая асбофанера, специальная кровельная толь-
фанера (проф. Алексеева) и особенно специаль¬
ные кровельные щиты, заранее заготовляемые
и укладываемые в покрытии как ограждающие
и вместе с тем как рабочие элементы. Величина
наклона и количество плоскостей скатов кровли
определяются прежде всего кровельным материа¬
лом. Обычно кровельные покрытия навесов и
сараев имеют уклон от 5 до 50%. Только при
необходимости использования чердачного объема
помещения и при мелкоштучном кровельном
материале целесообразно иметь схему с болеѳ
крутой кровлей с наклоном около 100%. Одно¬
скатные и двускатные схемы деревянных навесов
и сараев получили на практике значительно
большее применение, чем многоскатные, приме¬
няемые лишь в многопролетных схемах. Навесы
всегда имеют холодные покрытия; сараи в зави¬
симости от назначения могут иметь как холод¬
ное, так и утепленное покрытие.
Способ освещения внутреннего полезного про¬
странства прежде всего зависит от схемы соору¬
жения: в однопролетных и двухпролетных сараях
и навесах преобладает боковое освещение, в мно¬
гопролетных решениях при значительной ширине
в поперечном сечении сараев и навесов иногда
возможно устройство верхнего света в виде фо¬
нарей. В некоторых случаях сараи могут осве¬
щаться через дверные проемы, когда они открыты.
Деревянные навесы и сараи, как правило, имеют
наружный отвод с кровли атмосферных осадков,
только в многопролетных решениях иногда при¬
меняется хорошо утепленный внутренний отвод
дождевых и талых вод.
2. Однопролетные решения навесов
и сараев
Схемы основных типовых конструкций одно¬
пролетных деревянных навесов и сараев изобра¬
жены на фиг. 1. Рассматриваемая группа харак¬
терна многообразием возможных конструктив¬
ных форм. Схемы расположены в порядке после¬
довательной сложности конструктивного решения.
Тип первый деревянного навеса или сарая
представляет собой простейшую конструкцию о
односкатной кровлей и консолями и может
иметь несколько вариантов. Стойки из круглого
леса (фиг. 2) устанавливаются по главным осям
с шагом S.
После выверки и наложения верхней обвязки
стойки закапываются на глубину h и хорошо
затрамбовываются. У поверхности земли в по¬
стоянных навесах и сараях обязательно приме¬
нение консервирования последующего действия
в виде бандажей. Небольшая вертикаль¬
ная сила, действующая в стойке, может быть
передана в плотных грунтах непосредственно
через торец, при слабых грунтах стойку необ¬
ходимо установить на подкладку в виде коро¬
тыша, доски, бревна или, что лучше, на посте-
листый бутовый камень. Верхние обвязки —
прогоны из круглых бревен—устанавливаются не¬
посредственно на верхние торцы стоек и скреп¬
ляются с ними скобами (фиг. 3); стыки обвязок
решаются косым прирубом. Поперечные балки —
стропильные ноги — кладутся непосредственно на
прогоны и крепятся к ним разворотными ско¬
бами. Рабочий настил устраивается из горбылей
реек или досок; на него непосредственно ложится
НАВЕСЫ И САРАИ
60Т
1
кровля. Прогоны могут быть также скон¬
струированы из досок (фиг. 4), которые крепятся
гвоздями или болтом по обе стороны стойки
с расположением стыков вразбежку. В таком
случае и стропильные ноги лучше делать из
досок, укрепляемых гвоздями к вкладышам,
защемленным в виде прокладок в парном прогоне
(фиг. 5). Конструкция рабочего настила зависит
главным образом от типа кровельного мате¬
риала. Рулонные и хрупкоштучные кровельные
материалы неизбежно требуют сплошной палубы.
В статическом отношев щ
данная схема представляет
собой совокупность элемен¬
тарных балок и защемлен¬
ных в земле стоек. Этот тип
навеса разработан до состо¬
яния проекта стандарта, с
учетом стандартов лесомате¬
риалов и габаритов схемы.
В сараях стены могут иметь
разное констуктивное реше¬
ние, однако более рекомен¬
дуемым типом, как показала
практика, следует признать
простую обшивку горизон¬
тальными досками, прикре¬
пляемыми к стойкам гвоз¬
дями с перекрытием «по-
польски» самих досок в це¬
лях предотвращения проте¬
кания воды внутрь сарая
(фиг. 6).
Второй тип (фиг. 1) имеет
в покрытии несущую балку
двутаврового сечения с пе¬
рекрестной стенкой на гво¬
здях и со скошенными кон¬
солями. Заменяя деревян¬
ные стойки железобетонны¬
ми и каменными столбами,
получим вариант, осущест¬
вленный у нас в Союзе во
многих местах в сооруже¬
ниях третьего и четвертого
класса.
Третий тип (фиг. 1), де¬
тально изображенный на
фиг. 7, был впервые осуще¬
ствлен за эти годы на неко¬
торых строительствах и исе
пользован как временны-
мастерские и цеха по изго¬
товлению различных эле¬
ментов сборных железобе¬
тонных конструкций. При¬
менение тавровых балок с
прикрепленным по середине пролета монорельсом
для кошки оправдывается увеличенным пролетом
сарая. Конструкция работала в течение двух лет
весьма удовлетворительно, после чего была ра¬
зобрана, и тавровые балки были установлены
в покрытии здания как рабочие элементы.
Четвертый тип (фиг. 1) представляет собой
поставленные через 2 м рамы с затяжками, цели¬
ком сконструированные из теса на гвоздях (фиг. 8).
Навес этой конструкции является переносным,
он собирается секциями длиной 6—8 м каждая.
Пространство над затяжкой может служить мес¬
том для склада лесоматериалов, низ исполь¬
зуется для временных производственных целей.
Навес был построен в двух местах; при много¬
кратной перестановке пришлось весь разорвав¬
шийся толь заменить кровельной толь-фанерой,
что увеличило к тому же пространственную
жесткость сооружения. В случае загрузки верх¬
него яруса досками (для просушки) ноги навеса
должны быть скреплены крестами в продольном
направлении, хотя бы в крайних пролетах.
Пятый тип (фиг. 1) представляет собой весьма
своеобразную конструкцию, изображенную на
фиг. 9—12. Навес работает как двухшарнирная
рама; каждая нога рамы в основном состоит ив*
г
четырех стоек, расходящихся кверху, образуя?
опрокинутую пирамиду. Две внешние стойки
находятся в вертикальной плоскости, внутрен¬
ние стойки поставлены в наклонной плоскости.
Тесовая кровля пришивается непосредственно
к четырем продольным прогонам, связанным со
стойками. В то же время тесовая кровля явля¬
ется рабочим элементом, заменяющим собой гну¬
тый ригель рамы.
Отдельные тесины пришиваются вразбежку в
перекрой с напуском (фиг. 9) и с каждой стороны
имеют специальные желобки, которые должны
предотвратить затекание дождевых вод внутрь
навеса. Вся конструкция одной секции шарнирно
опирается на землю в четырех точках.
ш
Г. А. ЦВИНГМАН
На фиг. 10 изображен навес рассматриваемого
типа в нормальных проекциях; на фиг. 11 и 12 —
отдельные конструктивные его детали. Та же
схема в виде плоских двухшарнирных рам с гну¬
тым ригелем-кровлей может быть ’также исполь¬
зована и для сараев, продольная устойчивость
которых обеспечивается подкосами в плоскостях
продольных стен, имеющих нормальную гори¬
зонтальную обшивку. Навесы и сараи рассматри¬
ваемой конструкции изготовляются отдельными
секциями, которые, как показала практика,
довольно легко переносятся в пределах терри¬
тории строительства. По миновании надобности
в навесе или сарае последний
легко разбирается, а лесома¬
териал используется для дру¬
гих целей.
Шестой тип навеса (фиг. 1)
представляет собой трехшар-
Фиг 3 Соединение НИРНУЮ схемУ* сконструиро-
бревенчатых прого- ванную на гвоздях из тесин
нов со стоиками (к или досок. Ригель рамы со-
Фиг.і2) стоит из трех-четырех досок,
ноги из двух-трех досок,
скрепляемых помощью гвоздей. Навес изго¬
товляется отдельными секциями, причем осо¬
бое внимание обращается на раскрепление ног
в продольном направлении. Этот навес был осу¬
ществлен на ряде строительств и выявил себя
с положительной стороны.
Седьмой тип характеризуется применением в
качестве несущг-й конструкции двухшарнирных
рам двутаврового сечения с перекрестной стенкой
на гвоздях. Эта конструкция может быть реко¬
мендована главным образом для навесов и са¬
раев большого масштаба, для складов и т. п.
Восьмой тип в виде трехшарнирных арок сплош¬
ного сечения (фиг. 1 и 13) был осуществлен
за эти годы на ряде строительств: под сараи для
склада земли, сараи-гаражи
на 20—50 машин, трактор¬
ные сараи и пакгаузы.
Девятый тип (фиг. 1)
имеет трехшарнирную кон¬
структивную схему и дву¬
тавровое сечение с пере¬
крестной стенкой на гвоз-
Фиг. ь. Соединение
дощатых прогонов со
стойками (к фиг. 4)
Фиг. 6. Обшивка стоек
досками
дях; благодаря наличию консолей эта схема ещѳ
более подходит для покрытия навесов. Такие на¬
весы возведены как перронные покрытия и пакга-
НАВЕСЫ И САРАИ
600
Фиг. 7. Покрытие навеса тавровыми балками
Сечение 4-4
гх~і
LXJ —
фиг. 8. Дощатая рама двускатного навс.'Л
Псюевянные kohctdykdkh
39
CIO
Г. А. ЦВИНГМАН
узы на многих железнодорожных станциях. Про¬
стота изготовления и монтажа, небольшое сечение
рабочих элементов и их компактность, малое влия¬
ние осадки опор на крепость сооружения, малый
расход материалов и возможность воспринятия
сосредоточенных сил от «кошек» позволяют ре¬
комендовать эти конструкции для навесов и са¬
раев с 10—15-летним эксплоатационным сроком.
размеры и осуществляться в виде свободно стоя¬
щих навесов для автомашин, аэропланов и т. п.
Два варианта данной конструкции1 пролетом в
20 и 40 м дали по сравнению с другими возмож¬
ными решениями лучшие технико-экономиче¬
ские показатели.
Двенадцатый тип однопролетного деревянного
навеса или сарая (фиг. 1, 14—18) представляет
"низ Сердцевиной I
вверх
Фиг. 9. Дощатое покрытие навеса (к фиг. 10)
ψ Кругляк- ^»16
Кругляк ф 10
I Гбозди p4,b,Lr\00
Вариант решения узла 2 на гбоздях
Фиг. 10. Конструктивная схема
навеса со сводчатой кровлей
3 гвоздя 04.5,1=1(1)0·
Фиг. 12. Деталь узла В
Десятый тип (фиг. 1) является характерным
решением железнодорожных перронных покры¬
тий н состоит из средней деревянной арки с за¬
тяжкой, установленной на каменные или желе¬
зобетонные стойки, на которые также опираются
полуарки, образующие боковые консоли. Эта
конструкция была осуществлена за последние
годы во многих местах и имеет хорошую техни¬
ко-экономическую характеристику.
Одиннадцатый тип навеса (фиг. 1) образован
консольными сводами-оболочками, лежащими на
внутренних диафрагмах в виде железобетонных
арок с затяжкой, опирающихся на железобетон¬
ные стойки. При ребристом своде-оболочке рас¬
сматриваемая схема может иметь очень большие
собой деревянное складчатое покрытие, опираю¬
щееся на торцевые деревянные или каменные
стены. Навес-сарай этой конструкции 2 пролетом
20,0 ж, шириной 11 м был построен и испытан
в 1933 г., причем выявилась необходимость на
случай несимметричного загружения закреп¬
ления одного из бортов складки. Покрытие
сконструировано в виде двух широких двутав¬
ровых балок на сосновых нагелях с разреженной
стенкой, образующих наклонные скаты кровли.
Поперечная жесткость обеспечивается подвес¬
кой ряда распорных ребер из брусьев и пластин * *1 Спроектированы автором.
* Предложен сотрудником ЦНИПС инш. Наумовым.
НАВЕСЫ И САРАИ
611
(фиг. 15), работающих подобно ребрам (серпо¬
видным аркам) ребристых сводов-оболочек. Со¬
единение поясов с решеткой показано на фиг. 16,
соединение двутавровой балки с рамами—на фиг.
17 и 18.
Тринадцатый тип (фиг. 1) также имеет склад¬
чатое покрытие, но отличается от предыдущего
наличием консолей.
Четырнадцатый тип представляет собой одно¬
пролетный навес, перекрытый тонкостенным или
3. Двухпролетные навесы и сараи
На фиг. 19 изображены основные типы двух¬
пролетных навесов и сараев. Эта группа менее
богата конструктивными формами, однако имеет
много возможных сочетаний между собой отдель¬
ных конструктивных элементов.
Первый тип (фиг. 19) представляет собой обыч¬
ный навес из бревен и досок с двускатной наклон¬
ной кровлей пролетом 3 — 6 м. На практике
Фиг. 13. Трехшарнирные арки пакгауза
ребристым сводом-оболочкой. При деревянных
торцевых стенах устойчивость сооружения обес¬
печивается работой участков продольных стен А,
прилегающих непосредственно к торцевым эле¬
ментам.
Пятнадцатый тип (фиг. 1) отличается от преды¬
дущего наличием у оболочки консолей. Этот
Фиг. 14. Вид сарая-навеса складчатой системы
тип, так же как и тринадцатый, был применен
впервые в покрытиях навесов как опытная кон¬
струкция в некоторых колхозах и совхозах.
Ребристым формам сводов-оболочек в покрытиях
навесов и сараев больших пролетов следует
отдавать предпочтение перед тонкостенными фор¬
мами сводов-оболочек и перед плоскостенными
конструкциями вообще.
часто встречаются двухпролетные деревянные
навесы и сараи с односкатной кровлей малых
пролетов (фиг. 19, тип 3), сконструированные
из цельных элементов. В этом навесе имеются
два одинаковых по ширине пролета разной вы¬
соты, что представляет значительные удобства
при эксплоатации. Требованию создания повы¬
шенной освещенности в середине общего пролета
у среднего ряда колонн удовлетворяет пятый тин
навеса (фиг. 19) с разной высотой скатов кровли
в каждом пролете. В таких навесах необходимо
в верхнем покрытии давать карниз большого
выноса и у верхнего борта нижнего ската устра¬
ивать специальный вертикальный бортик или
даже остекленные переплеты, чтобы защитить
среднюю часть полезного пространства от косо¬
го дождя. Все вышеуказанные типы в конструк¬
тивном отношении имеют много общего; однотип¬
ные детали их показаны на фиг. 20. Наиболее
ответственную в отношении загнивания часть
деревянных стоек у поверхности земли необхо¬
димо защитить «бандажом». В случае отсутствия
антисептиков последующего действия основная
стойка не доводится до земли, а защемляется
в деревянных или' железных коротышах, зары¬
тых в землю. Коротыши скрепляются с основной
стойкой простой врубкой вполдерева или, что
лучше, косым прирубом на болтах, хомутах
или специальными накладками. При слабых
грунтах коротыши могут забиваться как сваи
39*
612
Г. А. ЦВИНГМАН
с последующей обрезкой их для соответствую¬
щей врубки. Шов врубки проклеивается гидро¬
изоляцией на гудроне, препятствующей прони¬
канию снизу вверх грунтовой влаги. Коротыши
периодически могут быть заменены новыми.
В железнодорожном строительстве для перрон¬
ных покрытий и навесов широко применяется
типу конструкции необходимо отнести также
вариант навеса и сарая, изображенный на фиг.
22, имеющий наслонную стропильную конструці
цию с деревянным покрытием и коньковым тре¬
угольным фонарем. Нижняя подвальная часть,
используемая как складское помещение, пере¬
крывается обычного типа междуэтажными пере-
/ Нонтросрорс, обеспечивающий
істойчидость несущей торцед. стенки
б)
Продольные элементы Уз пластин -j \3
I Поперечные ребра
в)
. Прокладки — 5х 20 х 30 ме*кдц
ѵЪортоО досками реЬёр
Фиг. 17. Разрез по нижнему поясу складки
Волты ф 16 мм
Прокладки 5 ПО
ПЬозди 5,5; I» f75 мм
'jj Прокладка не показано
Фиг. 15. Конструктивная схема сарая
-25 —1 2
Фиг. 18. Разрез по верхнему поясу складки
двухпролетная схема (фиг. 19, тип 7) с двускатной
деревянной кровлей с подкосами, поддерживае¬
мая металлическими стойками, сконструирован¬
ными в виде заанкеренных в бетонных фунда¬
ментах старых отработавших рельсов (фиг. 21).
Навесы этого типа нередко покрываются не же¬
лезной кровлей, а этернитовой, асбофанерной,
сланцевой или черепичной, часто встречающейся
в южных районах СССР. К рассматриваемому
крытиями, например в виде деревоплиты. Ра¬
зобранные выше четыре основные типа двух¬
пролетных деревянных навесов и сараев приме¬
няются только при малых пролетах, не превос¬
ходящих длины нормального сортамента лесо¬
материалов. При больших пролетах двухпролет¬
ные навесы могут быть удачно осуществлены
с применением в качестве несущих элементов
балок двутаврового сечения с перекрестной стен-
Фиг. 20. Простейший двухпролетный двускатный навес
-60-4—60 4 69
ви
Г. А. Ц ВИН ГМ АН
Фиг. 22. Железнодорожный навес с верхним
светом
Фиг. 23. Соединение стоек с каменными
опорами
Фиг. 24. Двускатный навес большого пролета
НАВЕСЫ И САРАИ
615
кой на гвоздях (фиг. 19, типы 2,4, 6, 8) пролетом
g O — 13,0 м. При конструировании опор этих
навесов помимо применения рельсовых коро¬
тышей рекомендуется шарнирное опирание стоек
на бетонно-каменные фундаменты с приподнятой
на 15—25 см выше уровня чистого пола надежно
изолированной пятой (фиг. 23).
от друга главным образом архитектурными фор¬
мами.
Помимо простейших систем (фиг. 27, типы
1—7) в трехпролетных схемах вполне применимы
рамные конструкции. Средний основной пролет
нормально решается в виде трехшарнирной ра¬
мы двутаврового сечения с перекрестной стенкой
На фиг. 24 показан двускатный навес с наруж¬
ным отводом воды над стоянкой тракторов и
автомобилей. Подобный навес для перрон¬
ных покрытий, в которых желателен внут¬
ренний отвод воды, изображен на фиг. 25. Ис¬
пользуя подобные навесы и сараи под временные
производственные мастерские, следует нагруз¬
ки от легких кранов мостового типа восприни¬
мать специальными стойками, устанавливаемыми
(фиг. 27, тип 8); к ней примыкают по обеим сто
ронам двухшарнирные Г-образные рамы, могу¬
щие иметь также иные размеры, чем средний
основной пролет.
На фиг. 28 приведены две конструкции наве¬
сов, вторая является более рекомендуемой для
значительных перронных покрытий. Основным
достоинством рамного типа каркаса (двутавро¬
вого сечения с перекрестной стенкой на гвоздях
Фиг. 26. Мастерская для изготовления сборных железобетонных кон¬
струкций
рядом с основными стойками, несущими кровель¬
ное покрытие. На фиг. 26 приведена подобная
схема конструкции производственной мастерской
для 8авода сборных железобетонных конст¬
рукций г.
4. Трехпролетные навесы и сараи
Эта группа деревянных навесов и сараев (фиг.
27), так же как и предыдущая, имеет несколько
конструктивных решений при значительном ко¬
личестве возможных схем, отличающихся друг
По проекту автора.
для покрытия деревянных навесов и сараев
следует считать большую устойчивость всего
покрытия, компактность конструктивных форм,
повышенную огнестойкость сплошного двутав¬
рового сечения, возможность осуществления сбор¬
но-разборных схем и, как показал опыт проекти¬
рования, несколько меньший расход пиломате¬
риалов.
б. Многопролетные навесы и сараи
Основные схемы навесов многопролетного ти¬
па приведены на фиг. 29. В конструктивном от¬
ношении они мало отличаются от двух- и трех-
Г. А. ЦВИНГМАН
Ѵ7*
Фиг. 27. Схемы трехпролетных навесов
Фиг. 30. Многопролетный навес с кровлей-диафрагмой при малых
пролетах
Фдг. 31. Многопролетный навес с кровлей-диафрагмой при больших пролетах
НАВЕСЫ И САРАИ 617
618
Г. А. ЦВИНГМАН
пролетных навесов и сараев. Наиболее характер¬
ны для многопролетных деревянных навесов
и сараев двускатные схемы с повышенной сред¬
ней ячейкой. Применительно к складским поме¬
щениям пролет с повышенной высотой часто
используется для проездов, для производства
ряда складских операций и передачи полезных
нагрузок с помощью кранов и «кошек». В ка¬
честве примера на фиг. 30 показана конструкция
четырехпролетного деревянного двускатного на¬
веса простейшего типа применительно к складам
сельскохозяйственного инвентаря, спроектиро¬
ванная как стандартное решение для массового
строительства в совхозах и для машинотрак¬
торных станций. На фиг. 31 изображена анало¬
гичная схема четырехпролетного двускатного
деревянного навеса большего пролета с несущими
щая легко отводить наружу дождевые воды,
имеет преимущество перед двумя первыми. При
больших вылетах козырьков можно рекомендо¬
вать подвешивание их на растянутых металли¬
ческих тросах по схеме 4. Однако уже при шести¬
метровом пролете обычно необходима установка
ряда стоек, поддерживающих свободные кон¬
соли этих навесов (схема 5). При необходи¬
мости перекрытия еще больших пролетов — от
10,0 — 13,0 ж — в качестве несущего элемента
покрытия могут быть применены балки состав¬
ного сечения консольного типа (по схеме 6).
Наличие ряда стоек в этих навесах является
с архитектурной точки зрения значительным их
недостатком; в этом отношении схемы 7 и 8 яв¬
ляются лучшими. Навесы по типу 7 и 8 могут
быть осуществлены при вылете консоли до 15 м.
Фиг. 32. Схемы козырьковых и консольных навесов
балками двутаврового сечения. Особенностью
этих конструкций являются деревянные стойки,
закрепленные в покрытии, сконструированном
в виде жесткой горизонтальной пластинки-ди¬
афрагмы и заанкеренной в каменных брандмауер-
ных стенах.
6. Консольные и козырьковые навесы
Основные схемы деревянных навесов козырь-
кового и консольного типа приведены на фиг.
32. Первые три схемы представляют собой про¬
стейшие консолыю-козырьковые навесы малого
вылета в пределах 1—4 ж, возводимые обычно
над входами и выходами из помещений. Рабочие
элементы навесов жестко защемляются в гнез¬
дах, оставляемых в наружных стенах. Схема 3
с наклоном покрытия от здания, позволяю-
Последние три типа (9, 10 и 11) представляют
собой характерные примеры свободно стоящих
навесов перронного типа, работающих как кон¬
соли, защемленные в фундаментном массиве.
Каждое звено навеса состоит из пары полуарок
с единым анкерным креплением.
ЛИТЕРАТУРА
1. Проф. Карлсен Г. Г. и ишк. С л и в и п-
к и й С. А., Временные складские помещения, «Строит,
пром.» № 9, 1933 г., стр. 54—56.
2. Нефедов Г. и Юдин Г., Складское дело,
изд. Книгосоюз, 1927 г., стр. 256.
3. Положение о складах Военного ведомства.
4. Сатаров, Техника хранения товаров, 1925 г.
5. Бунге Η. X., Товарные склады и варианты.
6. Чупров А. И., Товарные склады и их значет
ние.
7. Селхозстройпроект, Типовые проекты сараев для
тракторов, с.-х. инвентаря, склады овощей и т. п., 1930—
1934 гг.
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
619
Инж. Г. А. ШТЕЙМАН
II. СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
1. Общие указания
Значительную долю материалов, хранимых в
крытых складах, составляют сыпучие материалы.
Несмотря на разнообразие своих технологи¬
ческих свойств, эти материалы позволяют раз¬
работать типовые решения конструкций скла¬
дов. Благодаря развитию механических прис¬
пособлений для непрерывного транспортирова-
вания сыпучих материалов в различных направ¬
лениях и быстрой их выгрузки перечень мате¬
риалов, хранимых россыпью, для которых воз¬
можно применение этих типовых конструкций
складов, может быть значительно расширен.
Рассматривая различные типы складов, мож¬
но установить, что ограждающие части скла¬
да сыпучих материалов могут получить разви¬
тие в вертикальном или горизон¬
тальном направлениях. Соответственно этому
различают: 1) г о р и з о н т а л ь н о - п р о-'
тяже иные склады и 2) верти¬
кально-протяженные склады (си-
лосы). Ниже рассматриваются только склады
первой группы.
При проектировании складов сыпучих мате¬
риалов необходимо учитывать следующие спе¬
цифические требования:
1. При малой емкости погонной единицы склада
приходится создавать склады большой осевой
протяженности, требующей соответствующей
длины транспортных путей. Поэтому следует
стремиться к возможному увеличению емкости
погонной единицы длины склада, не превышая
при этом допускаемой высоты насыпи. Кроме
того при обычных конструкциях складов насыпь
большой высоты требует тяжелых подпорных
стенок, поэтому необходимо найти склад таких
габаритов, который соответствовал бы габариту
хранимого материала, не имел бы лишних объемов
и при большой емкости имел минимальные раз¬
меры оболочки.
Механизация складов — один из наиболее до¬
рогих его элементов — заставляет проектировать
такие склады, в которых механизмы работали бы
с наименьшим расходом энергии; для этого при
складах большой протяженности выгрузка и за¬
грузка должны производиться так, чтобы меха¬
низмы, движущиеся в продольном направлении,
обслуживали склад по всей его ширине, без до¬
бавочного поперечного перемещения материала.
2. Конструкция складов должна допускать
возможность расширения склада без на¬
рушения его производственных функций.
3. Стоимость ограждающих частей склада
должна ложиться минимальным накладным рас¬
ходом на стоимость хранимого материала.
2. Основные схемы ограждающих частей
склада
Основные схемы горизонтальных складов сы¬
пучих материалов можно подразделить на д в а
основных типа. Т и п 1 (фиг. Іа) представляет
собою здание прямоугольного очертания в плане
с вертикальными стенами и горизонтальным
полом, расположенным на уровне земли; боко¬
вые стены, несущие кран и воспринимающие
распор хранимого в складе сыпучего материала,
работают как подпорные стенки. Склад механи¬
зируется мощным мостовым краном, снабженным
тележкой с грейфером.
Такой тип склада при малых пролетах обла¬
дает небольшой емкостью. Увеличение его ем¬
кости путем увеличения высоты приводит к чрез¬
мерному утолщению боковых подпорных стенок.
Увеличение же емкости за счет изменения про¬
лета значительно утяжеляет покрытие и кон¬
струкцию крана, усложняет и удорожает меха¬
низацию и увеличивает расходы по транспор¬
тированию материала.
Все это заставляет признать такой тип механи-
низированного склада мало применимым для
хранения сыпучих материалов.
Тип 2 (фиг. 16) представляет собою д в у-
скатный шатер, состоящий из трехшар¬
нирного деревянного сборного остова, несущего
крутую крышу.
Фиг. 16. Схема арочного покрытия склада
По сравнению с рассмотренным типом 1 такое
решение дает следующие преимущества:
й. Форма покрытия внутри вполне соответ¬
ствует габариту и углу естественного откоса
хранимого в складе сыпучего материала. В то же
время благодаря крутизне наружных скатов ока
почти не загружается снегом.
2. Отдельные элементы легкой трехшарнирной
конструкции покрытия изготовляются на строй-
заводах и весьма просто и быстро собираются
на месте постройки; установка на месте таких
арок осуществляется при помощи одной мачты,
без дополнительных лесов.
Применение железобетонных сборных фунда¬
ментов из отдельных элементов сводит все рабо¬
ты по постройке склада к земляным работам и
монтажу заготовленных заранее на заводе от¬
дельных элементов.
620
Г. А. ШТЕЙМАН
Для временных складов с небольшим сроком
эксплоатации можно применять деревянные крѳ-
озотированные фундаменты, еще более упрощаю¬
щие и удешевляющие строительство.
3. Продольный конек двускатного склада
обеспечивает надежную и весьма конструктив¬
ную подвеску путей погрузочных и разгрузоч¬
ных приспособлений (ленточных транспортеров,
грейферных кошек, подвесных вагонеточных до¬
рог и пр.).
несения склада на Другое место при истощении
карьера, расширении завода и т. п.
6. Форма склада допускает осевую за¬
грузку и выгрузку материала. Транс¬
портирующее приспособление (грейферная кош¬
ка, транспортер и т. п.), расположенное под
коньком склада, имеет только продольное дви¬
жение, обслуживая при этом любую точку скла¬
да, и не требует дополнительного поперечного
перемещения материала.
Фиг. 2. Схемы арочного покрытия
4. Устройство вдоль всего склада котлована с
наклонными стенами не круче 45° улучшает усло¬
вия разгрузки склада, устраняя необходимость
в поперечном перемещении хранимых материалов.
Устройство котлована осуществляется наибо¬
лее рационально путем насыпки вдоль склада
земляных валов из земли, вынутой из внутрен¬
ней части склада (фиг. 16).
5. Такая конструкция склада допускает много¬
кратное использование покрытия в случае пере-
3. Конструкции покрытия двускатных скла¬
дов
В большинстве случаев конструкция покры¬
тия склада и опорных частей его опреде¬
ляется типом транспортирующего оборудования.
Наиболее рациональной конструкцией покры¬
тия склада является трехшарнирная треуголь¬
ная распорная деревянная конструкция, элемен¬
ты которой имеют следующие формы.
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛСВ
621
а) Нижний тоннель с транспортером б) Нижний тоннель с транспорте- в) Кратцер
и: поперечные подвижные транспортеры ром или вагонетками
Схемы различных устройств дна склада при нижнем шунпеле
г) Кошка с гейфером и скреб¬
ковый транспортер
Схема различных устройств дна склада при выгрузке грейфером
I) Боковая загрузка ковшевым или пневмати¬
ческим элеватором
Схема загрувки склада наружным транспортером
5) Ленточный транспортер (в 6) Подвесная дорога (в галлерее)
галлерее)
7) Две кошки с грейферами
Фиг. 3. Схемы покрытий складов при различных способах загрузки
Фиг. 4. Трехшарнирная арка из двутавровых балок для складов малой емкости
622 Г. А. ШТЕЙМАН
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ 623
Г. А. ШТЕЙМАН
624
При пролетах до 10 м — простые доски на
ребро или брусья; для теплых складов малых
пролетов покрытие легко осуществляется из
«коробчатого настила», поставленного наклонно
в распор.
При пролетах до 20 м — арки из двутавровых
балок на гвоздях (или на клею) (фиг. 2, а, б, в),
a также из балок на пластинчатых нагелях.
двух котлованов (схемы в и е фиг. 3), необходимо
выравнивать «земляной баланс», т. е. землю
вынутую при рытье котлована, использовать
для земляных валов, служащих основанием под
фундаменты конструкции покрытия. Это дает
возможность, не сокращая емкости склада, умень¬
шить глубину его дна и существенно сократить
количество земляных и фундаментных работ.
Фиг. 6. Склад сухого жома
При пролетах более 20 м — трехшарнирные
реметчатыѳ арки (фиг. 2, г, д).
Возможно также применение двухшарнирных
рам со сплошной или решетчатой стенкой на гвоз¬
дях. Однако такое решение обычно получается
более сложным в части монтажа конструкции.
Верхняя галлерея для транспортера может
быть вынесена под коньком покрытия, как пока¬
зано на схеме 5 и 6 (фиг. 3), или вписана в габа¬
рит склада (схемы 2 и 3). Первое решение
позволяет принимать для выгрузки грейфер,
рельсовый путь которого укрепляется в
коньке.
При выгрузке материала с помощью кратцера,
имеющего нижний и верхний направляющий
рельсы, выгоднее транспортную галлерею раз¬
мещать в пределах габарита покрытия. В этом
случае верхний направляющий рельс кратцера
укрепляется к балкам транспортной галлереи, и
высота мачты кратцера может быть уменьшена
(схема в фиг. 3).
Если нижняя часть склада выполнена в виде
одного котлована (схемы б ид фиг. 3) или в виде
4. Примеры покрытий складов сыпучих
материалов
Примером склада малых пролетов мо¬
жет служить склад, изображенный на фиг. 4.
Покрытие осуществлено в виде трехшарнирной
арки, составленной из двутавровых балок с цель¬
ной стенкой на гвоздях. Двутавровые балки
этого типа конструируются без стыков.
Из этих соображений длина балки была при¬
нята равной 7 м соответственно максимальной
длине пиленого лесоматериала по стандарту.
В целях сохранения принципа сборности по¬
крытие запроектировано из кровельной фа¬
неры. Рельсовый путь укрепляется болтами,
пропущенными через две коньковых колодки.
Фундаменты выполнены в виде железобетонных
мау ер латных подушек Г-образного сечения, уло¬
женных по гребням боковых земляных валов
(при песчаном грунте).
Во избежание выпучивания фундаментов при
глинистых грунтах под железобетонной подуш¬
кой должна быть дана песчаная или щебенчатая
Деревянные конструкции
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ 62ό
626
Г. А. ШТЕЙМАН
ФасонньЮ лист 8 мм Железо
•1377
Фиг. δ. Фасад полуарки и детали торцевого узла (к фиг. Ѳ)
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
627
тіодсыпка при тщательном удалении атмосфер¬
ных осадков. Склад освещается фонарем, рас¬
положенным вдоль конька покрытия по всей
Склад освещается сплошным коньковым фо¬
нарем, только крайние 3—4 арки до самого конь¬
ка связаны перекрестным настилом. Наличие
открывающихся рам, занимающих 1/8 общей
поверхности фонаря, дает возможность создать
в случае необходимости интенсивную естествен¬
ную вентиляцию склада.
Галлерея для ленточного транспортера, за¬
гружающего склад, помещается внутри склада,
в его верхней части; настил галлереи уклады¬
вается по подвешенным к узлам ферм попереч¬
ным балкам. В случае применения для разгруз¬
ки кратцера с нижним и верхним направляющим
рельсами верхний рельс крепится к этим же по¬
перечным балкам.
Фундаменты—сборные из готовых железобетон¬
ных элементов за исключением верхней опорной
части, которая бетонируется на месте и связы¬
вает отдельные элементы сборного фундамента.
Между отдельно стоящими фундаментами под
фермы на выступы опорной части укладывается
железобетонный мауерлатный цоколь Г-образ-
ного сечения, связывающий фундаменты в про¬
дольном направлении и предотвращающий размы¬
вание и осыпание земляных валов, идущих вдоль
Фиг. 9. Конструкция опоры к фиг. 6
длине здания. Переплеты фонаря сделаны глу¬
хими. Склад вентилируется через специальные
люки по обеим продольным сторонам склада.
Крышки люков свободно ложатся на кровлю
и позволяют легко открывать и закрывать от¬
верстия; чтобы устранить протекание воды в по¬
мещение склада с боковых сторон люка, кровель¬
ная фанера в этих местах несколько приподня¬
та. В случае необходимости склад может быть
утеплен подшивкой с внутренней стороны уте¬
пляющего СЛОЯ И8
камышитовых или со¬
ломитовых матов.
Примером сквозной
конструкции покры¬
тия может служить
склад (фиг. 5) проле¬
том 28,5 м. Несущей
конструкцией склада
служат трехшарнир¬
ные арки, состоящие
из двух сегментных
ферм (каждая длиной
20 м), поставленных
через 3 м.
Узловые соедине¬
ния запроектированы
на зубчато-кольцевых
шпонках, что не вы¬
зывается необходи¬
мостью ввиду незна¬
чительных усилий в
решетке.
Устойчивость нижнего пояса против продоль¬
ного изгиба обеспечивается подкосами и гори¬
зонтальными схватками, пространственно свя¬
зывающими каждую пару арок.
Устойчивость всего сооружения обеспечивается
Двойным настилом: «рабочим» из брусков 5x5 см,
пришитых непосредственно к фермам с промежут¬
ками 8 см в свету, и «защитным» из брусков 5 X
X 1,9 см, пришитых к «рабочему» настилу под
углом 45°.
10. Аксонометрия склада
склада. Сборные фундаменты могут быть также
осуществлены из деревянных креозотированных
элементов.
Примером иного решения покрытия склада
большого пролета может служить склад су¬
хого жома, общий вид которого дан на
фиг. 6.
В средней части несущая конструкция обра¬
зована трехшарнирными арками, состоящими из
сегментных ферм. В отличие от конструкции,
40*
ОпалцбЬд
ι Нимышит
^25-ri
Фиг. 106. Раврез по Λ—Б
камышит
Выпцскается оСрд
'шетка для опоры
прогоной
Земля.
Фиг. 10в. Поперечные связи
628 Г. А. ШТРЙМАН
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
629
Фиг. 11. Сетчатое покрытие склада
Фаг. 116. Коньковый фонарь
630
Г. А. ШТЕЙМАН
описанной выше, узловые соединения выпол- Склад на фиг. 10 Химпроекта перекрыт двух-
нены здесь на гвоздях, что является большим шарнирной дощатой рамой на гвоздях; по срав-
преимуществом этих ферм. Транспортная гал- нению с покрытием из трехшарнирных арок
лерея вынесена над покрытием. На фиг. 7 дан данное решение является более тяжелым,
поперечный разрез по средней части склада. Склады, не имеющие большой сосредоточен-
Торцевые части склада, имеющие в плане ной нагрузки в коньке (в виде грейфера и пр.)э
форму полукруга, перекрыты шестью сегмент- могут быть перекрыты деревянным кружально-
ными фермами, расположенными по радиусам и сетчатым сводом (фиг. 11).
сходящимися в верхнем кольце—в коньке покры¬
тия. Детали верхнего кольца и торцевой фермы
показаны на фиг. 8.
Фундаментами арок служат столбы из тощего
бетона, пространство между столбами заполнено
кирпичной стенкой в V* кирпича по рядовой
кирпичной перемычке. Конструкция фундамен¬
тов изображена на фиг. 9.
Примеры других конструкций покрытий скла¬
дов сыпучих тел даются на фиг. 10, 11 и 12.
На фиг. 12 показано покрытие склада из трех¬
шарнирных сквозных арок составленных из
ферм с параллельными поясами на зубчато-коль¬
цевых шпонках.
Эта конструкция покрытия удобна при широ¬
кой транспортной галлерее для двойного ваго¬
неточного пути.
1 Запроектировано Деревягиным В. С.
СКЛАДЫ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ
631
Загруженная Незагруженная
U
ЛИТЕРАТУРА
1. Буфф, Техническая организация и устройство
пром. предприятий.
2. Нефедов и Юдин, Складское дело.
3. Mischenfelder, Materialbewegung.
4. Zimmer, Mechanical Handlingstoring οί Mate¬
rial.
5. Склады Хлебопродукта, «Строит, пром.» 2,
1926 г.
6. Склады калиевой соли. Склады угля и кокса,
«Beton und Eisen» № 13, 1929 г.
7. Массовое передвижение материала в цементных
заводах, «Tonindustrie Zeitung» № 69, 1929 г.
8. Склады при сахарном заводе, «Bauingenieur*
№ 15/16, 1935 V.
632
Г. А. ЦВИНГ ΜΑΗ
Доц. Г. А. ЦВИНГМАВ
III. КАРКАСНЫЕ МНОГОЭТАЖНЫЕ ЗДАНИЯ
I. Общая характеристика
По типу конструкций различают рубленые,
шитовые и каркасные деревянные здания.
Рубленыездания вследствие большого
расхода лесоматериалов могут строиться только
в лесистых местностях — преимущественно в
один или два этажа. Производство рубленых стен
было кустарным. В настоящее время наметились
возможности механизировать его, применяя вме¬
сто бревна брус.
Щитовые здания широко применяются
главным образом в барачном и поселковом строи¬
тельстве обычно высотою не более двух этажей.
Каркасные здания являются более
рациональными во всех отношениях и широко
освоены в промышленном и в гражданском строи¬
тельстве при высоте не свыше двух этажей.
Многоэтажные каркасные здания применяются
сравнительно редко, главным образом в промыш¬
ленном строительстве.
Основным несущим скелетом многоэтажного
каркасного здания является каркас, состоя¬
щий из стоек, наружных и внутренних пилястр
(или стенок), на которые опираются прогоны,
балки и настилы междуэтажных и кровельных
перекрытий.
Многоэтажный каркас целесообразно защемлять
между отдельно стоящими кирпичными или желе¬
зобетонными массивами в виде лестничных кле¬
ток и т. п., обеспечивающими ему устойчивость
во всех направлениях.
В этих каменных массивах целесообразно сосре¬
доточить не только лестничные клетки, но и все
мокрое и горячее хозяйство жилого дома: умываль¬
ные, уборные, кухни и тому подобные помещения,
которые с точки зрения эксплоатации нуждаются
в огнестойких негниющих ограждениях.
Многоэтажные деревянные здания возведены в
СССР только как опытные конструкции. Основным
требованием, предъявляемым к деревянным много¬
этажным зданиям, является массивност ь—
беспустотность всех несущих частей и
перекрытий. Применением деревоплиты толщиною
не менее 10 см и сплошных несущих массивных
перегородок, оштукатуренных с обеих сторон,
можно обеспечить пожарную безопасность дере¬
вянных зданий высотой до четырех-пяти этажей.
По габаритам ячеек каркасы многоэтажных зда¬
ний можно разбить на следующие группы:
1) ячейки малых пролетов — от 3 до 5 м;
2) ячейки средних пролетов — от 5 до 7 м;
3) ячейки больших пролетов — от 1 до 12 м.
Ячейки малых пролетов получили распро¬
странение главным образом в жилищном строи¬
тельстве. Ячейки средних пролетов могут
найти применение в промышленном строитель¬
стве; ячейки больших пролетов применяются
весьма редко и только для некоторых зданий ком¬
мунального и промышленного назначения.
В сельскохозяйственном строительстве каркас¬
ные многоэтажные здания могут применяться
главным образом в подсобных производственных
помещениях для сушки и хранения сельскохо¬
зяйственных продуктов.
При больших динамических нагрузках труд¬
но обеспечить достаточную жесткость деревян¬
ного каркаса, поэтому в таких сооружениях
деревянный каркас вообще не должен приме¬
няться.
Как правило, деревянные многоэтажные зда¬
ния капитального характера должны опираться
на каменные фундаменты ленточного типа или
в виде отдельно стоящих столбов. Деревянные
части должны начинаться лишь выше цоколя,
приподнятого над уровнем земли не менее чем
на полметра.
2. Жилые каркасные здания
Одна из возможных конструктивных схем
многоэтажного деревянного жилого здания пред¬
ставлена на фиг. 1.
Междуэтажные перекрытия, сконструирован¬
ные по типу сплошной деревоплиты, опираются на
несущие поперечные перегородки (фиг. 2), состоя¬
щие из деревянных стоек, между которыми по¬
мещаются фибролитовые вкладыши (фиг. 3).
Деревоплита междуэтажных перекрытий опирает¬
ся на перегородки с помощью парных схваток,
врубленных в стойки перегородок (фиг. 4). Длина
стоек равна высоте этажа. Опирание перегородок
на фундамент и устройство пола первого этажа
показаны на фиг. 5.
Устойчивость всего здания достигается заще¬
млением диафрагм междуэтажных перекрытий в
каменные массивы лестничных клеток; в этих
КАРКАСНЫЕ МНОГОЭТАЖНЫЕ ЗДАНИЯ
633
массивах расположены также души, уборные и
кухни. Каменные массивы выступают из фасад¬
ных плоскостей и над крышей и таким образом
при ширине в 3,2 м являются надежной бранд-
мауерной зоной, членящей все здание на изоли¬
рованные в пожарном отношении жилые секции.
Испытание на прочность и пожарную безопас¬
ность модели части этого здания (в масштабе
і/10 натуральной величины) дало благоприятные
результаты *.
ццштшш.ітттштп
L 241
Фиг. 2. Разрез по несущим перегородкам
(к фиг. 1)
чения высотою до 40 см, опирающихся на спе¬
циальные металлические колпаки или. хомуты
(обычно чугунные или из толстого железа) (фиг. 7 и
9). Иногда по этим балкам настилаются проме¬
жуточные балки, черный и чистый пол и потолок.
Устойчивость таких конструкций обыкновенно
обеспечивается мощными отдельно стоящими кир¬
пичными пилонами наружных стен (фиг. 6).
Этот тип конструкции характеризуется приме¬
нением большого количества металла для отдель¬
ных частей сопряжений. Значительный вес метал¬
лических хомутов, башмаков и колпакрв, приме¬
няемых для сопряжения деревянных балок и
стоек между собой и с ка¬
менными пилонами (фиг. 10,
11 и 12), в некоторых слу¬
чаях доходит до 30% от ве¬
са деревянных конструкций.
В таких конструкциях все
деревянные части, соприка¬
сающиеся с металлом и кир¬
пичной и бетонной кладкой,
должны быть тщательно изо¬
лированы прокладкой не¬
скольких слоев гидроизоля¬
ции и термоизоляции и на¬
несением антисептирующих
суперобмазок, что особенно
необходимо в неотапливае¬
мых помещениях и у дета¬
лей, выходящих наружу и
соприкасающихся с охлаждаемыми частями
эдания.
Описанная конструкция предполагает наличие
большемерного сортамента лесоматериалов. Ана¬
логичные многоэтажные каркасные здания, но
меньших пролетов и из более мелкого лесомате¬
риала были осуществлены в довоенное время
Фиг. 4. Опирания ме¬
ждуэтажных перекры -
тий на перегородки (к
фиг. 1)
- эта>к
А^этаіИ
Ъ-ітагк
Фиг. 3. Конструкция перего¬
родки (к фиг. 1)
3. Производственные каркасные здания
Гудрон
* ..° * МреозогпароЗатоЛ■ °"..в‘ · ?\ J.
о . · .* о · · .· · ■ ; 0 ·β’ . в · · * ^ о · · · ф «·
У \ · .* Бетонная · 0
·*■*·,* ."о · · балка. ■ ·. ·"·'·"·
Песок .
балка·' . ·|;;; · ‘ V I'
Гг^-25 — Ѵч7Ё·;'· S·.··
Фиг. 5. Опирание перегородок на фундамент
и пол первого этажа (к фиг. 1)
Производственные каркасные эдания впервые
были применены Бостонской строительной ком¬
панией для производственных корпусов текстиль¬
ных и трикотажных фабрик в Америке (фиг. 6).
В основном каркас этих зданий состоит из с т о е к
цельного сечения больших размеров (от 30 х 30
до 40 X 40 см), шарнирно закрепленных в каждом
междуэтажном перекрытии (фиг. 7) и в фунда¬
менте (фиг. 8), и балок мощного цельного се-
1 Испытание производилось на постоянной Всесоюз¬
ной строительной выставке в Москве.
в России, также преимущественно для текстиль¬
ных фабрик, и по настоящее время находятся в
эксплоатации.
В результате опытной проектировки в настоя¬
щее время выявлено несколько новых характер¬
ных решений деревянного многоэтажного каркаса.
На фиг. 13 приведен поперечный разрез части
четырехэтажного эдания с деревянными внутрен¬
ними стойками, с балками двутаврового сече¬
ния и междуэтажными перекрытиями и кровлей
в виде сплошной деревоплиты. Наружные несущие
634
Г. А. ЦВИНГМАН
Фиг. 6. Многоэтажное каркасное здание американского типа
КАРКАСНЫЕ МНОГОЭТАЖНЫЕ ЗДАНИЯ
635
массивные кирпичные столбы обеспечивают устой¬
чивость всего эдания в поперечном направлении.
Внутренние деревянные стойки конструируются
из четырех основных рабочих элементов таким об-
Фиг. 7. Опирание балок на стойки
(к фиг. 6)
раэом, что в каждой паре элементов защемляется
конец двутавровой балки междуэтажного пере¬
крытия, опирающейся на внутренние вкладыши
стоек. Сплошное заполнение вкладышами всех
перекрестной или фанерной стенкой на гвоздях
в таких сооружениях должны иметь наименьшую
из допускаемых нормальных высот. При осевом
центральном расположении продольного прогона,
Фиг. 10. Опирание междуэтажных
балок на кирпичные стены (к фиг. 6)
Фиг. 11. Опирание стропильных балок на кир¬
пичные стены (к фиг. 6)
внутренних промежутков в стойке увеличивает
массивность (беспустотность) самой стойки, обес¬
печивая большую пожарную безопасность и луч¬
шую устойчивость. Стыки отдельных рабочих
НробелонЬш .настил
ПодкоовелЬная балка
Металлический колпак
Деревянная колонна
Фиг. 9. Опирание стропильных балок на стойки
(к фиг. 6)
Фиг. 12. Металлический американский «кар¬
ман» для опирания балок на стены
элементов стойки необходимо делать лобовым
упором враэбежку, по возможности симметрично
относительно оси стойки. Основным скрепляющим
элементом для воспринятия сдвигающих сил
могут служить болтовые нагели. Балки на пла¬
стинчатых нагелях или двутаврового сечения с
поперечном («от света») расположении балок и
гладкой потолочной поверхности эатемнения мож¬
но опасаться только лишь в средних пролетах
широких зданий. Применение балок с фанерной
стенкой допустимо лишь в сухих помеще¬
ниях.
63 6
Г. А. ЦВИНГМАН
Применение деревянного многоэтажного кар¬
каса целесообразно при надстройке верхних эта¬
жей каменных и железобетонных сооружений.
Пример такого здания с нижней железобетонной
частью и деревянной надстройкой в два этажа
изображен на фиг. 14.
В целях пожарной безопасности стойки состав¬
лены из четырех брусьев со сплошными проклад¬
ками и снаружи оштукатурены.
Рабочими элементами в покрытиях и пере¬
крытиях являются брусчатые балки на пластин¬
чатых нагелях. Устойчивость надстроенных эта¬
жей обеспечивается железобетонными наруж¬
ными стойками.
Фиг. 13. Разрез части кар¬
касного здания Фиг. 14. Деревянная каркасная надстройка железобетонного здания
ЛИТЕРАТУРА
1. Васил ьев В.Ф., Сборное деревянное строи¬
тельство (Материалы к докладам на конференции),
1933 г., стр. 7—35. Госплан СССР Оргкомитет по созыву
Всесоюзной конференции по реконструкции стр-ва во
втором пятилетии.
2. Васильев В. Ф., Бескаркасные, каркасные
и рамные конструкции сборных домов, «Плотник и сто¬
ляр» № 2, 1933 г. стр. 23—27, № 3, стр. 11—17.
3. В и г а н д К. П. и Суханов Г. Н., Мелкое
жилищное строительство в Америке, Труды комиссии
т. Лобова С. С. по изучению строительства Западной
Европы и США, Гос. научно-техн. изд., М.-Л. 1929 г.,
стр. 7.
4. Винер, Стандартное строительство. Сборно¬
каркасные трехэтажные дома, «Плотник и столяр» № 3,
1932 г., стр. 15—23.
5. Вольпе Л., Кирпично-деревянные дома, «Про¬
ект и стандарт» № 4—5, 1933 г., стр. 37.
6. В утке О., О сборном деревянном строитель¬
стве жилищ, «Строит, пром.» № 11, 1929 г., стр. 970—972.
7. В у т к е О., Вопросы деревянного сборного
строительства, Гос. научно-техн. изд., М.-Л. 1931 г.,
стр. 100.
8. Из практики американского строительства, «Де¬
ревянные каркасные конструкции», «Строитель» № 23,
1929 г., стр. 8—И, № 24, стр. 7—9.
9. Конструкция жилых домов в США, «Строит,
пром.» № 10, 1924 г., стр. 649—651.
10. Ладинский А., «Укрупненное стандартное
жилстроительство» № 8, 1929 г., стр. 22—25.
11. Отбор типов конструкций стяндартных сборных
домов, Научнофследовательский институт индустриа¬
лизации жилищного строительства, М. 1933 г.
12. Сборные деревянные дома — конструкции (аль¬
бом), Гос. научно-техн. изд., 1931 г., стр. 206/2.
13. Швидковский А. В., Многоэтажный дере¬
вянный дом, спроектированный в Институте сооружений,
«Плотник и столяр» № 5—6, 1932 г., стр. 20—22.
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
637
Инж. М. Ф. КОВАЛЬЧУК
TV. БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
2. Общие сведения
Башни-оболочки могут применяться как в
качестве башен, воспринимающих преимуществен¬
но горизонтальные ветровые нагрузки, например
градирни, причальные башни для дирижаблей,
башни ветросиловых установок, радиобашни и
др., так и в качестве башен, воспринимающих
одновременно значительные вертикальные и го¬
ризонтальные нагрузки, например водонапорные
башни.
Вполне надежная в работе конструкция башен-
оболочек по сравнению с другими конструкциями
обладает следующими преимуществами:
1) пределы применения конструкции не огра¬
ничены величиной нагрузок и размеров соору¬
жения;
2) конструкция нетребовательна к сортаменту
и качеству лесного материала, так как принцип
дробности исключает катастрофическое влияние
случайных пороков древесины;
3) использование косой обшивки в качестве
рабочего элемента дает по сравнению со стержне¬
выми конструкциями экономию лесоматериала
в 10—30% и металла;
4) конструкция проста в производстве работ
и не требует высококвалифицированной рабочей
силы;
5) башни-оболочки имеют хорошо обтекаемую
ветром форму.
Конструкцию башни-оболочки, так же как и
конструкцию свода-оболочки, составляют четыре
основных элемента:
1. Стойки из досок или брусков, направлен¬
ных вдоль образующей. ч
2. Кольца из гнутых досок, а при малых
диаметрах — из вык ружа ленных досок. Кольца
могут быть исполнены частично или полностью
в виде жестких диафрагм.
3. Перекрестная косая обшивка
из гнутых досок (брусков), направленных под
углом (не обязательно 45°) к стойкам и кольцам.
4. Верхняя и промежуточная (в ребристых
башнях) диафрагмы необходимы для обеспече¬
ния жесткости конструкции.
Все элементы скрепляются между собой гвоз¬
дями и болтами (или деревянными нагелями).
Элементы, подходящие к основанию, должны
быть прочно прикреплены к фундаменту.
Башни-оболочки могут быть цилиндриче¬
ской или конической формы. С конструк¬
тивной и производственной точек зрения цилин¬
дрическая форма предпочтительнее, так как в
башне конической формы различные по размеру
горизонтальные кольца и часть косой обшивки
требуют более сложной нестандартной обработки
и пригонки по месту.
Срок службы деревянных башен-оболочек за¬
висит от тщательности проектирования и воз¬
ведения, а также от условий эксплоатации соору¬
жения. Башня-градирня без специальной защиты
от гниения может удовлетворительно прослужить
примерно 5 лет. Применение креозотированной
древесины и оцинкованных гвоздей может повы¬
сить срок службы до 15 и более лет.
Последующая обработка элементов после кре-
озотирования не допускается.
Водонапорные и причальные башни могут быть
осуществлены как капитальные сооружения, но
только при условии: а) защиты конструкций
от атмосферных осадков (этернитом, кровельным
железом и т. п.) и б) консервирования «последу¬
ющего действия» или пропитки ответственных
частей конструкции, подверженных эксплоата-
ционному или конденсационному увлажнению.
Нагрузки
При расчете башни учитываются следующие
нагрузки:
1. Собственный вес.
2. Полезные нагрузки (водонапорные баки
и т. п.).
3. Ветровая нагрузка.
Ветровая нагрузка определяется по формуле:
Рв = kq, (1)
где q — скоростный напор (берется по ;
к — коэфициент обтекания.
При необходимости иметь закон распределения
давления ветра по поперечному сечению башни
коэфициент к может быть взят по графику (фиг. 1).
н
Фиг. 1. График аэродинами¬
ческих коэфициентов
Уравнение этой кривой г:
к = 0,6 + 0,3 cos Ѳ -f-
+ 1,05 cos 2(9 + 0,4 cos 3(9 — 0,15 cos 40 (2)
Если за площадь сопротивления принимается
диаметральная плоскость сооружения, то к =
= 0,6.
В целях упрощения расчета для башни средней
высоты ветровую нагрузку принимают постоян¬
ной по высоте башни.
2. Водонапорная ребристой башня-оболочка
1) Описание
Башня представляет собой цилиндр, образован¬
ный из вертикально поставленных стоек и ко¬
сой перекрестной обшивки (фиг. 5). Сверху на
1 Заимствовано у «Котлотурбины». Составлено по
опытам Прандтля. Общее выражение ур-ния: k = αβ +
+ Σαη cos ηθ.
638
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
цилиндре расположена горизонтальная пло¬
щадка на радиально направленных балках (фиг. 7),
каждая из которых опирается на стойку и наруж¬
ный и внутренний подкосы (фиг. 6). Верхние кон¬
цы внутренних подкосов примыкают к упорному
сжатому кольцу, нижние — к стойкам. Распор
воспринимается специальной конструкцией —
кольцом из гнутых досок — снаружи, кружальным
кольцом — внутри или тягами по типу велосипед¬
ного колеса. На площадку опирается шатер,
сконструированный по тому же принципу, что и
основной ствол башни. По высоте башни постав¬
лены жесткие диафрагмы. Фундамент — бутовый,
кольцевой формы.
Деревянные водонапорные башни могут быть
как временными, так и капитальными сооруже¬
ниями. Башни-оболочки, как правило, капиталь¬
ны и потому должны быть защищены как от гние¬
ния, так и от пожарной опасности.
В тело неотапливаемой башни во избежание
гниения от диференциальной конденсации не
следует вводить массивных утеплителей, огра¬
ничиваясь в случае надобности утеплением только
шатра. Утеплитель следует применять негниющий
и с внутренней стороны шатра располагать паро¬
изоляционный слой (штукатурка по толю, осмо¬
ленная фанера и т. п.); летом помещение около
водяного резервуара должно проветриваться.
В крыше, если в качестве гидроизоляции ее
применяется металл или рубероид, необходимо
устроить осушающие продухи. Снаружи для вер¬
тикальных стенок шатра и башни рекомендуется
применять огнестойкий паропроницаемый по¬
кров, например этернит; штукатурка допустима,
но должна быть защищена от дождя свешивающим¬
ся карнизом. Между примыкающими к основанию
деревянными частями и бетоном или камнем не¬
обходимо положить двойной рубероид на гуд¬
роне.
Для выхода водяных паров, выделяющихся
внутри шатра зимой в большом количестве, не¬
обходимо предусмотреть «аэраторы», например
в виде отверстия в коньке, заполненного шлаком,
пропускающим пары и задерживающим теплый
воздух. Вблизи днища следует поставить частые
жалюзи, предотвращающие интенсивное движение
воздуха и не препятствующие выходу паров.
Опасаться замерзания воды в баке при наличии
постоянной ее циркуляции и достаточной емкости
бака в таких условиях не приходится. Замерза¬
ние воды возможно лишь в подводящих и отводя¬
щих трубах, которые следует тщательно утеплять
минеральным утеплителем.
Для предохранения конструкции ствола баш¬
ни от увлажнения конденсационной или фильтру¬
ющейся из бака водою необходимо сделать под
баком водонепроницаемый и паронепроницае¬
мый поддон, откуда фильтрующаяся из бака вода
отводится по специальным желобам и трубам.
2) Расчет
Определение усилий. Сравнительно
большое значение отношения приведенной тол¬
щины’ оболочки к радиусу ствола башни и на¬
личие жестких диафрагм позволяют сделать
допущение, что башня в целом работает как кон¬
соль, защемленная одним концом, сохраняя
круговую форму поперечного сечения и подчи¬
няясь закону плоских сечений. Такой прибли¬
женный статический расчет дает достаточно
точные для практики результаты.
а) Усилия от вертикальной на¬
грузки
Если вертикальную (симметричную относитель¬
но оси башни) нагруэку обозначить через Q0
и число стоек через 2т, то усилие на каждую
стойку:
7Ѵ — £±.
іѵ° “ 2m *
(3)
б) Усилия от ветровой нагрузки
Разобьем башню на две зоны — шатер и ствол
башни — ив пределах каждой зоны примем дав¬
ление ветра постоянным pe—0fiq, причем
величину скоростного напора q определяем
для шатра на высоте Н и для башни—на высо¬
те h6 (фиг. 2).
-2 я-
Рш. Г"
\~-г,
4
Фиг. 2. Схема загружения
водонапорной башни
Таким образом имеем:
для шатра:
Рш = °М'
для башни:
Рб = Q>bq" h6.
Изгибающий момент от ветровой нагрузки
в сечении х башни:
Мх = Рбг1х*+ PmRlK \Лш + 2хЪ
где jRx — внешний радиус шатра;
гг — внешний радиус башни;
hw — высота шатра.
Момент инерции поперечного сечения башни
определяется по формуле:
Іх = mFr* (5)
и момент сопротивления:
Wm = niFr, (6)
где F — площадь поперечного сечения стойки;
2т — число стоек;
г — радиус окружности, проходящей через
центры тяжести стоек.
Наибольшее усилие на стойку от изгибающего
момента в сечении х определится по формуле:
г _ Мх
1 \ѴХ
. р _ мх
гт
(?)
Подставляя значение Мх, получим:
где
и
Ν1=μ.Έ£* +„РШІІ
1m’ т
«? =
Ri
(кш + 2х),
(8)
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
639
в) Полное усилие на стойку:
N = N0 + Nla (9)
Прикрепление косой обшивки
к стойкам должно рассчитываться на прира¬
щение AN усилия в стойке по высоте башни.
Приращение ΔΝΧ на единицу длины стойки
от ветровой нагрузки:
Qx
ΔΝ = Η* .
1 тт
В данном случае:
^Νι = п. ІЮб* + ѴРшЮ-
(10)
(11)
К величине ΔΝΧ сдвигающего усилия на единицу
длины стойки от поперечного изгиба следует
прибавить сдвигающее усилие на единицу длины
стойки от продольного изгиба всей башни в целом
по формуле:
М.-Къ*.^(-L-I)^.^, («)
где S1 = Fr — статический момент относительно
нейтральной оси наиболее удаленной стойки;
ψν — коэфициент, учитывающий гибкость
башни в целом;
* = r: prrj = 1’1: *Л = ‘.°8-
Подставляя эти данные в ф-лу (12), получим
усилия на единицу длины стойки:
(13)
на
JiV=l,13 (£-*)§·
<Ру
Полная величина сдвигающего усилия
единицу длины вдоль одной стойки:
ΔΝ = ΔΝ0 + ΔΝΧ. (14)
Гибкость башни опреде¬
ляется по формуле:
%h6 _ л |/"сТ h6
А = ^=2 №-
ги г г
где
(15)
г« = 7!· (16>
Сдвигающие усилия вос¬
принимаются косой обшив¬
кой. Наибольшее усилие в
косой обшивке (у нейтраль¬
ной оси) определяется по
обычной формуле:
_QxS
I 1
момента одной стойки = Fr следует поставить
статический момент стоек на половине сечения:
k=m
S = 2 Fr sin *
k=0
где к = 1, 2, 3,...,
т,
(Щ
6)
Фиг. 3. График коэфициента h для определения М, Q и N в кольце
Т =
·*■ ОТ.
(17)
где S — статический момент половины сечения
относительно нейтральной оси;
I — момент инерции сечения башни;
Qx — поперечная сила в сечении х.
Для кольца эта формула принимает вид:
Fr
(21)
2m
В данном случае:
X пг
τχ — V (т* + пРшЮ-
(18)
(19)
К усилию Тх следует добавить сдвигающее
усилие, возникающее от продольного изгиба всей
башни в целом. Это сдвигающее усилие можно
определить аналогично тому, как было определено
усилие ΔΝо [ф-ла (13)], но вместо статического
Сдвигающее усилие, соответствующее одной по¬
ловине башни, определится по формуле:
Т0 = -^-(- ί)ψ-· (22)
0 о t„ JL Wy / ' '
tb 2m
Таким образом расчетная величина сдвигающего
усилия в косой обшивке:
Т = Т0 4- Тх. (23)
Диафрагмы должны быть рассчитаны на
усилия от давления ветра по контуру башни
на участке, соответствующем расстоянию
между двумя диафрагмами.
640
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Для определения этих усилий можно восполь¬
зоваться графиком фиг. 1.
Соединение диафрагмы с косой обшивкой долж¬
но быть рассчитано на воспринятие сдвигающих
усилий, уравновешивающих давление ветра на
участке между диафрагмами.
Эти сдвигающие усилия на единицу длины
периметра диафрагмы могут быть определены по
формуле:
Тдиафр = ^гп пО. (24)
где AQ — приращение поперечной силы, равное
равнодействующей давления ветра на участок
башни между двумя диафрагмами. Изгибающий
момент М, поперечная сила Q и продольная N
для кольца с постоянным моментом инерции,
загруженного радиальной ветровой нагрузкой
qQ = ql0[^o + Σαη cos τιθ] и уравновешивающи¬
ми ее касательными усилиями, приложенными
по внешней стороне кольца, определяются по
формулам:
Mk = ql0r (г+с) /сх; (25)
Qk = qlо [{г + с) *2 + ас*з]; (26)
Nk = qh{lr + c)h-acki\, (27)
*где q — давление ветра;
Іо — расстояние между диафрагмами;
г — радиус кольца по оси;
2с — ширина кольца;
а = 1+ г-і
h = cos лѲ;
kt = — j-^2 sin nO;
kz = axsin 0;
К = cos ηθ ~ ai cos 0 — ao?
*б = я» cos
n = 2, 3, 4, . . .
Значения коэфициентов /с для принятых в
статье величин ап представлены графически на
фиг. 3.
г) Расчетные напряжения
Поверка напряжений в стойке производится
по формуле:
п.
Jh_ I No
<PiF (PxqtyF *
(28)
где F— площадь поперечного сечения одной
стойки;
у у — коэфициент, учитывающий гибкость баш¬
ни в целом [см. ф-лу (15)];
Ψχ — коэфициент, учитывающий гибкость стой¬
ки; свободная длина Іг стойки принимается рав¬
ной расстоянию между диафрагмами.
Выпучивание стойки возможно лишь из пло¬
скости косой обшивки. Косая обшивка в данном
случае аналогична упругой среде, но влиянием
ее в запас прочности пренебрегаем.
Стыки стоек и прикрепление их к фундаменту
рассчитываются на полное растягивающее уси¬
лие:
Ν+ = Νι — Ν0· (29)
, Косая обшивка рассчитывается на усилие Т,
которое разлагается по двум ее направлениям.
Если угол наклона косой обшивки равен 45°,
то усилие по косому направлению на доски об¬
шивки площадью с где с—толщина доски,
будет Ч
D
JL
ΫΤ'
(30)
Расчетное напряжение в досках сжатого слоя
обшивки должно удовлетворять неравенству:
_ D . De
— “ с<р
[П_]
< [>_].
(31)
где е — стрелка выгиба косой обшивки, вычис¬
ляемая по радиусу башни гг и хорде Ъ, равной
расстоянию между стойками; —коэфициент,
учитывающий защемление обшивки у стоек.
При вычислении у, учитывая защемление, ус¬
ловно принимается:
Ірасч = °.5г> Ѵ"2 (при а = 45°)
Преобразовывая ф-лу (31), получим:
»-=т(ѵ+М2Т )<("-]· (32)
д) Расчет гвоздей
д) Гвоздевой забой по стойкам рассчитывается
следующим образом. Усилие, приходящееся на
гвозди, принимается по схеме, показанной на
фиг. 4.
Фиг. 4. Схема работы гвоздя
Из условия изгиба гвоздя имеем:
Тгв = 304<22.
Из условия смятия (несимметричного) средней
доски имеем:
Тгв = 0,4 [пс] cd = 32cd.
Число гвоздей на единицу длйны стойки опре¬
делится по формулам:
_ _ AN
Ші ~ 3 0 4(22 »
(33)
AN
ІПо = —=
V 2 . 32с(2
AN
45с(2
(34)
где с — толщина доски;
d — диаметр гвоздя.
Вверху и внизу прикрепления концов косой
обшивки к кольцам должны быть рассчитаны на
полное сдвигающее усилие Т. Учитывая попада¬
ние гвоздей в щели, расчетное число гвоздей ре¬
комендуется увеличивать на 10—20%.
Косая обшивка имеет стыки, располагаемые
обычно по стойкам вразбежку. Ввиду наличия
стыков гвоздевой забой по стойкам должен быть
увеличен с таким расчетом, чтобы на половине
длины доски располагалось количество гвоздей
mcmi необходимое для передачи доске действую¬
щего в ней усилия. 11 Рассматривая сжатие досок обшивки, считаем осла¬
бление в стыках равным нулю.
2000
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
641
Деревянные конструкции
41
642
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Необходимое количество гвоздей может быть
принято равным:
т
уТЪр .
ст~~ Тгв '
(35)
здесь Т — сдвигающее усилие в сечении, где
находится стык, определяемое по ф-ле (24);
Ь0 — ширина доски;
Тгв — допускаемое усилие на гвоздь, прини¬
маемое равным:
Тге = 0,6 [тге] cd = 48cd
или ^
Тгв = 304Й2;
μ — коэфициент, значение которого берется
из табл. 1.
Через і обозначено число промежутков между
стойками, перекрытых одной доской обшивки;
допускать і<4 не рекомендуется.
Таблица 1
г
3
4
5 ί
6
7
8
3
3
25
5
49
7
μ
2
2
13
3
25
4
Количество гвоздей
на единицу длины
стойки
из условия перекрытия стыков:
т3
= ѴТ_
Тгв
У
(36)
где η —
коэфициент,
значение которого берется
из табл.
2.
Таблица 2
*
! з
1
ί 4
5
6
7
8
Таким образом расчетными формулами для
определения числа гвоздей на погонную единицу
длины стойки будут ф-лы (33), (34) и (36).
В оконных и дверных проемах конец каждой
дооки косой обшивки должен быть прикреплен
на полное усилие в доске, равное:
D = μΤ\. (37)
3) Пример расчета водонапорной башни-оболочки
На фиг. 5—9 представлен проект водонапорной
башни оболочки под бак емкостью 100 м3. Высота
башни — 26,55 м, диаметр 4,68 м.
Башня имеет 16 стоек сечением из трех досок
20 X 5 см; по стойкам нашита перекрестная об¬
шивка из досок толщиной 1,6 см, направленная
к стойкам под углом 45°. Внутри башни постав¬
лены 4 жестких диафрагмы на расстоянии 4,5 м
одна от другой. Для поддержания лестницы ис¬
пользован короб, отепляющий трубы. Поверх
стоек расположены радиальные балки, площадки
под бак. опирающиеся на наружный и внутрен¬
ний подкосы. Верхние концы внутренних под¬
косов упираются в кружальное кольцо, нижние—
в стойки. Распор воспринимается кольцом из
полосового железа с двумя стяжными замками.
Шатер образован 16 стойками сечением из двух
досок 15 X 5 см.
Снаружи стойки обшиты перекрестной обшив¬
кой из досок толщиной 1,6 см, внутри — фанерой
осмоленной с внутренней стороны и покрытой ма¬
сляной краской с лицевой стороны. Для уменьше¬
ния огнеопасности корпус башни и шатер оштука¬
турены. Кровля — из оцинкованного железа. Для
выхода водяных паров предусмотрены продухи.
Увлажнение конструкции водой из бака пред¬
отвращено устройством поддона, откуда вода
отводится по трубе, помещенной внутри короба.
Нагрузки:
Вес всей башни . . 32 000 кг
Вода в баке .... 100 000 »
Всего 132 000 кг
Ветровые нагрузки:
Рш = · 50 = 30 кг[м-
Рб = 0,6 · 45 = 27 »
<Тмгг. 6. Шатер и опорная площадка (продольный
разрез к фиг. 5)
а) Расчет элементов рабочей пло¬
щадки (фиг. 6, 7 и 10)
Я1 = 1 970 кг; Я2 = 4 890 кг; Rz = 260 кг:
Мтах = 615 кг.
Балки выполнены из досок 2 х 5 х 20 см.
W = 2 . 333 = 666 см3;
План расположения
подкосов
®вр· 8. Диафрагма верхняя: разрез башни по А—Б (фиг. 5)
Фиг. 9. Разрез башни по В—Г (фиг. 3)
41*
644
М. Ф. КОВАЛЬЧУК
Поверка на смятие на опорах:
F’ = 2 · 5 · 20,0 = 200 см1·,
СМ
4 890 «г к / о.
псм = “2оГ = 24,5 кгІСМ '
F" = 2 · 5 · 9 = 90 см2;
1 970
см
Л Гіи ' ~
90
• = 20 кг/см2.
Поверка на смятие в упорном кольце (фиг. 11):
U = 1 970 · tg 30° = 1 040 кг;
= 15 . 15 = 225 см2;
1 040
225
= 4,6 кг/см2.
t-ms—
.φ ... »
ου, ο-
Я» К
Фиг. 10. Схема загружеыия
Поверка на смятие по врубке подкоса (фиг. 12)
N =^6о=2 280 кг;
cos 30°
FCM = 5 · 15 = 75 см2;
2 230
ем 75
= 30 < 47 кг/см2 (для 30°
Поверка подкоса на продольный изгиб (фиг. 6):
Л — 330_ = 20*
h 15 υ*
<Р = 0,5;
2 280
15 - 15
= 10 кг/см2 С (0,5 · 100).
Фиг. 11. Упор подко¬
са в упорном кольце
Фиг. 12. Упор подкоса в
стойках
Усилие в кольце (фиг. би 11):
η 1 040 * 16 лк л
Р = ———-— · г = 2 650 кг;
2 яг
принято полосовое железо сечением;
F = 0,5 · 6 = 3,0 см2;
2 650
3,0
= 890 кг/см2.
б) Расчет стоек
Усилие на стойку [ф-лы (3), (8), (9)]:
дт 132 000 0 ас п
ІѴ0 = ——— = 8 250 кг;
2т = 16;
’? = W = 1*73:
ІѴ, = 1,06 · *
о
+ 1,73 (6 + 2 . 20) = 3 220 *г.
Гибкость башни [ф-ла (15)]:
"2 -g-
<fy ---- 0,82.
Λ = 2γ~ 2 -g- = 25,7;
Гибкость стойки:
h _ 450 _99 -
φ1 = 0,45.
Напряжение [ф-ла (28)]:
3 220
' 0,45 -15-20
+
81250
г _ 2(1,06
•27-20 -Μ ,73 - ·
1 1
π
е = 4,5 см;
rp _ 1,13
Μ і)!250
° 2 tg—
ё 16
ІО,82 ) 200
* 0,45 - 0,82 - 15 - 20 ~~ 99 ~ 100 кгІсм%-
в) Расчет косой обшивки
Усилия [ф-лы (19), (22) и (32)]:
560 кгі
■ 258 кг/м;
Т = 560 + 258 = 818 кг/м
1віі =40
h 1,6
φ = 0,15;
* ~ 4χ f/ojs + 1 ·82 Τ^] = 60,5 < 100 кг/см».
г) Расчет гвоздевого забоя по стой¬
кам
[ф-лы (11), (13), (14), (33), (34) и (36)]:
ΔΝΧ = 1 (1,06 · 27 · 20 -j- 1,73 · 30 · 6,0) X
X 1,03 = 230 кг/см;
ΔΝ» =4·13 (ok- ‘) nr =103 »»/»j
ΔΝ = 230 + 103 = 333 кг/м.
Стыки досок косой обшивки располагаются на
стойках; стыкуется каждая четвертая доска по
длине стойки (і = 4), что соответствует длине
доски около 6,5 м.
Число гвоздей d = 3, 1=8 мм на 1 м стойки
[ф-лы (33), (34), (36)]:
™ι =
333
304- 0,32 “
=
333
45-1,6 · 0,3
1 - 818
mz =
48-1,6 · 0,3
12 шт.;
= 15,5 шт.;
= 36 шт.
Принимаем 37 шт. (по 3 гвоздя череэ 8 см).
Это количество гвоздей сохраняем на нижней
половине башни.
БА ШИИ-ОБОЛОЧКИ
645
Для верхней половины повторяем расчет по
тем же формулам:
АЩ = l1.06 · 27 · 20 + 1 . 73 ■ 30 · 60) X
X 1,03 = 154 кг;см\
ANq — 103 кг/м;
AN' = 154 + ЮЗ = 257 кг'м.
Необходимое число гвоздей на 1 м стойки
в верхней половине башни:
т* ~ "Иі · 36 = 28 іпт ;
принимаем т'3 = 27 шт. (по 3 гвоздя через 11 см).
д) Расчет гвоздевого забоя в стыкае
стоек
При пустом баке усилие, растягивающе
стойку:
Л, = = 2 000 кг;
пользуемся графиком давления ветра (фиг. 1).
Примем значения для к в формуле рв = kq
согласно фиг. 15.
Νλ = 3 220 кг;
Ν+= 3 220 — 2 000 = 1 220 кг.
Необходимое число двусрезных гвоздей d=5 мм
по одну сторону стыка:
т
1 220 л
2-76 “ 8
шт.
Фиг. 15. Загрузка диафрагмы
Расстояние между диафрагма¬
ми 10 = 4,5 лі. Ширина полосы, приходящаяся
на один узел:
г п · 4,68 Л ηί>
— —Ϊ0— — 0,92 м;
Фиг. 13. Прикрепле- Фиг. 14. Прикрепле-
ние стопки к фунда- ние косой обшивки к
менту фундаменту
q — 45 · 4,5 · 0,92 — 185 кг.
На узлы диафрагмы действуют усилия:
рл = 0,95*185 = +176 кг
р2 = 0,6* 185 = +110 »
р;і = 0,6 · 185 = —110 »
р\ = 1,6· 185 = —295 »
рь = 1.8· 185 = —333 »
р6 = +0 · 185 = —185 »
ρη = 0,4* 185 = — 74 »
ps = 0,4 · 185 = — 74 »
р9 = 0,4· 185 = — 74 »
нормальные к поверхности башни.
Равнодействующая этих усилий (фиг. 16,6):
Стойка прикрепляется к фундаменту анкером
из полосового железа сечением
4 X 45 мм (фиг. 13):
Рнетто = [0,4 (4,5 - 1,2)] · 2 = 2,6 см*;
1 220
" = -^6
AQ = 480 кг.
~ 470 кг см2.
Усилие на срез каждого из трех
двусрезных болтов d = 12 мм:
1 220
2-3
204 < 240 кг.
Расчет гвоздевого забоя по ниж-
неум горизонтальному кольцу.
Усилие Т = 818 кг,'м; d=k мм;
I= ЮсО мм
Необходимое число гвоздей на 1 лі
кольца:
W = 4П81вТм · = 31·2 ШТ·
Усилия передаются фундаменту двумя болтами
d =■ 76 мм на 1 м периметра кольца (фиг. 14):
818
Тп = = 409
' 428 кг.
Фиг. 16. Определение нагрузок на диафрагму
Усилие AQ уравновешивается усилиями Хг
и X2, приложенными в шести точках окружности
и действующими в направлении касательных
к оболочке (фиг. 16, а). По ф-ле (24) получим:
X = *2. 1 . *г = ^- = 120 кг;
1 71Т 4 4
Диафрагма. Для определения давления
ветра на каждый узел диафрагмы (фиг. 9) вое-
Хг = '^- ■ sin 45° = 85 кг.
646
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Применяя далее общие методы строительной
механики, можно определить усилия в отдельных
элементах диафрагмы. Схема диафрагмы пред¬
ставляет собой многократно статически неопре¬
делимую систему, поэтому определение усилий в
ней довольно затруднительно. Напряжения в
элементах диафрагмы можно приближенно найти,
воспользовавшись ф-лаі\ и (25) — (27) для кольца.
Для этого представим диафрагму в несколько
измененной схеме (фиг. 17).
Сечение элементов диа¬
фрагмы:
F = 12 · 10 = 120 см2;
W = 240 слі3;
г = 1,5 м\
г 4- с = 2,2 μ;
с = 0,7 м\
в=1 + 'мГ = 1·467·
При Ѳ = 0 имеем:
М = 45 · 4,5 · 1,5 · 2,2 · 0,39 = + 260 кем;
Ν = 45-45 (—0,09-2,2 — 0,7-1,467-0,3)~— 100 кг;
п = ^ =109 < но кг/см*'
при 6 = 90°
М = 260 · = 240 кгм;
и,О У
N = 45 · 4,5 · 2,2 · 0,96 = 430 кг;
п = + И5 = 104 <110 кг.'см2
240
3. Тонкостенная башня-оболочка (градирня)
1) Описание
Градирня состоит из следующих элементов:
1) основания — обычно пространственной
железобетонной рамы, где расположено ороси¬
тельное устройство, и 2) вытяжной трубы —
ствола градирни, осуществляемой из различных
материалов, в частности из дерева. Размеры со¬
оружения определяются теплотехническим рас¬
четом. Ниже дано описание конструкции ствола
градирни по типу деревянных башен-оболочек.
Схема сооружения показана на фиг. 26.
Конструкцию ствола градирни, так же как и
водонапорной башни-оболочки, составляют
четыре основных элемента:
1. Стойки из досок или брусков, направлен¬
ные по образующим ствола — цилиндра или усе¬
ченного конуса; по высоте стойки могут иметь
переменное сечение, стыки их могут быть совме¬
щенными или вразбежку.
Примерные схемы разбивки стыков показаны
на фиг. 18. Нижние концы стоек прикрепляются
к фундаменту анкерами из полосового железа
на болтах или глухарях.
2. Горизонтальные кольца из гну¬
тых досок, врезаемых заподлицо в стойки.
Горизонтальные кольца увеличивают жест¬
кость сооружения, облегчают производство работ
и вместе со стойками образуют каркас, к которому
прикрепляется косая обшивка.
3. Косая перекрестная обшивка
по стойкам и кольцам наклонена к ним, как
правило, под углом 45°; обшивка может быть
в «елку» или односторонней в каждом слое (на
расчете это не отражается). Стыки косой обшивки
можно располагать: а) по горизонтальным сече¬
ниям (фиг. 19,а); б) по стойкам вразбежку (фиг.
19, б); в) комбинируя схемы а и б.
Нижние концы косой обшивки прочно прикреп¬
ляются к фундаменту.
Фиг. 18. Схема стоек
4. Верхняя диафрагма необходима
для увеличения жесткости сооружения и умень¬
шения расчетных усилий. Диафрагма может быть
выполнена в виде кольца, жесткого в горизон¬
тальной плоскости, или в виде обода с металличе¬
скими тягами, направленными по хордам или по
радиусу (по типу велосипедного колеса).
При испытании модели башни-оболочки в
ЦНИПС (Я = 4 м, Dn = 3,68 м, De = 2,88 м)
наличие верхней диафрагмы позволило увеличить
горизонтальную нагрузку (эквивалентную вет¬
ровой) по сравнению с расчетной (нагрузки по
Единым нормам 1930 г.) в два с половиной раза.
Без верхней диафрагмы при нагрузке, равной
половине расчетной, модель получила настолько
большие деформации, что дальнейшее загруже-
ние было прекращено во избежание порчи модели.
Для удлинения срока службы сооружения
древесину градирни необходимо креозотировать
хотя бы на месте постройки методом горяче-хо¬
лодной ванны. Всю механическую обработку
материала следует делать до пропитки. Гвозди
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
647
и глухари должны быть оцинкованы, болты по¬
крыты асфальтовым лаком до и после установки.
На фиг. 20 приведена фотография модели ствола
градирни, сконструированной и испытанной
ЦНИПС в 1931 г.
На фиг. 21 приведена фотография градирни
в г. Вольске, впервые осуществленной в виде
башни-оболонки х.
На фиг. 22 приведена фотография строящихся
градирен в Сталиногорске.
1 Проект «Котлотурбины» 1932 ®.
Фиг. 20. Модель
2) Расчет
а) Нагрузки
Натру8ки на башню составляются из соб¬
ственного весами давления ветра рв =»
= кд.
Фиг. 21. Первая градирня (г. Вольск)
Фиг. 22. Сталиногорская градирня
648
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Значение q берется по нормам, значение к —
из графика (фиг. 1).
б) Расчетные усилия от гори¬
зонтальных нагрузок
Обозначения: г — радиус цилиндра; h — вы¬
сота цилиндра; Тг — усилия вдоль образующей
(вертикальные); Т2 — усилия по касательной
к поперечному сечению цилиндра (горизонталь¬
ные); S — сдвигающие усилия.
Ниже приведены окончательные1 приближен¬
ные значения расчетных усилий ТІ9 Т2 и S, опре¬
деленные с учетом влияния верхней диафрагмы
(как бесконечно-жесткого в своей плоскости дис¬
ка), но без учета влияния крутяіцих и изгибаю¬
щих моментов.
Ввиду того что влияние этих моментов в тонко¬
стенных башнях-оболочках невелико, такой рас¬
чет дает достаточно точные для практических
целей результаты:
(38)
Положительное значение соответствует растя¬
жению. Приращение Тг на погонную единицу
высоты:
3Тг = [а„ (1 - ξ) -[±АЯ- В)] -
= ψ β; (39)
Таблица 3
0*
<о
£
«о
8
1
η
£
II
в
<Е>
£
С
'5
$
5
0
в
о
В = 0,1126 cos 0
С
73
ІЛ
см
о
я
Q
20
+5,7
+4,884
0
+ 1,901
+0,1125
+0,1055
0
+0,0385
40
+ 1,42
+3,097
+0,086
+0,0723
60
—4,35
+ 2,60
+0,056
+0,0975
—
—7,537
+0,356
+0,0196
+0,1105
90
-6,6
-0,9
0
+0,1125
100
-4,04
+ 2,55
—1,844
-0,0196
+0,1105
120
—2,08
—0,056
+0,0975
140
+4,56
-0,633
-0,086
+0,0723
160
+0,72
+0,383
—0,1055
+0,0385
180
—2,1
0
—0,1125
0
Т2 = qr [— 0,6 + 0,3 cos Θ + 1,05 cos 20 -f-
-f- 0,4 cos 30 — 0,15 cos 40] = qrk; (40)
Sx = qh f) +2)] =ί!ιμ. (41)
Приращение S на погонную единицу высоты
SS=qcn. (42)
В этих формулах ξ — отношение расстояния
рассматриваемой точки от низа башни ко всей
ее высоте.
Значения Ап, С„, В и D приведены в табл. 3;
величины коэфициентов α, β и μ для наибольших
значений усилий даны на графиках (фиг. 23,
24 и 25).
1 Вывод см. журнал «Проект и стандарт» № 6 за
1933 г., стр. 27—28.
В случае отсутствия верхнего кольца член
Т'Ап — В = 0;
^ (I-?)2]
: (43)
= f W„(l-f)];
(44)
5 = -3ft[C„(l-f)];
(45)
величины SS и Т2 не изменяются.
в) Расчет элементов
башни
Расчет элементов производится в предполо¬
жении, что усилия Тг воспринимаются стойками,
Т2 — кольцами и S — косой обшивкой. Ввиду
того что направление ветра может быть различ¬
ным, каждое сечение должно быть рассчитано
на наибольшее усилие для данного сечения.
Коэфициент снижения допускаемых напряже¬
ний принимается равным 0,85.0,85 = 0,72, где
0,85 учитывает незащищенность сооружения,
0,85 — увлажняющее воздействие паров.
Самые стойки, их стыки и прикрепление к
основанию рассчитываются на растягивающее
усилие і\ определяемое по формуле:
P = TJ>—
2т
(46)
где дх — вес вышерасположенной части башни;
2 m — число стоек-;
b — расстояние между стойками.
Гвоздевой забой по стойке рассчитывается на
приращение Р по высоте:
6Р=6Т1Ь-Л:,
(47)
где д — собственный вес башни на единицу вы¬
соты. Количество гвоздей на единицу высоты
стойки определится по формулам из условия
изгиба гвоздя:
Ші = 258d2
или из условия несимметричного смятия:
т.
6Р
2 cos а 23cd *
(49)
где с — толщина Доски косой обшивки в см;
d — диаметр гвоздя в см;
а — угол наклона косой обшивки к вертикали.
Косая обшивка рассчитывается на усилие S.
Поверка обшивки на сжатие [см. ф-лу (32)]:
[»_] = -^(7+М 2f). (50)
Стык одной доски должен воспринять растя¬
гивающее усилие:
= (51)
где Sx — сдвигающее усилие, определяемое по
ф-ле (41);
Ь0— ширина доски.
Если это условие не обеспечено, то стык в ра¬
боте не учитывается. В таком случае гвоздевой
забой по стойкам [если стыки расположены по
стойкам (фиг. 19, б)] должен быть усилен (см. выше).
При стыках по горизонтальному сечению (фиг.
19, а) прикрепление досок 1—1 должно быть рас¬
считано на усилие:
(52)
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
649
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
= 258d2 (53)
или
Т„ = 0,6 - 0,72 . 80 = 34,5cd, (54)
где с — толщина доски косой обшивки.
Скрепление верхних и нижних досок 2—2
по плоскости их соприкосновения должно быть
рассчитано на полное усилие Sx. Число гвоздей
на единицу длины кольцевой доски:
«.“-f*·· (55)
Горизонтальные кольца необходимы для обеспе¬
чения ващемления гвоздя в стыках. Прикрепле¬
ние обшивки к верхнему кольцу должно быть рас¬
считано на полное усилие Smах, возникающее у
верхнего кольца и соответственно у основания.
Верхнее кольцо воспринимает сдвигающие уси¬
лия S при £ = 1:
5 = ЗА (A Cn-D). (57)
Произведя подстановку значений Сѣ и D, полу¬
чим:
где
S =
£
8
qhnan sin ηθ,
(58а)
η=2, 3, 4,... (58)
В случае приложения такой нагрузки по внут¬
ренней стороне кольца с постоянным моментом
инерции в кольце возникают усилия:
М = — qhr
Г3 |пЧі 1
2 [т а» -^г=т~ 005 n9J:
(59)
но
Фиг. 23
s :
^ -
у
jr
s
S —
: г
V
:tz
V
\
j
i-fi
- 1
t
— S
S,
■1-
S,
/
V,
/
s
/
\
/
s
/
У
0,2
ξ
1
05
/ N
l 0,7
5
I
/
V
t
\L
7-
S
S —
1 -
-V
s
s
-L-
-Ц--
- t
'D ■
l8£!
: S
:t:
t —
“ 7
i-
Г
Г
1 ;
У
Z:z:
~+
График для определения дТг; зна¬
чение β при в ■ 0® и 9 «= 80°;
Фиг. 24
4
4
7
iff
J r
z
-ч
\
f
-г- V
1
s
's
T
\
/
\
\
7
Q2i
0,5
V
0.75 1.0
/
4
/
8=4
5°
\
r
\ I
/
V
bv _
/
7
/
t.
7
—r '
~V '
/
f
t
J
j
r T"
i /i 1111 -Li
-L_
График для определения S; зна¬
чение μ при в = 45° и 9 = 110°;
S = μ$ΐ€ «= γ
Фиг. 25
Гвоздевой забой по промежуточным кольцам, где
нет стыков косой обшивки, рассчитывается на
усилие 6SI, где I — расстояние между коль¬
цами.
Горизонтальные кольца рассчитываются на
усилие:
Я = Т21, (56)
где I — расстояние между кольцами.
Как правило, напряжения в кольцах не дости¬
гают допускаемых. Кольца приходится конструи¬
ровать, исходя из гвоздевого эабоя и конструк¬
тивных соображений. Желательно иметь:
ί<1,3—1,5 м.
Q = qhr [-f- ап -—-Ϊ sin пд\
N — — qhr [І ап -£г[ COS ηθ], (61)
где q — давление ветра в кг/м2;
h — высота башни в м\
г — внутренний радиус кольца в м\
2с — ширина кольца;
п = 2, 3, 4,...
Более точно усилия в башне-оболочке могут
быть определены по методу, предложенному
В. 3. Власовым х, учитывающим влияние
‘Власов В. 3., Моментная теория расчета
цилиндрических оболочек, «Проект и стандарт» J\fc Г®
за 1933 г. и № 3 эа 1934 г.
650
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
момента G2 в плоскости поперечного сечения
оболочки. Этот метод позволяет учесть в расчете
действительные жесткости башни по кольцевому
сечению и верхнего кольца.
По этому методу усилия определяются следую¬
щим образом: от первого (а0) и второго (a cos 0)
членов разложения усилия определяются по
бевмоментной теории, от последующих
же членов (ап cos ηθ при 2) от каждого в от¬
дельности — по формулам:
Тгп β {pirfiin +
+ 02пФАп ψ СгпФ1п 4- СЛпФ3п) cos ηθ; (62)
^п = ЯГ {pxrf&toi С2пФ2п С'Зп^Зп'Ь;
+ Сіпф1п+^т) cos ηθ; (63)
*n-q (Фш-Ф*п) +
4“ ^2η (^1 η + ^3η) + С3п (Φ2η + Φ4Λ) -f
+ С1п (ΦΛ - φ*„)] sin ηθ; (64)
^ 2η = (ί'ΐΑη — ^"ίηΦίη £ίΜΦϊηΗ*
Φ СА + gg-fffog) cos ηθ, (65)
где
7*— момент инерции сечения верхнего кольца;
Ьг (П2 — 1) + Hr с
G* β ~ίΓ(^ΓΤ>— ώ··
Sn = £0 sin ηθ.
Используя равенства:
получим:
*^. = 3“ [~с1я (ф1в-ф„)! +
+ п2—і (фі» + фз») + 2Ф2п j (см. выше);
2b — ширина верхнего кольца;
Я — радиус верхнего кольца по среднему се¬
чению.
В. 3. Власовым дано также более строгое
решение задачи изгиба цилиндрической обо¬
лочки с учетом изгибающих моментов и де¬
формаций удлинений по двум взаимно перпенди¬
кулярным направлениям (вдоль образующей и
по дуге поперечного сечения). На основе этого
решения можно рассчитать замкнутую цилин¬
дрическую оболочку при любых условиях закреп¬
ления по контуру г.
8) Лример расчета тонкостенной башни-ободочки
(градирни)
г — радиус оболочки;
сг — приведенная толщина оболочки по пло
щади стоек;
ct ="р/Г-— приведенная толщина оболочки
по жесткости колец (жесткостью косой обшивки
пренебрегаем); Ік — момент инерции сечения
промежуточного кольца; h0 — расстояние между
промежуточными кольцами:
ф1п = Οτιΐηξ sin τηξ5
ф2п = ΟΗτηξ cos τηξ;
φ3η = εΗτηξ cos τηξ;
φ4η == δίιτηξ sin τηξ;
Постоянные интегрирования (Скп) определяются
№ краевых условий.
При
ξ = 0, и = 0, w =
тогда
С9 = СА;
С*= п2—*1 5
при
. тг =
и
п г*
G*-~TG'
полученное из условия равенства деформации
и края оболочки кольца.
Здесь Ы — высота башни;
G* — момент в верхнем кольце (диафрагме);
G — момент в оболочке (см. выше);
Деревянная башня-градирня, представленная
на фиг. 26, имеет размеры: радиус понизу г„=
=11,5 м; радиус поверху гв= 10,5 м; радиус по¬
средине г = 11 м; высота h — 28 м. Башня со¬
стоит из: 1) 60 стоек, составленных из досок 6 х
X 15 см; 2) гнутых горизонтальных дощатых
колец сечением 2,5 х 16 см (промежуточные)
и 2,5 X 20 см (в месте стыка косой обшивки);
3) сплошной перекрестной косой обшивки из досок
толщиной 2,5 см, направленных под углом 45*
к стойкам. По высоте башня разбита на 7 секций.
В нижних двух секциях стойки составлены из
трех досок, в следующих секциях — из одной
доски.
а) Нагрузки
Давление ветра по высоте принято постоянным
рв = 60 кг/м2 (соответствует давлению ветра
на высоте 39 м над уровнем эемли).
Собственный вес конструкции 105 тл.
На единицу высоты:
по высоте башни:
J=10|000 = 3750 кгІм.
по высоте одной стойки:
3 75<> с с „/
9cm = ~jg~ = 65 кг/м.
б) Расчет стоек
При расчете принято:
г = 11 м
и расстояние между стойками:
Ъ =
1л . И
60
= 1,15
JK,
• Власов В. 3., Строительная механика оболочек;
гл. X, ОНТИ 1936 г.
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
651
Фиг. 27. Деталь А башни
у основания
652
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Растягивающее усилие в стойке у основания:
Ртах = 0,825 · 601 j f- - 1,15 - 65 · 28 = 2 250 кг;
*'штт, = Р (10 · 6) -2 . 1 . 2 . 12] = 91,2 ем·
(в расчете учтены только две доски);
п+ = 51^ = 25 вг/сл*2·
Стойки прикреплены к основанию (фиг. 27) хо¬
мутами из полосового железа сечением 70 X G мм
на глухарях d — 10, I = 100 мм. Допускаемое уси¬
лие на один срез глухаря (по графику ТУ и Н):
Тн = У0,72 · 167 = 142 кг.
Число глухарей:
2 250
0,5 · 120 · V 2
Ii i'
~ 34;
2,5
φ = 0,22;
П_ = —( о^2 + 1ι82 2Г5 ) ~ 75 Кг/С·“ ·
Усилия £ передаются к основанию анкерами из
полосового железа сечением 70 х 6 мм, заделан¬
ными в бетон.
Между стойками поставлено по 2 анкера (фиг.
27):
с 1,2 · 3 450 0
о = —— = 2 070 кг.
Благодаря защемлению и достаточно большой
жесткости полосовсго железа в плоскости дей¬
ствия усилия можно положить, что нагели ра¬
ботают равномерно.
Необходимо число глухарей (нагелей) d = 12,
I = 80 мм с допускаемым усилием Тп = 205 кг:
2 070
205
= 10,1 шт.;
поставлено 12 шт.
m = = 16 шт.
142
в) Расчет стыков стоек
Наибольшее растягивающее усилие, передавае¬
мое на стык, имеет место на высоте 20 м:
р = 0,53 · 1,15 — 65 · 8 = 2 090 кг.
Для гвоздей d = 5, Z = 150 мм имеем:
Тгв = 64 кг
(из условия изгиба гвоздя) или
Тгв = 56 кг
(из условия смятия гнезда при а = 28 мм).
Необходимое количество гвоздей в стыке:
2 090 ,
m = 14 + 56~ = 17’4 ШТ·
Поставлено 20 шт. Это количество гвоздей
сохраняется одинаковым для всех стыков
г) Расчет горизонтальных ко¬
лец
Расстояние между кольцами 1,33 м.
Наибольшее усилие:
Т2 = 1,8 · 11,0 · 60 . 1,33 = 1 580 кг;
Рпстшо^ 16-2,5 = 40 ем·;
п+ = *4д8- = 39,5 кг/см2.
Расчет косой обшивки. Наиболь¬
шее сдвигающее усилие S = 2,05-60-28 = 3 450
кг/м.
Толщина косой обшивки:
с = 2,5 см.
Стрела выгиба обшивки при длине дуги 1,2 м
и гп = 11,5 м, е = 1,58 см:
д) Расчет гвоздевого забоя по
кольцам
Кольцо у основания (фиг. 27):
Sm3LX = 3 450 кг/м.
Для гвоздей d= 5, I = 150 мм:
из условия изгиба гвоздя:
Тге = 258 - 0,52 = 64,5 кг;
из условия смятия гнезда косой обшивки:
Тм= 0,72 . 80 . 2,5 · 0,5 = 72 кг;
Число гвоздей на 1 м кольца:
_ , _ 34 шт .
V 2 · 72
3 450
' 2 · 64,5
Число гвоздей в промежутке между двумя стой¬
ками (с запасом 10% на попадание в щели) будет:
m = 34-1,202-1,1 = 45,5 шт.
Поставлено 42 гвоздя и 12 глухарей.
Кольца в местах стыков секций
Секции 7—2 (фиг. 28):
Я = 1 . 6 . 60 · 28 = 2 700 кг/м.
Для гвоздей d = 4, I = 100 мм:
Тгв - 34,5 · 2,5 - 0,4 = 34,5 кг.
Число гвоздей на 1 ж для крайнего кольца:
2 700 . . ..
пг1 = ——: · 1,1 = 61 шт. j
V2 · 34,5
поставлено 64 шт.
Для среднего кольца:
m=> = ISr0 -1·1“86 ШТ·5
поставлено 88 шт. в шахмат.
Секции 2—3 (фиг. 29):
S = 1,12 . 60 - 28 = 1 880 кі/м.
Число гвоздей на 1 м:
для крайнего кольца:
1 880
ш,-j — — ■ 1,1 — 42,5 шт. 5
1 V 2 · 34,5
поставлено 48 шт.;
для среднего кольца:
т2 = · 1,1 = 60 шт.;
поставлено 64 шт.
Секции 3—4 (фиг. 30):
S = 0,7 - 60 . 28 = 1 180 кг/м.
Фиг. 28. Деталь Б к фиг. 28
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
654
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Число гвоздей на 1 м для крайнего кольца:
т,= Д180 1,1 = 26,5 шт.;
V 2 · 34,5
поставлено 32 шт.
Для среднего кольца:
т2 = · 1,1 = 37,6 шт.;
поставлено 40 шт.
Это количество гвоздей сохраняется во всех
остальных стыках.
Число гвоздей, d = 5,5, I = 125 мм на 1 м:
1 850 β -
т* — 32,5 · 2,5.0,55 ’ 1,1 — 45’5 ШТ·
Конструкция мостика показана на фиг. 31
и 32.
е) Гвоздевой забой по стойкам
Нижняя секция (фиг. 27):
дР = 4,827 · 60 · 1,15 + 65 = 915 кг/м;
Промежуточные кольца (фиг. 30): на всю высоту секции?
6S = 3,097 . 60 - 1,33 = 320 кг.
915 · 4 = 3 660 кг.
Число гвоздей d = 4, I — 100 мм на 1 м:
т
320
32,5-2,5-0,4
• 1,1 = 11 шт.;
поставлено 20 шт.
Прикрепление косой обшивки к
верхнему кольцу (фиг. 31):
$ = 1,1 · 60 . 28 = 1850 кг.
Число гвоздей d — 4, I = 100 мм на секцию:
т
3 660
32,5-( 2,5 *0,4)
1,1 = 124 шт.;
поставлено 126 шт.
Секция 2 (фиг. 28):
δР = 3,5 .
60 · 28
• 1,15 + 65 = 680 кг/м.
11
БАШНИ-ОБОЛОЧКИ
На всю высоту секции:
Р = 680 .4 = 2 720 кг:
2 720
: 32, 5- (2,5 -0,4)
1,1 — 92 шт.;
поставлено 99 шт.
Верхняя секция (фиг. 31):
δΡ --- 2,9 · —°~і . 1,15 -Ь 65 = 575 кг/.й.
Основные размеры:
г = 10,5 м; 2с = 1,2 м;
Сечение пояса:
1,2_
10,5 . 2
0,057.
^брутто — 500 СМ2:
^нетто = 0,7 * 500 = 350 СМ*т
На всю секцию:
575
32,5·(2,5·0,4)
1,1 = 19,5
Поставлено:
76
т = - =19 шт.
к
Для
внутреннего пояса:
ТЛ7 _ ^0 - 302
6 - 1,1 - 1,14
= 2 460 см\
φ = 0,90;
стрелка выгиба:
е = 0,00137 . 1 050 = 1,45 см.
Вид по стрелке А
Фиг. 31. Деталь Д (разрез мостика к фиг. 26).
(среднее по высоте количество гвоздей на 1 м
с учетом гвоздей, забитых в стойки через кольца,
равно т = 22,2 >19,5 шт.).
В секциях <3, 4, б и 6 гвоздевой забой по стойкам
аналогичен гвоздевому забою в верхней секции
(фиг. 29 и 30).
Верхнее кольцо запроектировано по типу сквоз¬
ной фермы с гнутыми поясами (фиг. 32). Нагруз¬
ками на кольцо являются усилия S при ξ = 1:
Для наружного пояса:
W = 1 750 см3; φ = 0,88;
е = 0,00137 · 1 200 = 1,65 см.
При 0=0:
М ^ — 33 000 пгм; N ^ — 11 000 к
Усилие в наружном поясе:
S = qh(l с„ — d) .
Расчет верхнего кольца производится по ф-лам
(59), (60) и (61). Ниже приведены лишь основные
данные расчета.
N+ =
11 000
о
33 000
1,2
= + 22 000
Усилие во внутреннем поясе:
JV_ = — 5 500 - 27 500 ~ — 33 000 к
ш
М. Ф. КОВАЛЬЧУК
При О =90°:
М ^ 30 500 кгм\
N ^ 10 200 кг.
Усилие в наружном поясе:
Л7 _ 10 200 30 500 __
-“2 1,2
= 5 100 — 25 400 ж — 20 300 кг.
Усилие во внутреннем поясе:
Ν+ = 5 100 + 25 400 = + 30 500 кг.
Фиг. 32. План кольца к фиг. 26
Поверка напряжений:
во внутреннем поясе:
30 500 · 1,45
3
30 500 , 2
П+ = “850“ + '
2 460 = " Кг!СМ*'
33 000
-ί¬
ο,9 · 500
33 000-1,45 100
+
3 2 460 110 ~ кгІсм »
в наружном поясе:
2200 . 2 2 200 · 1,65 -- , 2
Л+ = 350' + 3 * Г750 = 11 Кг!СМ '
20 300 .2 20 300 * 1,65 100
— 0,88-500 3 1 750 110
= 58 кг/см2.
Фиг. 33
Усилие в раскосе:
при Ѳ 45ύ поперечная сила Q = 5 300 кг.
Р
5 300
cos 45е
= 7 500 кг.
Раскос прикрепляется к поясам нагелями d =
= 16 мм. Допускаемое усилие на один срез нагеля:
Тн = 0,5 · 5 · 1,6 · 0,85 · 80 = 272 кг.
Число четырехсрезных нагелей для прикрепле¬
ния раскоса:
Поверка раскоса на продольный изгиб:
Fбрутто = (5 · 18°) 2 = 180 СМ2;
S — _ лп.
h ~ 2-5 “ ІУ'
я= — =
г
<РХ = 0,60;
120- V 2
22,3;
φ =
7,64
( - 0,82;
0,60 * 0,82 = 0,49;
7500 ■ о
п= Т80ТоД9-=85 кг>СМ ■
Как видно, кольцо получается довольно громоздким.
Кольцо можно облегчить постановкой тяг, направлен¬
ных к центру, где они прикрепляются к жесткому диску
(по типу велосипедного колеса).
Для того чтобы обеспечить возможность установки
тяг без устройства лесов, в каждой тяге должны быть
сделаны два шарнира: один—около деревянного кольца,
другой—возле центрального жесткого диска. При нали¬
чии этих шарниров все тяги могут быть заготовлены
на земле, затем подняты и установлены после изготов¬
ления башни. Концы тяг осаживаются на всю длину
нарезки. Во избежание быстрого ржавления тяги сле¬
дует покрыть асфальтовым лаком, суриком на масле
и т. п.
Усилия в тягах определяют расчет кольца. Так
например, для кольца с восемью тягами (фиг. 33)
усилия можно определить следующим образом:
стержни 0 и 4 не работают (сжаты), в стержнях 1, з,
5 и 7 ввиду симметрии внешней нагрузки возникают
равные усилия Хг, а в стержнях 2 и 6 — равные усилия
X». Если за основную статически определимую систему
принять кольцо, то два неизвестных усилия Хг и X*
могут быть определены из уравнения:
+ = 0;
-^1^21 ^2^2? = 0.
Для приближенного вычисления <5]д- можно прене¬
бречь влиянием нормальных и поперечных сил, опреде¬
ляя <5і& по формулам:
( MiMkds
д'к ~.І ЕІ
а
Для определения Мх и М, следует использовать
имеющиеся расчеты кольца, загруженного сосредото¬
ченными силами, направленными в противоположные
стороны i по диаметру.
Для определения Мр следует использовать приведен¬
ный выше расчет [ф-ла (59)] кольца, загруженного ка¬
сательными усилиями:
или в развернутом виде:
S = -|- qh (2α2 sin 20 + 3α3 sin 30 4- 4α4 sin 40),
причем для определения усилий в тягах можно ограни¬
читься первыми двумя членами, имеющими коэфициенты
аа и а,.
1 Проф. Тимошенко С. И., Сопротивление
материалов, 011ТИ.
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
б 57
Иною. Μ. Ф. КОВАЛЬЧУК
V. БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
1. Общие сведения
Деревянная башня системы Шухова представ-
ляет собой однополый гиперболоид, образован¬
ный из прямых стержней, наклоненных к гори¬
зонту под углом 70°—75° и пересекающихся
между собою под углом 30'’—40°. Для того чтобы во
всех пересечениях стержней обеспечить совпа¬
дение их граней, приходится стержни скручи¬
вать, принимая за ось кручения образующую
гиперболоида, или в точках их пересечения де¬
лать специальные подрезки. Пересечения явля¬
ются наиболее ответственным местом конструк¬
ции; при неправильной заготовке пересечений
(неправильном устройстве подрезок или отвер¬
стий для связей) сборка башни затруднительна
и даже невозможна; поэтому места пересечений
должны быть строго рассчитаны и тщательно,
точно по проекту изготовлены.
По длине одного стержня пересече¬
ния располагаются на разных расстояниях, а
в случае подрезок имеют разный вид и разную
ориентацию друг относительно друга; в то же
время они стандартны для всех стержней о д-
ного направления. Таких направлений
только два — прямое и обратное, следовательно
по типу пересечений должно быть два типа стерж¬
ней. Для каждого яруса подрезки в точках пере¬
сечений одного направления отличаются от под¬
резок второго направления лишь ориентацией,
но не размерами. В точках пересечения стержни
скрепляются болтами, причем отверстия для
болтов в одном из Двух скрепляемых стержней
лучше просверлить в момент сборки сооруже¬
ния.
По высоте башни ставятся горизонтальные
диафрагмы жесткости, обеспечивающие
устойчивость как отдельных элементов ее, так
и всего сооружения в целом. Эти диафрагмы,
как правило, приходится делать из прямолиней¬
ных элементов (можно из кружал). Ввиду того
что башня имеет переменное по высоте сече¬
ние, диафрагмы отличаются друг от друга как
конструкцией, так и размерами. К стержням баш¬
ни диафрагмы прикрепляются болтами; для об¬
легчения сборки болтовые отверстия могут быть
сделаны заранее. Верхняя диафрагма должна
кроме того воспринять и передать стержням
башни вертикальную нагрузку (например от
водонапорного бака).
Элементы верхней диафрагмы, работающей
на поперечный изгиб от вертикальных нагрузок,
выполняются в виде балок составного сечения,
которые лучше всего конструировать путем про¬
стого сплачивания без рабочих соединений или
в крайнем случае — на плотных соединениях
типа пластинчатых нагелей и т. п. Сопряжение
стержней башни с основанием проще всего осу¬
ществлять непосредственным упором стержней
и заделкой анкеров в бетонный или каменный
фундамент; концы стержней покрываются супер¬
обмазкой, а между деревом и бетоном проклады¬
вается толь или рубероид. Фундамент можно
осуществлять в виде кольца или отдельных стол¬
бов. Кроме передачи давления на грунт фунда¬
мент должен обеспечить собственным весом
и весом лежащей на нем земли воспринятие рас¬
тягивающих усилий от анкеров.
Рекомендуется применять креозотированный
лес и оцинкованные или покрытые лаком болты;
в таком случае даже незащищенная конструкция
может без ремонта стоять десятки лет.
Достоинствами описанной конструк¬
ции являются: 1) малый расход материала; 2) на¬
дежность в работе, ибо многократная статиче¬
ская неопределимость обеспечивает взаимную
поддержку отдельных элементов г; 3) сборность,
разборность и приспособленность к заводской
заготовке; 4) хороший внешний вид, лучший,
чем у прочих решетчатых башен.
Недостатком конструкции являются сложность
ее проектирования и изготовления, обязательное
требование тщательной заготовки элементов и
разбивки фундамента.
2. Расчет
Нагрузками на башню являются: 1) собствен¬
ный вес, 2) вес водонапорного бака и т. п., 3) го¬
ризонтальная нагрузка от ветра.
Подсчет ветрового давления может быть произ¬
веден по формуле:
Рв = кЬ
где к следует принять равным 1,4; величина
скоростного напора q берется из норм.
Поверхность сопротивления ветру может быть
принята равной сумме боковых поверхностей
всех стержней:
F = Σω = 2 тіа, (1)
где 2т— число стержней;
I — длина стержня;
Ъ — ширина стержня.
Нагрузка на единицу высоты башниз
q0 = kq 2та. (2)
Усилие в стержне слагается из усилий от вер¬
тикальной нагрузки, изгибающего момента и
поперечной силы.
При симметричном опирании верхней
площадки и симметричной вертикальной нагрузке
на каждый стержень приходится одинаковое по
величине и по знаку усилие:
где Р — вертикальная нагрузка;
2т—число стержней;
β — угол между вертикалью и направле¬
нием стержня.
При несимметричном опиранйи верх¬
ней площадки или несимметричной нагрузке уси¬
лия в стержнях от вертикальных сил следует
определять с учетом влияния этих факторов.
ІТри определении усилий в стержнях от гори¬
зонтальной нагрузки и момеііта предполагается,
что поперечное сечение башни после загружения
не меняет своей ({ормы. При наличии жестких 11 Испытание модели в Ѵю н. в. в лаборатории ЦНИПС
дало коэфициент запаса всего сооружения в целом
к = 2,9.
12
Деревянные конструкции
658
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
диафрагм это допущение вполне уместно и не
дает больших отклонений от точного метода рас¬
чета. При этом башню в целом можно рассмат¬
ривать как консоль, защемленную в фундамент.
Допустим, что стержни
воспринимают лишь осе¬
вые усилия. Применяя
принцип независимости
действия сил, определим
усилия в стержнях от¬
дельно от поперечной си¬
лы Qz и отдельно от мо¬
мента Мя.
Тогда усилия в стер¬
жне, наклоненном к на¬
правлению ветра под
углом Ѳ (фиг. 1), выра¬
зятся следующими вели¬
чинами.
От воздействия п о-
пѳречной силы Q
в стержнях башни воз¬
никают усилия:
Nq = X sin Ѳ, (4)
где X — усилие в стержне при Ѳ = 90°.
Справедливость этой формулы очевидпа из следующих
соображений. Проведем плоскость через стержень и
касательную к окружности рассматриваемого сечения.
Разложим в этой плоскости усилие Nq на две состав¬
ляющие: N! — по касательной а — Ь и ІѴа— по нормали,
к касательной с — d (фиг. 2).
Фиг. 2
Все усилия N2 пересекаются в одной точке на. оси
башни вне рассматриваемого сечения и должны дать
равнодействующую, равную нулю, так как при загру-
жении силой Q, приложенной в плоскости рассматрива¬
емого сечения, внешний момент π вертикальная сипя
отсутствуют, елгд звательпо равнодействующая усилий
Nt должна равняться Q. J
Изменение Nt по Ѳ пропорционально перемещению
в направлении касательной а — ь в точке, расположен-
ной под углом Ѳ 1; ото перемещение будет равно Δ sin Ѳ
где Δ — наибольшее перемещение по направлению q
Таким образом:
Nx = х0 sin1 2 Ѳ,
где х0 — частное значение ІѴХ при Ѳ = 90°.
Равнодействующая всех сил ІѴХ:
2 *0 sin2 0 = Qz,
откуда:
Qz Q~
~ΤίΤ’
(5)
(6)
(?)
это есть проекция усилия х на касательную;
отсюда:
£ _ QZ . і /0\
т sin β · sin α> ' ' '
Значение ω видно из фиг. 2.
Усилие:
0^ # sin Ѳ
Q т sin β . sin ω
(9)
От действия изгибающего момента
Μζ в каждой точке, расположенной под углом Ѳ
к направлению ветра нормально к поперечному
сечению башни, возникает усилие:
м,
— cos Ѳ.
(10)
1 Строгое доказательство этого положения не при¬
водится.
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
659
Разложим это усилие на три составляющие
(фиг. 4):
Лт/ Mz cos ѳ
Nm== mrz * cos-? п0 направлению стержня,
q'z — перпендикулярное к направлению ветра
в плоскости поперечного сечения башни и на
qz = I ~rz · cos fljtg/? cos (0 -f- ώ) — параллельное
направлению ветра тоже в плоскости попереч¬
ного сечения башни.
представляет собою поперечную силу, направле¬
ние- которой обратно направлению ветра, т. е.:
2 9г — '~z tg β 2 cos 0 cos (Θ + ω) (11)
или
'Σι9ζ=~ tg 0 cos ο» (12)
Влияние 9z на усилие в стержнях башни
определим так же, і^ак это было сделано выше
для силы Qz [см. ф-лу (9)], а именно: усилие
в стержне, наклоненном иод углом 0, будет:
^ Qz β sin о
т * Sin β · sin ω ' (13)
В результате усилие в стержне от действия
только изгибающего момента Μζ будет:
jq _ M_z COS Ѳ М_г
Μ mrz * cos β *” mrz
sin 0
COS /J~tg ω
(14)
Полное усилие в стержне от горизонтальных
нагрузок и момента:
+
Μζ_
mrz
N — Mz * cos 6 _L
z mrz · cos β '
sin 0 Qz · sin Θ
cos β · tg ω m · Sin β . sin ω ’
(15)
где Qz — равнодействующая горизонтальных сил,
расположенных выше сечения з.
Необходимо учесть, что члены с множителями
sin ω и tg ω могут менять знак, так как угол ± ω
имеет два знака, соответствующих прямому или
обратному направлению стержней.
740.4
V
146.9
162.3
Фиг. 5. Фасад Фиг. 6. План расположения стержней и фундамента
Водонапорная деревянная башня (по тйлу сетчатых металлических башен инж. Шухова В. Г.) высотой h =- 13,00 м
под бак емкостью 40 м* воды
Равнодействующая усилий q/ равна нулю,
равнодействующая же усилий qz, равная EqZi
В ф-ле (15) знак минус соответствует сжатию,
знак плюс — растяжению.
42*
660
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
3. Пример расчета водонапорной башни
высотой 16,7 м
Конструкция
Башня несет бак емкостью 40 м3. Напор Н =
= 13,27 м (фиг. 5).
Башня составлена из 16 стержней (фиг. 6 и 7)—
8 прямого и 8 обратного направления, наклонен¬
ных под углом β = 17° к вертикали.
Стержни башни длиной 13,7 м и сечением 15 х
X 15 см в точках пересечения имеют подрезки,
площадку; верхний обрезан по кругу диаметром
3,98 см, т. е. на 2 см меньше диаметра бака. Бак
опирается днищем. По высоте башни поставлены
две промежуточные диафрагмы. Нижняя диаф¬
рагма (фиг. 9) запроектирована из брусков 12 χ
X12 см в виде двух пересекающихся четырехуголь¬
ников, скрепленных в точках пересечения бол¬
тами, благодаря чему система представляет собою
жесткую конструкцию.
Средняя диафрагма (фиг. 10) запроектирована
в виде восьмиугольника из досок 10 х 25 см.
Неизменяемость системы обеспечивается связями
дающие ослабление сечения не более 12,5%, а
по длине — возле диафрагм — 2 стыка вполде¬
рева.
Наверху поставлена жесткая диафрагма-пло¬
щадка (фиг. 8а, 86, ,8в, 8г и 9), запроектирован¬
ная четырехъярусной из четырех четырехуголь¬
ников, повернутых один относительно другого
на 45° и скрепленных в точках пересечения
болтами.
Элементы диафрагмы имеют сечение 20 х 17 см.
Сверху на диафрагму уложен разреженный пере¬
крестный (угол 90°) настил из брусков 10 X 10 см\
нижний слой настила образует прямоугольную
в виде четырехугольника и элементами АВ и
CD (фиг. 11) мостика для лестницы, которая выше
средней диафрагмы расположена снаружи башни.
Размеры элементов обеих промежуточных диа¬
фрагм назначены из конструктивных соображений.
Для отдельных элементов допускалась гибкость
λ <90.
Фундамент башни (фиг. 12) запроектирован
в виде восьми отдельных 6. гонных столбов,
связанных между собою понгзу замкнутым лен¬
точным железобетонным фундаментом. На столбы
попарно опираются стержнем башни, заанкерен-
ные, в бетон при помощи полосового железа. Лен-
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
661
точный фундамент вообще не обязателен, но в дан-
ном случае оказался необходимым из-за условий
грунта, допускающего давление не свыше 0,4 кг/см2.
Геометрические данные (фиг. 13).
Диаметры гиперболоида: Вн = 6,27 м; De =
— 3,44 м.
Расстояния пересечений вдоль образующей
от фундамента:
S1
*2
*4
_1 550_
cos 73°
= 5 301 мм;
= 7 907 мм;
= 9 760 »
= И 590 »
tg со = 1;
sin ω ==. 0,707.
Вертикальные нагрузки:
Собственный вес бака ... 3 000 кг
Вес верхней площадки . . 900 »
» диафрагмы 1 400 »
» башни . · 3 200 »
Итого 8 500 кг
Вес воды 40 000 *
Всего 48 500 кг
Основные углы:
β = 17е;
cos β = 0,957;
sin β = 0,2924:
(Λ = 45°;
Ветровые нагрузки. Ветровое дав¬
ление по Единым нормам для 2-го района
q = 70 кг/м2.
а) Давление на бак:
= 0,6 *70 *4,14 -3,6 = 625 кг;
б) на верхнюю диафрагму-площадку:
W2 = 1,4 · 70 · 0,9 · 5,1 = 440 кг;
662
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
в) Давление на башню:
Wг. = 1,4 · 70(0,15 · 13,0)· 16 = 3 000 кг.
Поверка устойчивости башни:
Вес фундамента 23 000 кг
» сооружения 8 500 »
Итого 31 500 кз
Опрокидывающий момент (фиг. 14):
М0 = 625 · 16,1 + 440 · 13,85 + 3 000 · 7,21 =
= 37 700 кгм.
Момент устойчивости (без учета веса земли на
фундаменте):
Му = 31 500*3,742 = 118 000 кгм.
Іб.Се
20.8 j.
if ИЗДН25^ -а
|·8,
11
©
Π* II Ц ! !! !j 1
КэоЧ
’ 243 '
31
■135,8
^ilS.7
15,7^35,
-шт-
— 260
- 317
п
-ΓΤΤΠ
J
20
Фиг. 86. Детали верхней диафрагмы (к фиг. 8а)
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
663
Коэфициент устойчивости:
118 000 „ .
«'=тшг = 3·1·
Расчет верхней опорной диа¬
фрагмы площадки. Диафрагма состоит
из четырех четерехугольников (в четыре яруса),
повернутых относительно друг друга на 45° (фиг. 8).
Можно принять, что нагрузка от бака передает¬
ся равномерно по контуру ABCDEFKL (фиг. 15).
Расчетные пролеты элементов: Іг — 217 см;
12 = 205 см\ lz = 193 см; /4 = 181 см.
Усилия в долях Q: хѵ = 0,512Q; s2 = 0,461 Q;
х3 = 0,406Q; я4 = 0,567Q;
Q = ^£0 + 900 + 40 000 = 5 500 кгі
откуда:
*і = 2 820 кг; х2 = 2 540 кг; я, = 2 230 кг;
х4 = 3 120 кг.
1-й ярус верхний 2-й ярус 3-й ярус 4-й ярус
Фиг. 8в. Схема, расположения элементов верхней диафрагмы
по ярусам (к фиг. 8а)
Вкладыш
План
вкладыш
*
12,а-22-
f
_L
1
lj
ιΛ
oo
і
-28,5—
—- 34—1 9
1
^20
17
о
i;
LI
1
1
1
о
i
-4- 71.5 H
T
Вследствие симметрии системы и нагрузки
соответственные элементы каждого четырехуголь¬
ника работают одинаково. Расчетные же пролеты
отдельных элементов, работающих на изгиб,
вследствие уклона стержней у разных четырех¬
угольников различны. Исходя из этого, достаточ¬
но рассмотреть работу четырех совместно рабо¬
тающих балок (фиг. 16) (по ‘одному элементу
из каждого четырехугольника).
Приравнивая между собою прогибы в точках
пересечения балок, получим систему двучленных
уравнений, из которых нетрудно определить
значения неизвестных сил хг. х2, х3 и хЛ.
Опорные реакции: R/ = — 70кг; R2'~ -f-210/;?;
R3' = + 2 230 кг; RA' = 3 120 кг.
Вес диафрагмы дает дополнительную нагрузку:
Полное значение опорных реакций}
Rx = —70 + 44 = —26 «з
Ro = 210 + 44 = 254 »
Rl = 2 230 4- 44 = 2 27/- »
Д4 = 3 120 + 44 = 3 164 »
664
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Поверка напряжений в элементе
диафрагмы (фиг. 17). Расчетный изгибающий
момент:
М = 3 120 · -81 ~2107,~ = 114 000 кгсм;
момент сопротивления:
W = 1 000 см2;
площадь сечения:
F = 300 см2;
114 000 3 104 + 17
1 000 300
= 114 + 3 = 117
кг! см2.
Перенапряжение:
117 — но
ГГо
100 = 6,5%.
£ = *|<L5 = 320 кг;
N' = + 0JI7 COS Ѳ -f-
Г 82 320 1 _· л.
+ L 0,957 0,2924 · 0,707 J Sin
полагая Ѳ = + 90°, получим:
N' = ± [о,89257 - 0.2924200,707] = ± 1 465 "·
Свободная длина стержня от фундамента до
первой диафрагмы
L = 450 см
Радиус инерции:
г = 4,34 см;
Узел А
Вертикальный разрез
Вкладыш клан
Расчет стержней. Принимаем, что уси¬
лие от ветра в каждом отдельном стержне по всей
длине его постоянно; этим самым выключаем из
работы промежуточные диафрагмы.
Давление ветра на башню распределим попо¬
лам между верхней диафрагмой и фундаментом.
Таким образом в сечении верхней диафрагмы
действуют усилия:
Ме = 625 . = 1125 кгм;
Qz = 625 + 440 + 3-у-° = 2 565 кг;
Mz
тгг
1 125 - Й2 *?·
8^ТЛ2 ~ 82 1
А=£?=104;
ψ— 0,256; [га] =25,6 кг/см2;
Fбрутто — 225 СМ2.
Расчетное усилие:
N =
ί?2 4- ,
Q I“
COS β
3 200
2m cos β
-f 1 465 =
254 + 3 164
0,957
+ !м—о ,W + 1465 =5 270 ^
η = = 23.5 < 25,6 кг/см*.
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
666
Расчет стержней при отсутствии
роды в баке:
Xl = 0,512 - = 250 кг;
£t't = 12 + 44 = + 32 кг;
= 0,406 · = 198 кг;
Расчет прикрепления к фунда¬
менту (фиг. 12)
Усилие:
N = [і 465
32 4- 242 1
0,957 J
3 200
16 · 0,957
= 1 180 — 210 = 970 кг.
Поставлено два двухсрезных болта 0 16 мм:
Щ = 198 + 44 = + 242 кг.
[Тк] = 428 кг.
’азреэпоА-^ т ^ flf.
ЩЕ
~ter
I
Ип
Фиг. 9. Нижняя диафрагма (к фиг. 5)
666
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Усилие на один срез нагеля:
Тн = = 242 < 428.
Расчет первого стыка
Усилие:
N = 1180 — I · 210 = 1 040 кг.
Поставлено 4 односрезных болта 0 16 мм.
Усилие на один срез:
Тн = = 260 < 428 кг.
Расчет второго стыка
Усилие:
N = 1180 — — = 1 110 кг.
Поставлено 4 односрезных болта 0 16 мм.
Усилие на нагель;
Тя = = 278 < 428 кг.
Расчет сопряжения верхней
диафрагмы со стержнями. Сопряже¬
ние запроектировано для нижнего бруса в виде
крестовой врубки, для верхнего — простым упо¬
ром в торец стержня (фиг. 17).
Ф::г. 10. Средняя диафрагма (к фиг. 5)
БАШНИ СИСТЕМЫ ШУХОВА
667
Наибольшее усилие от вертикальной нагрузки:
Ri = 3 164 кг.
Усилие в стержне от ветра:
N = 1 465 кг.
Фиг. 11. Схема средней диа¬
фрагмы щ фиг. 5)
Предполагается, что это усилие распределяется
поровну между верхними брусьями А и нижними
В. Таким образом усилие на врубку:
р — ^— — 733 кг.
В нижнем брусе это усилие разлагается на две
площадки а—Ъ и Ъ—с.
Усилие на площадку а—Ъ:
Рі = 0,72 · 3 164 + 0,89 · 733 = 2 932 кг.
. Коэфициенты 0,72 и 0,89 учитывают разложе¬
ние усилий по направлениям, перпендикуляр¬
ным а—Ъ и Ъ—с:
Fab = 92 см2:
пс = ~ = 32,2 < 35,5 кг/смК
Усилие на площадку Ь — с:
р2 = 0,95 - 3 164 -Ь 0,77 . 733 = 3 565 кг;
Fь-с = 125 см2;
пс — -Д®- = 28,5 < 30 кг/см2.
Поверка на скалывание конца:
Ft = 543 см2;
і=1І|? = 5,4<10 кг/см2.
Фиг. 13. План расположения стержней (к фиг. δ)
668
Г. А. ЦВИНГМАН
Поверка напряжения в сопряже¬
нии стержня с верхним брусом
План
Усилие:
254 + 733 - 0,957 = 955 кг;
FCM = 133 см2;
пс = = 7,2 20 кг/см2.
Расчет болтов. Усилие на болты при от¬
сутствии воды в баке:
Ν = 733 — 32 = 701 кг;
[raj,, = 47 кг/см2;
болт:
d— 19 мм;
Тн = 0,5 · 1,62|/ 1 400 · 47 = 330 кг.
Усилие на болт:
-?|і = 350>330 кг.
Перенапряжение:
—“0— · 100 = 6%.
й'
(верхний) ®
*1
Q
* u
Ш11Π111111 м 111111 (11! 11
/
i
4 Хг
Q
,fl2
2- ярус
3- ярус
лй
i іи
А
«3
Lz
h
*3 1*3
Λ
i
*4
іъ
X*
*4
** - npyL j
\>
i
la
- 107,6
Фиг. 16. Схема, нагрузок на верхнюю
диафрагму
ЛИТЕРАТУРА
1. Петров Дм., Железные водопроводные башни,
их назначения, конструкции и расчеты, 1911 г.
2. Проф. Гениев Η. Н., Водоснабжение железно¬
дорожных станций, ОГИЗ, Гострансиздат, 1932 г.
3. Подольский И.С. Пространственные фермы,
Госудгр ѵгвенное издательство, 1931 г.
4. Ьисчиков В. Г., Фермы, Справочник Пром-
стройпроекта, т. II.
Фиг. 17. Сопряжение стержня с диа¬
фрагмой (к фиг. 5)
5. Гришкова Η. П., Л ы сков В. П. и
Пеньков А. М., Расчет башен системы Шухова на
прочность и устойчивость, «Вестник инженеров и техни¬
ков» № 7, 1933 г.
6. Л ы сков В. П., Устойчивость цилиндрических
сетчатых оболочек, Военно-инженерная академия и
Гипростальмост, Металлические конструкции, сбор¬
ник статей, Госстройиздат, 1934 г.
а
Доц. Г. А. ЦВИНГМАН
VI. СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫЕ МОКРЫЕ СИЛОСНЫЕ БАШНИ
1. Общие сведения
Мокрые силосные башни представляют собою
сооружения правильной призматической или
цилиндрической формы, диаметром от 3,0 до 7,5 м
и высотой от 5,0 до 12,0 м, служащие хранилищем
для силажа х.
Хранение корма в силосных башнях имеет
следующие преимущества:
1) потеря кормом питательных веществ, при
хранении в ямах доходящая обычно до 30—35%,
в силосных башнях не превышает 10%;
2) возможна полная механизация подачи си¬
лосного корма скоту, поскольку башни распола¬
гаются непосредственно у скотного двора
(фиг. 1).
Деревянные силосные башни впервые появи¬
лись в Америке в конце прошлого столетия и
сразу же получили там широкое распространение.
В настоящее время в Америке эксплоатируется
несколько сот тысяч таких башен разных емко¬
стей и конструкций. Создание в СССР совхоз¬
ных и колхозных товарных ферм и широкое раз¬
витие животноводства требуют правильной орга¬
низации кормовой базы, немыслимой без развер¬
нутого строительства силосных сооружений.
1 «Силаж»—корм для скота.
СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫЕ МОКРЫЕ СИЛОСНЫЕ БАШНИ
569
В СССР строительство деревянных силосных
башен по американским образцам началось в
1930 г. Применение американских конструкций
в наших условиях сразу же выявило много не¬
достатков их.
После долгих опытов исследования различных
типов башен как американских, так и разрабо¬
танных в СССР удалось создать удовлетворитель¬
ные формы, пригодные для массового строитель¬
ства.
2. Классификация
Деревянные силосные башни могут оыть раз¬
биты на следующие группы.
По емкости: 1) малой емкости в 50,80
и 100 ms; 2) средней емкости в 150, 200 и 250 мг
и 3) большой емкости в 300, 350 и 400—450 мг.
Опыт последних лет показал, что деревянные
силосные башни имеют наивысшие технико-эко¬
номические характеристики при средних и осо¬
бенно при больших емкостях.
Фиг. 1. Расположение башни у скотного двора
При емкости в 300 м3 башни имеют диаметр
около 6,0 м и высоту 9,70 м\ при емкости в 450 мъ—
диаметр около 7,2 м и высоту около 10,7 м.
Деревянные силосы малой емкости (диаметр
менее 3,0 м и высота от 5,0 м) встречаются редко
и не стандартизированы.
По типу конструкции силосные баш¬
ни могут быть: 1) клепочно-обручные, 2) гнуто¬
настильные со стойками, 3) рубленые — много¬
гранные.
В настоящее время на основании опытных ис¬
следований признаются наиболее рациональными:
для средней емкости — клепочно-обручные баш¬
ни; для большой емкости — гнуто-настильные
со стойками. Рубленые многогранные силосные
башни ввиду значительной трудоемкости их в
работе и большого расхода лесоматериалов наи¬
менее практичны.
По очертанию в плане различают
силосные башни:
1) четырехугольные;
2) многоугольные;
3) круглые.
Четырехугольные башни являются одними из
наиболее старых типов и в настоящее время со¬
всем не применяются. Многоугольные (рубленые)
башни применяются лишь в лесистых местностях
СССР. Круглые башни являются основной стан¬
дартной конструкцией для массового заводского
изготовления и освоены в наибольшем масштабе
как в СССР, так и за границей.
3. Конструкция
Силосная башня состоит из трех основных
частей:
1) нижней (подземной) — в виде ямы .глуби¬
ной до 2 м с подпорными стенами, являющимися
одновременно и фундаментами башни;
2) средней (надземной) — конструкции самой
силосной башни;
3) верхней—кровли-шатра для защиты соору¬
жения от атмосферных осадков.
В целях облегчения эксплоатации силосных
башен — удобства их загрузки и разгрузки —
по всей высоте башни устраиваются специальные
отверстия-люки, располагаемые обычно один под
другим. В местностях с суровым климатом люко¬
вая рама ограждается снаружи специальной
пристройкой в виде шахты с окнами, лестницей,
площадками и тамбуром внизу. В южных местно¬
стях люковая рама обычно не защищается шахт¬
ной пристройкой, остается открытой и имеет толь¬
ко лесенку для подъема и спуска.
Конструкция основания и днища силосных
башен может быть различна. Необходимо разли¬
чать силосные башни: 1) на кирпичном, бутовом
или бетонном основании с днищем из тех же
материалов; такие конструкции являются наи¬
более капитальными, но вместе с тем и наиболее
дорогими; 2) на деревянных стульях с бетонным
днищем и 3) на ростверковом основании с гли¬
няным днищем.
Кровельное покрытие силосных ба¬
шен представляет собою обычно шатер простой
конической формы или в виде нескольких ярусов
усеченных конусов. Каркас шатра обычно кон¬
струируется из досок, брусьев или пластин и
несет тесовую, глиняную или этернитовую кров¬
лю.
Устойчивость силосных башен может
быть обеспечена: 1) только заанкериванием баш¬
ни в основании и 2) заанкериванием дополни¬
тельной расчалкой вантами.
Вантовые крепления применяются для башем
легкого типа из досок в районах с сильными
ветрами.
Наиболее ответственной частью силосной баш¬
ни являются ее стены.
Стены по возможности не должны пропускать:
1) воздуха, нарушающего правильный ход молоч¬
но-кислого брожения и способствующего появле¬
нию плесени; 2) воды (изнутри); 3) тепла, зна¬
чительные потери которого угрожают промер¬
занием силажа в зимнее время. Внутренняя по¬
верхность стен должна быть гладкой и вертикаль¬
ной для того, чтобы си лаж хорошо оседал без
образования пустот.
В южных районах, не имеющих местного лесо¬
материала, деревянные силосные башни возво¬
дятся в виде легких дощатых конструкций, за¬
готовляемых на специальных заводах и приво¬
зимых комплектами. Они обычно не утепляются
на зиму, поскольку конструктивно минимальная
толщина обшивок или клепки уже обеспечивает
нормальный тепловой режим. В средней полосе
такие конструкции на зиму утепляются или же
сразу возводятся с отепленными стенками. В
районах с суровым климатом и в северной части
СССР, изобилующих лесоматериалом, при значи¬
тельной дороговизне и дефицитности металла
наиболее рациональны деревянные рубленые си¬
лосные башни многогранной формы. Амортизаци¬
онный срок эксплоатации деревянных силосных
€70
Г. Л. ЦВИНГМАН
сашен в среднем принимается около 10 лет.
Для увеличения срока службы не может быть
применено креозотирование или антисептирова-
иие фтористым натрием; поэтому особенно боль¬
шое значение имеет применение дерева, стерили¬
зованного камерной сушкой.
4. Расчет
Деревянные силосные башни относятся к IV
классу сооружений и при массовом заводском из¬
готовлении осуществляются из древесины 1-й
(и частично 2-й) марки. Для воздушно-сухой
сосны принимаются следующие основные допу¬
скаемые напряжения:
[га+] = [пи] = [п__] = 120 кг)см2,
па смятие торца:
[гсс] ^ 100 кг/см2.
В расчет необходимо вводить поправку к допу¬
скаемым напряжениям на влажность древесины
и на степень защищенности рассчитываемого
элемента.
В расчете должны быть учтены следующие на¬
грузки:
1) собственный вес и вес шатра:
2) давление и подсос ветра;
3) давление силосной массы;
4) усилия от разбухания дерева.
Ветер учитывается по Единым нормам. Опро¬
кидывающее давление ветра обычно учитывается
общим коэфициентом ка= 0,60 — 0,70.
При определении устойчивости пустой, не за¬
груженной си лажем башни горизонтальное дав¬
ление силажа на стенки деревянного силоса
за неимением более точных наблюдений прини¬
мается по американским данным (проф. Кинга)
в пределах высоты:
Р0 = 178&0 кг/м2К
где hо — глубина от верха силосной массы в
башне до рассматриваемого сечения (в и ве¬
личина 178 — эмпирический коэфициент.
Напряжение в дереве от разбухания поперек
волокон по мере увеличения влажности прини¬
мается равным: для нормальных клепочных ба¬
шен п _і_ ртб = 4 кг [см2 и для тонкостенных башен
п j_ разб = 2 кг [см2, причем учитывается сечение
лишь действительно смачиваемого слоя.
Распирающие тангенциальные усилия, вызы¬
вающие растяжения в обручах-бандажах, опре¬
деляются как суммарные от давления силосной
массы и набухания дерева и могут быть опреде¬
лены по формуле:
N = 178hr -f с · hly (l)
где h — глубина от верха силосной массы в башне
до рассматриваемого сечения в м;
г — радиус внутреннего круга пилиндриче-
сгого сечения башни;
с — толщина смачиваемой клепки в см;
\п i_~\pnS6 — предельное напряжение при разбу¬
хании дерева поперек волокон (4 кг [см2);
Ьх — ширина (высота) полосы рассматриваемо¬
го сечения (обычно h1 = 1 м).
Общее растягивающее хомуты усилие по всей вы¬
соте башни таким образом слагается из давления
силосной массы, распределяющегося по закону
треугольника, и из распора от набухания клепки,
равномерно распределенного по всей высоте си¬
лосной башни.
Растягивающие усилия поглощаются гнутой
обшивкой или металлическими бандажами-об¬
ручами, распределенными по высоте соответствен¬
но суммарной эпюре. При поверке силосных ба¬
шен на устойчивость учитываются собственный
вес порожней башни и крепление ее к фундаменту
анкерами. От перекоса башню удерживает со¬
противление конструкции сдвигу.
Если коэфициент устойчивости без учета ан¬
керов менее или равен 1,25, обязательна поста¬
новка анкеров, которые должны прочно прикре¬
пить башню к фундаментному массиву, включая
его вес в работу башни на устойчивость.
Фиг. 2. Деревянная силосная башня висконсинского типа
При подсчете собственного веса башни объем¬
ный вес дерева стенок башни принимается γ =
= 0,6 т[мг.
5. Гнуто-настильные башни со стойками
Гнуто-настильные силосные башни являются
одним из наиболее старых типов таких сооруже¬
ний. Несмотря на это, и по настоящее время
они широко применяются в сельскохозяйственном
строительстве и в СССР приняты как стандарт
(фиг. 2 и 3). Башни этой конструкции впервые
были осуществлены в штате Висконсин в Америке
в конце прошлого столетия; в СССР они поэтому
известны также под названием «висконсинских»
башен.
Достоинствами этой конструкции являются:
1) малый расход лесоматериалов на основные
СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫЕ МОКРЫЕ СИЛОСНЫЕ БАШНИ
671
конструкции башни; 2) малый вес металлических
креплений, не превышающий 3—5% от веса
башни; 3) стандартность сортамента основных
элементов стоек и настилов и несложность их
заготовки; 4) простота производства сборочных
работ; 5) значительная жесткость и устойчивость
всей башни; 6) несложность в эксплоатации.
Основными недостатками этих башен, ограничи¬
вающими их распространение, являются: 1) при-
Люк для загрузки
ных расстояниях в 39 см одна от другой. Стойки
обшиваются двумя-четырьмя слоями досок тол¬
щиной 1,1—1,2 см и шириной 12 см, огибающими
стойки горизонтальными рядами (с малым на¬
клоном) в виде правильной спиральной обшивки
(фиг. 4). При четырехслойной обшивкз два слоя
нашиваются изнутри стоек и два — снаружи.
Стыки· досок обязательно должны быть рас¬
положены вразбежку, что легко может быть до¬
стигнуто смещением обшивки каждого вто¬
рого слоя обшивки на пол доски.
Стойки несут полезную нагрузку и соб¬
ственный вес кровли и передают фунда¬
менту вес всего деревянного цилиндра
башни. По высоте стойки наращиваются
впритык с накладками на гвоздях, причем
стыки соседних стоек располагаются враз¬
бежку. Обшивка стен является основной
рабочей частью всей конструкции, воспри¬
нимающей давление силажа и все растя¬
гивающие усилия по окружности сечения.
В северных районах пространство между
обоими слоями внутренней и наружной
парных обшивок заполняется утеплителем.
Все четыре слоя стенки можно считать
участвующими в воспринятая растягиваю¬
щих усилий, однако более напряженными
оказываются внутренние слои обшивки.
В целях экономии лесоматериала иногда
ограничиваются тремя слоями обшивки —
наружная обшивка делается в один слой.
В этом случае растягивающие по контуру
усилия полностью должны быть восприня¬
ты двойной внутренней обшивкой. В юж¬
ных местностях, не требующих утепления
стен, гнуто-настильные башни конструиру¬
ются с открытыми стойками и только вну¬
тренней двуслойной обшивкой. Обшивка
Глухари ф δ
(і . юй трамбованного'
'Гпурка растб. 1 · 2 щебня ~
Фиг. 3. Башня висконсинского типа по проекту 1932 г.
Железный анкер
бутовый/
фундамент
Фиг. 4 Крепление анкеров к корпусу башни
менение тонких пиломатериалов, которые трудно
заготовить при ручной распиловке бревен; 2) зна¬
чительный расход гвоздей; 3) трудность за¬
мены отдельных досок обшивки и стоек в случае
из загнивания. Башни этой конструкции выпу¬
скаются нашими заводами двух основных разме¬
ров: 1) емкостью 450 м3 (около 300 т силажа)
и 2) емкостью 300 мъ (около 200 т силажа) (фиг.
2 и 3).
Основной деревянный цилиндр башни состоит
из стоек (числом от 48 до 56) сечением 5 X 13 см,
расставленных по окружности цилиндра на рав-
обычно прикрепляется гвоздями диаметром 2,6 мм,
причем для пришивки первого слоя берутся гвоз¬
ди длиною 50 мм, а для второго — 70 мм; основ¬
ной расчетный гвоздевой забой распределяется
по второму слою обшивки, в то время как пер¬
вый слой прошивается лишь монтажными гвоздя¬
ми, необходимыми только для плотного прилега¬
ния к стойкам изгибаемых досок. Как показала
практика, для этой цели достаточно забить по
одному гвоздю на пересечение каждой доски пер¬
вого слоя со стойкой. Каждый из слоев обшивки
является как бы накладкой для другого слоя
665
Фиг. 5. Вариант мелкой кирпичной подземной части, разрез
Фиг. 7, План ростверка
072 Г. А. ЦВИНГМАН
СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫЕ МОКРЫЕ СИЛОСНЫЕ БАШНИ
673
По высоте башни гвоздевой забой распределяет¬
ся участками в количестве 3—6 зон. Во избежание
коробления досок при неизбежном набухании их
по второму слою внутренней обшивки следует
забивать не менее двух гвоздей на каждом пере¬
сечении доски со стойкой. Монтажные гвозди
первого слоя следует забивать по
середине доски; во втором слое
гвозди должны ставиться ближе
к краям досок настилов.
Конструктивные детали наибо¬
лее ответственной фундаментной
части башни приведены на фиг.
5—9.
Особое внимание должно быть
обращено на конструирование
обрамления люковых отверстий,
которые вообще являются одним
из наиболее уязвимых мест кон¬
струкции башни. Гнуто-настиль¬
ные силосные башни возводятся
обычно при помощи легких вну¬
тренних и наружных лесов (фиг.
10). Во время эксплоатации сле¬
дует рекомендовать периодическую (не реже
одного раза в год) побелку снаружи всей башни.
6· Клепочно-обручные башни
для прикрепления утепляющих стандартных щи¬
тов; они же воспринимали нагрузку от веса ша¬
тровой кровли. Опыт строительства и эксплоата¬
ции башен этого типа большой емкости выявил
целый ряд недостатков, значительно сократив¬
ших их применение. Аналогичная конструкция
Фиг. 9. Вариант деревянной подземной части
для башен средней и малой емкости (в 100 и 200 м8)
имеет высокие технико-экономические показатели
и принята к стандартной заготовке. Довольно
просто и конструктивно утепление этих башен
Основной рабочий деревянный цилиндр кле¬
почно-обручной силосной башни представляет
собой по конструкции обычную бочку или чан
больших размеров. Стандартные деревянные
«клепки» стягиваются специальными металли¬
ческими обручами-хомутами. Первые башни
этой конструкции были осуществлены в Америке
проф. Кингом.
К достоинствам клепочно-обручных силосных
башен надо отнести: 1) малую стоимость башни;
2) стандартность элементов клепки заводского
изготовления; 3) почти полное отсутствие врубок
и сложных конструктивных деталей; 4) легкость
и быстроту сборки; 5) возможность быстрой раз¬
борки, перевозки и повторной сборки в другом
месте; 6) возможность замены отдельных загнив¬
ших клепок.
Недостатками этой конструкции, ограничиваю¬
щими область ее применения, являются: 1) зна¬
чительный расход металла на обручи, составляю¬
щий до 10—15% от веса всей башни; 2) необхо¬
димость применения для клепки древесины повы¬
шенного качества, без трещин, косослоя и боль¬
ших сучков; 3) повышенные требования к точности
заготовки шпунтованной клепки на лесопильных
заводах; 4) неизбежность перидического набуха¬
ния и усушки клепок, которые при отсутствии
надлежащего эксплоатациоиного режима вызы¬
вают значительное перенапряжение стали в об¬
ручах; 5) сложность в эксплоатации вследствие
необходимости частой регулировки натяжения
металлических обручей и 7) пониженная устой¬
чивость всей башни в целом в отношении воздей¬
ствия горизонтальных сил.
Деревянные клепочно-обручные башни выпол¬
няются в двух конструктивных вариантах.
Первый тип (фиг. 11) — «клепочная баш¬
ня 1931 г.» — осуществлялся емкостью 300 м3
и имел для жесткости отдельные брусчатые клеп¬
ки-ребра, размещавшиеся по окружности пери¬
метра башни через 0,8—1,02 м. Ребра предна¬
значались для увеличения устойчивости башни,
крепились анкерами к фундаментам и служили
Фиг. i о
можно осуществлять соломитовыми щитами; щи¬
ты заготовляются по ширине просветов между
стойками-ребрами и укрепляются планками и
накладками на гвоздях (фиг. 11). Металлический
обруч (фиг. 121, состоящий из трех частей, стя-
Деревянные конструкции
4В
Г. А. ЦВИНГМАН
674
гивается специальными чугунными муфтами и
укрепляется П-образными скобами. Стойки ребра
имеют в соответствующих местах вровень с внеш¬
ней поверхностью клепки отверстия для пропуска
Фиг. 11. Деталь укрепления соломита
металлических обручей. При нарезке концы об¬
ручей должны быть осажены настолько, чтобы
меньший диаметр нарезки был не менее основ¬
ного диаметра обруча. '
на фиг. 14. Внизу башни устанавливаются два
обруча рядом. Благодаря наличию на одном об¬
руче трех компенсирующих муфт легко путем
простой подтяжки гаек получить желаемую сте¬
пень натяжения металлических хо¬
мутов. Муфты располагаются враз¬
бежку, образуя как бы винтообраз¬
ную линию.
Клепка рассчитывается как мно¬
гопролетная балка на поперечный
изгиб, вызываемый давлением силос¬
ной массы, с учетом осевого сжатия
клепки от веса шатра и собственного
веса башни. По проекту 1931 г. клеп¬
ка была установлена толщиною в
3,8 см, однако низкое качество дре¬
весины, идущей на заготовку кле¬
пок, небрежная сборка и неправиль¬
ная эксплоатация башен показали
необходимость увеличить толщину
клепки до 4,5 см.
Металлические обручи рассчиты¬
ваются на суммарное давление от
силосной массы и от набухания клеп¬
ки по ф-ле (1).
По высоте обручи распределяются
(в соответствии с трапециевидной
эпюрой давлений) в центрах тяжести
трапеций, соответствующих мощно¬
сти каждого обруча. Допускаемое напряжение
на железо для обручей принимается [тц.] =
= 1 400 кг/см2.
А
Второй тип клепочно-обручной силосной
башни — «клепочная башня 1932 г.» — не имеет
клепочных ребер-стоек, а состоит только из стан¬
дартных шпунтованных клепок толщиною в
4,5 см и шириною в 12,0 см (после острожки).
Торцевые стыки клепок осуществляются на
Фиг. 13. Устройство шпунта, гребня и прорезов для
соединительных пластинок
шпунт с прорезами и с постановкой в них тонкой
металлической прокладки из оцинкованного лис¬
тового железа (фиг. 13). Стыки располагаются
вразбежку. В проекте типовой клепочно-обруч¬
ной башни 1932 г. нижние семь обручей имеют
диаметр 19 мм, верхние 6 — диаметр 13 мм.
Расположение обручей по фасаду башни показано
СЕЛЬСКОХОЗЯЙСТВЕННЫЕ МОКРЫЕ СИЛОСНЫЕ БАШНИ
675
7. Рубленые многогранные башни
Рубленые многогранные силосные башни впер¬
вые были спроектированы и осуществлены в
СССР в процессе проработки и выявления лучших
нок башни, не нуждающихся в специальных утеп¬
лителях.
Характерными недостатками рубленых башен
являются:
1) значительный расход дерева, в 3—4 раза
превосходящий расход дерева в гнуто-настиль¬
ных и клепочно-обручных башнях; 2) значи¬
тельная трудоемкость заготовки элементов;
3) наличие значительного количества горизон¬
тальных швов, трудно изолируемых от проник¬
новения воздуха и просачивания жижи силоса;
4) возможность быстрого загнивания отдельных
элементов; 5) трудность замены поврежденных
частей конструкции; 6) наличие недостаточно
ровной и гладкой внутренней поверхности, что
увеличивает возможность неравномерной осадки
силажа с образованием пустот и его порчи. Из
всех конструкций рубленых многогранных си¬
лосных башен наибольшее применение получила
шестигранная башня из пластин на треугольных
врубках (фиг. 15).Стандартные башни этой кон¬
струкции запроектированы емкостью в 450 и
300 мъ соответственно на 300 и 200 т силажа.
Рубленые стены целесообразно опирать на ка¬
менный фундамент (фиг. 16) того же многоуголь¬
Фиг. 15. Разрез и фасад рубленой башни Фиг. 16. Деталь сопряжения нижних венцов с каменной
кладкой
типовых стандартных конструкций силосных
башен. В настоящее время имеются три типа ру¬
бленых многогранных башен:
1) шестигранная и восьмигранная рубленые
башни из бревен и пластин на треугольных вруб¬
ках г;
2) лекальная многогранная башня из досок
на нагелях 2;
3) восьмигранная дощатая башня на гвоздях
и треугольных врубках 3.
Основными достоинствами этих башен являются:
1) малый расход металла, особенно в конструк¬
циях, осуществленных на треугольных вруб¬
ках; 2) применение малоквалифицированной
рабочей силы для сборки башен; 3) возможность
использования лесоматериала пониженного ка¬
чества не только пиленого, но и в бревнах и
пластинах; 4) простота эксплоаіации; 5) большая
устойчивость конструкции в целом; 6) возможность
кустарного возведения в лесистых местностях
Союза і\ 7) большое тепловое сопротивление сте-
1 Предложена в 1930 г. автором и разработана инж.
Гогущрлзым.
* Предложена и спроектирована инж. Архиповым.
Предложена автором, спроектирована и осуще¬
ствлена Молокосоюзом.
ного очертания в плане. Однако при отсутствии
достаточного количества каменных материалов
и необходимости увеличения емкости башни за
счет углубления днища деревянный сруб стен
приходится опускать до самого днища, опирая
его на два слоя бутовой кладки (фиг. 17) или
просто на деревянный ростверк. Деталь обрабо¬
танной пластины в типовом проекте приведена
на фиг. 18. В целях увеличения плотности гори¬
зонтальных швов между отдельными пластинами
делается шпунтовый паз со специально вставляе¬
мой рейкой.* *В расчетном отношении каждая пла¬
стина рассматривается как балка на двух опорах,
нагруженная равномерной горизонтальной на¬
грузкой от давления силажа. Основной рабочей
скрепляющей частью является обычная тре¬
угольная врубка в каждом элементе пластины с
обоих концов. Эта врубка детально показана на
фиг. 19. Практика выявила значительную трудо¬
емкость заготовки пластин с подобными врубками,
почему и было предложено более простое соеди¬
нение пластин односторонней треугольной вруб¬
кой (фиг. 20). При заготовке и сборке элементов
на треугольных врубках следует обращать особое
внимание на плотное прилегание сминаемых ра¬
43*
€76
Г. А. ЦВМ Н ГМ АН
бочих поверхностей аб, a равно и на наличие тор¬
цевых трещин в пластинах; последние особенно
опасны в пределах рабочей поверхности на ска¬
лывание.
Фиг. 17. Конструкция углубленного днища
рубленой башни
Во избежание намокания обнаженных торцов
пластин от косого дождя рекомендуется нашивка
по торцам пластин, прикрепляемых гвоздями
Фиг. 18. Деталь обработан¬
ной пластины, поперечное
сечение
(фиг. 21). В целях устранения внутренних пазух,
сдерживающих равномерность осадки силажа, в
углах башни крепится гвоздями специальный
Рубка угла спстемы Гогунцева
Симметричная треугольная врубка
Фиг. 19.
плинтус треугольного сечения, который с по¬
мощью болтов прижимает к срубу такую же внеш-
ную рейку, закрывающую узловое соединение с
наружной стороны.
В первые годы експлоатации силосные башни
такой конструкции сильно садятся вследствие
усушки и ^піютнения горизонтальных швов.
Поэтому вертикально прибитые пластины и на¬
шивки треугольного сечения по фиг. 21 нужно
делать длиной не более 1 л и оставлять между
их торцами зазоры шириной 1—2 см. J
Фиг. 20. Деталь односторонней вруб¬
ки для башни емкостью 150 т
ЛИТЕРАТУРА
1. Архипов П. П., Деревянная лекальная силос¬
ная башня, «Строитель» № 3, 1933 г. стр. 35—41.
2. Архипов П. П., Расчеты силосных сооруже¬
ний, Сельхозгиз, М. 1932 г., стр. 15.
3. Архипов П. П., Болотин Е. А., Зуб-
кин А. Я., Справочник по силосному строительству,
Сельхозгиз, М. 1933 г., стр. 264.
4. Болотин Е. А., Силосование кормов в сов¬
хозах и колхозах, Сельхозгиз, М.-Л. 1931 г., стр. 180.
5. Всесоюзный научно-исследовательский институт
по проектированию с.-х. зданий и сооружений. Типовые
проекты с.-х. строительства в колхозах, Вниипсельхоз,
М. 1933 г., стр. 31.
6. Гогунцев К., Деревянная силосная башня
рубленого типа, Госсельколхозгиз, М.-Л. 1931 г., стр. 40.
7. Зуб кин А. Я. и Панкин М. Я., Руко¬
водство по строительству силосной башни висконсин-
ского типа, Сельколхозгиз, М. 1932 г., стр. 103.
8. Лященко Д., О методах расчета деревянных
стандартных силосных башен, «Строит, пром.» № 10,
1930 г., стр. 809—810.
9. Лященко Д., Приступаем к массовому строи¬
тельству силосов, «Строитель» № 13—14, 1930 г., стр. 35—
38.
10. Лященко Д., Деревянная силосная башня
клепочного , типа емкостью 300 т, Сельхозгиз, М.-Л.
1931 г., стр. 56.
11. Лященко Д., Сборка деревянных стандарт¬
ных сплошных башен, «Строитель» № 15, 1930 г.
12. Павлович Н. К., Силосование, или заква¬
шивание, кормов, «Новый агроном», 1930 г., стр. 43.
13. Пацкин М. Я., Силосные сооружения, Сель¬
хозгиз, 1933 г.
14. Пацкин М. Я. и Зуб кин А. Я., Дере¬
вянная силосная башня с рублеными стенами, НКЗ
СССР, Силосстрой, Сельхозгиз, 1934 г.
15. П о в о р о в П. Т., Руководство по строи¬
тельству силосных башен, Сельхозгиз, М. 1932 г.
16. Руководство по строительству силосных башен,
ям и траншей, изд. треста Совколхозстроь1930 г.
17. Типовые проекты для строительства в колхозах
на 1935 г., Сельхозстройпроект НКЗ СССР; 1934 г.
18. Сорокин Н. В. и Шумский С. Д·,
Деревянный силосный корпус емкостью 17 500 т, «Сов.
мукомолье и хлебопеч.» № 8, 1934 г.
19. Союзсельетрой, Типовые проекты сельскохозяй¬
ственного строительства, Сельколхозгиз, М. 1932—1933 гг.
ДЕРЕВЯННЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ
677
Иною. М. Ф. КОВАЛЬЧУК
VII. ДЕРЕВЯННЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ
1. Общие сведения
Деревянные клепочные резервуары (баки, ча¬
ны) применяются для хранения главным образом
воды или водных растворов, свободно отдающих
воду, так как вследствие намокания древесины
щели между отдельными клепками «забухают».
Деревянные резервуары можно также при¬
менять для хранения растворов солей и кислот,
поглощающих воду из мокрой древесины, но в
этом случае необходим очень сухой (искусствен¬
ной сушки) и тщательно отобранный лес радиаль¬
ной распиловки (радиальное направление в по-
. перечном сечении клепки должно быть параллель¬
но касательной к поперечному сечению резер¬
вуара). Этими мероприятиями уменьшается влия¬
ние деформаций от усушки; необходимо также
обеспечить тщательную обработку кромок клеп¬
ки и первоначальное натяжение хомутов. Хо¬
муты следует натягивать равномерно и несколько
раз, учитывая, что с течением времени вследствие
пластического обмятия древесина под хомутами
сдает и уменьшается в объеме вследствие пони¬
жения ее влажности за счет поглощения воды рас¬
твором.
•2. Материал
В качестве материала для резервуаров приме¬
няются лиственница, сосна, дуб, кипарис и др.
В отношении требований к материалам для
резервуаров надлежит руководствоваться в основ¬
ном ТУ на материалы для непрерывных дере¬
вянных труб.
В деревянных резервуарах, как и в деревянных
трубах, используются свойства дерева: 1) изме¬
нять объем с изменением влажности (разбухание);
2) весьма слабая водопроницаемость древесины
поперек волокон. Поэтому требования, предъяв¬
ляемые к древесине, должны обеспечить пило¬
материалы от влияния пороков, снижающих
эти свойства дерева. В основном эги требова¬
ния сводятся к следующему.
Древесина должна быть сухой (около 15% влаж¬
ности), здоровой, м^лкослойной. Допускаются
заболонь глубиной не более */з доски, неглубокая
поверхностная синева; здоровые, сросшиеся с
окружающей древесиной сучки: односторонние—
в неограниченном количестве; сквозные — диа¬
метром по большой оси менее 1/3 ширины доски —
в количестве не более двух на І пое. м доски.
Не допускаются: повреждения гнилью и во до-
слоем; сучки лапчатые, черные, выпадающие,
ивлевые, крапивные, табачные, а также черво¬
точина, сквозные метиковые и морозобойные
трещины, отлупы, косослой (больше 3%), свиле¬
ватость.
Долговечность деревянных труб и деревянных
резервуаров зависит от условий эксплоатации
сооружения, а также от мероприятий против ржа¬
вления хомутов и загнивания древесины.
Для деревянных труб и резервуаров с постоян¬
ным давлением 0,75—1,5 am и более срок службы
определяется сроком службы металлических хо¬
мутов, так как древесина, находясь постоянно
в мокром состоянии, не гниет.
Если же давление периодически уменьшается
и создаются благоприятные условия для высыха¬
ния клепки, срок ее службы значительно сокра¬
щается (не более 10—15 лет).
Высыхание древесины легче всего происходит
у концов клепки. В случаях необеспеченной
влажности клепки желательно антисептирсвать ее
маслянистым антисептиком (креозотовым мао лом).
В американской практике применяются креозо-
тированные трубы для пропуска воды, предна¬
значенной для целей орошения и даже для домаш¬
них надобностей.
Возможна также осмолка бака снаружи туго¬
плавкими сортами смолы. В данном случае смола
должна препятствовать высыханию клепки.
3· Конструкция резервуаров
Конструкция деревянных клепочных резервуа¬
ров аналогична конструкции деревянных труб
и состоит из трех элементов: 1) стенки и 2) днища
из досок (клепки), примыкающих вплотную
друг к другу, 3) хомутов (бандажей, обручей),
воспринимающих распор от давления воды.
1) Стенки
Форма резервуара может быть цилиндрическая
или коническая. Если это не вызывается особыми
требованиями (например к отстойникам) или ус¬
ловием натяжки обручей без натяжных замков,
резервуары делать коническими не рекомендуется,
так как, не имея никаких преимуществ перед ци¬
линдрическими, конические резервуары слож¬
нее в работе.
Соотношение между диаметром D резервуара
и его высотой Н обычно назначают -~~1. Тол¬
щину <5 вертикальной клепки следует назначать
главным образом в зависимости от диаметра D.
Ориентировочно
W> eo (ПРИ ~н~ а ~ 1)‘
Толщину б меньше 6 см назначать не рекомен¬
дуется, так как при опоражнивании резервуара
более тонкая клепка может быстро высохнуть и
рассыпаться.
При вслеДствиѳ первоначального на¬
тяжения хомутов и разбухания клепки при пус¬
том резервуаре возможно искажение круглого
сечения резервуара. В таких случаях рекомен¬
дуется увеличить жесткость резервуара дополни¬
тельными конструктивными мероприятиями (на¬
пример постановкой сверху жесткой диафрагмы).
Для высоких резервуаров, в которых
влияние днища на устойчивость стенки незна¬
чительно, отношение ~ следует уделичить до
1 1^
50 40*
В практике деревянного трубостроения это
отношение принимается большим или равным-ί.
Для низких резервуаров (^ > 1 ) отноше¬
ние ± может назначаться и меньше ~ .
D oU
Боковую грань (кромку) клепки, направлен¬
ную по радиусу резервуара, рекомендуется де¬
лать плоской, скошенной внутрь резервуара
678
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
соответственно направлению радиуса, и обра¬
батывать под фуганок, дабы обеспечить плот¬
ное примыкание клепок друг к,другу по всей
поверхности соприкосновения. Возможна по¬
становка шпонок, имеющих монтажное значе¬
ние. Шпонки не должны препятствовать уплот¬
нению швов кленки. Применение шпунта не
рекомендуется, так как это увеличивает расход
древесины и рабочей силы и не только не повы¬
шает водонепроницаемости, но зачастую даже
понижает ее вследствие механическою повреж¬
дения шпунта или засорения паза.
Для резервуаров больших диаметров обра¬
ботка наружной и внутренней поверхностей
клепки необязательна, но необходима плоская
острожка, обеспечивающая точность и тщатель¬
ность изготовления клепки.
2) Днище
Днище следует изготовлять из досок, распо¬
ложенных параллельно Друг к другу, без шпунта,
с постановкой деревянных шпонок. Толщина
досок днища, как правило, равна толщине вер¬
тикальной клепки.
Примеры примыкания днища к вертикальной
стенке показаны на фиг. 1 и 2.
Фиг. 1. Примыкание днища
к вертикальной клепке
Фиг. 2. Примыкание днища
к вертикальной кленке
Вариант фиг. 1 надежнее в отношении уплот¬
нения шва (возможно уплотнение при после¬
дующей подтяжке хомутов).
Вариант фиг. 2 удобнее в отношении монтажа
резервуара, так как j аждая отдельная клепка
может держаться вертикально за счет защемле¬
ния в пазу у днища.
Расстановка балок под днищем должна обес¬
печить днищу жесткость, соответствующую
прогибу гДе / — прогиб клепки дни¬
ща, I — расстояние между балками, располо¬
женными непосредственно под днищем. Вся на¬
грузка от бака должна передаваться через днище,
на которое опирается также и клепка. Под резер¬
вуаром необходимо обеспечить продух для про¬
ветривания.
В) Хомуты
Распор от давления воды воспринимается
хомутами (обручами, бандажами).
Для металлических хомутов следует всегда
предпочесть круглое железо.
Литой башмак
4 Г Разрез по/з-б
Штампованный башмак
Хомуты резервуаров аналогичны хомутам де¬
ревянных непрерывных труб. Во избежание
местного ослабления железа рекомендуется де¬
лать осадку конца хомута на всю длину нарезки.
Натяжение хомута производится посредством
специальных замков, некоторые из типов кото¬
рых показаны на фиг. 3.
Конструкция башмаков для замков должна
обеспечивать их от выворачивания. Количество
замков на один хомут — не менее двух, а. для
баков диаметром более 4—5 м в целях обеспе¬
чения равномерного натяжения хомутов — не
менее трех. Замки располагаются вразбежку.
Расстояние между хомутами определяется по
расчету, но не должно превышать 50 см. Допускае¬
мое напряжение смятия под хомутами [гас] =
= 50 кг/см2, считая условно ширину полосы
смятия равной радиусу сечения хомута. Для
лучшего прилегания к резервуару хомуты должны
быть заранее выгнуты по кругу. Во избежание
ржавления рекомендуется до и после установки
покрыть их асфальтовым лаком, кузбасслаком
или суриком на масле.
Для баков небольших емкостей (до 100—120 м3)
вместо металлических хомутов можно применять
деревянные со стяжным замком.
Деревянный хомут представляет собой за¬
мкнутое кольцо из выкружаленных досок, пере¬
дающих усилие друг Другу посредством врубок
(фиг. 4).
Количество элементов по окружности назна¬
чается в зависимости от Диаметра бака. Схема
деревянного хомута показано на фиг. 5; в каж¬
дом замке сгавится один болт. Число замков на
хомут должно быть не менее двух. В местах
ДЕРЕВЯННЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ
€79
врубок между отдельными хомутами в случае Деревянные хомуты требуют аккуратного, точ-
разреженной расстановки их следует ставить но по проекту стандартного изготовления эле-
распорки для предотвращения раскрытия вру- ментов и должного хранения их до установки
бок или же поставить болты. Основной мате¬
риал для хомутов — сосна. Для обеспечения
долговечности древесину следует креозотиро-
, Замок _____
Фиг. 5. Схема деревянного хомута с замком
Фиг. 6. Труба е деревянными хомутами
вать. При конструировании врубок и выборе
допускаемых напряжений надлежит руководство¬
ваться ТУ и Н.
во избежание коробления и растрескивания от*
дельных косяков. Для уничтожения влияния
рыхлости врубок рекомендуется до заполнения
бака производить подтяжку хомутов 2—3 раза,
причем последняя подтяжка должна быть не¬
посредственно перед замочкой. В отношении обес¬
печения плотности эта конструкция еще недо¬
статочно проверена.
На фиг. 6 приведен снимок опытного образца
трубы Ώ — 10 см с деревянными хомутами, в
котором давление было доведено до 3 ату при¬
чем при давлении до 2,5 am утечки воды не на¬
блюдалось.
4. Расчет хомутов
При подсчете усилия на хомут вводятся в
расчет:
1) усилие от гидростатического давления:
N^Pors, 1 (1)
где ро — давление воды в кг/смг;
г — радиус резервуара в см;
s — расстояние между хомутами в см,;
2) усилие от разбухания:
Nz = npSs, (2)
где пр — напряяіение от разбухания в кромке
клепки в кг/см2;
<5 — толщина клепки в см.
Таким образом полное усилие:
N = Nt+ Nа. (3)
680
Μ. Φ. КОВАЛЬЧУК
Для обобщения расчета можно пользоваться
формулой:
N = prs, (4)
где р — приведенное давление:
Р = Ро+7Ѵ (5)
По американским опытам (Adams) = 6 —
7 кг/см2.
При определении расстояний между хомутами
пользуются следующими формулами: И8 условия
прочности хомута на растяжение:
_ [Пж]
S 4 рг *
(6»
где d — диаметр сечения хомутов;
[пж] 1200 кг/см2;
из условия смятия древесины под хомутом:
s
d[nc3
2 р *
(7)
где [гас]<!50 кг/см2.
Приравнивая значения s, полученные по обеим
формулам, получим:
d= 2[Пс]
”[пж\ *
(8)
/
Фиг. 8
Практически в резервуарах вследствие боль¬
шого значения радиуса г величина [;пс] полностью
не используется.
Общее количество хомутов определяется по
площади трапециевидной эпюры усилий ABCD
(фиг. 7). Разбивку хомутов можно произвести
двояко:
1) разбить площадку ABCD на т равновели¬
ких площадей и расположить хомуты в центре
тяжести или на гранях этих площадей;
2) произвести разбивку по интегральной кри¬
вой с уравнением:
fx = Ьх2 -(- 100 ^ прх.
Это уравнение представляет собой площадь
эпюры давления на глубине х. Здесь х —
в м, пр — в кгісм2; /„ равно площади ABCD.
Раэбивая /„ на т равновеликих частей, при
помощи кривой можно разбить площадь ABCD
на т равновеликих площадок, на грани которых
можно располагать хомуты.
Фиг. 9. Монтаж деревянного резервуара (Америка)
Фиг. 10. Осуществленный деревянный резервуар
(Америка)
Применение обоих этих способов конечно
необязательно. Можно располагать хомуты уча¬
стками по 3—5 шт. с одинаковыми расстояниями
на одном участке.
Однако при всякой раэбивке хомутов два хо¬
мута должны быть поставлены у днища {один
ДЕРЕВЯННЫЕ РЕЗЕРВУАРЫ
681
из них в расчет не вводится) и один у верхней
кромки бака.
Ввиду отсутствия изгиба кольцевого деревян¬
ного хомута кривая давления в нем пройдет
таким образом, что в отдельных косяках могут
быть только местные изгибающие моменты раз¬
ного знака, в целом взаимно компенсирующие
друг друга.
Проведя окружность (фиг. 8) таким образом,
чтобы эксцентриситеты е в сечениях аЪ и cd
были равны, можем приближенно считать эту
окружность кривой давления при расчете ко¬
сяка на изгиб и врубок на скалывание и смятие.
Величина эксцентриситета е будет при этом
равна:
e=°>25(r+^){1-cosa)’ (9)
где Ь — ширина доски косяка (фиг. 8);
a — угол, соответствующий половине косяка.
В соответствии с эксцентриситетом по ф-ле
(9) равномерное напряжение по ослабленному
врубкой сечению косяка при проверке напря¬
жения должно умножаться на кЪэфициент к,
равный:
к = 1 + 1,7 (l -f- ~ cos a) (1 —cos a). (10)
Во избежание ска¬
лывания краев вруб¬
ки возле точек а и Ъ
можно рекомендовать
подрезку опорных
площадок у этих то¬
чек с тем, чтобы оста¬
ющаяся часть тп пло¬
щадки (фиг. 8 спра¬
ва) была симметрична
относительно кривой
давления и удовле¬
творяла расчету на
смятие под углом а
к волокнам.
При расчете вруб¬
ки на скалывание не¬
обходимо учесть экс¬
центричное действие
скалывающей силы N
относительно центра
тяжести F скалываю¬
щейся площадки пу¬
тем некоторого сни¬
жения допускаемого
напряжения на ска¬
лывание.
Вследствие некото¬
рой податливости де¬
ревянных хомутов ве¬
личина пр напряже¬
ния от разбухания в
ф-ле (5) может быть
снижена до 4 кг/см2.
5. Примеры де¬
ревянных резер-
Фиг. 11. Деревянный резер- ВУЯрОВ
вуар из клепки с металличе¬
скими хомутами Ниже приводятся
фотографии построен¬
ных деревянных баков (фиг. 9, 10 и 11), взя¬
тые из американского каталога.
На фиг. 12 показана фотография деревянной
водонапорной колонны1 для городского водо¬
провода. Эта конструкция кроме внутреннего
гидростатического давления должна воспринять,
горизонтальные ветровые нагрузки, а потому
Фиг. 12. Напорная башня из
клепочных труб
требует постановки расчалок. Кроме того необ¬
ходимо воспринять усилия сдвига, возникающие
в продольных швах между отдельными клепками.
Эти усилия должны быть восприняты силой тре¬
ния, возникающей в продольных швах от натяже¬
ния хомутов, что следовательно требует постоян¬
ного заполнения сооружения водой.
ЛИТЕРАТУРА
1. Попков А. Д., Деревянные трубы, 1932 г.
(в книге приведен подробный список литературы).
2. Линчевский, Деревянные напорные трубо¬
проводы, 1933 г.
3. Проф. Дроздов В. А., Деревянные водопро¬
водные трубы из клепок по американскому способу,
1930 г.
4. Wooden Tanks for every Purpose. The Hauser Stan-
der Tank Co Cincinnati, О [Catalog 33]. 11 Заимствована из книги Дроздова В. А. «Деревян¬
ные водопроводные трубы из клепок по американскому
способу».
682
В. Г. ПИСЧИКОВ
Инж. В. Г. ПИСЧИКОВ
УIII. МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
1. Условия работы мачт
Мачты на оттяжках служат главным образом
для подвески радиотелеграфных сетей, но они
могут с успехом применяться при переходах
силовых магистралей через реки значительной
ширины в тех случаях, когда требуется соблюсти
высокую подвеску проводов. Ввиду отсутствия
принципиальных различий в конструкции и
расчете таких мачт в дальнейшем рассматрива¬
ются только радиотелеграфные мачты.
Деревянные мачты на оттяжках имеют обычно
следующие пределы применения. Однобревен¬
чатые мачты строятся высотой до 50 м, трехбре¬
венчатые — до 100 м и четырехбревенчатые —
до 150 м. Последняя величина не является
однако техническим пределом высоты кустовых
бревенчатых мачт.
Оттяжки радиомачт осуществляются из сталь¬
ных витых тросов (вант) с временным сопротив¬
лением разрыву от 120 до 160 кг/мм2 попереч*
ного сечения троса.
При расчете мачт должны быть учтены следу¬
ющие три случая загружения.
С л у ч а й 1. Гололед на проводах сети и оттяж¬
ках при одновременном действии ветра интенсив¬
ностью 30—50 кг/м2 площади, перпендикулярной
направлению ветра и при температуре около
—5° С.
Обычно принимают, что Диаметр обледене¬
лого провода увеличивается за счет наросшего
льда на 4—5 см. При этих условиях напряжение
в проводах подвешенной сети может достигнуть
временного сопротивления разрыву материала
проводов и привести к обрыву сети, нередко
наблюдаемому на практике. При расчете мачты
усилие, действующее на нее со стороны сети,
обычно принимается равным разрывающему уси¬
лию в проводах сети или же разрывающему
усилию в подъемном канатике.
Случай 2. Действие ветра интенсивностью
150 кг/м2 при площади, перпендикулярной на¬
правлению ветра поднятой сети. При увеличении
интенсивности ветра свыше 150 кг/м2 включается
в действие специальное устройство, опускающее
сеть.
Случай 3. Действие ветра интенсивностью
до 250—300 кг/м21 при опущенной сети. Обычно
этот случай наиболее опасен для конструкции
мачты и является расчетным для всех ее частей
кроме одной или Двух оттяжек верхнего яруса,
воспринимающих нагрузку от сети.
Расчет конструкции мачт осложняется тем,
что усилия в оттяжках и в самой мачте зависят
от ее деформации; это приводит к кубическим
уравнениям равновесия, крайне сложно разре¬
шаемым в радикалах. Ниже приводится способ 11 Ветер интенсивностью 250—300 кг/м2 площади, пер¬
пендикулярной направлению ветра, для расчета мачт
π радиобашен является расчетной условностью,
установленной практикой проектирования в ряде стран.
Некоторое обоснование этой цифры приведено ниже на
стр. 688. В результате развития теории обтекания и после
изучения режима ветров той местности, где устанавли¬
ваются мачты, расчетная интенсивность ветра может
быть снижена.
расчета по методу последующего приближения 2,
дающий быстрое решение задачи с достаточной
точностью.
2. Основы расчета гибкой нити
Полагаем, что силы, действующие на гибкую,
нить АВ, закрепленную в точках А и В (фиг. 1),
приложены в плоскости чертежа и выражаются
формулой:
Р i = cxds,
где ds — длина элементарного участка гибкой
нити, сг — постоянная интенсивность нагрузки.
Нить расположится по так называемой «цеп¬
ной линии». Однако пользование при расчете
мачты уравнением цепной линии значительно
усложняет задачу. При малой величине стрелы
провисания нити /0 (что имеет место в случаях
расчета сетей и мачтовых оттяжек) цепная линия
может быть с незначительной погрешностью
заменена параболой второй степени. Для этой
замены следует лишь предположить, что силы,
действующие на нить, выражаются формулой:
р = cdl,
где d I — длина элементарного участка хорды
АВ, с — интенсивность нагрузки.
Пусть АЕВ — дающая очертание нити веревоч¬
ная кривая, построенная для сил р, параллель¬
ных ВС (фиг. 1). Для построения этой веревоч¬
ной кривой поступаем так. От середины D хорды
АВ откладываем по направлению действия сил
отрезок DE = /. Если веревочная кривая про¬
ходит через точку Е, то DE = / является так
называемой «расчетной стрелой» провеса кри¬
вой. Касательные к кривой в точках А и В пе¬
ресекутся в точке К, лежащей на продолжении
прямой DE, причем ЕК = DE = / (что являет¬
ся общим свойством парабол второй степени).
Многоугольник сил Ъкд, для которого кривая
АЕВ является веревочной кривой, подобен тре*
а Способ разработан автором.
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
683
угольнику В KG. Если отрезок Ъд в масштабе
сил представляет сумму сил р, действующих
на нить, то отрезки Ък и дк определят по вели¬
чине и направлению усилия в нити в точках В
и А. Прямая кт, соединяющая точку к с сере¬
диной т отрезка Ъд, даст по величине и направле¬
нию значение усилия S в точке Е нити. Из по¬
добия треугольников Ькд и BKG получаем;
5 : Л = 1 : 4/
или
с т
6 “ 8/ ·
Рассматривая усилия Sa и Se как равнодей¬
ствующие сил S иу, можем сделать следующие
выводы.
Гибкая нить, находящаяся под действием
сплошной равномерной нагрузки, передает в
точки закрепления такие же реактивные' силы
R
-у-, как если бы нить была вполне жесткой
свободно опертой балкой. Кроме этих реактив¬
ных сил появляется «натяжное усилие» S, дей¬
ствующее по прямой, соединяющей точки за¬
крепления нити.
Натяжное усилие определяется из выражения:
£
т
8/ *
(1)
где R — полная нагрузка на нить;
I — расстояние между точками закрепления
нити;
/ — расчетная стрела провеса нити, измеряе¬
мая в середине ее длины по направлению дей¬
ствия сил.
Если так называемую «основную» стрелу про¬
веса нити, измеряемую в ее середине по направле¬
нию перпендикуляра к ней, обозначить (фиг. 1)
через /о, то
/ = -J2- ; (2)
7 Sin 9» ѵ '
S
Rl Sin φ
8/0 ’
(3)
где φ — угол между хордой нити и направ¬
лением действия сил, к отысканию которого и
сводится задача расчета гибкой нити. Входящая
в выражения (2) и (3) величина «основной» стрелы
провеса /0 гибкой нити определяется с достаточ¬
ной для практических целей точностью из выра¬
жения:
L=l+f-; i4)
где L — длина гибкой нити, измеренная по кри¬
вой;
I — расстояние между точками закрепления
нити (длина хорды).
Например если на нить (фиг. 1) действуют
силы тяжести по направлению ВС, выражаемые
величиной р на погонную единицу длины хорды
нити, то в точках А и В появятся реакции:
а) по направлению ВС (по вертикали):
где G — вес всей нити;
б) по направлению АВ (по хорде):
с Gi sin φ
S ~ 8/о ·
Если же предположить, что по направлению
ВС (фиг. 1) действует не сила тяжести, а ветер
определенной интенсивности, то результаты рас¬
чета будут различными в зависимости от того,
каким образом мы будем определять действую¬
щую на нить ветровую нагрузку.
Возможны два способа определения ветровой
нагрузки.
Способ 1. При расчете исходят из предположе¬
ния, что ветровая нагрузка действует на каждый
элемент нити по тому же направлению, по кото¬
рому дует ветер. Тогда при действии ветра по
направлению ВС (фиг. 1) на концах нити возник¬
нут реакции, определяемые из выражений (7)
и (8), аналогичных ф-лам (5) и (6), т. е.:
а) по направлению ветра:
V = Z .
2 2 *
Р)
б) по направлению хорды кривой:
s=wi sinjp. ,8)
8/о ’ W
где W — полная ветровая нагрузка на нить.
При этом интенсивность равномерной нагруз¬
ки на нить ркг/м определяется обычно из выраже¬
ния:
р = pqd sin у, (9)
где q — давление ветра на единичную площадку
перпендикулярную к его направлению;
d — толщина нити;
ψ — угол между направлением ветра и
хордой нити;
μ — опытный коэфициент обтекания нити.
Из-за отсутствия опытных данных обычно
принимают:
Подставляя значение р в выражения (7) и
(8) и учитывая, что в рассматриваемом случае
φ = гр, получим следующие величины реакций
нити:
а) по направлению ветра:
w
— = 0,5pqdlsin ψ; (10)
1 В настоящее время величинам q и μ, входящим в
ф-лу (9j, придается несколько иной смысл. За единицѵ
ОСТ
интенсивности давления ветра qo принимается (см. ——,
В КС
7626а) так называемый «скоростный напор», определяе¬
мый по формуле:
υ2
90=Гб'
где V — скорость ветра в м/сек.
Величина q давления ветра на единичную площадку
согласно новейшим данным может быть определена ве¬
личиной q = 2<?о.
В соответствии с заменой величины q величиной q»
коэфициенты μ обтекания тоже меняют свою величину и
должны быть заменены коэфициентами μο. По новейшим
данным коэфициент μν обтекания для проводов и тросов
может быть принят μο = 1,2. Сопоставляя старый и но¬
вый методы расчета проводов и тросов, получим:
μ 2 5
;г0 = з=Т2: ', = гм:
с;
ςμ = 2</о · ~ μο = * Лзо/чь
Как видим, числовая разница между результатами
расчетов по обоим методам сравнительно невелика.
При определении ветровой нагрузки по существую¬
щим ОСТ получаются примерно те же результаты, что и
по изложенному в настоящей статье старому методу
определения ветровой нагрузки на мачты.
Прим, автора
684
В. Г. писчиков
б) по направлению хорды кривой:
S = jt3,msm Ψ_' (И)
Способ 2. При направлении ветра, образую¬
щем с направлением нити незначительный угол
ψ, повидимому, более близко к истине предпо¬
ложение, что давление ветра действует на нить
перпендикулярно к ее направлению. Разлагая
силу W, определенную по ф-ле (10), на два на¬
правления — перпендикулярное и параллельное
нити (фиг. 2), — мы можем допустить, что на нить
•Veos «у
Фиг. 2. Действие сил под
углом к нити
действует только перпендикулярная к ней сла¬
гающая:
R = W sin ψ = pZsin ψ = μ qld sin2 ψ. (12)
Натяжное усилие S в нити определится для этого
случая из выражения (1):
С _ Rl _ MQWd Sin2 Ψ МО\
ώ “ 8/ “ 8/о '
Сравнивая выражения (11) и (13), видим, что
величина натяжного усилия S в обоих случаях
расчета имеет одно и то же значение, величины
же опорных реакций, исчисляемых как для про¬
стой балки, различны.
Au
Фиг. 3. Разложение сил в
пространстве
Применительно к расчету оттяжек разложим
в узле В реактивные силы U по направлениям
ветра, мачты и перпендикуляра к ним (фиг. 3).
Составляющие сил U будут:
а) по направлению ветра:
= -і- μqbd sin ψ cos ψ cos α;
(14a)
б) по направлению мачты:
Ѵ„ =
у г υυο i
* -р = pqhd sin ψ cos ψ\ (14b)
в) перпендикулярно к направлениям мачты
и ветра:
= γ μφά sin ψ cos ψ sin α;
(14c)
здесь h — высота узла над анкером;
Ъ — горизонтальное расстояние от анкера
до мачты;
I — длина хорды оттяжки;
W — сила действия ветра на оттяжку,
определяемая из ф-лы (10);
ψ — угол между направлением ветра и от¬
тяжкой;
а — угол между направлением ветра и пло¬
скостью, проходящей через мачту и оттяжку.
Необходимо заметить, что расчет мачт цели¬
ком по способу 1, т. е. без введения поправок
U, дает некоторый запас прочности конструкции.
Рассмотрим общий случай оттяжки АВ, при¬
крепленной в точках В и А к мачте и анкеру
(фиг. 3).
Если обозначить вес оттяжки через G, а силу
ветра, дующего по направлению CD на оттяжку,
через W (расчет по способу 1), то равнодейству¬
ющая R дает по величине и направлению сумму
сил, действующих на нить. Это сложение сил
удобно произвести в точке 5, ибо тогда |__ DBA =
= φ·
Обозначив далее ВС = h, АС = Ь, AB = I,
I DC А = а и решив пространственную задачу,
найдем угол ψ из выражения:
cos φ =
hG + bW cos a
Ш '
(15)
При пользовании этой формулой необходимо
учесть, что при а > 90° величина cos а полу¬
чает отрицательное значение.
По значению cos φ из тригонометрических
таблиц находится sin φ, входящий в ф-лу (10).
В некоторых случаях sin φ определяется непо¬
средственно:
а) если а = 0, то:
Практически вполне удобно и при учете ветра
по случаю 2 рассчитывать по ф-лам (10) и (11),
но корректировать расчет добавочными реак¬
циями С/, действующими на узел по направле¬
нию хорды каждой из оттяжек и равными:
U = 2 = у μ qla Sin ψ cos %p. (14)
Направление действия этих сил на точки А
и В прикрепления (со стороны нити) всегда при¬
нимается против направления ветра.
cos* = *L±™:;
hW—bG.
sm V = -lR->
b) если α=1$0°, то:
_ hG — bW
008
sin φ =
_hW + bG
IR
(16)
(17)
(18)
(19)
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
68$
3. Ход расчета мачт на оттяжках
Ввиду того что обычные деревянные бревен¬
чатые мачты могут рассматриваться как нераз¬
резные балки сравнительно малой жесткости,
можно при расчете оттяжек пренебречь пере¬
распределением нагрузки между узлами и ис¬
ходить из предположения шарнирности узлов
мачты. Эт© предположение дает возможность
рассчитать каждый ярус оттяжек независимо
от смежных ярусов сверху и снизу.
Она может быть определена из ур-ния (20),
в котором правая и левая части представляют
разность между длинами кривой и хорды оттяж¬
ки 3 при действии ветра и температуры:
_8
3
</о")2 , /Bslsin*
Г — * + °0 + \ 8
Εω ‘
~ alt — {l — Ah^Y (20)
откуда:
/i" = Ϋ зR3 Sin Уз + 1 2S1 (Εψο + B*Ak+_ _ ΕωαΛ .
ѴЕо> '
(21)
Дальнейшее уточнение расчета возможно пу¬
тем учета неразрезности мачты и неравномер¬
ности осадок ее узлов.
После расчета оттяжек производится пове¬
рочный расчет тела мачты, фундаментов и ан¬
керов, служащих для крепления оттяжек.
4. Расчет оттяжек мачты
Четырехбревенчатые мачты имеют обычно по
4 оттяжки в каждом из узлов, трехбревенча¬
тые — по 3 оттяжки, что соответствует числу
связей, минимально необходимому для обеспе¬
чения неизменяемости конструкции мачты, но
менее удобно в эксплоатационном отношении
ввиду несколько большей трудности выправле¬
ния мачты.
Все возможные случаи расчета мачт на оттяж¬
ках сводятся к четырем основным схемам (фиг. 4).
здесь I = У № -f- Ъ2 * * — начальная длина хорды от¬
тяжки;
h — начальная высота узла над анкером;
Ь — горизонтальное расстояние между анке¬
ром и основанием мачты;
Е — модуль упругости витого троса, прини¬
маемый по опытам равным Е = 2 · ІО6 кг/см2;
со — площадь поперечного сечения троса;
Е3 = YG2 -f- И7! — равнодействующая из веса
оттяжки G и давления на нее ветра Ж3;
^з = — давление ветра на оттяжку 3;
μ = з—коэфициент обтекания троса ветром;
q — интенсивность давления ветра на еди¬
ницу площади перпендикулярной площадки;
d — диаметр троса;
<Рз — угол между равнодействующей Нв и
хордой оттяжки, определяемый по ф-ле (15):
Фиг. 4. Основные расчетные схемы
1) Расчет по схеме 1
Схема 1 обычно является расчетной длд про¬
межуточных узлов мачт с четырьмя оттяжками
при определении наибольшего в них усилия.
При определении же усилий в оттяжках самого
верхнего узла, к которому прикрепляется сеть,
при неспущенной сети необходимо учесть, что
направление антенны может образовать с направ¬
лением ветра различный угол.
Нижеприводимые формулы предполагают от¬
сутствие в узле усилия от антенны (т. е. отсут¬
ствие подвешенной в узле сети), но аналогичные
же выражения легко могут быть составлены
и для случая наличия в узле усилия от антенны.
При направлении ветра, указанном на схеме
1 стрелкой, оттяжка 1 является рабочей оттяж¬
кой, воспринимающей всю ветровую нагрузку
узла, оттяжки же 2 и 3 являются нерабочими.
Вследствие растяжения самих тросов, сжатия
тела мачты от действия ветра и изменения темпе¬
ратуры основная стрела прогиба /0'" оттяжек 3 из¬
меняется по отношению к начальному состоянию.
cos9>3=~,
с Gb
% = gTo натяжное усилие в оттяжках при
'о
отсутствии ветра и изменения температуры;
/о — основная стрела оттяжки тоже при от¬
сутствии ветра и изменения температуры. Обыч¬
но принимается /g = 0,02&, тогда S0 = 6'ibG:
_ 8 </?)2
<50 = "~зi разница между длиной оттяжки
и длиной хорды при отсутствии ветра и изменения
температуры [см. ф-лу (4)];
Ah = 2 упругое укорочение самого те¬
ла мачты вследствие ее сжатия под влиянием
ветра;
— напряжение сжатия в любом про¬
лете мачты, определяемое предварительными
эскизными подсчетами с точностью до 70 — 75%;
N — усилие в каждом пролете мачты;
F — площадь поперечного сечения мачты;
Ех — модуль упругости материала мачты;
а — длина любого пролета мачты;
Σ—знак суммы, распространенный на все
пролеты, расположенные между рассматриваемым
узлом и основанием мачты;
а — коэфициент линейного расширения мате¬
риала оттяжек;
г — одновременное с ветром понижение тем¬
пературы по отношению к нормальному состоянию
мачты (когда натяжное усилие рзчно S0, а ос¬
новная стрела равна /J).
При пользовании ф-лой (21) стрелка /0"'
определяется путем последовательного прибли¬
жения. Сначала определяется значение /0"'
686
В. Г. писчиков
из того же выражения (21), но сокращенного
до вида:
/'" = ^ V Зйззіпу;,. (22)
ΫΕω
Найденное из ф-лы (22) значение под¬
ставляется в ф-лу (21), откуда величина /0'"
определяется уже с достаточной степенью точ¬
ности. [При желании еще более уточнить резуль¬
тат можно еще раз повторить подстановку най¬
денного в ф-лу (21)].
При разнице между двумя последовательными
значениями /о'", не превосходящей 4—5%,
дальнейшее уточнение /0'" излишне.
Натяжное усилие S3 в оттяжках 3 определяет¬
ся по ф-ле (3):
с Rzl Si»9>3
з - 8/v,-,-=.
В схеме 1 оттяжка 2, так же как и оттяжка
«3, является нерабочей. Стрела провеса /0"
этой оттяжки находится в зависимости от пере¬
мещения узла, т. е. от натяжения оттяжки І.
и определяется из ур-ния (23), в котором правая
и левая части выражают приращение длины
хорды оттяжки 2 от действия ветра и темпе¬
ратуры:
1+ -5. + № - *?0) ^ - ей - * =
= -[*+*. + №- s0) ^ - «tf - -Гг -*]«·-
-(1 + т)-~Л (23)
откуда:
ляемых по ф-ле (14а) в том случае, если давле¬
ние ветра учитывается по способу 2;
і?і = V G* + W\ — равнодействующая сил, дей¬
ствующих на оттяжку і;
R2 = V G2 + W\ — равнодействующая сил, дей¬
ствующих на оттяжку 2\
sin φ1 = — угол между равнодействую¬
щей и хордой оттяжки І;
sin φ2 = Ъ(? — угол между равнодействую¬
щей и хордой оттяжки 2.
Остальные величины, входящие в выраже¬
ния (24) — (26), а именно Λ, I, Е, ω, £0, <50, zl/i,
a, t имеют те же значения, что и в ф-ле (21).
При пользовании ф-лой (24) рекомендуется
следующий порядок расчета.
Сначала по сокращенной ф-ле (27), в которой
под знаком корня оставляются только три пер¬
вых члена суммы, определяется /0":
/<Г = |/~+ (1+яг)+Л-г1Л (1+m)]. (27)
Приближенное значение /0" подставляется
в ф-лу (25), найденное по ней значение — в
ф-лу (26) и наконец по ф-ле (24) находится второе
значение величины /0" — обычно с достаточной
точностью.
Если разница между первым и вторым значе¬
ниями /о" превышает 3—5%, подстановки в
ф-лы (25), (26), (24) можно повторить и еще бо¬
лее уточнить искомые величины S2 и Sx.
«·- / w+1 »<■ +»)+№-*)1 - і ”“·<*+'”>■ |2S|
В этом выражении величины S± и S2 имеют
значения:
St = ** ; (25)
S1 = Hi + St. (26)
В выражениях (24)—(26) обозначено:
т — укорочение хорды оттяжки 2 от единич¬
ного удлинения хорд оттяжек 1\ значения ве¬
личины т для разных расчетных схем приве¬
дены на фиг. 4;
і — натяжное усилие в оттяжке 1 от горизон¬
тальной силы Я = 1 в узле (от действия ветра);
значения величины і для всех схем приведены
на фиг. 4;
Я — действующая в узле горизонтальная сила,
складывающаяся из:
а) давления ветра на смежные пролеты мачты;
б) давления ветра на все 4 оттяжки, переда¬
ющегося в узел по закону простой балки [со¬
гласно ф-ле (10)];
в) из горизонтальных составляющих Ни попра¬
вочных реакций всех четырех оттяжек, опреде-
После того как величины натяжных усилий
во всех оттяжках найдены, нетрудно определить
вертикальное усилие, действующее в этом узле
на мачту по формуле:
Ρ = ΣΓ,
(28)
где ΣΥ — сумма вертикальных проекций дей-
G ѵѵ
ствующих в узле сил — и S. Силы — из ф-лы
(10) и силы Ѵи из ф-лы (14в) дают для схем
1 и 2 сумму вертикальных проекций, равную
нулю.
Пример 1. Расчет узла по схеме 1
Требуется определить усилия, действующие
в верхнем узле деревянной мачты (фиг. 5 и 6).
Расчетные данные: отсутствие антенны; изме¬
нение температуры равно нулю; интенсивность
давления ветра 250 кг/м2 площади, перпендику¬
лярной к направлению ветра.
Определим основную стрелу провеса оттяжек
по ф-ле (21):
/с
„ _ 0,25/ -\fojy oin . 24/ό" (Εωΰο Εω ■ Ah■h c \ .
— ΎΖ У ЗЛ» sin V* ■* ϊ~ \~Г 1» SV ’
ѴЕш
1 = УН*-\-Ъ» 74,52 + 37,52 = 83,4 м\
Е(о = 2 · ІО7 · 81,4 · ІО-6 = 1 628 то;
G = 83,4 · 0,00077 = 0,064 то;
PF3 = μqdl = -2- · 0,250 · 0,015 · 83,4 = 0,208 то;
?з = YG‘ + W* = Y0,0642 -I- 0,208* = 0,218 то;
74,5 · 0,064 „ осо.
“83,4 · 0,218 =■ °’262'
„„„ hG
COS φζ = —
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
687
Gb
8/2
sin <р3 = 0,965;
: 6,25(2 = 6,25 . 0,064 = 0,40 т;
8 (/J)2 0,003252 0,0032 · 37,52 л Л/|0
<*о = -зГ = —31— = — Г* 83,4 " = °’018 ^
Пі _ 20,9«6+19,4-10+17,9-13+16,4-16 _
άη — -El a 100 000
= 0,008 M.
Сначала определяем f0" по ф-ле (22):
/0" = -,253 ' 83,4 V3 · 0,218 ■ 0,965'=
Vl 628
= 1,771^63 = 1,52 M.
Вторично определяем f„" по ф-ле (21):
Го" = 1.77 У0,63 + · (-
628*0,018
83,4
3) на оттяжки:
На = -у · 0,015 (74,5-2+83,4-2) 0,25 ■ 0,5 = 0,40 га
и поправочных реакций U [при учете ветра по
способу 2 по ф-ле (14а)]:
я* = -2-т-т^т-т =
= --§■· °’25 · °’015 · 74,5 (|Zj|)* = _ 0,04 т.
Полное значение горизонтальной силы:
Н = 0,14 +- 1,29 + 0,40 — 0,04 = 1,79 га;
*>1=^ = 4" 0)25 * 0.015 · 83,4 . ’is? = 0,186 га;
Я, = Л2 = V + =
= у 0,0642 + 0,186* = 0,196 га;
)
1 628*0,008*74,5 — 0,40 \ =
83,42
= 1,77 Y 0,63 + 0,04 = 1,55 м.
Разница между обоими значениями»/б'' состав¬
ляет:
,1,55-1,52
1,55 — ζ/ο·
Натяжное усилие в оттяжках 3:
с __ R3l sin <рз __ 0,218 · 83,4 · 0,965 „
3 - ~ 8/"'— ггя^б = 1>42 т-
Основная стрела оттяжек 2 определяется сна-
чала по ф-ле (27):
Іо —У4 +1йо(т + 1) + Α· ^А(га+1)] ;
Εω
m = 1; i —
ъ *
sin<r — h ■ Wi +6G = 74,5-0,186+37,5· 0,064 . .
sin φλ — ,R- яя A . n ЮЙ = 0,995;
sin <pz =
IR1
/iW2 — bG
m2
83,4 · 0,196
. 74,5*0,186-37,5*0,064
83,4*0,196
: 0,700;
=TZ70=267
Г0г 8,3
Do^2V
Фиг. 6. Верхушка
мачты
Фиг. 5. Схема мачты средней высоты
Горизонтальная сила Н в узле определится
суммированием давления ветра:
1) на стеньгу:
#!=-§-· 0^70±М25 . 2)5 . 0>25 χ
., 20,86 + 3,25
X 20Ж“ =0’14 т'
2) на тело мачты:
На = у · 0,617 · 22,86 · 0,25 ^ = 1,29 га;
Іі =
Υτ ({+ 83,4.0,018.2+74,5.0,008 · ή =
= 1^7795 = 2,82 м.
Далее, по ф-лам (25) и (26) находим:
S = Rzl sin ψ* = 0,196 ’ 83>4 · °»70Q (i 5о m-
2 “ ~ Sfo
Sx = Hi + st =
8 * 2,82
1,79 · 83,4
37,5
0,50 = 4,48 m.
ш
в. г. писчиков
Снова определяем величину /J по ф-ле (24):
« - I».“ - »·“) ^„*1;- - -
= У 7,95 + 0,32 — 0,29 = 2,83 м.
Разница между обоими значениями f0' соста¬
вляет 0,3%.
^ = М968 '32ІзО,7--0’50ГО:
Sx = 4,48 т.
Расчетное напряжение в оттяжке 1:
η = ЖТ = 55 < 60 кг/мм*.
Вертикальная сила, передаваемая в узле на
мачту:
P = 2G+ (S1+2S3+S!1) -j = 2 · 0,064 +
+ (4,48 + 2 · 1,42 + 0,50) · = 7,13 т.
2) Расчет по схеме 2
При расчете по схеме 2 одно бревенчатых мачт
усилия в оттяжках получаются меньше, а усилия
в теле мачты больше, чем при расчете по схе¬
ме 1. Поэтому расчет однобревенчатых мачт необ¬
ходимо производить по обеим схемам.
Если коэфициенты обтекания и μ2 для схем
1 и 2 приняты равными, то тот же результат
получается и при расчете четырехбревенчатых
мачт. Опыты, производившиеся в 1927 г. над
моделями четырехбревенчатых мачт в аэродина¬
мической трубе, дали следующие результаты.
Если коэфициент обтекания однобревенчатой
мачты принять равным -у , то коэфициенты обте¬
кания четырехбревенчатой мачты, сильно меняю¬
щиеся в зависимости от схемы и от отношения
величины зазора с0 между бревнами к диаметру
бревна D0 (фиг. 6), получают следующие значе-
проектировании. Однако нужно иметь в виду
следующее.
Если ветровую нагрузку на 1 м2 вертикаль¬
ной проекции мачты μq определять по фор¬
муле qμ = уѵ2, где V — скорость ветра, и при¬
менить эту формулу к модели четырехбревен¬
чатой мачты при испытании по схеме 2 при
обычном соотношении с0 = 0,5270, то коэфи¬
циент у, найденный из испытания, получится
равным у = 0,067. Применяя эту же формулу
к случаю ветра наибольшей возможной (согласно
наблюдениям) скорости ѵ = 50 м/сек, получим
наибольшее возможное давление на мачту: μq —
= 0,067 · 502 = 167 кг/м2 вертикальной проек¬
ции мачты. Принимая во внимание, что для
указанного случая μ = 1,12, получим q = =
= 150 кг/м2 против обычно принимаемой рас¬
четной интенсивности давления ветра q =
= 250 кг/м2 и коэфициента обтекания для всех
случаев μ =-у· Пользуясь последними цифрами,
получим μ · q = 2/д · 250 = 167 кг/м2, т. е.
то же расчетное давление на мачту, что и при
испытании по схеме 2.
Эти соображения позволяют, повидимому, до
получения более точных данных пользоваться
коэфициентами обтекания табл. 1, полагая однако
расчетную интенсивность давления ветра не
250, а 150 кг/м2 во избежание чрезмерно пре¬
увеличенных ветровых нагрузок на мачтух.
При расчете мачт по схеме 2 применяются
те же расчетные ф-лы (24)—(27), что и для
схемы 1.
Пример 2. Расчет узла из примера 1
по схеме 2
Определяем основную стрелу оттяжек по ф-Ле
(27):
Таблица 1
Величина зазора cQ =
0
0,2Do
0,4D0
0,6 П0
0,8D0
1,0D0
1.2£)0
1,4D0
Коэфициент
обтекания
схема 1 μι =
0,50
0,51
0,59-
0,69
0,74
0,76
0,77
0,75
схема 2 μ2 =
1,28
1,16
1,13
1,11
1,04
0,91
0,78
0,69
Отношение погонных нагрузок на мачту ^ =
3,08
2,78 1 2,37
2,03
1,77 I 1,52 1 1,31 j 1,19
Нижняя строка таблицы, дающая отношение
погонных ветровых нагрузок на мачту по схемам
1 и 2, показывает, что для всех обычно встречаю¬
щихся четырехбревенчатых мачт при с0 < І)0рас-
счет по схеме 2 дает наибольшие усилия как
в теле мачты, так и в оттяжках, и расчет по схеме
1 поэтому излишен. К сожалению модели мачт
были выполнены в масштабе 2/5—Ѵ3 натураль¬
ной величины, испытывались без прокладок
между бревнами при скорости воздушного по¬
тока всего лишь 10 м/сек — все это затрудняет
использование результатов этих испытаний при
Го = V|[^І + Мо (» + 1 )+h-Ah (т + 1)] ;
m = t; i' = vhv
Горизонтальная сила Н в узле определится
суммированием давления ветра:
1 При определении ветровой нагрузки по существую¬
щим ОСТ, дающим сравнительно небольшой скоростный
напор qo (см. сноску на стр. 683), можно воспользоваться
коэфициентами обтекания табл. 1.
Прим, автора.
6S9
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
1) на стеньгу:
Hi = -
0,270 + 0,325
X
X 2,5 · 0,25 —= 0,14 да;
2) на тело мачты:
Я2 = 4 · °’762 * 22-86 · О,28 · 2І,4б = 1,59 те;
3) на оттяжки [по ф-ле (10)]:
Н3 — 4 · 0,5 sin ψ;
Vh2 + 0,552 1^74,52 + 0,5-37,52 no/Q.
sin V- = j— = К 8T4 — = 0,948;
cos ψ = 0,318;
#3 = 4 · 0,5 . ·|· 0,25 0,015-83,4-0,948 = 0,40 m
и поправочных реакций U [при учете ветра по
второму способу по выражению (14а)]:
ъ
#4 = —Я3 cos ψ
0,40 . 0,318 · 37,5
іѴ 2
- 0,04 m;
83,4 · 1,414
Η = 0,14 + 1,59 + 0,40 — 0,04 = 2,09 m;
π, = π2 =
= I · 0,25 · 0,015 · 83,4 · 0,948 = 0,198 m;
Rl — ^2 =
= = Y 0,C642 + 0,1982 = 0,208 m\
hG + bW± COS αχ
IRx “
COS ψχ :
74,5 · 0,064 — 37,5 . 0,198 · 0,707
83,4 . 0,208
Sin φ-χ = 0,9996;
hG + bWz cos 02
COS φ2 =
IR2
74,5 · 0,064 + 37,5 · 0,198 · 0,707
-0,028;
0,575;
83,4 · 0,208
sin φ2 = 0,817;
/;=
=1^1[ΐΤ2^ΐίΐ&+83’4·0’018·2+7"4-5·0·008·2] =
= V 6,82 = 2,61 м.
По ф-лам (25) и (26) находим:
г* sin φ% 0,208 · 83,4 · 0,817 л ro .
'?2 = - 8/o ' = 872,61 = °’68
si = Hi + St = ^”4'.8337’45 ■ + 0,68 = 3,98 m.
Снова определяем /J по ф-ле (24):
8) Расчет по схемам 3 и 4
Расчет узлов на трех оттяжках по схемам 3
и 4 не отличается от расчета ѵзлов по схеме 2
и производится по тем же “ф-лам (21)—(27).
Разница заключается только в том, что при учете
ветра по второму способу добавочные реакции
по ф-ле (14) для схем 3 и 4 дают сумму вертикаль¬
ных проекций, отличную от нуля, что можно
учесть при определении силы V по ф-ле (28).
Впрочем ввиду незначительности этой добавоч¬
ной силы при пользовании ф-лой (28) ею можно
пренебречь.
При выборе между схемами 3 и 4 необходимо
учесть, что при одинаковом в обоих случаях
коэфициенте обтекания μ расчет по схеме 3
дает наибольшие усилия в теле мачты, а по схе¬
ме 4 — в оттяжках. Это приводит к необходи¬
мости расчета трехбревенчатых мачт по обеим
схемам. Опытных коэфициентов обтекания для
трехбревенчатых мачт пока не имеется.
б. Расчет конструкции тела мачты
Найденные из выражения (28) узловые усилия
в каждом из узлов мачты, а также веса отдельных
пролетов мачты дают возможность определить
продольные усилия во всех пролетах по формуле:
N = ΣΡ + Σ/С, (29)
где ΣΡ — сумма вертикальных узловых усилий
от оттяжек вышележащих узлов, определяемая
по ф-ле (28);
ΣΚ — вес вышележащей части мачты.
Кроме продольных усилий тело мачты испыты¬
вает изгиб от действия ветровой нагрузки и ра¬
ботает как неразрезная балка на опорах, имею¬
щих неодинаковую осадку. Обычно расчет
бревенчатых мачт на изгиб производится в пред¬
положении, что узлы неподвижны, а расчетный
изгибающий момент в середине пролетов мачты:
т ю *
(30)
где р = pqD — погонная ветровая нагрузка на
тело мачты;
μ — коэфициент обтекания;
q — интенсивность давления ветра;
D — полная ширина мачты;
а — длина пролета.
Расчетное напряжение в теле мачты прове¬
ряется по обычной формуле:
»-ѵ±#·· <31)
где φ — коэфициент продольного изгиба;
F — площадь поперечного сечения мачты;
W — момент сопротивления сечения мачты.
Хотя изгибающие моменты в узлах мачты могут
превысить значения, полученные по ф-ле (30),
й = Ѵ6,82 + (0,68 — 0,40)
3 - 2-83,42 / 0,208 · 83,4 · 1,00 у __
8 · Гб28 V 8 · 3,98 /
= У 6,82 + 0,34 — 0,44 = 2,59 м.
Разница между обоими значениями /0" состав¬
ляет 0,8%.
Вертикальная сила, передаваемая оттяжками
на м ачту в узле:
P = 2G + (2S1 + 2St) j = 2 · 0,064+
+ (0,68 + 3,98) 2 . = 8,47 > 7,13 m.
Деревянные конструкции
однако расчетные напряжен ия обычно получа¬
ются меньше, так как при поверке суммарного
напряжения в узлах можно не вводить в знаме¬
натель ф-лы (31) коефициента продольного из¬
гиба ψ.
Для более точного расчета тела мачты можно
рекомендовать следующ ий метод решения с по¬
следовательным приближением.
44
690
В. Г. писчиков
Прежде всего нужно найти эпюру моментов
в теле мачты от ветровой нагрузки как в не¬
разрезной балке на жестких опорах *. Эту эпюру
нужно сложить с эпюрой моментов от неравно¬
мерной осадки опор. Для нахождения последней
определяют горизонтальные прогибы всех узлов
шарнирной схемы по формуле:
Л. и . I Г 3 (/о)2 * (S2 - So) I
У ΊΓ L 8Ϊ 6° Έω
— -iiLliL + atf]. (32)
В этой формуле все величины имеют те же
значения, что и в ф-ле (24), новая величина —
коэфициент и — дана на схемах (фиг. 4). Ввиду
значительной величины прогибов у в дальней¬
шем расчете выгоднее неравномерность осадок
z отсчитывать от прямой АгВ,
как это показано на фиг. 7,
причем:
zn = Уі HZ Уп-
(33)
По найденным величинам оса¬
док zn нетрудно найти эпюру
изгибающих моментов, возни¬
кающих в результате этих
осадок.
Действительная эпюра мо¬
ментов в теле мачты получится
сложением обеих полученных
эпюр.
Дальнейшее уточнение рас¬
чета может быть достигнуто
вторичным пересчетом всей
Фиг. 7. Деформация мачты, причем найденная сум-
мачты марная эпюра моментов дол¬
жна быть использована при
определении узловых ветровых нагрузок Я,
входящих в формулы (24)—(26).
Горизонтальные силы Я давления ветра в узлах
мачты найдутся как опорные реакции нераз¬
резной балки по формуле:
# = -f Κ_ι+ β„)
Мя--М,
α-η
■ Μ —Μ
η+1
(34)
где Мп_ъ Mnt Μη+1 — величины опорных момен¬
тов со своими знаками. После определения сил
Я весь расчет оттяжек и тела мачты произво¬
дится вторично по тем же формулам (24) — (29)
и (32)—(34), что и выше.
Расчет связей между бревна-
м и. Ввиду того что мачта представляет собою
шпоночную балку, связи между отдельными
бревнами должны рассчитываться как связи
между элементами шпоночной балки, испытыва¬
ющей одновременное действие изгиба и сжатия.
Согласно ТУ и Н 1931 г. шпонки между отдель¬
ными элементами таких балок должны рассчи¬
тываться на суммарную сдвигающую силу от
изгиба и сжатия (т. е. от изгиба поперечного
и продольного). Однако в практике проектиро¬
вания деревянных радиомачт этот вопрос решался
несколько иначе, чем он трактуется в ТУ и Н.
1. При расчете связей мачт учитывалась толь¬
ко поперечная нагрузка на мачту, т. е. считалось,
что при наличии сильных связей, поставленных
из расчета на поперечную ветровую нагрузку, 1никаких добавочных связей по расчету на про,
дольный изгиб не требуется.
2. Сами шпоночные связи рассчитывались не
на смятие во врубках или изгиб болтов, а исклю¬
чительно на силы трения, возникающие вследствие
натяжения болтов. Этот метод расчета «на трение»
основан на том, что на плотное соприкасание
шпонок во врубках вследствие неточностей при
сборке и неизбежной усушки самих шпонок
(шириной до 400 мм поперек волокон) надеяться
нельзя.
В то же время работа мачты на знакоперемен¬
ную ветровую нагрузку требует полной плот¬
ности в связях, без которой невозможна устой¬
чивость продольной оси мачты и неизбежны
чрезвычайно опасные эксцентриситеты и выпу¬
чивания. При правильном уходе за мачтой натя¬
жение болтов, предусмотренное расчетом «на
трение», обеспечивает полную надежность ра¬
боты связей, в случае же недостаточного ухода
за мачтой при значительном ослаблении натяже¬
ния болтов работа их как изгибаемых нагелей
не сможет обеспечить устойчивости конструкции,
несмотря на то, что расчет соединения как чисто
нагельного дает обычно благоприятный резуль¬
тат. Объясняется это тем, что обычным образом
исполненные нагельные соединения на болто¬
вых нагелях сильно деформируются и далеко
не обладают необходимой для мачт жесткостью.
Расчет болтов «на трение» производится по
формуле:
В
QSek
1т »
(35)
где В — требуемое усилие затяжки каждого болта:
Q = 0,5 yDaq — поперечная сила в узле мач¬
ты от ветровой нагрузки;
S — статический момент половины попереч¬
ного сечения мачты;
е — расстояние между прокладками (панель
мачты);
к — коэфициент запаса на сдвиг (обычно при¬
нимают к = 1,5);
I — момент инерции сечения мачты;
τ — коэфициент трения (обычно принимают
т = 0,3);
η — число болтов в каждой из прокладок.
Если расчет натяжных болтов вести не только
на сдвиг от ветровой нагрузки, но и на сдвиг от
продольного изгиба согласно ТУ и Н, то вместо
ф-лы (35) нужно необходимое натяжение болтов
определять по ф-ле (36):
аІ2
В = + іІі——, (36)
Іт ' am * ν '
здесь T0ah — сдвигающая сила на половине про¬
лета мачты (по § 27 ТУ и Н);
а — длина пролета мачты.
Остальные обозначения те же, что и в ф-ле (35).
Пример 8. Расчет болтового соедине¬
ния
Для одного из пролетов мачты высотой 150 м
с поперечным сечением согласно фиг. 8 требуется
рассчитать болтовое соединение.
По ф-ле (35) находим:
Q = 0,5 · 3- · 0,79 · 20,0 · 0,25 = 1,32 т;
S = 33 000 см3; / = 1 788 000 ел»4; е = 140 см;
1 См. т. II справочника.
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
691
В-
к = 1,5; τ = 0,3: η
_ 1,32 · 33 000 · 140.· 1,5
= 4,28 т.
1 788 000 · 0,3 . 4
Для создания натяжения В = 4,28 т необхо¬
димо поставить болты диаметром не менее 11/8//.
Если предположить, что поставленные болты
диаметром 11/4// работают как нагели, то макси¬
мальная сдвигающая сила, воспринимаемая каж¬
дым из них:
Тг = 0,5 · 3,182 У1400 · 45 = 1 270 кг,
что составит от расчетной сдвигающей силы:
^100 = 1^7
1,5
0,3 · 4,28
100 = 148%.
Необходимо отметить, что вышеизложенный
расчет затяжки болтов относится к прокладкам,
расположенным возле узлов мачты. В остальных
прокладках сдвигающие усилия будут умень¬
шаться по направлению к середине пролета·
а. Однако требование жесткости мачты не позво¬
ляет рассчитывать болты на среднюю сдвигающую·
силу.
6. Крепление оттяжек к мачте и анкеру
Один из возможных способов крепления оття¬
жек к мачте показан на фиг. 9. Конец троса за¬
плетается в виде петли специальной оплеткош
L_
.. ШойЬв круё/ттр
болт ф 32'
Фиг. 8. Тип прокладок и их крепление
к мачте
Фиг. 9. Тип крепления оттяжек к мачте'
Если же вести расчет по ф-ле (36), то дли
того же случая:
а/2
Т0 =1,03
33 000
39,5
НО / 1
100 V 0,50
В = 4,28
4 - 9,9 · 140 - 1,5
2 240 · 0,3 · 4
1
\ 2М
) 2 290
= 7,37
= 9,9 тп\
ш.
Для получения такого натяжения в болте
пришлось бы поставить болты диаметром мини··
мум 1»/а"
вокруг гак называемого «коуша» — груше¬
видного вкладыша из стали, передающего на¬
грузку от троса на стальной «палец» (фиг. 10
и 11).
Болты, прикрепляющие уголки к прокладкам
и самые прокладки к мачте, могут быть рассчи¬
таны как болтовые нагели с учетом или же без
учета трения, развиваемого этими болтами,
в зависимости от предполагаемых условий экспло-
атации мачты
44*
692
В. Г. ПИСЧИЕОВ
Болты, скрепляющие прокладки с мачтой,
.'рассчитываются как нагели на сдвигающую силу,
возникающую вследствие натяжения пары оття¬
жек, и на крутящий момент от этих же натяже¬
ний. Если обозначить вертикальные составляю¬
щие усилий в оттяжках через Ѵг и Ѵ2, то для
узла по фиг. 9 расчетное усилие на каждый из
срезов болта выразится величиной:
При
имеем:
т ѴіЧ-Ѵг , (Уг-У2)(Ю0+ 140) _
1 8 280-4
= 0,34 Ѵг + 0,09F2.
V1 = 5,0 m и V2 — 1>0 m
T = 1,79 m.
При болтах d = l1//' допускаемое усилие на
один срез:
Тдт = 0,5 · 3,821400 · 45 = 1,80 пг.
Если же рассчитывать на трение при полной
затяжке болта, то коэфициент запаса на сдвиг
прокладки:
, 9,23 · 0,3 л «
* = -Т79- = 1.55·
Другой тип крепления оттяжек, примененный
в мачте высотой 75 м, представлен на фиг. 12.
Крепление оттяжек к анкеру
для возможности регулировки
натяжения в достаточно ши¬
роких пределах производится
иначе, чем к мачте.
Фиг. 10. Типовые
коуши
Фиг. 11. Оп¬
летка коуша
На фиг. 13 показано типовое крепление к
анкеру. Конец оттяжки, обернутый вокруг
коуша, не расплетается, а стягивается с оттяж¬
кой специальными болтовыми зажимами, изобра¬
женными отдельно на фиг. 14. Дуговой зажим
располагается подле коуша, чтобы обеспечить
плавный перегиб троса, количество эажимов
определяется из расчета воспринятая трением
полного усилия в оттяжке. Коэфициент тре¬
ния принимается обычно равным 0,1 (возмож¬
ность попадания смазки), а коэфициент sanaca
на сдвиг — не менее 5,0.
Фиг. 12. Тип крепления оттяжек к мачте
7. Разбивка мачты на пролеты и размещение
анкеров
Ввиду того что оттяжки обычно крепятся
к прокладкам, то и длины пролетов а являются
кратными панели е9 т. е. кратными расстоянию
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
693
между прокладками, каковое сохраняется по¬
стоянным по всей высоте мачты. Так, в мачте
на фиг. 15 расстояние между
250 1_ L_ прокладками (панель мачты)
2001 11*11 1^. равно везде 1,49 м. Длины
пролетов а, начиная сверху,
равны соответственно 14, 13,
‘ч 12 и II панелям. Следует
N иметь в виду, что с точки
# зрения статического расчета
I тела мачты было бы более
правильным считать расчетные
длины пролетов а не между
точками прикрепления оття-
298
I-·:
Фиг. 15. Разбивка Фиг. 16. Тип стыка
мачты высотой 150 м бревен
жек к мачте, а между точками пересечения оття¬
жек с осью мачты.
Стыки бревен мачты располагаются по винто¬
вой линии (фиг. 15). Длины всех бревен кроме
четырех верхних и четырех нижних одинаковы.
В мачте по фиг. 15 основная длина бревен равна
8 · 1,49 + 0,88 = 12,8 м.
В мачтах большой высоты длина бревен до¬
ходит до 15 м при диаметрах до 33 см. Само со¬
бой разумеется, что бревна такого размера мо¬
гут быть получены только по специальному
заказу.
Раньше бревна стыковались косым зубом,
однако ввиду нерациональности такого сопряже¬
ния в последнее время получил применение
стык с прямым зубом (фиг. 16).
При изготовлении этого стыка следует доби¬
ваться одновременного соприкасания обеих тор¬
цовых поверхностей стыкуемых бревен. Клинья
в замке должны быть небольшой высоты и иа
сухого материала. Высота клиньев 10 см, дан¬
ная на фиг. 16, чрезмерно велика; можно было
бы ограничиться высотой 2—3 см, изготовляя
парные клинья из дощечек толщиной 1,5 —
2,0 см. Эти клинья, с одной стороны, необхо¬
димы для сплачивания бревен при сборке мачты,
с другой стороны, служат для воспринятия
возможных растягивающих, усилий в бревне
в случае, если болты, стягивающие стыковые бу¬
геля, будут недостаточно затянуты.
На фиг. 17 изображен бугель, обычно приме¬
няемый в мачтостроении. Количество бугелей
в стыке определяется, как обычно, иэ расчета
на трение. Растягивающая бревно сила опре¬
деляется для нижнего узла верхнего пролета
мачты по’ формуле:
NJ
Μ N
2(С0 + Do) 4 *
(37)
Обозначения те же, что на фиг. 6 й в ф-ле (31).
Вместо бугелей в стыке можно применять
болтовые или нагельные соединения. Следует
иметь в виду, что для возможности сборки стыка
на болтах вертикальная плоскость стыка бре¬
вен должна проходить через ось мачты или во
всяком случае приближаться к такому поло¬
жению.
694
В. Г. писчиков
При размещении анкеров обычно принимают
расстояние от анкера до мачты равным половине
высоты мачты.
При высоких мачтах выгоднее устанавливать
две системы анкеров, причем верхняя половина
всего числа оттяжек крепится за анкеры, распо¬
ложенные на расстоянии около 0,7 от высоты
мачты, нижняя же половина всего числа оття¬
жек — за анкеры, расположенные на расстоянии
около 0,3 высоты мачты. Подобное расположе¬
ние оттяжек при двух системах анкеров примерно
соответствует наименьшему весу оттяжек. Чем
больше систем анкеров, тем легче запроектиро¬
вать систему оттяжек, но стоимость анкеров
при этом возрастает.
8. Расчет и конструкция анкеров
1) Массивные анкеры
Наиболее распространенным типом является
массивный анкер из бетона или бута с металли¬
ческой клепаной конструкцией для передачи
нагрузки в толщу массива, изображенный на
фиг. 18. Объем и размер анкера задаются из
условия устойчивости анкера на скольжение
по подошве и на опрокидывание относительно
оси О (фиг. 18). Обычно считается, что сдвигу
гг — глубина погружения анкера;
г2 — ширина анкера.
Поверка анкера на опрокидывание произво¬
дится по формуле:
>1>S (39)
где г8 — длина анкера;
г — плечо опрокидывающей силы Y (фиг. 18).
В ф-лу (39) не введено благоприятное влияние
отпора земли при опрокидывании анкера ввиду
того, что центр вращения анкера может оказаться
не в О, а в Ог (фиг. 18), что неблагоприятно отра¬
зится на устойчивости анкера и должно компен¬
сироваться неучетом отпора земли. В обоих вы¬
ражениях (38) и (39) не учитывается трение грунта
по боковым граням анкера, целиком идущее
в запас устойчивости.
Один из возможных типов клепаной конструк¬
ции анкера и прикрепление к ней винтовых стя¬
жек показано на фиг. 19 и 20.
2) Железобетонные анкеры
Большой расход цемента и щебня при постройке
массивных анкеров привел автора к мысли (еще
в 1926 г.) о замене массивных бетонных анкеров
легкими железобетонными конструкциями, в ко¬
торых основная масса щебня заменяется грунтом.
Фиг. 18. Бетонный массивным анкер
анкера по подошве сопротивляется сила трения
при коэфициенте трения 0,3 и сила отпора земли
у передней грани анкера. Достаточным коэфи-
циентом запаса считается 1,5 при ветре интенсив¬
ностью 250 кг/м2.
Поверка анкера на скольжение производится
по формуле:
Сравнительная проектировка тогда же показала,
что объем бетона можно при этом сократить
в 5—6 раз и даже объем железа уменьшить вдвое.
На фиг. 21 показан железобетонный анкер
для той же мачты, для которой массивный анкер
изображен на фиг. 18.
Анкер состоит из горизонтальной шіиты, вое-
0,3 (А - У) + i- g.rln [tg2 (45°+ -tg! (45· - !)]
>1,5,
где A — вес анкера;
Y — вертикальная составляющая реакций от¬
тяжек, по величине и положению найденная гра¬
фически на фиг. 18;
X —■ горизонтальная составляющая реакций
оттяжек;
1 д — удельный вес грунта;
β — угол естественного откоса грунта;
(38)
принимающей нагрузку от вышележащей земли
при выдергивании анкера, из лобовой упорной
стенки и из ребра, содержащего распределитель¬
ные тяги, передающие плите усилия оттяжек.
Размеры анкера подбираются таким образом,
чтобы равнодействующая С усилий в оттяжках
проходила через точку пересечения горизон¬
тальной силы сопротивления сдвигу (отпор земли
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
695
плюс трение по подошве) с вертикальной силой
сопротивления выдергиванию (вес земли плюс
вес самого анкера). При соблюдении этого усло¬
вия анкер получается наиболее экономичным
и отпадает необходимость его поверки на опроки¬
дывание. В остальном поверка устойчивости
железобетонного анкера делается так же, как
и массивного.
L150xl0(Mt
Фиг. 19. Детали рамы (к фиг. 18)
Отпор земли Z у лобовой стенки, имеющей
примерно треугольную форму, определяется по
формуле:
Z = |d.flf.r1X
x[tg»(45e + -f)-tg*(45 —|)], (40)
где Δ — площадь грани лобовой стенки;
д — удельный вес грунта;
гх — глубина ѳагружения анкера (расстояние
от поверхности земли до низа анкера);
β — угол естественного откоса грунта.
Равнодействующую Ζ сил отпора у передней
грани анкера треугольной формы можно счи¬
тать приложенной на высоте 0,25/*! от низа
анкера.
Поверка на сдвиг производится по формуле;
0,3 (А - У) + Ζ
X
>1,5,
(41)
где А — вес анкера вместе с весом лежашей на
нем земли, остальные обозначения те же, что и
в ф-ле (38).
Поверка на выдергивание анкера производится
по формуле:
ψ >1,5. (40)
Горизонтальная плита и лобовая стенка рас¬
считываются как обычные железобетонные плиты
с одиночной арматурой. Расчетной нагрузкой
для лобовой стенки является отпор земли Ζ,
а для горизонтальной плиты — вес самой плиты
и грунта, на ней расположенного (при выдерги¬
вании анкера).
Прикрепление винтовых стяжек к железобе¬
тонному анкеру изображено на фиг. 22. Указан¬
ные здесь хомуты нужны для укрепления высту¬
пающего из земли ребра анкера.
Фиг. 21а. Железобетонный анкер мачты высотой 75 м (фиг. 216)
626
В. Г. писчиков
9. Фундаменты мачт
Обычный тип бетонного фундамента представ¬
лен на фиг. 23 (для 1Ь-м мачты).
Необходимая площадь подошвы фундамента
определяется по допускаемому давлению на грунт
в предположении равномерного распределения
нагрузки по подошве.
Фиг. 22. Крепление
винтовых стяжек (к
фиг. 21)
При установке мачты швел¬
лера, передающие нагрузку на
фундамент, соединяются на
земле вместе с нижним кустом
бревен мачты, затем эта часть
мачты поднимается при помо¬
щи «стрелы» и устанавливается
в стакан, оставленный в фун¬
даменте при его бетонирова¬
нии (пунктир на фиг. 23),
после чего стакан тщательно
заполняется бетоном.
Иногда для удобства сборки
низ мачты конструируется с
сердечником (фиг. 24). В этом
случае фундамент бетонируется
вместе с парой швеллеров боль¬
шого профиля. Низ мачты со¬
единяется со швеллерами же¬
лезной осью диаметром 40 мм,
вокруг которой вращается ниж¬
ний куст мачты при его подъ¬
еме. После этого ставится на
место на болтиках горизонталь¬
ный швеллер (фиг. 24). и про¬
странство под пятой мачты за¬
ливается цементным раствором.
Болты, соединяющие низ мач¬
ты со швеллерами (фиг. 23)
или с сердечником (фиг. 24),
рассчитываются как нагели.
При наличии грунтов, опасных в отношении
вспучивания, желательно опускать подошву фун¬
дамента ниже уровня промерзания грунта.
10. Сборка и подъемка мачт
Предварительно производится полная сборка
всей мачты на земле (на подкладках) из тщатель¬
но обтесанных и остроганных согласно проекту
сосновых бревен. После этого целиком собран¬
ный вместе с фундаментными болтами нижний
куст мачты, состоящий из 5—6 бревен, подни¬
мается при помощи «стрелы».
Стрела делается из семивершкового бревна
длиною до 10 м, врубленного шипом в виде
буквы Т в горизонтальное бревно в 2—3 раза
меньшей длины. Концы этих бревен взаимно
связываются в треугольную систему канатом
или тросом.
На фиг. 25 показана подъемка нижнего куста
четырехбревенчатой мачты. Основание мачты
при подъемке упирается в концы 'швеллеров,
поставленных стоймя в стакан фундамента. Вер¬
хушка куста расчаливается к двум боковым ан¬
керам 1 и «3, третья расчалка (к анкеру 2) посте¬
пенно вытравляется по мере подъема куста,
за чем особенно важно следить при положении
мачты, близком к вертикальному, когда возни¬
кает опасность падения поднятого куста в направ¬
лении лебедки.
МАЧТЫ НА ОТТЯЖКАХ
697
Так же поднимаются стрелой целиком собран¬
ные одно бревенчатые мачты, причем каждый
из узлов мачты должен расчаливаться оттяжка¬
ми. При подъеме такой мачты особенно
важно организовать равномерное вытрав¬
ливание каждой из оттяжек, идущих к
анкеру 2 (фиг. 25).
ких бревен поднимаются прикрепленные уже
блоки (фиг. 26) с перекинутыми через них тро¬
сами (фиг. 27), служащими для подъема бре-
Фиг. 23. Фундамент мачты
Сечение по C-D
Фиг. 24. Тип фундамента мачты
При подъемке первого куста трех- или четырех- вен и мачтовика. Обычный диаметр такого подъем-
бревенчатой мачты на концах двух более высо- ного троса 8—10 мм.
eos
в. г. писчиков
После закрепления куста оттяжками и вывер¬
ки его положения приступают к дальнейшей
сборке. Лебедка 2 поднимает люльку с мачто-
виком, лебедка 1 — очередное бревно, захва¬
ченное «удавкой» подъемного троса несколько
выше его середины. При подъеме бревна его
Фиг. 25. Схема подъема первого куста мачты
положение' регулируется снизу поднимаемым
вместе с бревном тросом, а также веревкой,
специально привязанной для этой цели к ниж¬
нему его концу, что облегчает мачтовику уста¬
новку бревна на место.
Согласно схеме на фиг. 27 при подъеме нового
бревна в зоне I уже поставлены на место все про¬
кладки и болты, в зоне II поставлены все про-
.кладки и половина всего числа болтов. После
установки очередного бревна на бревне D ста¬
вятся на место недостающие болты в зоне //,
затем все прокладки и половина числа болтов
в зоне III. После этого мачтовик отвязывает трос
от вновь установленного бревна, спускается вниз
и переходит на люльку, привязываемую к концу
троса, перекинутого через блок бревна А.
Затем поднимается следующее бревно, причем
вся операция повторяется в том же порядке вновь
и т. д.
Иногда сборку производят два верхолаза.
При этом необходимо иметь три лебедки и четыре
подъемных троса.
Когда мачта поднимется над уровнем оттяжек
на высоту до 10 м, необходимо ее верхушку
раскрепить хотя бы временными оттяжками,
иначе трудно рассчитывать на соблюдение стро¬
гой прямолинейности оси мачты.
Иногда при сборке наиболее высоких и мощ¬
ных мачт вместо примитивных люлек употребля-
Фиг. 27. Схема подъема бревен мачты
ются целые передвижные площадки размером
до 3,5 Х3,5 м, поднимаемые по мере сборки мачты
и позволяющие двум-трем верхолазам произво¬
дить работу с большими удобствами и большей
тщательностью.
11. Уход за мачтами
Деревянные кустовые мачты требуют за собой
весьма тщательного ухода, особенно в первое
время после возведения. В первое время необхо¬
димо не реже одного раза в месяц подтягивать
все поставленные болты. Несоблюдение этого
правила, как показывает опыт, неизбежно при¬
водит к значительным искривлениям мачты,
чрезвычайно трудно устранимым или же совер¬
шенно неустранимым впоследствии.
Не менее важно проверять периодически вер¬
тикальность и прямолинейность мачты с помощью
теодолита, а также правильность стрелы провеса
оттяжек.
Если потребовать соблюдения расчетного усло¬
вия /о = 0,02δ, то будем иметь (фиг. 1):
BG = 4/ = 0,08/. (43)
Необходимо, пользуясь ф-лой (43), нанести
на мачте при ее сборке белой краской положе¬
ние точек G, после чего правильность натяже¬
ния очень удобно может быть проверена ви¬
зирной трубой, накладываемой на оттяжки у
анкеров мачты и дающей направление касатель¬
ной AG.
СЖАТЫЕ ПУСТОТЕЛЫЕ СТЕРЖНИ
699
Далее, необходимо проверять и, если нужно,
подтягивать болты у зажимов оттяжек и сле¬
дить ва целостью тросов и исправностью лебедок,
служащих для подъема мачтовика.
Для обеспечения нормального срока службы
мачты до сего времени обычно применялось
покрытие ее при изготовлении и после установки
за 2—3 раза горячей олифой, реже — окраска
масляной краской. В настоящее время кроме
олифы можно рекомендовать применение анти¬
септиков последующего действия, вводимых при
сборке в места сопряжения бревен мачты с про¬
кладками и с опорными частями, а также во все
болтовые отверстия и трещины в древесине.
Нужно думать, что применение антисептиков
последующего действия позволит удвоить нор¬
мальный десятилетний срок службы деревянных
мачт.
Иною. И. Я. ИВАНИН
IX. СЖАТЫЕ ПУСТОТЕЛЫЕ СТЕРЖНИ
1. Общие сведения
Наиболее рациональной конструкцией эле¬
мента, работающего преимущественно на осе¬
вое сжатие, является пустотелый стер¬
жень составного сечения в виде
квадрата, треугольника или разреженного коль¬
ца (фиг. 1), обшитый фанерой. Такой стержень
обладает большим моментом инерции при мини¬
мальной площади рабочего сечения; удаленные
от нейтральной оси отдельные стойки обеспечи¬
вают большую устойчивость его, а сплошная
фанерная обшивка устраняет местный продоль¬
ный изгиб, неизбежный в сквозных стержневых
конструкциях. При работе пустотелого стержня
в незащищенных условиях фанерная
обшивка1 помимо того используется для
защиты рабочих элементов от увлажне¬
ния атмосферной и производственной
влагой.
Деревянные пустотелые стержни в за¬
висимости от их масштаба и назначе¬
ния могут иметь прямолинейное, лома¬
ное или криволинейное продольное очер¬
тание. Такие элементы при одинаковых
расчетных данных получаются почти в
два раза легче металлических сжатых
стержней, выполненных в виде ажурной
решетчатой конструкции. Поэтому есть
все основания ожидать в дальнейшем
широкого их применения в самых раз¬
личных областях строительства. Наиболее харак¬
терными областями рационального применения
пустотелых стержней являются:
1) стрелы и мачты деррик-кранов (преобладает
нормальная сжимающая сила);
2) ноги парашютных, триангуляционных и тому
подобных вышек (преобладает поперечный изгиб);
3) причальные и другие башни (совместное дей¬
ствие нормального сжатия и поперечного изгиба).
Кроме того легкие пустотелые стержни могут
быть использованы в опорах подвесных дорог
и висячих временных мостов, в ангарах и в ряде
других сборно-разборных сооружений облегчен¬
ного типа.
2. Примеры конструкций '
1) Деревянные деррик-краны
Существующие деррик-краны бывают как ме¬
таллические, так и деревянные; последние имеют
ряд существенных преимуществ.
i В будущем предполагается использование для этой
цели водоупорной негниющей строительной фанеры;
при казеиновой или альбуминовой фанере необходимо
применение водоупорных лаков или покрасок.
Помимо большой приспособленности к различ¬
ным видам строительных работ они весьма эко¬
номичны, так как требуют для изготовления
мало материала, труда и времени.
Применяемые в строительной практике дере¬
вянные деррик-краны, стрела и мачта которых
выполнены из бревен (фиг. 2), имеют обычно
небольшой вылет стрелы и сравнительно малую
грузоподъемность. Стрелы с вылетом более 18 м
до сих пор выполняются, как правило, из метал¬
ла, сплошной — фасонной или составной — ре¬
шетчатой конструкции.
Практика монтажа сборных сооружений по¬
казала, что чем длиннее стрела, тем эффективнее
работа деррика, легко осуществляющего верти-
Фтеро аширпп
J . JsWir t
Фиг. 1. Деревянные полые стержни составного поперечного сечения
различных форм (квадрат, треугольник и разреженное кольцо)
кально-горизонтальное (бесперегрузочное) пере¬
мещение больших и малых грузов.
Новая конструкция пустотелой стрелы дере¬
вянного деррик-крана 2 дает возможность осу¬
ществить ее длиною до 30 и даже до 40 м при гру¬
зоподъемности до 15 т.
Деревянная стрела системы СДК
ЦНИПС 3 законструирована в виде пустотелого
квадратного стержня криволинейного очертания
(фиг. 3), в углах которого расположены стой¬
ки, сшитые из двух или трех досок каждая со
стыками вразбежку. По всей длине стойки
соединены между собой фанерной обшивкой
на гвоздях, шурупах или клею, по концам же
сходятся и (с некоторой подтеской) образуют
сплошное сечение; для лучшего скрепления
их между собой здесь вставляется концевой
вкладыш (фиг. 4). На эти концы насаживается
сплошной металлический наконечник или оде¬
вается металлическая накладка, с помощью
2 Разработана в секторе деревянных конструкций
ЦНИПС.
3 Исследование деревянных стрел деррик-кранов
проведено автором в НИС Московского инженерно¬
строительного института им. Куйбышева.
'00
И. Я. ИВАНИН
которой через чеку (фиг 5) все сжимающее
усилие передается опорной пяте крана. Конце¬
вая площадь сечения назначается из условия
ее сопротивления торцевому смятию.
Фиг. 2. Деревянный деррик-кран
Для обеспечения жесткости поперечного се¬
чения стрелы по всей длине ее внутри расстав¬
лены диафрагмы с таким расчетом, чтобы
на них попадали швы фанеры; кроме того по
одной диафрагме поставлено' между швами — та-
Поперечное сечение
стрелы
и
Боковое/ вид диафрагмы
Очертание
стрелы
ь >
ту
~F
н
■—
1
Ч
—-
1·
г
н
Фиг. 3. Деревянная стрела системы СДК
ким образом расстояние между диафрагмами по¬
стоянно и в длинных стрелах равно половине
Длины листа обшивочной фанеры. Диафрагма
редотавляетп собой двойную крестовину, прикре¬
пленную гвоздями к поперечному листу фанеры
(фиг. 6), вырезанному по размерам поперечного
Фиг. 4. Концевой вкладыш к стойкам
сечения стрелы в свету. На фиг. 7 покаэано рас¬
положение таких диафрагм при сомкнутом (ближ¬
нем) и еще несомкнутом (заднем) конце стрелы.
Фиг. 5. Металлический нако¬
нечник
Стыки досок угловых стоек размещены равно¬
мерно по длине стрелы за исключением средней
и концевых частей, где эти стыки отсутствуют.
Фиг. 6. Диафрагма
В продольном разрезе стрела (фиг. 8) имеет
прямолинейный средний участок длиною в 0,6/
Фиг. 7. Распо¬
ложение диа¬
фрагм в стреле
tooo
Фиг. 9. Триангуляционные вышки
о
СЖАТЫЕ ПУСТОТЕЛЫЕ СТЕРЖНИ
Разрез по 4- б
Болты ф 1Е
Фиг. 10. Наблюдательная площадка вышки
СЖАТЫЕ ПУСТОТЕЛЫЕ СТЕРЖНИ
703i
® щ:
0 е
и криволинейные по дуге круга концевые участки
длиною по 0,2/. Такое очертание стрелы весьма
близко к очертанию бруса равного сопротивле¬
ния продольному изгибу.
Все сказанное в одинаковой мере относится и
к «мачте» деррик-крана, поскольку последняя
по характеру работы мало отличается от стрелы.
2) Триангуляционная вышка
Триангуляционная вышка (фиг.
9)1 СДК ЦНИПС представляет собой основную
несущую трехгранную пирамиду (треногу), со¬
стоящую из пустотелых с фанерной обшивкой ног.
Наверху помещается наблюдатель¬
ная площадка (фиг. 10), перила
которой служат одновременно ори¬
ентиром для визирования на дале¬
ком расстоянии; стол для инстру¬
мента непосредственно опирается
на основную пирамиду.
Все три ноги пирамиды верх¬
ними концами приболчены к об¬
щей болванке, а нижними упира¬
ются в загруженные булыжным
балластом фундаментные площад¬
ки (фиг. 11), к которым во избе¬
жание опрокидывания башни при
сильном ветре они также прибол¬
чены.
Сечение каждой ноги представ¬
ляет собой треугольник (фиг.
12, а), в углах которого располо¬
жены трапециевидного сечения
стойки. По всей длине ноги стой¬
ки соединены фанерной обшивкой
на шурупах, гвоздях или на
клею, на концах же сходятся и
с некоторой подтеской образуют
сплошное шестиугольное сечение (фиг. 12, б).
Ноги работают преимущественно на попереч¬
ный изгиб от собственного веса и ветра и лишь
в незначительной мере — на осевое сжатие. Близ¬
кое к равнопрочному двояко выпуклое очертание
ног пирамиды принято в целях удобного цен¬
трального опирания в концевых шарнирах, а
также для уменьшения собственного веса кон¬
струкции.
Поскольку триангуляционная вышка, предна¬
значенная для топографических целей, обычно
находится на открытом воздухе, применяемая
обшивочная фанера должна быть водоупорной;
в случае отсутствия таковой ее можно заменить
обычной фанерой на альбуминовом или казеи¬
новом клею при обязательном покрытии водо¬
упорными красками или лаками. При обшивке
обычной фанерой целесообразны также сплошная
тканевая обклейка и просмолка конструкции.
Для предохранения от загнивания нижних
концов ног пирамиды между булыжным баллас¬
том и ногой должны оставаться свободные за¬
зоры (фиг. 11). Древесину опорных площадок
полезно креозотировать.
Вся вышка может быть выполнена сборно¬
разборной (фиг. 13) с таким расчетом,
чтобы по мере выключения составных частей
треноги один и тот же комплект конструкции
позволял осуществлять вышки различной вы¬
соты (фиг. 9).
1 Проект триангуляционной вышки разработан со¬
трудником СДК ЦНИПС ишк. Финком К. Д.
По тому же принципу могут быть с успехом
запроектированы причальная башня, прожек¬
торная и другие вышки, аналогичные в своей,
статической работе.
3. Проектирование и расчет
1) Основные указания
При проектировании деревянных конструкции
из пустотелых сжатых стержней надлежит руко¬
водствоваться следующими указаниями: -
1. Рациональной кривой продольного очерта¬
ния, близко соответствующей очертанию бруса.
Фиг. 11. Деталь фундамента
равного сопротивления продольному изгибу, яв¬
ляется сочетание прямолинейного среднего уча¬
стка длиною 0,6/ с двумя криволинейными
(по дуге круга) концевыми участками длиною
по 0,2/.
2. Поперечное сечение стержня назначается
тем меньше по внешним размерам и тем ближе
к круговому (кольцевому) по
очертанию, чем большее значе¬
ние в работе стержня имеет по¬
перечный изгиб от давления
ветра; рабочее сечение стержня
хорошо используется при его
гибкости-^- в пределах от 50
до 80.
3. Количество основных диа¬
фрагм назначается из условия
деления длины стержня при¬
мерно на 20 частей. При боль¬
шой длине стержней, для обес¬
печения стыкования фанеры на
основных диафрагмах, расстоя¬
ние между диафрагмами при¬
нимается равным длине или полу длине имею¬
щихся листов фанеры.
4. Толщина брусочков диафрагмы берется с
таким расчетом, чтобы в стыках обшивочной
фанеры на диафрагме могли разместиться 2 ряда
гвоздей при нормальной их расстановке.
5. Концевой размер сечения стержня опре¬
деляется главным образом его сопротивлением,
торцевому смятию сжимающей силой.
6)
Фиг. 12. Сечение
ноги
Общий бид ноги
гл—
1
—
С.УІК — J- 974 =►
.2.70
Н· УЧУ i ■
гг· -■ « 16*31 · -гг- Г— гг-—: = ^
а)
Диафрагма Жесткости
Укрепление диосррагмы
" тиеапмлти ФасоЭ
/·стык фанеры n^ii^j
д)
жгетпиль огпына ног
Разрез по Ж-3
е)
Фиг. 13. Сборно-разборная триангуляционная вышка
Деталь ytfn/x
лестницы
СЖАТЫЕ ПУСТОТЕЛЫЕ СТЕР ЯШ И
705
6. Для стрел и мачт деррик-кранов средней и
большой грузоподъемности длиною до 30—40 м
оптимальным сечением следует считать круг¬
лое.
Для квадратного сечения (фиг 15) радиус
инерции:
Г=Ѵ± -l/ ^(Ζ0-δ)2 _ zo — д
У k F—y 4F 2~
(4)
2) Порядок расчета
а) Основные расчетные данные:
заданная длина I, расчетная сжимающая сила
Р, отношение призматической части ко всей
\п
длине -j =0,6. Стержень — двухшарнирный.
б) Подбор сечений.
Задавшись гибкостью, определяют по графику
фиг. 14 коэфициент снижения <рр допускаемого
напряжения по сплошной кривой, данной для
Определяют по формуле
со
Р
[п_ ] φρ
(i)
в первом приближении необходимую площадь
сечения стоек и намечают конструкцию. Пло¬
щадь сечения брусков назначается с тем ббльшим
запасом, чем больше ожидаемое влияние попе¬
речного изгиба.
где ζ0 — максимальный размер сечения стержня.
По заданной гибкости -і = Я максимальный
г
поперечный размер стержня находится по фор¬
муле:
*в=д +А (5)
ь
too
0,90
Ο,βΟ
т
0,60
0,50
0,40
0130
йіо
0,!0
О '20 40 / 60 80 Ю0 120 140 160 180 200
Фиг. 14. График определения q>p для стержня
І£ = 0,6
У
\
N
Г7
1
V
1
Λ
D
ч
іл
J
V
SN
N
N
\
\
/
ч
N
ч\
\
\
sN
■ ^
**
ill
8) Определение геометрических размеров стержни
Момент инерции с достаточной для расчета
точностью можно определить по формулам:
для квадратного и кольцевого восьмистоечного
сечения (фиг. 1):
Ix = F(z-<5)»; (2)
для треугольного сечения:
Ix = ^F(z-6)\ (3)
где z — поперечный размер· сечения стержня;
δ — размер стороны отдельной стойки;
F — площадь сечения одной стойки.
Концевой размер стержня ζι находится иа
условия смятия торца по формуле:
Имея величины z1 и ζ0 и размер у концевого
криволинейного участка (фиг. 16), величину
радиуса закругления можно вычислить по фор¬
муле:
.-ΗζίζΓ
R =
2о — Ζ,
или для обычного случая, когда у
0,2 I:
R :
0,0412 +
(^Г
(6)
V)
Фиг. іб. Расположение диафрагм
Поперечные размеры промежуточных диа¬
фрагм z, расставленных в концевых участках (фиг.
16), определяются по формуле:
ζ = ζ0 — 2Д + 2/ R*—all (8)
где R— радиус закругления концов;
Іх — расстояние между диафрагмами;
а — коэфициент, учитывающий частоту рас¬
становки диафрагм и равный квадрату числа
промежутков от начала призматического очер¬
тания до рассматриваемой диафрагмы.
Деревянные конструкции
45
706
В. А. ЗАМАРАЕВ
Так например, при трех промежуточных диа¬
фрагмах (фиг. 16) находим:
для диафрагмы 1: '
а = З2 = 9,
для диафрагмы 2:
а = 22 = 4,
для диафрагмы 3:
а = 12= 1.
4) Расчет соединительных элементов
для
7>мо
и
φρ = φ-0ΑΖ{1-φ) (l-£)
Для
-£<100, (11)
где φ — коэфициент снижения допускаемого на¬
пряжения на продольный изгиб призматического
стержня;
к — коэфициент, учитывающий криволиней-
Соединительный элемент — фанера — рассчиты¬
вается на сдвигающее усилие, суммирующееся
в одном шве на половине длины стержня и опре¬
деляемое по обычной формуле ТУ и Н:
1/2
s_ [Пиі /j \ р
и [п_] \<рр / О) *
(9)
где кс — коэфициент, учитывающий количество
швов и способ сопряжения;
S — статический момент максимального по¬
перечного сечения: S = 2Fy\ (фиг. 15);
и — расстояние от нейтральной оси до наи¬
более удаленного волокна и =
<рр — расчетный коэфициент снижения допу¬
скаемых напряжений;
ω — общая площадь сечений; для сечения
четырех стоек ω = 4F.
В поверке срезывающих напряжений в фанере
и в определении частоты расстановки гвоздей
учитывается действительное уменьшение у к шар¬
нирам.
Если у ={= 0,6, величина φρ может быть оп¬
ределена приближенно по формулам:
ность очертания концов стержня.
-гг І1
Для различных значений -у, η- и закре¬
плений концов стержня величины к проф.
Динником 1 собраны в специальной таблице.
Если стержень кроме осевой сжимающей силы
работает еще на поперечный изгиб, рабочее се¬
чение его поверяется по формуле сложного со¬
противления.
Для лучшего обеспечения жесткости и устой¬
чивости фанеры можно рекомендовать постановку
внутренних брусчатых ребер жесткости, распре¬
деляемых так же, как и в балках с фанерными
стенками.
ЛИТЕРАТУРА
1. Александрин А. И. и Соколов И. Д.,
Деррики в строительстве, Госстройиздат, 1933 г.
2. Кривохижин В. И., Деррики на строитель¬
ных работах Америки, изд. журнала «Американская
техника и промышленность», 1933 г.
3. Проф. Динник А. Н., О расчете строек пере¬
менного сечения, «Вестник инженеров» № 8, 1927 г.
и «Строит, пром.» № 1, 1926 г.
4. Проф. 3 а в р и е в К. С., Определение попереч¬
ной силы при продольном изгибе, НОИС № 4—5, 1932 г.
5. У р б а н И. В., О расчете деррик-крана, «Вест¬
ник инженеров»·
6. Проф. Филоненк о-Б о р о д и ч А. М., О
математической ошибке при расчете на продольный из¬
гиб, «Вестник инженеров» № 1—8, 1927 г.
Инж. В. А. ЗАМАРАЕВ
X. ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
1. Общие сведения
1) Область применения
Использование дерева как материала для под¬
крановых балок допускается механическими ка¬
чествами древесины и температурно-влажностным
режимом большинства промышленных зданий.
В отличие от ряда других деревянных конст¬
рукций подкрановые пути в цеху, как правило,
защищены от вредных влияний диференциальной
конденсации и от непосредственного действия
атмосферы.
Постепенное нарастание прогибов вследствие
усушки и пластических деформаций древесины
может быть устранено в подкрановых балках
путем применения просушенной древесины спе¬
циальными конструктивными мероприятиями и
правильным выбором материала и типа крепле¬
ний.
Несмотря на то, что опытных данных, характе¬
ризующих работу деревянных подкрановых ба¬
лок, имеется мало, все же наиболее совершенные
типы их уже в настоящее время могут быть беэ
опасений рекомендованы к применению.
Относительно малая грузоподъемность дере¬
вянных подкрановых балок, недопустимость на¬
грева и опасность возгорания дерева ограни¬
чивают область их применения. В частности со¬
вершенно исключается возможность применения
таких балок в литейных, мартеновских, прокат¬
ных, термических и лакокрасочных цехах, а
также в кузницах и на шихтовых дворах.
Деревянные подкрановые балки могут успешно
применяться для ручных кранов (независимо от
их грузоподъемности), для электрических кра¬
нов легкой и нормальной работы грузоподъем-
1 См. статью проф. Динника А. И. «О расчете стоек
переменного сечения», «Вестник инженеров» № 8, 19^7 х
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
707
ностью до 5 т (вместо железобетонных балок,
требующих значительного расхода металла и
сложных креплений рельсового пути) и для мон¬
тажных кранов с грузоподъемностью до 10 т,
а в исключительных случаях и выше.
2) Материал
Требования, предъявляемые к качеству ма¬
териалов на подкрановые балки, определяются
условиями их эксплоатации, а именно: вредным
влиянием просадок балки на движение крана,
наличием динамической нагрузки, интенсивно¬
стью работы подкрановых балок (несущих на¬
грузку, близкую по величине к допускаемой)
и необходимостью иметь вполне надежную кон¬
струкцию, не требующую частых ремонтов и не
вызывающую перебоев производственных про¬
цессов.
В соответствии с этим желательно применение
воздушно-сухого леса марок 0 или 1 в зависи¬
мости от типа конструкций. Для балок, в кото¬
рых регулирование профиля пути простыми
средствами трудно достижимо или невозможно,
применение воздушно-сухой древесины совер¬
шенно необходимо.
Элементы конструкций, работающие на растя¬
жение, должны изготовляться из отборного леса;
применение сучковатых или косослойных досок
для этих элементов недопустимо.
Для прокладок и накладок узловых сопряже¬
ний на щековых врубках должна применяться
только воздушно-сухая древесина марки 0.
Тяжи и металлические затяжки в смешанных
конструкциях изготовляются из стали 3.
Рельсы подкранового пути следует применять
только железнодорожного типа (IѴа). Обладая
по сравнению с профилями квадратного и прямо¬
угольного сечения большей жесткостью, такие
рельсы лучше обеспечивают распределение со¬
средоточенной крановой нагрузки на верхний
пояс балки.
3) Конструктивные схемы
Приведенные на фиг. 1—7 схемы балок не ох¬
ватывают всех систем, предлагаемых отдельными
авторами, но являются лучшими как по своим
техническим качествам, так и по экономическим
показателям (за исключением параболической
балки, о которой см. ниже).
Нормальная величин пролета для бэлік 5—7м
за исключением брусчатой балки, для которой
пролет 5 м является предельным. Строительная
высота конструкций в зависимости от типа балок
изменяется от Ѵіо до 1/і пролета. Минимальную
высоту имеют балки на пластинчатых нагелях.
Фиг. 1. Простая брус- Фиг. 2. Балка на пла-
чатая балка стинчатых нагелях
I
L
L
Фиг. 3. Шпренгельная Фиг. 4. Балйа типа Гау
балка (по схеме, предложен¬
ной инж, П. Ф. Плеш¬
ковым)
IZ
I
Фиг. 5. Ригельно-под¬
косная балка
Фиг. 6. Двутавровая бал¬
ка с перекрестной стенкой
I
Фиг. 7. Параболическая
балка (системы Лишева)
4) Технико-экопомическое сопоставление балов
различной конструкции
В табл. 1 приведены данные, полученные для
балок пролетом б м, запроектированных под
электрический кран нормальной работы грузо¬
подъемностью в 5 т с пролетом моста 18 м.
Расход материалов определен с учетом отхо¬
дов при производстве работ.
Таблица 1
Тип балки
Расход материалов
Вес балки в т
Сравнитель¬
ные показа¬
тели в %
дерево в м*
металл в кг
болты
ГВОЗДИ
прочее
всего
по рас¬
ходу ме¬
талла
по рас¬
ходу де¬
рева
На пластинчатых нагелях
1,26
11,83
11,83
0,70
100
156
Шпренгельная
0,81
13,92
0,13
85 62
99,67
0,63
835
100
Трехпанельная Гау
1,28
21,16
6,33
16,02
43,51
0 88
367
158
Ригельно-подкосная
1,26
22,77
5,11
11,84
39,72
0,86
334
156
Двутавровая с перекрестной стенкой
1,00
11,86
45,52
4,20
61,58
0,61
519
124
Параболическая
1,50
30,58
11,08
25,40
67,06
1,03
564
186
Сборная железобетонная
0,056
-
2
211
213
3,8
1 790
7
Металлическая прокатная
—
—
—
581
581
0,58
4 900
45*
708
В. А. ЗАМАРАЕВ
2. Брусчатая балка
2) Расчет
1) Общие сведения
Простейшим типом всякой конструкции, ра¬
ботающей на изгиб, может быть брус прямо¬
угольного сечения. При ограниченности сорта¬
мента прочность и жесткость одного бруса для
воспринятия крановых нагрузок (даже при малых
пролетах) недостаточны, в силу чего для подкра¬
новых балок применяются пакеты брусьев, со¬
единенных между собой болтами диаметром 12—
16 мм. В зависимости от пролета и нагрузки
пакеты составляются из двух, четырех или шести
брусьев (фиг. 8—10). Болты ставятся в обеих
плоскостях через 1,0—1,5 м и, являясь лишь кон¬
структивной связью, не рассчитываются.
Фиг. 8 Фиг. 9 Фиг. 10
Поперечные сечения простых брусчатых
балок
Каждый из брусьев работает на изгиб само¬
стоятельно, поэтому расчетные моменты инерции
и сопротивления для всего сечения определяются
как суммы моментов отдельных брусьев относи¬
тельно их собственных осей.
Во избежание больших просадок при движении
крана расчетный прогиб таких балок должен
быть не более 1/б0о L. При этом условии подбор
сечений производится всегда по жесткости, так
как полное использование допускаемых напря¬
жений даже при максимальной высоте бруса
h = 26,0 см возможно только для пролета
9,6h = 2,50 м.
Несущая способность балок видна из табл. 2.
Таблица 2
Несущая способность брусчатых подкрановых балок
Про¬
леты
балок
Пределы грузоподъемности кранов в m
ручных одно¬
ручных мосто¬
нормальных
в м
блочных
вых
электрических
4,0
Не ограничены
7,5
] Брусчатые
50
» »
3,0
балки не при-
* меняются
6,0
3,0
Не применяются
Указанные в табл. 2 предельные нагрузки
определены для пакетов в шесть брусьев, выде¬
лываемых из бревен диаметром d = 30,0 см
с соотношением сторон 4:7.
. В лесистых районах, где возможно получение
более крупного сортамента, пределы несущей
способности балок могут быть соответственно
повышены.
Преимуществом балок брусчатого типа являет¬
ся простота их изготовления и установки, недо¬
статком — неэкономное использование древе¬
сины.
Сравнительно небольшие напряжения изгиба,
возникающие в брусчатых балках под расчетной
нагрузкой, не вызывают накопления пластических
деформаций, а следовательно и провисания балок
в процессе эксплоатации подкрановых путей.
Необходимый суммарный момент инерции
брусьев определяется при -у- = и Е =
= 100 000 кг/см2 по формуле:
1г =
ηΡΙ*
'200' ’
(1)
где η — коэфициент, зависящий от соотношения
между базой крана к1 и расчетным пролетом
балки I (табл. 3);
Р — давление на колесо крана.
Таблица 3
Значения коефициента η
к
1
V 1
к
7
V
0,20
0,0393
0,45
0,0309
0,25
0,0380
0,50
0.0286
0,30
0,0366
0,55
0,0261
0,35
0,0349
0,60
0,0236
0,40
0,0330
0,65
0,0210
Жесткость балок в горизонтальной плоскости
должна удовлетворять неравенству:
/,>
ηΤΙ*
200
(2)
где Т — тормозная сила на одно колесо;
Іу — суммарный момент инерции относи¬
тельно вертикальной оси.
Расчетные изгибающие . моменты исчисляются
по формулам:
Му = ψΡΙ; (3)
Мх = грТІ. (4)
Значения коэфициента ψ приведены в табл. 4.
Таблица 4
Значения коэфициента у>
к
1
Ψ
к
1
Ψ
0,20
0,405
0,45
0,300
0 25
0,383
0,50
0,281
0,30
0,361
0.55
0,263
0,35
0,340
0,575
0,254
0,40
0,320
Промежуточные значения хр определяются по
интерполяции.
Нормальные краевые напряжения изгиба в
брусьях:
п
Му , Μχ
и W x ‘ wy
(5)
где Wx и Wy — суммарные моменты сопротивле¬
ния сечения брусьев относительно горизонталь¬
ных и вертикальных осей.
Влияние на размеры поперечного сечения соб¬
ственного веса балки и постоянной нагрузки
кранового пути ничтожно и для простоты расчета
может не учитываться.
1 База крана—расстояние между бегунками.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
709
Балка на пластинчатых нагелях 1
Балки этого типа, обладая большими преиму¬
ществами перед другими системами брусчатых
балок, являются наиболее совершенной кон¬
струкцией для подкрановых балок.
Начальные напряжения, возникающие в балке
от конструктивного строительного подъема, могут
быть определены через силу F, которую необ¬
ходимо приложить по середине пролета балки
для изгиба брусьев в станке. Величина этой силы
находится из выражения:
1) Принципы конструирования и расчета
По высоте в зависимости от пролета и нагрузки
балки составляются из двух или трех брусьев,
сплачиваемых пластинчатыми нагелями. На
опорах брусья стягиваются болтами диаметром
42—16 мм.
По ширине балки могут быть спаренными или
строенными, в горизонтальной плоскости они
стягиваются болтами через 1,5—2,0 м.
Ввиду того что эти болты являются только кон¬
структивной связью, напряжения от тормозных
усилий тележки крана и жесткость в горизонталь¬
ной плоскости вычисляются так же, как и для
простой брусчатой балки.
Пластинчатые нагели размещаются в подкра¬
новых балках по всей длине пролета равномерно.
Допускаемое усилие на наиболее напряжен¬
ный нагель определяется по формуле:
Тн = Ш, (6)
где к — опытный коэфициент, зависящий от
породы древесины;
<5 — толщина нагеля;
Ъ — ширина нагеля (размер в направлении
ширины балки). Для твердых пород (дуб, клен,
ясень, береза) с влажностью до 15% при длине
нагеля Ін = 4,5<5 можно принять к = 642.
При этом допускаемое усилие на один нагель:
тн = ШЬ. (7)
При изготовлении балок им придается кон¬
структивный строительный подъем второго рода.
Величина подъема определяется из условия
равенства нулю стрелки прогиба в середине
пролета при симметричном расположении рас¬
четной нагрузки.
Для упрощения изготовления балок, а также
для максимального уменьшения начальных сдви¬
гающих напряжений подъем придается силой,
сосредоточенной по середине пролета 3.
Необходимая величина стрелки находится по
формуле:
fcmp — /упр “Ь Ісдв === еДГ^Т^) Ісдв* (^)
где η — коэфициент, определяемый по табл. 3;
Р — давление на одно колесо крана;
Е — модуль упругости дерева при изгибе;
Ім— момент инерции монолитного попереч¬
ного сечения балки (в предположении абсолют¬
ной жесткости швов);
Іс — сумма моментов инерции отдельных
брусьев, составляющих балку относительно их
собственных осей;
Ісдв — дополнительный прогиб от сдвигов
в швах.
При расчете балки приходится определять
отдельно: 1) начальные напряжения, возникаю¬
щие при ее изготовлении, и 2) напряжения от
крановой нагрузки, как в балке монолитного
сечения.
1 Подробное описание балок этой системы см. «Балки
на пластинчатых нагелях системы Деревягина».
2 По данным ЦНИПС и Промстройпроекта.
3 Подробнее см. «Конструктивный строительный подъ¬
ем» .
откуда:
; _ VZ3
Temp Ь8ЕІС ’
у _ bSEIc t
r is I cmpm
(9)
' Подставляя в ф-лу (9) вместо fcmp его значе¬
ние из ф-лы (8), после преобразования получим:
ѵ = 48??р ■ 7^=ТС + Щг fa,· (Ю)
Ввиду того что под расчетной нагрузкой будет
полностью иметь место предполагаемый нами
сдвиг в швах балки, для нахождения расчетной
силы V,.wp необходимо отбросить второй член вы¬
ражения (10). Тогда ф-ла (10) примет вид:
vcm, = ^nPj^tre· (Ю')
Последнее положение, так же как и дальнейший
расчет, может быть пояснено следующим пред¬
ставлением о работе конструкции по стадиям.
1. Уложив брусья, составляющие балку, в ста¬
нок, действуем на них снизу вверх силой Ѵстр и
выгибаем брусья по кривой со стрелкой:
, __ѵРіз_
*УпР Е (ім - іс) *
2. Соединяем брусья между собой абсолютно
неподатливыми связями, чем превращаем балку
в монолитную.
3. Снимаем балку со станка. Снятие со станка
эквивалентно действию на монолитно соединен¬
ную балку той же силой Ѵстр, но направленной
сверху вниз.
4. Действуем на балку расчетной (крановой)
нагрузкой.
5. Заменяем жесткие связи податливыми,
напрягая податливые связи при их установке
теми же усилиями, какие имеют место в жестких
связях, и устанавливая уже напряженные и
соответственно деформированные связи по швам
балки.
Таким образом в стадии 5 мы имеем расчетный
случай балки с податливыми связями под крано¬
вой нагрузкой, причем сдвиг в швах, имеющий
место в этой стадии, соответствует полной стрелке
выгиба /то по ф-ле (8).
Расчетные напряжения в элементах балки
получаются суммированием напряжений, возни¬
кающих в балке в стадиях 4, 2, 3 и 4, причем
в стадии 1 сила Ѵстр действует на ничем не соеди¬
ненные брусья, а в стадиях 3 и 4 сила Ѵстр и
крановая нагрузка действуют на вполне моно¬
литную балку.
Изгибающий момент в расчетном сечении балки
при действии груза Ѵстр снизу вверх (стадия 1):
^ = ^(1-·*), (И)
где к — база крана.
Этот момент распределяется между составляю¬
щими балку брусьями пропорционально их мо¬
ментам инерции.
Следовательно на один брус передается:
дм = М --
iJJ}J-cmp — lv±cmp jc >
(12)
710
В. А. ЗАМАРАЕВ
где /о — момент инерции рассматриваемого бруса
относительно его собственной оси.
Полные краевые начальные напряжения, воз¬
никающие в рассматриваемом брусе от строи¬
тельного подъема (стадия 1 плюс стадия 3),
находятся из выражения:
_ мстр ,
пстр — У пі
АМстр
W0
Метр
Wm'
Метр Іо
Wo lc
(13)
где у — ординаты верхней и нижней кромок
бруса относительно нейтральной оси всего по¬
перечного сечения балки, W0 — момент сопроти¬
вления сечения бруса.
Сдвигающее усилие на единицу длины (от силы
V У
ѵ стр)·
τ
х стр
_ ѵ_стр&_
Мм
(14)
где S — статический момент части сечения, сдви¬
гающейся по рассматриваемому шву.
Расчетные напряжения в балке получаются
суммированием напряжений от крановой нагрузки
с напряжениями от строительного подъема.
Допускаемые напряжения при расчете балок
на пластинчатых нагелях, учитывая их состав-
ность, обычно принимаются с коэфициентом 0,8
от основных по ТУ и Н.
В обычных случаях расчет производится по
прочности нагельного шва, и допускаемые на¬
пряжения в древесине полностью не исполь¬
зуются.
2) Пример расчета
Расчетные данные: пролет балки I = 5,80 м,
грузоподъемность крана Рг = 5,0 т, пролет
моста 18,0 м, давление на одно колесо Р = 6,60 т,
база крана к = 2,315 м (фиг. 11), вес тележки
Рт = 1,95 т.
РД 231.5 У=ЬтМ
1 580 -1
Фиг. И. Схема нагрузки
Тормозная сила от тележки с грузом на одно
колесо:
5 = 5,0°-.+1'9·5 = 0,174 т.
40 40
Постоянная нагрузка и собственный вес балки
при расчете не учитываются.
Пиломатериал — полусухая сосна.
Изгибающие моменты и попереч¬
ные силы — от крановой нагрузки.
По табл. 4 для \ = -2*,Я15- = 0,4, коэфициент
і о уби
ψ = 0,320. Изгибающий мемент в вертикальной
плоскости:
Му = 0,320 · 6 600 · 5,80 = 12 250 кгм.
Изгибающий момент в горизонтальной пло¬
скости:
Мх = 0,320 · 174 · 5,80 = 323 кгм.
Поперечная сила в сечении под второй шпалой
на расстоянии 40 см от оси опоры:
Q = 2 {l ~ х) ~ k. Р =
I
_ 2 (5,80 — 0,40) — 2,315
“ 5,80
. 6 600 = 9 650 кг.
Задаемся высотой балки h = 58 см, что со¬
ставляет 7ю /.
Размеры поперечного сечения за исключением
ширины брусьев указаны на фиг. 12.
Фиг. 12. Рабочая площадь
поперечного сечения
а) Геометрические характери¬
стики принятого сечения
Ослабление сечения брусьев по высоте равно
половине длины нагеля, увеличенной на 1 мм.
Толщину нагеля принимаем равной δ = 1,0 см,
при этом длина нагеля Ін = 4,5<5 = 4,5 см.
Следовательно ослабление брусьев по высоте
составляет:
ht = -£ + 0,1 = 2,4 см.
Для ширины балки в 1 см имеем:
момент инерции всего сечения в предположе¬
нии абсолютной жесткости швов:
19,23 + 2 · 14,63
12
+14,6 · 21,72· 2 = 14 850 см*\
то же для отдельно взятого крайнего бруса:
14,63
h=~-
12
== 259 см*;
то же для среднего бруса:
/о = = 590 слс*;
для всего пакета брусьев:
Іс = 2Ік + /0 = 1108 см*.
Моменты сопротивления соответственно опре¬
делятся:
w - ЯШ
м 29
512 см3
Wk
259
7,3
= 35,5 см3.
Статический момент площади крайнего бруса
относительно нейтральной оси балки:
S = 14,6 (12,0 + 2,4 + 7,3) = 317 см3.
б) Усилия от конструктивного строи¬
тельного подъема
По ф-ле (10'):
ѵ«*г-ь*пР Ім*1іе·
По табл. 3 при γ = 0,4 коэфициент η = 0,033,
следовательно:
0,033.6 600;
1 108
• = 840 кг.
V = 48 W ѵ™ . V,
* стр 40 14 850 - 1 108
Сдвигающая сила на длине 1 см по ф-ле (14):
840 · 317
Тстр — 2- 14 850
= 8,97 кг/см,
или 897 кг/м.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
771
Изгибающий момент в расчетном сечении балки
по ф-ле (11):
Метр = 840 (^ - ^) = 976 кем.
в) Расчет сечения по прочности на¬
гельного шва
Сдвигающая сила по шву между брусьями от
крановой нагрузки на длине 1 см:
rp OS
1 к= ~Г~
1 м
9_650 · 317
14 850
• 100 = 20 600 кг/м.
Расчетная величина сдвигающей силы:
Г = 4-2^ = 21 497 «г.
Допускаемое усилие на один нагель:
ΔΤΗ = 64<5 = 64 кг/см.
Шаг нагелей:
= 3,5йг + δ = 3,5 · 2,35 + 1,0 = 9,24 см,
принято 10 см, т. е. 10 нагелей на 1 пог. м.
Напряжение в верхней кромке верхнего бруса
по ф-ле (13):
пі = пкР + + 71* =
— Му μ Метр Mcrnplk Мх
WM ^ wM Icwr + Wy —
__ 1 225 000 4_ _97 600 _ 97 600 · 259 , 32 300 _
512-34 ‘" 512.34 1 108 · 35,5 · 34 ТббО “
= 70,3 + 5,6 — 18,9 + 7,0 =
= 64 кг/см2 < 0,8 - 0,9 - 100 = 72 кг/см2.
Напряжения в нижней кромке верхнего бруса:
п2 = 70,3
29_— 1_4,6 .
29 " +
*Р 5,6 -р 18,9 -р 7,0 = 63,6 кг/см2 < 72 кг[см2.
д) Упругий прогиб под расчетной
нагрузкой
В вертикальной плоскости:
/ _ ηΡ12 _ 0,033 · 6 600 · 5802 _ 1
I ~ ЕІМ 105 . 1 485 · 34 “ 600 *
Фиг. 13. Балки на пластинчатых нагелях (системы Деревягина)
Разрез по А -Б
Рельс IV А
Фиг. 14. Фасад и поперечный разрез балки на пластинчатых нагелях
При этих условиях ширина сечения балки:
в = 'loTei = 33-6 сль
принято 34 см (фиг. 14).
Нагели размещены в шахматном порядке. Раз¬
меры нагеля указаны на фиг. 15.
г) Поверка нормальных напряжений
i 9.8 1
Фиг. 15. Пластинчатый
нагель
В горизонтальной плоскости:
L 0>033 · 174 · 58Q2 1
I 105 - 4 660 · 8,5 2 050 *
Момент сопротивления:
Wy= 2
'58,0-2- 4,8
172 = 4 660 см3.
Величина конструктивного строи¬
тельного подъема:
femp = fynp + Ісд, [СМ. ф-лу (8)].
2
712
В. А. ЗАМАРАЕВ
При вычислении fcde сдвиг в нагельном шве
принимается равным 1,5 мм:
__ 0,033 . 6 600 . 5803
* =
- 1 108) 34 "*~
i = 9 9 гм
+ 3(24 + 17 + 4,8)
!стр — 105 (14 850 -
2· 0,15 · 580
е) Расчет опорной подушки
Наибольшее значение опорной реакции:
Лпаі= 6 600 (г + Б,80~8о’315 ) = 10550 кг.
Необходимая площадь опирания балки:
о)с = = 470 см*.
[nt.] 22,5
Спецификация дерева на одну
балку:
брусья 17 X 17 см; I = 600 см; штук 4—0,693 мг;
» 17 X 24 см; I = 600 » » 2 — 0,489 »
нагели 1,0 X 4,5 х 9,8 см; » 454—0,020 »
Итого. . 1,20 мь
Спецификация металла на одну
балку:
болты d= 12 мм; 1 = 360 мм; штук 4—2,04 иг;
» d= 12 » Z = 600 » » 10—7,74 »
» крепления к колонне; » 1—1,49 »
Итого. . 11,3 кг
4. Шпренгельная балка
1) Конструкция
Шпренгельная балка получена путем усиления
простой брусчатой балки стальным тяжом и
деревянными стойками, распирающими балку
и тяж (фиг. 16).
Стойки соединяются с балкой сквозным шипом
(фиг. 17). Нижние торцы стоек для обеспечения
плавности перегиба тяжа закругляются и уси¬
ливаются стальными оголовниками, к которым
приваривается тяж (фиг. 18).
Тяж изготовляется из стали 3.
В целях экономии металла концы его осажи¬
ваются под нарезку с таким расчетом, чтобы
рабочее сечение по нарезке было равнопрочно
неослабленному сечению (фиг. 19).
В средней горизонтальной части тяжа ставится
винтовая муфта (фиг. 20), позволяющая регули¬
ровать профиль кранового пути в случае
провисания балки.
Соединение тяжа с балкой в опорном узле
производится при помощи обрезка швеллера,
располагаемого на наклонных щековых торцах
балки (фиг. 21).
Конструктивная высота шпренгельных балок
изменяется в пределах от 1/5 До V* про¬
лета.
По сравнению с другими типами конструкций
шпренгельная балка наиболее металлоемка даже
при оптимальной высоте шпренгеля.
При изготовлении балок им придается с по¬
мощью винтовой муфты строительный подъем,
величину которого рекомендуется .назначать в
Ѵюоо пролета. Назначение подъема — преду¬
предить возможное провисание системы от обмя-
тия узловых соединений и от усушки Дерева.
Учет подъема в расчете балки предохраняет
шпренгель от перенапряжения при експлоата¬
ции подкрановых путей.
Простота конструкции и возможность легкой
регулировки профиля пути допускают приме¬
нение для шпренгельных балок полусухого леса
марки 1 и ставят их на одно из первых мест среди
прочих систем подкрановых балок.
2) Статический расчет
Рассматриваемая шпренгель¬
ная система статически не¬
определима. За лишнюю неиз¬
вестную проще всего принять
распор Я.
Основная статически опреде¬
лимая система изображена на
фиг. 22, фиктивное состояние
показано на фиг. 23.
Уравнение работ имеет вид:
По ширине балка обычно составляется из двух
брусьев, соединяемых между собой горизон¬
тальными болтами диаметром 12—16 мм.
болт а 12,7
Фиг. 17. Сопряжение стойки с верхним
поясом
+ = (15)
Откуда: я = Р ■ ίε» ·
<W ’
Фиг. 18. Сопряжение стойки с тяжом
Стойки шпренгеля сечением в один брус распо¬
лагаются в четвертях пролета; при этом расчет¬
ные напряжения в крайних и средней панелях
балки примерно уравниваются.
полагая Р — 1, получим ординату линии влия¬
ния распора Я под грузом:
°нч
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
713
т. е·. линия влияния распора получается как ли¬
ния прогиба основной системы при нагрузке
Я = Іи при масштабе 1 = δΗΗ.
а) Определение перемещений
Уравнения упругой линии для простой балки,
нагруженной двумя сосредоточенными на рас¬
стояниях а от опор силами, равными в данном
случае 1 · tg а каждая, имеют вид:
при ж<^а:
с tg a
Уі — °рн— ъЕбІб
^Зад: (1 — а) — a:3J;
(17)
при X <; (l — a):
и — δ — а tg σ
2/2 —V— 6 Ε6Ι6
1
со
1
1
a
1
(18)
где Еб — модуль продольной упругости балки;
Іб — момент инерции балки.
Перемещение δΗΗ определяется по формуле
Мора:
Фиг. 19і Осаженный
под нарезку конец
тяжа
С достаточной для практики точностью в це¬
лях упрощения расчета можно принять:
В этом случае ф-ла (19) принимает вид:
δΗη = 1,06 'V Г -М-— dx =
нн J ЕбІб
CL l—CL
= ШІ2 f tg"a ' / tgW2 dx\ =
0 a j
l,06a2 tg2 a
3 EqI()
(3l — 4a).
(21)
б) Расчетные формулы
Подставляя в выражение (16) найденные зна¬
чения перемещений, получим два уравнения ли¬
нии влияния распора:
при х^.а:
, Зах (I — а) — χ3
“ 2,12а2 + tga (31 — 4а)
(22)
при а <; X <; (I — а):
rf =
Зх (I — х) — а2
2,12 a tga (Зі — 4а)
(23)
Введем обозначения:
CL г
т=т и Т = п.
тогда ур-ния (22) и (23) примут вид:
' _ 3тп (1 — т) — пз β
V ~2,12т2 (3 — 4т) tga ;
* __ Зп (1 — п)_m2
2,12т (3 — 4т) tg a ’
(22')
(23')
L15 —
—1
Разрез по A-b
Фиг. 21. сопряжение тяжей с верхним поясом
Ниже на фиг. 24—26 приведены линии влия¬
ния распора Н при различных соотношениях
у , встречающихся в практике. Площадь каждой
из линий влияния Н определяется из выра¬
жения:
а I — cl
= 2 f η dx+f ηάχ =-m3--L2^
J '« J '» 4,24 (3 —
4m)
]2
h *
Фиг. 22. Основная си- Фиг. 23. Фиктивное
стема состояние
Усилие в наклонной
по формуле:
S
шах
панели тяжа находится
^гаах
COS a
(24)
Ординаты линий влияния распора в шпренгельных
балках в долях от -г
п
Усилие в стойках:
* ^тах = ^тах tg а·
В. А. ЗАМАРАЕВ
714
Изгибающие моменты в балке определяются из
выражения:
Мх=М0 — Ну, (26)
где М0 — момент в простой балке, а у — плечо
распора в рассматриваемом сечении.
Ниже, на фиг. 27—29, приведены линии влия¬
ния изгибающих моментов в точке к для трех
соотношений j .
Фиг. 27
Фиг. 28
По ф-ле (21):
$нн
1,06q2 tg2 а
(Зг — 4α).
Приращение длины горизонтальной проекции
шпренгеля при разности температур At° на¬
ходится обычным способом:
άΙ = βά?[ΐ-ϊα( 1-s^)], (28)
где β = 0,000011 — коэфициент линейного рас¬
ширения стали 3.
Фиг. 29
Фиг. 27, 28, 29. Ординаты линий влияния
изгибающих моментов в верхнем поясе
шпренгельной балки в долях от I (соот¬
ветственно фиг. 24, 25 и 26)
Подставляя в ф-лу (27) вместо dl и δΗΜ их зна¬
чения, после преобразования получим:
0,000011 Λί°Γί— 2α (l
ΔΗ* = ± Щгі-L ■ · *Α· (29>
Величина AHt в обычных случаях не превышает
2—3% от Я, поэтому при определении расчетных
усилий влияние нормальных температурных ко¬
лебаний не учитывается. ·
Фиг. зо
в) Учет температуры
При изменении Длины горизонтальной проек¬
ции шпренгеля на величину di приращение рас¬
пора определяется по формуле:
δη*=ί£· <27>
Перемещение днн соответствует состоянию, ука¬
занному на фиг. 23.
г) Учет строительного подъема
Усилия, возникающие в элементах системы от
строительного подъема, придаваемого балке путем
натяжения шпренгеля винтовой, муфтой, могут
быть определены из рассмотрения деформаций.
Прогиб простой балки по середине пролета от
двух сосредоточенных сил Vcwp (фиг. 30) равен:
У
Vстр q3 /о ]2_
2ЬЕбІб V <*2
4)·
(30)
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
715
В данном случае сосредоточенными силами Ѵстр
являются
ф-ле (25):
усилия
в стойках, определяемые
по
при
У 1
1 1 000
имеем:
V
ЪЕбЦІ
(31)
г стр
12503 (3 αΤ-4)
и следовательно
Н стр
_ з ЕбІбІ
125М312 —4α2) *
(32)
Распор от постоянной нагрузки находится как
произведение площади линии влияния на интен¬
сивность равномерно распределенной нагрузки:
Нд = 0,105 £* =
= 0.105 . 120 = 378 кг.
в) Расчет элементов конструкции
Балка запроектирована из двух брусьев се¬
чением 22 X 25 см.
Моменты инерции:
3) Пример расчета (фиг. 16—21)
а) Расчетные данные
Пролет балки I — 6,00 м, грузоподъемность
крана Рг = 5,0 т, пролет моста 18,0 м. Давление
на одно колесо Р = 6,6 т. База крана к = 2,315 т.
Вес тележки Рт = 1,95 т. Тормозная сила от
тележки с грузом на одно колесо S = 0,174 т.
Собственный вес балки и кранового пути д =
= 0,12 т/м.
Расчетная схема изображена на фиг. 31.
Угол наклона тяжа в крайних панелях:
а = arc tg g. = 39“ 40',
cos а = 0,781.
б) Определение усилий
Распор Н в шпренгеле и изгибающие моменты
в балке находятся по линиям влияния для схемы
1 (фиг. 24 и 27).
Схемы загружения линий влияния и результаты
проделанных вычислений приведены ниже.
Таблица М и Н
Сечение
Схема загружения
1
S
3
ps
O,
II g
S
c,
II g
iu n
0,11
0,60 f 5,40
0,415
0,261
2 740
1 720
0,21
1,20‘! 4,80
0,487
0,493
3 220
3 260
0,251
1,50 i 4.50
ч! 17
0,418
0,589
2 760
3 890
0,31
0.4Ζ
0,5 ί
1.80 t 4,20
0,457
0,669
3 020
4 410
2.40 * 3,60
0,509
0,776
3 360
5 120
0,69 i 2,311 3,00
0,515#
1,108
3 400
7 310
0.5Ζ
1
1.845 ! 2.31 \ 1.845
4i__[Z
0,240
1,360
1 580
8 970
1Х = 57 292 сж4,
1у = 21Х = 44 366 сж4.
р-6600 ягу 2315 |Р· 6600 нг
\
L 300
/
T
—150—'
H50-
Фиг. 31. Расчетная схема балки
Моменты сопротивления:
Wx = 4 584 см3,
Wy = 2W2 = 4 034 см3.
Площадь поперечного сечения балки:
F = 1100 см2.
Радиус инерции:
Гу = У-У =6,35 см.
Свободная длина при продольном изгибе
Іу — 600 см:
Ду = і=94.і5.
<Ру - 0,34.
Наибольший изгибающий момент от крановой
нагрузки:
Mj. = Р^ = 3 400 кгм
(см. таблицу М и Н).
Соответствующий распор:
Нк = 7 310 кг.
Дополнительный распор от строительного подъ-
ема'= —ойГ1:
г·*· 3ΕΙχΙ t
пстр — 125h(3Z2— 4α2)
3 . 105 · 57 292 · 600
'125 · 120 (3 . 6002 — 4 · 1502)
= 690
кг. ·
Расчетное сжимающее усилие в балке по абсо
лютной величине равно распору Н:
N = Hk + Hg + Нстр = 8 38 0 «г.
Изгибающий момент от поперечного торможе¬
ния в середине пролета при расчетном загруже-
нии балки:
мг= 67)0'3,00 (3’00 + °>69) = 320 кгм■
716
В. А. ЗЛМАРАЕВ
Напряжение:
_ Мк , N [пи) , Мт
и~ wx^ Ft [n_] ^ Wy
_ 340 ООО . 8 380-110 . 32 000 __
““4 584 + 1 100 · 0,34 -100 + 4 034
= 106,5 > 100 кг/см2
(перенапряжение 6,5%).
Нормальные напряжения изгиба в брусьях
балки от строительного подъема в запас проч¬
ности не учитываются.
Т я ж из стали 3 принят диаметром d = 38 мм
с осадкой концов под нарезку до d0 = 45 мм.
Площадь поперечного сечения тяжа ω =
= 11,3 см2. Рабочая площадь по нарезке ω0 =
= 11,3 см2 = ω. Допускаемое напряжение для
одиночных тяжей с нарезкой на утолщенных
концах [7г_^_] = 0,9 · 1400 = 1 260 кг/см2. Наи¬
большее значение распора соответствует в дан¬
ном случае симметричному загружению балки
(см. таблицу М и Н):
Нк = 8 970 кг.
Расчетная величина распора:
Н = Hk + Нд + Нстр = 10 040 кг.
Усилие в крайней панели тяжа:
S =
н
COS а
10 040
0,781
= + 13 330 кг.
Напряжение:
п+ = з~- = 1180 кг/см2 < 1 260 кг/см2.
Усилие тяжа передается торцу балки через
обрезок швеллера № 12 длиной 20 см.
Допускаемое напряжение на смятие при угле
а = 29°40';
[пе]а = 55 кг/см2.
Расчетное напряжение:
13 330 кк с , в
Пс = 1~2~. 20 = 55,5 кгІсм ’
Стойки сечением 22 х 25 см как заведомо
удовлетворяющие условиям прочности и устой¬
чивости расчетом не проверяются. При сопря¬
жении стоек с балкой сквозным шипом толщиной
6,0 см площадь смятия балки торцами стойки
равна:
сос = 2 · 9,5 · 22 = 418 см2.
Напряжение смятия:
Н tg а 8 300
<0С “ 418
= 20
кг/см2.
Наибольшее значение опорной реакции:
Атлх = 6 600 (і + 6,006~02,31) ~ 11 000 кз.
Необходимая площадь опирания балки:
ωη *= —«->
11 000
22 · 5
= 490 см2.
Упругий прогиб балки в горизонтальной пло¬
скости от тормозных сил:
у yS№
I — Ely ·
По табл. 3 для
*■ и,ио
находим коэфициент η = 0,033 и
у __ 0,033 · 174 . 6002 _ 1
I 105 * 44 366 . — 2І30*
Спецификация дереоа па одну балку
№
Наименование
Сечение
в см
Длина в м
Количе¬
ство
Общая
длинав м
8*
Ю '
О m
1
Пояс балки . . .
22χ25
' 6,0
2
12,0
0,66
2
Стойки
22x25
1,3
2
2,6
0,14
3
Подкладки . . .
1
6x15
0,54
2
1,08
0,01
Итого. .
-
-
-
-
0,81
Спецификация металла на одну балку
№
Наименование
Сечение
в мм
Длина
в мм
Количе¬
ство
Вес в кг
1
Тяж шпренгеля ....
0 38
6 750
1
60 40
2
Гайка тяжа
0 44,45
—
2
5,72
3
Швеллер
№ 12
200
2
5,41
4
Стяжная муфта ....
0 45
400
1
4,03
5
Болты пояса с шайбами
0 Г2,7
460
8
5,17
6
Болты крепления к ко¬
лонне
0 12,7
1 400
1
1,49
7
Шайба к ним <5 = 5 . .
100x100
—
1
0,39
8
Башмаки стоек <5 = 10 .
100x410
—
2
6,44
9
Гвозди
0 4,0
80
32
0,25
10
Болт башмака с шайбой
0 12,7
200
2
0, 5
Итого . . . .
-
• -
-
90,15
5. Балка системы Гау
1) Конструкция
Оптимальное решение этой конструкции по¬
лучается при сочетании брусчатой балки с упро¬
щенной трехпанельной фермой Гау, имеющей
перекрестные раскосы только в средней панели
(фиг. 32).
Балка конструируется из двух брусьев, спла¬
чиваемых по ширине горизонтальными болтами,
и по характеру работы является трехпролгвтной
неразрезной.
Опорами балки служат узлы верхнего пояса
фермы и опорные стойки.
Средний пролет балки, соответствующий по
величине средней панели фермы, принимается по
экономическим и конструктивным соображениям
на 20% длиннее крайних пролетов.
Конструкция эта существенно отличается от
обычной фермы Гау, применяемой в мостострое¬
нии. Опорный узел конструируется на щековых
врубках (фиг. 33), в связи с этим нижний пояс
и раскосы фермы проектируются составного
сечения из досок. При трехветвевом сечении
средняя доска и сплошные прокладки крайних
раскосов заменяются брусом, имеющим на одном
конце шип, упирающийся в щековые торцы про¬
кладок опорного узла. Узловые прокладки и
накладки соединяются с нижним поясом гвоздя¬
ми; обязательна постановка стяжных болтов.
Перекрестные раскосы имеют также состав¬
ное сечение, но не более как из двух досок,
врубаемых в месте пересечения вполдерева с
симметричным ослаблением сечений (фиг. 34).
С нижним поясом они соединяются торцевым
упором в удлиненные для этой цели прокладки
опорного узла (фиг. 33), а с верхним поясом
простым одиночным зубом (фиг. 35).
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
717
Растянутые стойки средней панели проекти¬
руются из круглых стальных тяжей, передающих
усилие на нижний пояс через поперечные де¬
ревянные подушки (фиг. 33). При нечетном числе
строительный подъем примерно в 1/400 пролета
и (при необходимости) регулируется профиль
кранового пути в процессе его эксплоатации.
Для той же цели между верхними торцами
досок нижнего пояса во избежание большого
ослабления средней доски применяются двойные
тяжи, пропускаемые через прокладки нижнего
пояса.
Фиг. 34. Сопряжение раскосов
Опорные стойки фермы имеют одинаковое се¬
чение со средними раскосами. Между досками
стоек закладываются стальные тяжи с гайками
на верхних концах (фиг. 36), воспринимающие
отрицательные реакции крайних опор неразрезной
балки. При помощи этих тяжей балке придается
стоек и балкой закладываются прокладки из
обрезков тонких досок или фанеры. При регули¬
ровании профиля пути прокладки могут удаляться
или заменяться более тонкими. Во избежание
расстройства узловых соединений все тяжи фермы
должны быть всегда натянуты.
Большая чувствительность этих балок к по¬
перечной усушке дерева может потребовать при
большой влажности ^древесины усиленного над¬
зора при эксплоатации пути и частой регулировки
его профиля. Поэтому на балки следует приме¬
нять воздушно-сухой лес с влажностью до 18%.
2) Статический расчет
а) Определение усилий
Определение усилий производится по расчет¬
ной схеме, изображенной на фиг. 37.
Опоры неразрезной балки считаются жесткими.
Работа на изгиб верхнего пояса фермы, называе¬
мого ниже ригелем, при расчете балки не учи¬
тывается.
718
В. А. ЗАМАРАЕВ
Раскосы фермы в силу конструктивных особен¬
ностей системы воспринимают только сжимающие
усилия. Изгибающие моменты в балке опреде¬
ляются по линиям влияния (фиг. 38—40) для
промежуточных опор и для сечений по середине
При нахождении груза в панелях ВС и CD:
%г = І~Г~ ’Ч ‘ \) sTnT, ’ (35>
гДе Ѵмв — ординаты линии влияния Мв.
пролетов, чего для практических целей вполне
доста точно.
Фиг. 36. Сопряжение опорной стой¬
ки с верхним поясом
Усилие в крайних раскосах фермы определяется
как функция угла а и опорной реакции А0 фермы:
Усилие в средней стойке Ѵв находится как
поперечная сила в разрезе, проведенном по стойке
(фиг. 37).
Фиг. 39. Ординаты линии влияния изгибающих моментов
в середине крайнего пролета нСразрезиой балки в до¬
лях от Ιχ
S1= .
1 Sin а
(33)
Фиг. 37. Расчетная схе¬
ма балки
Если пролеты АВ, ВС и
CD считать простыми бал¬
ками, свободно опирающи¬
мися в узлах фермы, то ли¬
ния влияния S± будет иметь
вид треугольника, изображенного на фиг. 41 пунк¬
тиром. При учете неразрезности балки ABCD,
т. е. для принятой схемы, дополнительно учиты¬
вается опорный момент Мв.
Фиг. 38. Ординаты линии влияния изгибающих момеп-
тов на первой промежуточной опоре неразрезной балки
в долях от Іх
Уравнения линии влияния усилия зависят
от положения подвижного груза Р = 1.
При нахождении груза в пределах панели АВ:
_ / і~х к — х 1 \ 1 /0,х
{ I" h ~ Ѵмв ■ -ζ-j · sin о · (°4)
I,
-1,2 Л
Сиг. 40. Ординаты линии влияния изгибающих момен¬
тов в середине среднего пролета неразрезной балки в до¬
лях от к
Линия влияния Ѵв при неучете неразрез¬
ности балок АВ, ВС и CD показана на фиг. 41
пунктиром.
Для принятой схемы уравнения линии влия¬
ния имеют вид:
* = + і; (36)
где
П»ш и
* 2зс —I . ..
ην ~ ~і,2~ + Іі
1 — х.·
Ѵѵ — —i h Іч
„· ηΜΒ ѴмС
“ l,2ii '
ηΜρ — ординаты линий влияния Мв и
(37)
(38)
(39)
Мд.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
719
Усилие в нижнем поясе:
Н ='$! cos а.
Усилие в средних раскосах:
при этом V всегда больше нуля.
(40)
(41)
Фиг. 41. Линии влияния усилий в бал¬
ке типа Гау
б) Учет строительного подъема
Придание балке строительного подъема схема¬
тически изображено на фиг. 42.
J fcmp =* $
при ѵ~ = и при Іг = 0,3125Z имеем:
N
стр
El
13,612
(43)
Таким образом усилия, возникающие в элемен¬
тах фермы в результате придания строительного
подъема, равны:
в крайних раскосах:
S — ^стР Еі ·
icmp sina- 13,612 sin a ’
(44)
в нижнем поясе:
ττ EI
стр — 13)6i2 tg α
где EI — жесткость балки.
(45)
3) Пример расчета (фиг. 32—36)
а) Расчетные данные
Пролет балки I = 5,75 м. Грузоподъемность
крана Рг = 5,0 т. Пролет моста 18,0 м.
Давление на одно колесо Р = 6,60 т. База
крана к = 2,315 м. Вес тележки Р = 1,95 т.
Тормозная сила от тележки с грузом на одно
колесо S — 174 кг. Пиломатериал — полусухая
сосна.
Схема балки изображена на фиг. 43.
Фиг. 43. Схема балки
и нагрузки
Угол наклона крайних раскосов:
a = arc tg = 26° 34';
sin α = 0,447;
cos a = 0,894.
Фиг. 42. Схема придания балке строитель¬
ного подъема
Прогиб балки AD посредине от двух сосредо¬
точенных сил Ncmp, симметрично расположенных
в пролете:
V = -2Tw-(-3i—4); <42)
Теоретическая длина раскоса sx — 2,01 м.
Угол наклона внутренних раскосов β = 22°43';
sin β = 0,386; cos β = 0,922; длина s2 = 2,33 м.
б) Расчет брусчатой балки
Расчетные изгибающие моменты от вертикаль¬
ной нагрузки определяются по линиям влияния.
Результаты вычислений приведены в таблице М.
Таблица Ж
Расчетные сечения
Схема загружения балки для полу¬
чения Мтах
Сумма ординат
ΣνΜ
^max — ΕΣηΜ
ъгм
Середина крайнего пролета
0.56J
2.315
11.075
+ 0,204ϊι
Η- 2 420
А
dr
ds
Средняя опора
0.615!
2.315
t 1.02
- 0,169Ζι
- 2 075
А
dr
rh
d
Середина среднего пролета
0,90 j
+ 0,1785
+ 2 120
л
Λ
720
В. А. ЗАМ АР АЕ В
Изгибающие моменты от тормозных сил, дей¬
ствующих в горизонтальной плоскости, для рас¬
сматриваемых сечений соответственно равны:
М, = 5'71~°'9° · 174 · 0,90 = 132 кгм;
м2 = [:
1 5,75
0,615 + 0,615 + 2,315
5,75
(1,80 + 2,15)-
— (2,15 — 1,02)] · 174 = 228 кгм;
Мл =
0,56 + 0,56 + 2,315
5,75
174 (?’2- + 1,80) =
= 298 кгм.
Балка составлена из двух брусьев размером
16 X 22 см\ для такой балки: моменты инерции
Іх = 28 394 см*, Іу = 2Ιλ = 16 522 см* и моменты
сопротивления Wx = 2 582 cmz, Wy = 2W1 =
= 1 876 см3.
На средних опорах брусья ослаблены двумя
тяжами d = 16 мм.
С учетом ослабления
Wxwmm0 = 2 330 см*.
г) Расчетные усилия
В крайних раскосах:
Sx = — 16 100 — 1 300 = — 17 400 кг.
В нижнем поясе:
Яшах = — sx cos α = 17 400 . 0,894 = + 15 550 кг.
В тяжах:
V= + 2 160 кг.
В средних раскосах:
у
sin β
В опорных стойках:
растяжение:
2_160
5,386
= — 5 600 кг.
= + 166 + 580 = + 746 кг;
сжатие:
Ν2 = — 6 600 кг.
Максимальное давление на опору фермы:
-4 = 6 600 (і + —|7-5 ~7++ = 10 520 кг.
Суммарные напряжения
В середине крайних пролетов:
_ 242 000
Пи~~ 2 582 +
Л3-876- = 101 **/™2·
В середине среднего пролета:
212 000 . 29 800 ΩΟ , 2
П« = ΊΓ582- + “ΗτΤ = 98 КгІСМ -
На средних опорах:
= 101 кг! см2.
207 500
2 330
22 800
1 876 '
в) Расчет фермы
Усилия в элементах фермы от крановой на¬
грузки оп] ед ляются также по линиям влияния.
Таблица усилий от крановой нагрузки
Усилие
Схема загрушения бал¬
ки для получения ма¬
ксимума
Сумма
ординат
Ση
Величина
усилия
кг
Sf
ί,50 Г 2.315 J 1.935
^CDXJXj
Д А
1,0902
sin α
- 16 100
У
4.25 ! 1.50
+ 0,3265
+ 2 160
Np
4.85 ! 0.90
+ 0,0251
+ 166
Усилия от строительного подъема находятся
по ф-лам (43) и (44):
т _ 105 . 28 394 ,
Ncmp 13>6 .“g002 l·" 580 Кг‘
0М7 = - 1 300 W.
д) Расчет элементов конструкции
Крайние раскосы запроектированы со¬
ставного сечения из двух досок 4 х 20 см, обжи¬
мающих брус 12 X 20 см (фиг. 33).
Свободная длина при продольном изгибе:
ls = 201 см.
Площадь сечения:
Момент инерции:
2Q4 _
204
У 12 . i,\kc 12 · 1,1 · 1,03
гу = ~\/~-~г = 5,43 см,
= 11 770 см*;
201
λν~ 5,4
— 37,
= 0,74;·
напряжение:
п_ =
Сумма сил сдвига на длине раскоса:
- = -4007 40°,74 = 59 < 90 Кг!СмК
2TV2 = 1,03
о ’
4 · 20 · 8 . НО
ПО /_1_
i \ 0,74
10 · 100
= 2 210 кг.
‘)
17 400 0 _
400
Доски соединены с брусом гвоздями d = 4,0,
I — 100 мм.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя по
изгибу:
Тм = 289d2 = 289 . 0,42 = 46 кг.
Необходимое число гвоздей:
Средние раскосы имеют сечение из двух
досок 6 X 20 см, соединенных между собою гвоз¬
дями d = 4,0, I — 100 мм, а в месте пере¬
сечения — врубкой вполдерева о
симметричным ослаблением сече¬
ния (фиг. 34).
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
ггі
Свободная длина при продольном изгибе:
ly = 233 см.
Площадь сечения в месте ослабления:
Fn = 0,5 - 12 - 20 = 120 см2.
Радиус инерции сечения определяется с учетом
момента инерции второго раскоса:
г = VZIhZ.
У * Рбтіѵтто
О п о р н ы,й узел фермы сконструирован на
щековой врубке (фиг. 33). Площадь скалывания
в накладках и прокладках при высоте 22 см и
при длине скалывания, равной семикратной глу¬
бине врезки:
mt = 14 . 22 . 6 = 1 848 см2.
Напряжение:
. 15 550 Q/ . β
1 = ~1 848~ = 8’4 КгІСМ ·
Момент инерции:
*,=
■?τπϋΓ = ϊ5Μ см*)
12 - 1,1 - 1,03
При биссектрисной врубке допускаемое напря¬
жение на смятие:
[пс]із° = 0,9 . 70 а= 63 кг/см2.
В данном случае:
Гибкость:
Напряжение:
λ — —— = 49
ЛУ— 4,75
<РѴ = 0,65.
5 600
j · 120 · 0,65
= 54 < 90 кг/см2;
"- = 5-^ = 47ка/с·^·
Сумма сил сдвига по шву между досками на
длине раскоса:
1/2
27у = 1,01 X
6 · 20 · 3 · 110
6 · 100
(άτ-0
5 600 · 2
τ *120
2 520 кг.
Необходимое число гвоздей для воспринятия
этой силы:
2 520
т = —— = 55 шт.
4о
_ 15 550 пк / а
пе = —2-40- = 65 кг/см*.
Перенапряжение 3% < 5%.
Крепление накладок и прокладок к нижнему
поясу осуществлено на гвоздях d = 5,5 мм,
I =' 175 мм.
Допускаемое усилие на один срез:
Тгв = 0,5 · 0,55 · 4,0 - 72 = 79 кг.
Необходимое число гвоздей с каждой стороны
пояса:
средние раскосы соединяются с нижним поясом
торцевым упором их в удлиненные прокладки
опорного узла.
В ригель раскосы врублены одиночным зу¬
бом (фиг. 35).
Допускаемое напряжение на смятие при бис¬
сектрисной врубке:
[Лс]ц°22' = · 73 = 66 кг/см2.
Ригель запроектирован из целого бруса 20 X
X 20 см (фиг. 35). Усилие, действующее в нем,
Np = —Н = — 15 550 кг.
Свободная длина при продольном изгибе:
h
lp = 215 см;
215
“ '20
10,75;
φ = 0,73.
Напряжение:
*- = 2™^ = 53<90^2·
Нижний пояс имеет сечение в три доски
4 х20 см (фиг. 33).
При учете ослабления сечения гвоздями пло¬
щадь:
FH = 0,85 - 3 . 4 . 20 = 204 см2.
Напряжение:
п+ =
15 550
204
76 кг/см2.
Средние растянутые стойки, запро¬
ектированы из двойных тяжей d= 16 мм (фиг. 35).
Рабочая площадь сечения по нарезке:
2сон = 2,62 см2.
Напряжение:
Глубина врубки:
, 5 600 cos β * α
К = Т2.-65)6 ■ =6,6 ем.
Горизонтальная составляющая усилия в рас¬
косе:
Hs=S2 cos α = 5 600 - 0,922 = 5 160 кг.
Длина скалываемой площадки ригеля:
lt = 35 см.
Напряжение:
5 160
г =
20 · 35
.-=7,4 кг!см2.
Средние тяжи фермы передают усилие нижнему
поясу через коротыши из досок шириной 22 см
(фиг. 33).
Напряжение смятия нижнего пояса:
Пе = 3^2 = 8,2 < 22,5 кг/см*.
Опорные стойки как заведомо удовлетворяющие
условиям прочности расчетом не поверяются.
Упругий прогиб балки в горизонталь¬
ной плоскости под расчетной нагрузкой по
середине пролета:
”+=Іж = 823 кг,см2·
Деревянные конструкции
1 _ VS12 _ 0,033 . 174 · 5752 _ 1
I ЕІ 10б . 16 522 “ 870 *
46
722
В. А. ЗАМАРАЕВ
Спецификация дерева па одну балку
№
Наименование
п
<о
й
м
CD
О о
Длина в м
Количе¬
ство
со
П
S
CD
Ό
О
1
Балка
16x22
6,00
2
0,420
2
Ригель
20χ20
2,18
1
0,087
3
Крайние раскосы . . .
4X20
2,05
4
0,066
4
» » ...
12X20
2,0 5
2
0,099
г>
Средние » ....
6x20
2,17
4
0 104
6
Нижний пояс
4x20
5,62
3
0,135
7
Стойки
10X20
0,87
4
0,071
•3
Накладки опорного
6X22
1,43
4
0,076
узла
9
Прокладки
8X22
2,04
4
0,144
і0
Подкладки иод тяжи .
10X20
0,12
2
0,005
11
Опорные подушки . . .
10X20
0,30
2
0,012
Итого...
1
-
-
-
1,22
Спецификация металла па одну ба;
ику
ft
η
w
ді
<Ь
£
№
Наименование
е§ $
И
Я
В Λ
ч о
№
S
о S
CD
£[ и
«3
К о
PQ
1 1
тяжи
16
1 450
4
10,2?
»
16
1 420
2
5,04
'*«* 1
Болты
12
225
14
5,60
3
»
12
305
16
7,67
4
»
12
445
2
1,24
о
·,>
12
345
8
4,16
6
» крепления к ко¬
7
лонне
12
—
—
1,49
Я
Гвозди
5,5
175
124
4,05
9
*
4,0
100
200
1,98
Итого . . .
-
-
-
41,45
6. Ригельно-подкосная балка
1) Конструкция
Балки этой системы являются простейшей и
наиболее экономичной конструкцией по сравне-
крайних панелях балки получается при соотно¬
шении длин панелей около 1:2:1. При таком
соотношении распор имеет небольшую величину,
допускающую конструирование опорных узлов
на щековых врубках (фиг. 45). Строительная
высота балки составляет от Ѵб до Ѵ4 пролета.
При изготовлении балок рекомендуется при¬
давать им конструктивный строительный подъем
в Ѵлоо пролета. Регулирование профиля пути
осуществляется так же, как и в системе Гау.
2) Статический расчет
Ригельно-подкосная система один раз стати¬
чески неопределима. За лишнюю неизвестную
проще всего принять усилие Н в затяжке. Ос¬
новная статически определимая система изобра¬
жена на фиг. 48, фиктивное состояние — на фиг.
49. Рассматривая эти два состояния системы,
замечаем, что статическая схема ригельно-под¬
косной балки тождественна схеме шпренгельной
балки (см. выше). Разница заключается только
в том, что здесь отсутствуют сжатые стойки и
затяжка балки имеет другие модуль упругости
и площадь поперечного сечения. В связи с тем,
что эти факторы мало влияют на величину уси¬
лий, возникающих в элементах системы, опре¬
деление распора Я производится по формулам,
выведенным для шпренгельных балок. Линии
влияния изгибающих моментов тоже остаются
без изменения.
Усилие в опорной стойке балки определяется
как давление на опору в простой балке проле¬
том I, загруженной по схеме, приведенной на
фиг. 50.
Силы С — вертикальные составляющие уси¬
лий в раскосах от нагрузки Р.
Опорная реакция:
р—с,
при Р = 1 имеем:
Пѵ = -^у- — %· (46)
нию со всеми остальными за исключением балок
на пластинчатых нагелях.
Конструкция элементов этой балки и узло¬
вых ее соединений аналогична описанной выше
конструкции балки системы Гау кроме перекрест¬
ных раскосов и средних тяжей, которые здесь
отсутствуют (фиг. 44—47).
Равенство расчетных напряжений в средней и
Величина С определяется через распор Я:
Ѵс = Пн α· (47)
При этом ф-ла (46) принимает вид:
Пѵ = -Ц-1 — Пн tg “· <48)
Для соотношения длин панелей балки 1:2:1
линия влияния V приведена на фиг. 51.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
723
Учет строительного подъема при
Схема придания балке строительного подъема
изображена на фиг. 52.
у __ 1
I 400'
Фиг. 48. Основная
система
Фиг. 49. Фиктш.-
ное состояние
Фиг. 50
Фиг. 52. Схема придания балке
строительного подъема
Фиг. 46. Сопряжение опорной стойки с балкой
вертикальная составляющая усилия в раскосе:
=
ЕІ
11,43іа
и распор:
ТУ __ ЕІ
стр — 45>8Ы ’
где ЕІ — жесткость балки, h —
над осью затяжки.
высота
(50)
(51)
ригеля
3) Пример расчета (фиг. 44—47)
а) Расчетные данные
Пролет балки I = 6,00 м. Грузоподъемность
крана Рг = 5,0 т. Пролет моста — 18,0 м. Давле¬
ние на одно колесо Р = 6,60 т. База крана к =
=2,315 м. Вес тележки Рт= 1,95 т. Тормозная си¬
ла от тележки с грузом на одно колесо *9= 174 кг.
Собственный вес балки и кранового пути 0,12 т/м.
Пиломатериал — полусухая сосна.
Схема балки изображена на фиг. 53.
Фиг. 53. Расчетная схема
балки
Угол наклона подкосов:
а = arc tg* Μ = 33° 40',
Прогиб простой балки по середине пролета от
двух сил Ѵетр, сосредоточенных в четвертях
пролета, равен:
у = 0,0286 . <49)
cos а = 0,832.
б) Определение усилий
Изгибающие моменты в балке и распор в за¬
тяжке находятся по линиям влияния, изображсн-
46*
724
В. А. ЗАМАРАЕВ
ным на фиг. 24 и 27. Порядок вычислений и резуль¬
таты приведены ниже.
Таблица М и Нк
Сече¬
ние
Схема загрудаения
ΣηΜ
У І -Р^Ѵм
ΣτΙη j в кгм
ΡΣηΗ
в кг
ОД
0.60 ! 5.40 _
Ιζ: \]
0,415
0,313
2 740
2 060
0,2
f. 201 4,80
Ιζ 31
0,487
0,592
3 260
3 900
0,'δ
1,50! 4,50
■ Ιζ 3
0,418
0,706
2 760
4 660
0,30
1.80 1 4.20
+ 3
0,457
0,803
3 020
5 300
0,40
2.40 i 3,6U
Lz 1 "3
0,509
0,931
3 360
6 140
0,50
0.69 j 2.31 t 3,00
. '/ ......Μ
0,515
1,330
3 400
8 780
0,50
1.845 ι 2,31 f 1,845
ιζ zJ
0,245
1,630
1 620
10 750
,
Распор от постоянной нагрузки находится как
произведение площади линии влияния (фиг. 24)
на интенсивность равномерно распределенной
нагрузки:
Нд = 0,105 · . 120 = 454 кг.
в) Расчет элементов конструкции
Прогон запроектирован из двух брусьев
20 X 24 см (фиг. 46 и 47).
Моменты инерции:
Іх = 46 080 см* и Іу = 32 000 см*.
Моменты сопротивления:
Wx = 3 840 см* и Wy = 3 200 см*.
Наибольший изгибающий момент от крановой
нагрузки:
М = 3 400 кгм;
от тормозных сил:
Мгр =
174
"МО
Напряжение при изгибе:
32 ооо
3,00 (3,00 + 0,69) = 320 кгм.
„ _ 340 000 ,
и “ 3 840 +
3 200
- = 99 кг/см*.
Ригель из целого бруса сечением 20 х 20 см
(фиг. 47). Сжимающее усилие в ригеле равно по
абсолютной величине распору в затяжке.
Для принятого сечения прогона распор от
строительного подъема [см. ф-лу (51)]:
Н,
стр '
10s - 46 080
45,8 · 100 - 600
= 1 680 кг.
Расчетная величина распора:
Н = Нк + Нд + Н стр =
= 10 750 + 454 + 1 680 = 12 884 кг.
Свободная длина ригеля при продольном из¬
гибе I = 300 см:
и
1_
h
300
20 —
Напряжение:
п =
<р = 0,63.
12 884
400 · 0,63
= 51 кг/см* t
Подкосы запроектированы составного сечения
из двух досок по 4 X 20 см, обжимающих брус
12 X 20 см (фиг. 45).
Свободная длина при продольном изгибе:
h
1,50
COS α
1,50
0,832
= 1.80
м.
Площадь сечения:
F = 400 см2.
Момент инерции:
/ =
204
■ = 11 770 см* ■
12 · 1,1 · 1,03
F •=5ЛЗ CM'
*, = тЗг = 33
Ψ, = 0,77.
Напряжение:
Л- = =50
Сумма сил сдвига на длине подкоса по шву
между доской и брусом:
2Т 11%— i 03 * * · 8 * ПО / 1 л \ ч.
11 о -1,1М·ϊοττόδ|077_ljx
X -'мг ■2 = 1 680 Κί·
Доски соединены с брусом гвоздями d = 4,0.
I = 90 мм.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тм = 46 кг.
Необходимое число гвоздей:
тп
1 680
46
= 36.
Затяжка составлена из трех досок 4 х 20 см
(фиг. 45).
При учете ослабления гвоздями:
FH = 0,85 · 12 . 20 = 204 см*.
Напряжение:
п+ == ~ OQ4— = 63 кг/см*.
Опорные стойки составлены из двух досок по
10 X 20 см, между досками заложен тяж d= 22 мм
(фиг. 44). Усилие в стойке от крановой нагрузки
определяется по линии влияния (фиг. 51):
Ѵк = + 6 600 (0,1448 + 0,1084) = + 1 670 кг.
Усилие от строительного подъема по ф-ле (50):
V =
стр —
105 . 46 080
11,43 · 6002
= + 1 100 кг.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
725
Расчетная величина растягивающего усилия:
Г~Ѵк+Ѵсяр=+ 2 780 «г.
Сжимающее усилие:
V = — 6 600 кг.
Рабочая площадь тяжа по нарезке:
ωΗ = 2,72 см2.
Напряжение:
п+ = TW =1020 КЗ/СЛ*3·
Площадь смятия прогона торцом стойки:
F = 20 · 20 = 400 см2.
Напряжение:
ПС = = 16,5 кг/см2.
Подкос соединяется с затяжкой щековой вруб¬
кой (фиг. 45).
Площадь скалывания в накладках и проклад¬
ках при высоте их 20 см и длине скалывания,
равной семикратной глубине врубки:
mt = 2 · 7 · 20 · 6 = 1 680 см2.
Напряжение:
1=-ТШГ = 7-7<8 *^2·
Площадь опирания должна быть равна:
10 900
22,5
: 490 см2.
Упругий прогиб балки в горизонтальной пло¬
скости от тормозных сил тележки с грузом:
/ __ 0,033 · 174 . 6002 1
105- 32 000 Г545 *
Металл
I
№
Наименование
Диаметр
в мм
Длина
в мм
Количе¬
ство
Вес в кг
1
Гвозди
5,5
175
НО
3,59
2
»
4,0
90
144
1,28
3
Болты
12
225
8
3,20
4
»
12
425
7
4,20
5
»
12
460
8
5,12
6
» . .
12
305
16
7,68
7
Тяти
22
1 550
2
11,28
8
Болты крепления к ко¬
лонне
12
—
—
1,49
Итого . . .
-
-
-
37,84
7. Двутавровая балка с перекрестной стен¬
кой
Допускаемое напряжение смятия торцов при
биссектрисной врубке:
[лс]17о = 0,9 · 64 = 57 кг/см2.
В данном случае:
= ТГПЙГ = 54 < 57 кг/см2.
Крепление накладок и прокладок к затяжке
осуществлено на гвоздях d = 5,5, I = 175 мм.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тгв = 79 кг.
Необходимое число гвоздей с каждой стороны
пояса:
Максимальное давление на опору балки:
А= 6 600 (і + β’006~|’-) = 10 900 кг.
Спецификация материалов на одну балку
Дерево
№
Наименование
Сечение
в см
Длина в м
Количе¬
ство
*1
η
ю
О
1
Прогон
20χ24
6,00
2
0,576
2
Ригель
20χ20
3,06
1
0,122
3
Подкосы
4χ20
1,68
4
0,054
4
»
12x20
1,68
2
0,081
5
Затяжка
4X20
5,60
3
0,134
6
Стойки ·
10x20
0,97
4
0,078
7
Накладки
6x20
1,28
4
0,061
8
Прокладки
8x20
1,28
4
0,082/
9
Опорные подушки . . .
10x20
0,30
2
0,012
Итого . - -
-
-
-
1,20
1) Конструкция
Общепринятая конструкция двутавровых ба¬
лок, применяемых в перекрытиях промышленных
зданий, не может быть в том же виде использо¬
вана для подкрановых балок, работающих в иных
условиях и отличающихся характером действую-
ющих нагрузок.
Цоднрановые двутавровые балки следует про¬
ектировать спаренными (фиг. 54—56) или дву-
стенчатыми при сечении поясов в три ветви.
Толщина досок средних ветвей поясов прини¬
мается в этом случае вдвое большей, чем крайних.
Спаренные балки ничем по существу не отли¬
чаются от двустенчатых, поэтому при выборе
типа двутавровой балки можно руководствоваться
только экономическими соображениями, а также
и возможностью получения на строительстве нуж¬
ного сортамента пиломатериалов.
Необходимость применения двустенчатых (или
спаренных) балок вызвана большой мощностью
гвоздевого забоя в поясах балки, которую удается
развить только путем увеличения числа рабочих
швов при использовании гвоздей малого диаметра.
Раскосы всех слоев стенок наклонены к поясам
под углом 45° и имеют взаимно одинаковые на¬
правления: внутренние нисходящие, наружные
восходящие или же наоборот. При несоблюдении
этого последнего условия верхний пояс балки
подвергается кручению.
Оптимальная теоретическая высота конструк¬
ции, соответствующая наименьшему расходу дре¬
весины, определяется в каждом случае сравни¬
тельными подсчетами и обычно находится в преде¬
лах от’ 1/8 до 1/12 пролета. Высота поясных досок
балки должна быть: 1) не меньше 20 см, что со¬
ответствует минимально необходимой жесткости
верхнего пояса, воспринимающего местные уси¬
лия от сосредоточенной крановой нагрузки, и
2) не более 24—26 см ввиду опасности появления
продольных трещин, почти неизбежных при боль¬
шой высоте досок.
'Разрез по А-В
to
ЗАМАРАЕВ
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
727
■44,4-
По верхнему поясу подкрановой балки укла¬
дывается горизонтальная балка жесткости, вос¬
принимающая напряжения от продольного из¬
гиба пояса и поперечные тормозные усилия от
тележки крана с грузом.
Балка жесткости проектируется в виде ребровой
доски, усиленной с обеих сторон нашивками из
брусков на гвоздях (фиг. 56), или в виде двутав¬
ровой балочки с перекрестной (фиг. 57) или фа¬
нерной стенкой.
Опорные стойки подкрановой балки конструи¬
руются из досок максимальной ширины, допу¬
стимой сортаментом на пиломатериалы (26 см),
и для повышения жесткости опорных сечений бал¬
ки насыщаются до пре¬
дела гвоздевым забоем.
Толщина накладок при¬
нимается равной толщи¬
не средней ветви пояса,
что позволяет сократить
длину опирания балки.
Для уменьшения вред¬
ного влияния усушки
древесины все доски
опорной стойки доводят¬
ся* ся Д° опорной подушки
балки; нижний пояс при
этом соответственно уко¬
рачивается.
Основные ребра жест¬
кости, обжимающие стен¬
ки и пояса балок, рас¬
полагаются через 1,0 м,
кроме того для обеспече¬
ния устойчивости стенки
в плоскости поясов ста¬
вятся вспомогательные
ребра, а раскосы стенки
в пределах каждой па¬
нели соединяются между
собой вертикальным ря¬
дом гвоздей с загибом
их концов поперек во¬
локон. В двустенчатых
балках раскосы стенки
соединяются в пределах
панели посредством брус¬
ка, располагаемого в
плоскости средней ветви
пояса, так как примене¬
ние гвоздей с загибом в этом случае вызывает
затруднения при производстве работ.
На пояса балки, а также опорные стойки же¬
лательно применять воздушно-сухую сосну но
ниже марки 1.
Балкам этого типа обязательно придается кон¬
структивный строительный подъем второго рода.
По некоторым наблюдениям гвоздевые балки
скрипят при проходе крана, что неприятно на¬
ходящимся в цехе работникам; это обстоятельство
необходимо учитывать при выборе конструктивной
схемы подкрановой балки.
Фиг. 57. Балка жесткости
с перекрестной стенкой
2) Статический расчет
Расчетные значения изгибающих моментов от
крановой нагрузки и от тормозных усилий те¬
лежки определяются по формулам, приведенным
в расчете брусчатой балки. Поперечные силы
в сечениях балки находятся из уравнения огибаю¬
щей:
Qx = 2(i-^-fe Р + д (0,51— а), (52)
где X — расстояние первого груза от оси опоры;
д — постоянная нагрузка на единицу длины.
При учете начальных напряжений от кон¬
структивного строительного подъема второго
рода усилия в поясах находятся по формуле:
^таж = ^ . (53)
где е — плечо внутренней пары, равное расстоя¬
нию между осями поясов.
Расчетное напряжение в сжатом поясе прове¬
ряется. по формуле:
Рбрутто ’
а в растянутом:
з«_
Рнетто
(55)
ГДе Fбрутто я ^'нетто ПЛОЩадИ ПОЯСОВ: Ββρχ-
него — брутто и нижнего — нетто.
Сопротивление верхнего пояса продольному
изгибу полностью обеспечивается балкой жест¬
кости, воспринимающей также и тормозные уси¬
лия от тележки крана.
Свободная длина балки жесткости при продоль¬
ном изгибе принимается равной 0,695 I, что соот¬
ветствует треугольной эпюре нарастания усилия
в верхнем поясе; при этом напряжение:
пі
^тах (0,69502
3 ШІЖ
' 6 1001,«
(56)
где Іж — момент инерции сечения балки жест¬
кости.
Напряжение в балке жесткости от поперечного
изгиба ее тормозными силами определяется обыч¬
ными приемами:
п
Мр
2 “ W~ ’
(57)
где ТѴЖ — момент сопротивления сечения балки
жесткости.
Расчетное напряжение:
п = п1 -f п2.
Соединение балки жесткости с верхним поясом
рассчитывается по эквивалентной продольному
изгибу нагрузке р, исчисляемой по формуле:
откуда:
П1
РІ2
Шж ’
_ _ 8wi
Р 12
(58)
• Сдвигающие силы в балке жесткости опреде¬
ляются, как для простой балки, нагруженной
равномерно распределенной нагрузкой р и со¬
средоточенными силами торможения.
Раскосы стенки подкрановой балки рассчиты¬
ваются на продольный изгиб из плоскости балки
от суммы сжимающих усилий Т и V.
Сила Т равна сдвигающему усилию на 1 пог. м
длины пояса:
Т = £. (59)
Величина силы F, учитывающей влияние мест-
ного груза в виде сосредоточенного давления от
колеса крана, может быть получена путем рас¬
смотрения балки как много решетчатой фермы
с параллельными неразрезными поясами. Ввиду
необычайной сложности этой многократно ста¬
тически неопределимой задачи до эксперимен¬
тального уточнения ее расчет стенки производится
728
В. А. ЗАМАРАЕВ
в предположении, что давление от колеса крана
равномерно воспринимается раскосами стенки на
длине пояса, равной пятикратной его высоте:
V
р
bh ’
(60)
где h — высота верхнего пояса, а Р — давление
на одно колесо крана.
Свободная длина раскосов при продольном
изгибе определяется с учетом частичного заще¬
мления их в поясах и в ребрах жесткости:
V 2
(61)
где Ъ — расстояние между ребрами жесткости.
Если оба слоя раскосов скреплены между со¬
бой гвоздями, радиус инерции сечения их вычи¬
сляется с учетом момента инерции раскосов
обратного направления, но пренебрегая растяги¬
вающими в них усилиями:
r = J/^f==1’41r0’ (62)
где г о — радиус инерции поперечного сечения
сжатых раскосов.
Напряжение в досках стенки определяется по
формуле:
где (5 — толщина одного слоя четырехслойной
стенки.
Поясные гвозди балки рассчитываются по
сдвигающим усилиям, действующим вдоль по¬
ясов, и по усилиям, возникающим в раскосах
стенки от местной нагрузки.
Расчетные формулы для определения необхо¬
димой мощности гвоздевого забоя получаются из
рассмотрения условий статического равновесия
гвоздя при учете эксцентричности решетки.
Количество гвоздей на 1 пог. м пояса опре¬
деляется равномерным смятием одного слоя
стенки, смятием ветви пояса при симметричном
загружении гвоздя и прочностью самого гвоздя
на изгиб. В соответствии с этим имеем три урав¬
нения:
_ _ т + ѵ .
т1 ШШГ ’
(64)
m2
т3
V Г2 + V2 + \ ,2TV .
191ad ’
V Т2+У2 + 1,2ТУ ,
1 095d2 »
(65)
(66)
г%еТ=0- — сдвигающая сила вкг/пог. м пояса;»
р
V = — вертикальная сила в кг/пог. м пояса;
δ — толщина в см досок каждого из четырех
слоев стенки;
а — толщина в см наружной доски пояса;
d — диаметр гвоздя в см.
При обычных для практики соотношениях
между д, а и d решающим уравнением является
(64).
Для случая а > 5,7d ур-ние (65) отпадает,
так как ур-ние (66) дает большее значение для пг.
Расчет гвоздей в опорной стойке ничем не
отличается от расчета поясных гвоздей у опоры
балки. Необходимая мощность гвоздевого забоя
в ней определяется по первой панели пояса, но
для повышения жесткости и надежности гвозде¬
вых соединений опорная стойка предельно на¬
сыщается гвоздями при одновременном исполь¬
зовании наибольшего размера ширины досок,
допустимого по сортаменту на пиломатериалы.
Строительный подъем
Величина конструктивного строительного подъ¬
ема второго рода определяется по формуле:
fcmp —
t]Pl 3
EIq
+
m
Зе
(67)
где η — коэфициент, определяемый по табл. 3;
10 — момент инерции поясов относительно
нейтральной оси балки без учета моментов инер¬
ции относительно их собственных осей и
<5 — сдвиг гвоздевого шва, принимаемый рав¬
ным 1 мм.
8) Пример расчета (фиг. 54—57)
-231.5-
а) Расчетные данные
Пролет балки I = 5,80 м (фиг. 58). Грузо¬
подъемность крана Рг = 5,0 т. Пролет моста
18,0 м. Давление на одно колесо Р = 6,60 т.
База крана к = 2,315 м.
Вес тележки Рт =1,95 т.
Тормозная сила от тележки
с грузом на одно колесо
S = 0,174 7п.
Изгибающие мо¬
менты и поперечные
силы.
По табл. 4 для
' 6.6 т
580-
'6,6/77
Фиг.
58. Расчетная
схема
h_
I
2,315
5,80
= 0,4,
коэфициент ψ = 0,320.
Изгибающие моменты:
в вертикальной плоскости:
Му = 0,320 . 6 600 . 5,80 +
+ (5,80®— —g—)2 = 12 795 кгм;
в горизонтальной плоскости:
' Мх = 0,320 · 174 · 5,80 = 323 кгм.
Поперечные силы в сечениях балки опреде¬
ляются по уравнению:
Qx= р+9(0,Ы-х).
X в м
0,0
1,0
2,0
3,0
Q в кг 1 Ю 928
8 528 1 6118
3 960
Поперечная сила на опоре жесткой балки:
<?о =
2
5,80-2,315
5,80
279 кг.
б) Расчет элементов конструк¬
ции
Задаемся расчетной высотой балки е = 0,65 му
что составляет 1/91.
Необходимая площадь сечения верхнего пояса
находится из выражения:
F ==
е[п_]
1 279 500
65 · 90
219 см2.
Верхний пояс конструируем из четырех
досок 3 X 20 см\ площадь сечения і^д=4,3 · 20=
= 240 см2.
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
729
Напряжение:
соответственно
П- = Ш ’ 90 = 82 кг/см2.
Нижний пояс принимаем того же сечения,
что и верхний.
Ослабление сечения гвоздями составляет при¬
близительно 12%.
Напряжение:
п+ = 08 = 93< 100 кг/сма.
Раскосы стенки рассчитываются на продольный
изгиб из плоскости балки. Сжимающее усилие
от сдвигающих сил в поясе определяется по сред¬
нему значению поперечной силы.
В" опорной панели:
п _ 10 928 + 8 528.
Чср
2
9 728
: 9 728 кг
СР 0,65
Усилие от местного груза:
6 600
15 000 кг.
V :
= 6 600 кэ.
гиое:
Гибкость:
Іс = Ь = 29 см.
Іс _ 29
1,41(5 “ 1,41 . 1,6
φ = 0,69.
= 12,8,
Напряжение:
21 600
• = 98 > 90 кг/см*.
гибкость:
Напряжение:
50
1,41 · 1,6
φ = 0,47,
14 350
= 22
: 95 кг)см2.
То = 13 100 кг
Т3 = 9 400 кг.
Гвозди d = 3,5 и I = 90 мм.
Рабочая длина защемления гвоздя в крайней
ветви пояса:
акр ^ 90 — 30
2 . 16 — 3 — 1,5 * 3,5 =
= 19,7 мм < 5,7d = 19,9 мм.
Необходимое число гвоздей на 1 пог. м
пояса определяется по у.р-ниям (64) и (бо).
В зоне 1:
16 800 + 6 600
ml = -204Ti;6—о,35 = 205 Шт':
Ѵіб 8002 + 6 6002 4- 16 800 · 6 600-1,2
191 · 1,97 · 0,35
= 159 <0?h*·
следовательно принимаем т1 — 205 шт.
В зоне 2:
5 · 0,20
Расчетная величина сжимающего усилия:
D = 15 000 + 6 600 = 21 600 кг.
Толщину раскосов стенки принимаем равной
д = 16 мм. Свободная длина при продольном из-
т1 -
В зоне 3:
т1:
13 100 + 6600
204 · 1,6 · 0,35
= 172 шт.
9 400 + 6 600— 140 шт
204-1,6-0,35 Ші‘
Балка жесткости запроектирована из
доски 6 X 26 см, усиленной с обеих сторон
брусками 6X6 см.
Моменты инерции и сопротивления:
т 6-383
12 · 1,1 · 1,0ί
= 24 200 см*
— 100 - 2 - 1,6 · 0,1
Перенапряжение 9% ввиду условности расчета
может быть допущено.
Вторая панель как менее напряженная не
рассчитывается.
В третьей панели:
Ъ = 50 см;
QcP = 6H8t 3 96° = 5 039 кг;
rp — 5 039 — η 750 κ .
Jcp — 0,65 “ J Κ8’
D = 7 750 + 6 600 = 14 350 кг;
L = Ъ = 50 см;
WM = = 1 270 CM3.
Сжимающее усилие в поясе:
■Wmax = —Q-g*— = 19 700 кг..
Напряжение в балке жесткости:
+ ^
6 100Іж ~ W*
п R \ пп т... "Г w..
ѴУ
__ 19 700 · 5802 32 400 __
6 100 - 24 200 1 270
= 44,0 + 25,5 = 70 < 100 кг/см2.
Эквивалентная продольному изгибу равномер¬
ная нагрузка от верхнего пояса на балку же¬
сткости:
8 · 44 · 1 270
5802
100 = 133 кг(м.
- ” 100 - 2 - 1.6 · 0,47 '
в) Расчет поясных гвоздей
Сдвигающая сила на 1 пог. м длины первой
панели:
гх = т = 4іг = 16800 “·
Для воспринятия этой нагрузки вполне до¬
статочно силы трения между жесткой балкой и
верхним поясом, поэтому поставленные болты
являются лишь конструктивной связью.
Сдвигающая сила на опоре по шву между
бруском и доской находится по формуле:
у Q&6
1 О г ““ *
1Ж
где S6— статический момент площади бруска
относительно нейтральной оси.
Поперечная сила:
<?= <?о+-|
279 +
133 - 5,80
= 665 кг%
730
В. А. ЗАМАРАЕВ
следовательно:
Г0 =
665 . 6 · 6 · 16
24 200
= 15,8 кг /см.
Бруски соединены с доской гвоздями d= 5,0,
I == 110 мм.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тм = 72 «г.
Конструктивный строительный
подъем назначается по ф-ле (67).
Момент инерции поясов балки:
/0 = 2 . 20 · 3 ■ 4.32,52 = 507 000 см*\
* 0,033 . 6 600-5803 2 - 580 . 0,1 л ,п
Temp — 105 507 000 3-65 “ СМ’
принято fcmp = 20 MM.
Расчетный шаг гвоздей:
72
с= -jj-g = 4,55 см,
принято с = 5,0 см.
Расчет жесткой балки с перекрест¬
ной стенкой (фиг. 57) ничем по существу
не отличается от расчета балки жесткости из
доски с нашивками.
Опорная подушка подкрановой балки
рассчитывается на смятие поперек волокон.
Наибольшее значение опорной реакции:
^шах = М 550 кг.
Необходимая плошадь опирания:
ωο
10 550
22,5
= 470 см2.
При общей толщине досок опорной стойки Ь0 =
= 2*3 + 3*6 = 24 см длина площади опирания
- 470
должна быть не менее -=7- = 20 см.
Спецификация дерева на одну балку
№
Элементы
Сечение
Количество
Кубатура в м3
толщина
в см
ширина
в см
длина в м
1
Верхний пояс . . .
3
20
6,00
2
0,072
2
» * >/ ...
3
20
6,00
2
0,072
3
Нижний » ....
3
20
5.48
2
0,006
4
» » . · .
3
20
5,48
2
0,06В
5
Ребра жесткости . .
3
10
0,85
10
0,026
6
» » . .
3
10
0,45
30
0,041
7
» » . .
3
10
0,45
30
0,041
8
Опорные стойки . .
3
26
0,65
4
0,020
9
» » . .
3
26
0,65
4
0,020
]0
» » . .
6
26
0,85
4
0,053
11
Доски перекрести.
стен
1,6
—
—
—
0,326
12
Балка жесткости .
6
6
6,00
2
0,043
13
>\ »
6
26
6,00
1
0,094
14
Опорные доски . . .
6
22
—
2
0,011
15
Прокладки
8
15
0,20
2
0,005
Итого .
-
-
1 -
1
I
0,956
Спецификация металла на одну балку
№
Элементы
Диаметр
в мм
Длина
в мм
Количе¬
ство
Общий
вес в кг
16
Болты
12
335
12
6,49
17
»
12
275
10
4,81
18
Гвозди
3,5
90
5 600
38,00
19
»
5
ПО
*96
5,00
20
»
2,6
50
168
0,35
21
Тяжи
12
—
—
4,00
Итого ...
-
-
57,65
Расход материалов при балке жесткости двутаврового
сечения
Спецификация дерева
№
Элементы
Сечение
Количество
Кубатура в м$
толщина 1
в см
ширина
в см
длина в м
Основная балка . .
0,819
22
Пояса балки жест¬
кости
25
100
6,00
4
0,060
23
Стенка балки жест¬
кости
13
—
—
—
0,069
Итого .
-
-
-
-
0,948
Спецификация металла
№
Элементы
Диаметр
в мм
Длина
В ΛΙΛΙ
Количе¬
ство
Общий
вес в кг
24
Основная балка ....
Болты балки жестко¬
-
-
-
57,65
25
сти
Гвозди балки жестко¬
10
90
10
1,37
сти . . .
2,6
70
750
2,19
Итого . . .
і -
1
-
-
61,21
8. Параболическая балка
1) Конструкция
Конструктивная схема этой балки получена
усилением бруса криволинейным нижним поясом
и сплошной вертикальной стенкой в два слоя
досок (фиг. 59—60).
Брус, называемый ниже «балкой жесткости»,
в нижней половине высоты сечения имеет че¬
тверти, в которые упираются своими торцами
доски стенки, соединяемые с брусом гвоздями
малого диаметра. Четверти эти доводятся до оси
бруса, чтобы уменьшить вредное влияние его
усушки поперек волокон.
Нижнему поясу балки придается параболиче¬
ское очертание (с подъемом в г/7— 1/а пролета),
чем значительно упрощается статический расчет
системы, так как при любом положении нагрузки
стенка работает равномерно по всей длине про¬
лета. Поперечное сечение пояса во избежание
больших начальных напряжений от гнутья со¬
ставляется из двух досок.
Нижние торцы досок стенки подрезаются по
очертанию верхней кромки нижнего пояса и
опираются на него заподлицо с крайними
кромками. В связи с этим по ширине нижнего
пояса возникают изгибающие моменты, влияние
которых парализуется косяками из брусьев,
Разрез по Л-δ
Фиг. 60. Поперечное сечение спарен¬
ной балки
Фиг. 62. Основная
система
Фиг. 63. Фиктивное
состояние
Фиг. 64. Ординаты линии влияния рас-
/
пора в долях от
ПОДКРАНОВЫЕ БАНКИ
732
В. А. ЗАМАРАЕВ
закладываемых между стенками и соединяемых
с ними необходимым числом гвоздей.
Доски нижнего пояса соединяются между со¬
бой (и с косяками) гвоздями, способствующими
равномерному распределению усилий по сечению
пояса.
Нижний пояс соединяется с балкой жесткости
в опорном узле на гвоздях с помощью хомутов из
листовой стали, огибающих закругленный торец
балки и прочно скрепленных с ней на конце гвоз¬
дями и стяжными болтами (фиг. 61). Для уменьше¬
ния опасности растрескивания досок при усушке
по ширине пояса ставятся два хомута с небольшим
зазором между ними. Увеличение площади гвоз¬
девого забоя в опорных узлах достигается при¬
менением косых распорных клиньев, врезаемых
снизу в балку жесткости. Эти клинья, так же
как и самая балка, должны изготовляться по
возможности из сухой древесины.
При сборке конструкции жесткой балке ре¬
комендуется придавать строительный подъем
в Ѵ5оо пролета.
Несущая способность параболических балок
ограничивается сравнительно низкими пределами
из-за трудности решения опорного узла. При
кранах грузоподъемностью в 5 т балки удается
сконструировать только спаренными (фиг. 60).
Недостатками этой системы являются большой
расход древесины на балку и большая трудоем¬
кость их. По стоимости эти балки даже менее
экономичны, чем железобетонные.
2) Статический расчет
Интенсивность
нагрузки q
определяется из
условия:
Я = ^
Sh ’
откуда:
£
Sla
II
(71)
при Н = 1:
8 h
^ “ Z2 »
(71')
где h — высота балки в осях по середине пролета.
Перемещение <5JW для упрощения расчета опре¬
деляется приближенно без учета работы нормаль¬
ных сил. Допускаемая неточность увеличивает
запас прочности нижнего пояса, работающего на
растяжение, и несколько уменьшает запас для
балки жесткости, что не имеет однако практи¬
ческого значения:
I _
<5«« = / fj dx. (72)
о
При равномерно распределенной нагрузке:
М = f [I -
(73)
Подставляя это значение М в ф-лу (72), по¬
лучим:
i
q2iB
120ΕΙ *
(74)
Рассматриваемая система один раз статически
неопределима. За лишнюю неизвестную при¬
нимается распор Н в нижнем поясе.
Основная статически определимая система изо¬
бражена на фиг. 62 (стр. 731); фиктивное со¬
стояние показано на фиг. 63 (стр. 731).
Уравнение равенства работ имеет вид:
-ΡάρΗ + ΗδΗΗ = 0, (68)
отсюда:
Η—-ΆΡ.
°нн
б) Расчетные формулы
Подставляя в ур-ние (69) найденные значения
перемещений и используя равенство (71'), по¬
лучим уравнение линии влияния распора Н
в виде:
5Ζ (х 2хз . χ4\
Ъ = W\T~ ΤΓ + ϋ-)· (75>
При необходимости произвести поверочный
уточненный расчет ординаты линии влияния
распора определяются по формуле:
При Р = 1 получим ординату линии влияния
распора под грузом:
<69>
Из ур-ния (69) следует, что линия влияния рас¬
пора получается как линия прогиба основной
системы от нагрузки Η — 1 и при масштабе
а) Определение перемещений
При параболическом очертании нижнего пояса
прогибы определяются из уравнения упругой
линии простой балки с равномерно распределен¬
ной нагрузкой:
где 1 — момент инерции балки жесткости;
F6 — площадь поперечного сечения балки
жесткости;
FH — площадь поперечного сечения нижнего
пояса;
Δ — суммарная толщина слоев стенки.
Линия влияния распора, построенная по
ур-нию (75), приведена на фиг. 64 (стр. 731).
Усилие в нижнем поясе находится по формуле:
s = S-,
COS а ’
(77)
qi* ( X о X3 i X4 )
4kEI \ l Z3 ) ’
где а — угол наклона касательной, определяе-
мой из уравнения оси нижнего пояса:
где I — расчетный пролет балки; _ 4hx (ΐ — χ)
X — координата рассматриваемого сечения; J & ’
El — жесткость балки жесткости; откуда:
q — интенсивность равномерно распределен- _ _ dy 4Л( z — 2сс)
ной нагрузки. a— arc tg — arc tg /2
(78)
(79)
ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ
733
Усилие в нижнем поясе достигает наибольшей
величины в опорном сечениии, где cos а имеет
наименьшее значение.
При X = 0 угол:
а0 = arc tg Щ. (80)
Усилие в стенке находится по ф-ле (71).
Изгибающие моменты в балке жесткости:
Mx = M0 — qx(l~x), (81)
где Мь — момент в простой балке от действую¬
щих нагрузок;
X — координата сечения, для которого опре¬
деляется Мх.
Линии влияния изгибающих моментов приве¬
дены на фиг. 65 (стр. 731).
в) Учет строительного подъема
Начальные усилия, возникающие в элементах
конструкции, определяются из выражения про¬
гиба простой балки, несущей равномерно распре¬
деленную нагрузку, представляющую собой в дан¬
ном случае усилие в стенке.
Прогиб:
384ЕІ *
(82)
при
^тпах 1
I “ 500
усилие в стенке:
_ Я84ЕІ
Я.стр — 2 500із” »
а так как
то
я =
qU
8 h ’
ч — І2ЕІ
стр 625Ы -
3) Пример расчета (фиг. 59—61)
(83)
(84)
а) Расчетные данные
Пролет балки I = 6,00 м. Грузоподъемность
крана Рг = 5,0 га. Пролет моста —18,0 м. Давле¬
ние на одно колесо Р — 6,60 га. База крана
к = 2,315 м (фиг. 66). Вес тележки Рт — 1,95 га.
Тормозная сила от тележки с грузом на одно
колесо ^9 = 0,174 га. Собственный вес балки и
кранового пути д = 100 кг/м. Высота балки
в осях h — 0,7 м (фиг. 67).
б) Моменты и нормальные силы
Наибольшее значение изгибающего момента
в балке жесткости получается при нахождении
одного колеса крана на расстоянии 0,2 1= 1,20 м
от конца балки, а второго—за пределами ее.
Ордината линии влияния под грузом:
Ѵм =0,0858 Z;
Мшах = 0,0858 · 6,00 · 6 600 = 3 400 кгм.
Изгибающий момент в горизонтальной плоскости
от тормозных сил:
Мх =
ilk · 1,20 · 4,80
6,00
= 167 кгм.
Сжимающее усилие N в балке, равное по абсо¬
лютной величине распору, находится по линии
влияния Н.
Для принятого загружения балки:
■W = —0,1160 І^.6 600 __ 6560 кг.
Наибольшее значение распора получается при
симметричном загружении балки (см. фиг. 64,
линию влияния Н):
#* = 0,160-2g-6 600 =
= 18 100 кг.
От постоянной нагрузки:
ql2 _ 100 · 6,002
I—231.5-Ϊ
Р-6600 Иг
-600
Фиг. 66. Схема на¬
грузки
На
8 h
8 . 0,7
: 643 кг.
в) Расчет элементов конструкции
Балка жесткости запроектирована из
двух брусьев сечением 22 χ 25 см (фиг. 60).
Моменты инерции:
т ~ Г(22 — 2 · 1,3) . 253
12
12,5 - 223
12
-2 · 1,3 . 12,5 · 6,252]2^
^ 53 040 сл44;
+ 12,5 ~219’--] 2 = 37 220 см4.
10 х 575
5750
Фиг. 67. Очертание нижнего пояса
балки без учета строительного
подъема
Wx = = 4 275 см\
Wy = -7^- = 3 380 см*.
У 11,0
Площадь поперечного сечения:
F = (12,5 . 22 +12,5 · 19,4) 2 = 1 035 см2.
Свободная длина при продольном изгибе:
Іу = 600 см.
Радиус инерции:
1 Г 37 220 /» л ,
г»= V -шг = 6'°см>
Гибкость:
; 600 Л QA
Ау— 6^ — ιυυ’
φ = 0,30.
Напряжение:
„ ^шах i Μχ_ , N
Wx Wy ^ F<py
340 000 , 16 700 . 6 560
4 275 ' 3 380 1 035 - 0,30
= 105 кг/см2.
Начальные напряжения, возникающие в балке
жесткости от строительного подъема, в запас
прочности не учитываются, так как со временем
подъем может быть полностью или частично утра¬
чен.
784
В. А. ЗАМАРАЕВ
Нижний пояс каждой из спариваемых
балок имеет сечение в две доски 3 х 22 см.
Ослабление площади сечения гвоздями в опорном
узле составляет приблизительно 12%.
При этом:
FH = 4 . 3 . 22 . 0,88 = 232 см2.
Величина распора, возникающего от строитель¬
ного подъема, находится по ф-ле (84):
12 · 105 . 53 040
Ы стр — '
: 2 430 кг.
625 · 70 · 600
Расчетная величина распора:
Н = НІС + Нд + Нстр = 21 173 кг.
Угол наклона касательной к нижнему поясу
на опоре:
а0 = агс*^ = 25‘,
cos α0 = 0,906.
Наибольшее растягивающее усилие в нижнем
поясе:
S =
Напряжение:
21 173 л,, огѵл
-07906- = 23 300 "·
23 300
232
= 100 кг/см2.
запроектирована из досок толщи¬
ну = 70 -
Стенка
ной 1,3 см.
Свободная длина при продольном изгибе:
-3=67 см,
U, 67
'h 1,3
Фтіп = ОДО.
Сжимающее усилие:
q = ^ Я = 21173 = 3 380 кг/пое.м.
= 51,5,
Напряжение:
! 380
- 1,3 · 100 · 4 · 0,10
: 65 кс/см2.
Опорный узел балки запроектирован на
гвоздях d = 5,0, I = 125 мм при помощи хо¬
мутов из листовой стали толщиной 2,5 мм
и шириной 105 мм.
Для обеспечения двусрезности гвоздей, соеди¬
няющих нижний пояс с балкой жесткости, концы
хомутов закреплены по верху балки гвоздями
того же диаметра (фиг. 61). Сила, приходящаяся
на хомуты, в месте соединения их с нижним
поясом равна 0,55 = 0,5 · 23 300 = 11 650 кг.
Сила трения между хомутами и закругленным
торцом балки уменьшает усилие на концах хо¬
мутов, расположенных по верху балки.
Действующее на концах усилие равно:
о. = Ш,
где μ — коэфициент трения стали по дереву;
а — угол обхвата;
е — основание натуральных логарифмов.
При
μ = 0,25 и а = 155°
имеем:
°Х = -‘III2- = 5 970 кг.
Допускаемое усилие на один срез гвоздя:
Тгв=12 кг.
Необходимое число гвоздей:
5 970 оо
тг = —= 83 шт.
Для крепления нижнего пояса к балке необхо¬
димое число гвоздей равно:
23 300
2 . 72
= 162 шт.
Сечение каждого хомута ослаблено тремя гвоз¬
дями.
Рабочая площадь четырех хомутов:
FH = 4 (0,25 . 10,5—3 · 0,5 . 0,25) =
= 2,24 . 4 = 8,96 см2.
Напряжение:
п+ = *8 96°' = 1300 кг/см2.
Наибольшее значение опорной реакции:
Апах= 6 600 (l + 6,0Q6=jf--) + 100 ·3 = 11 300 кг.
Необходимая площадь опирания балки:
11 300 .,2
ω° ’ 22,5 ' = 500 ·
Прогиб'балки в горизонтальной плоскости от
тормозных сил
у _ 0,033 . 174 . 6002 _ 1
I ~ 105 . 37 220 1 800 *
Спецификация дерева на одну спаренную балку
№
Наименование
Сечение
в см
Длина
в м
Количе¬
ство
со
3
η
SS
<υ
ιο
О
1
Балка жесткости . . .
22χ25
6,00
2
0,660
2
Нижний пояс
3χ22
6,30
4
0,166
3
Стенка
1,3x20
—
—
0,135
4
Косяки
12,5x22
1,50
6
0,248
5
Клинья
25x22
0,43
4
0,093
6
Опорные.подушки . . .
22x22
0,40
4
0,077
7
» » ...
10X20
0,22
4
0,017
Итого . . .
-
-
-
1,40
Спецификация металла на одну спаренную балку
№
Наименование
Сечение
в мм
Длина
в мм
Количе¬
ство
£
η
о
CD
PQ
1
Гвозди
0 2,6
60
540
1,35
2
»
0 3,5
90
92
0,63
3
Болты с шайбами . .
0 12,7
460
12
7,70
4
» » » . .
0 12,7
550
8
6,00
5
» і> »
0 12,7
420
8
4,96
6
» » » . .
0 12,7
370
8
4,56
7
» » » . .
0 12,7
450
8
5,20
8
Болты крепления к
колонне
0 12,7
1 400
1
1,49
9
Шайбы
0 = 10
130x130
1
1,34
10
Хомуты
2,5 X 105
1 540
8
25,40
И
Гвозди
0 5,0
125
472
9,10
Итого . .
-
-
-
67,73
9. Крепление рельсов
Тип крепления рельса зависит от конструкции
балки и от грузоподъемности кранов.
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
735
В брусчатых балках, применяемых только для
ручных кранов, рельсы укладываются непосред¬
ственно на брусья и крепятся к ним при помощи
привариваемых к подошвам проушин из поло¬
совой стали толщиной б мм глухарями d = 12—
16 мм через 50—60 см.
балки (фиг. 68). В гвоздевых балках с перекрест¬
ной стенкой рельсы крепятся только к поперечи¬
нам, из которых каждая третья соединяется
с балкой болтами, имеющими на нижних концах
откованные ушки, надеваемые на болты основных
ребер жесткости (фиг. 69—71).
Фиг. 68. Крепление рельсов к бал¬
кам с брусчатым верхним поясом
Фиг. 69. Крепление рельсов к бал¬
кам с дощатым верхним поясом
Во всех других конструкциях балок, приме¬
няемых под электрические краны, рельсы укла¬
дываются по поперечинам, располагаемым через
33 см.
В балках с брусчатым верхним поясом глухари
пропускаются через каждую поперечину в тело
Поперечины имеют высоту 10 см, ширину 15 см
и длину, равную ширине подкрановой балки
поверху. Поперечины не рассчитываются, так
как при наличии жесткого рельса типа ІѴа они
обеспечены необходимым запасом прочности даже
при максимальных для деревянных балок крано¬
вых нагрузках. Стыки рельсов имеют обычную
конструкцию, принятую для железнодорожных
путей. Сварка рельсов не рекомендуется ввиду
того, что при температурных колебаниях и при
большой длине звена возможно расстройство
рельсовых креплений.
Инж. С. М. ЖАК и инок. И. И. ОРШАНСКИЙ
XI. ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
1. Определение и классификация
Сооружения мостового типа большой длины
по сравнению с их шириной, служащие для транс¬
портирования материалов или для пешеходного
движения, называются эстакадами. Эстакады,
проезжая часть которых ограничена стенами и
кровлей, называются галлереями.
По своему назначению эстакады и галлереи
в промышленных сооружениях (на территории
фабрик и заводов, в карьерах, на железных до¬
рогах и т. п.) могут быть подразделены на две
основные группы:
1) Пешеходные эстакады
а) Соединительные между производственными
помещениями с интенсивным движением, вклю¬
ченным в рабочий поток; при слабом нерегуляр¬
ном движении проектируются иногда в виде
открытых мостиков.
б) Переходные — над путями — проектируют
ся большей частью открытыми (фиг. 1).
2) Эстакады под транспортеры и вагонетки
По характеру обслуживаемого производствен¬
ного процесса и типу транспортирующих меха¬
низмов различают:
а) эстакады под вагонетки для подачи сырья из
карьеров и подачи топлива (фиг. 2);
б) эстакады и галлереи под конвейеры для
транспортирования сырья и полуфабрикатов меж¬
ду цехами и для транспортирования готовой
продукции (фиг. 3).
В зависимости от уровней соединяемых точек
эстакады и галлереи бывают горизонтальные,
наклонные или состоят из горизонтальных и
наклонных участков одноврвхменно. Уклон опре-
736
С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
целяется видом и конструкцией подающих меха- Поперечины нарубаются на пояса ферм (про-
иизмов, назначаемых в зависимости от транспор- гоны) и притягиваются к ним болтами (фиг. 4
тируемого материала. и 5). Для прохода по полотну эстакады по попа
Фиг. 4. Проезжая часть однопутной эстакады
2. Конструкция
Конструкция эстакад и галлерей состоит из
пролетного строения, огражде¬
ния и опор с фундаментами.
1) Пролетное строение
Пролетное строение состоит из проезжей части
непосредственно воспринимающей нагрузку,
продольных связей и несущей кон¬
струкции (ферм, прогонов), передающей
нагрузку на опоры.
а) Проезжая часть
Конструкция проезжей части зависит от н а-
значения эстакады или галлереи.
В эстакадах под вагонетки проезжая часть
состоит из рельсового пути и поддерживающих
его поперечин (фиг. 4 и 5). Поперечины из брусьев
или из круглого леса, отесанного на один или два
канта, укладываются непосредственно на фермы
(прогоны), причем расстояние между ними оп¬
ределяется в зависимости от нагрузки и от
жесткости рельса (табл. 1).
речинам укладывается настил с зазором между
досками в 2—3 см для предохранения досок от
выпучивания при разбухании и для стока дожде¬
вой воды.
Фиг. 5. Проезжая часть двухпутной
эстакады
В галлереях пешеходных и под транспортеры
проезжая часть состоит из одиночного дощатого
пола и поперечных балок. Последние делаются
из круглого леса с отеской на один или два
канта, из брусьев или из досок на ребро (Фиг. 6).
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
737
Рельсы и подкладки нормальной и узкой
колеи i
г0-|-с-ре-
~Т\
■ф· -ψ-
►41
L-длина релЬса
Конец рельса
ОсЬ
релбса
JJLU __ ^
Подкладка
Длина рельсов «Виньоль»
Тип
Длина в м
(см. порядко¬
вые номера
табл, i)
норм.
укороч.
для кри-
ЕЫХ
1 и 2
15,00
14,96
14,92
1, 2, 3 и 4
12,50
12,46
12,42
12,38
5, 6 и 7
10,00
-
8, 9 и 10
9,00
-
11, 12 и 13
7,00
-
14
5,00
-
№
Р
е л
ь С
ы
«В
и н
ь о
Л Ь:
Прокладки
Вес
Размеры в мм
В
ёЗ
is
М
Моменты
Размеры в мм
С9
3
η
инерции I
в см*
сопрот. W
В см3
п/п
Тип
кгіпог. м
h
В
Ь
d
г
а
с
е
* °
S2
В
о
И
1
В
о
В
3
п
771
1
a
В
аз
и
со
В
о
в
со
о
н ап
К
В
и
В
Е
1
Іа
43,57
140
125
73
14
13
56
’ 110
16)
55,64
1 476
1 270
210
182
209
150
313,5
2
Па
38,42
135
114
68
13
13
56
110
160
49,06
1 223
1 039
180
155
194
150
291
3
Ша
33,48
128
ПО
60
12
12
56
110
160
42,76
968
812
147
124
178
150
267
4
ІѴа
30,89
120,5
100
53,5
12
11,68
56
110
160
39,45
751
632
123
105
164
150
246
5
30,23
119,55
100
53,5
13
12
61
127
—
38,10
707
594
118
101
175
150
252,5
6
29,11
114
95
56,5
13
11
61,5
127
—
—
—
543
99
170
1 СО
255
7
26.87
104
95
54,5
12
11
61,5
127
—
—
—
454
85
170
150
255
8
24,18
1С7
92
51
10,5
13
61 ·
127
—
30,67
469
382
67
72
162
100
162
9
20,64
95,25
82,55
47
10
9
—
—
—
26,35
310
63
—
165
100
165
10
18,45
90
80
40
10
7
_
—
23,60
245
—
56
150
10J
150
11
14,78
91
76
37
7
7
—
—
18,79
214
164 1 2
47
39
132
10)
132
12
11,18
80,5
66
32
7
7
—
_
14,15
125
108 2
31
28 2
118
100
118 ,
13
8,40
65
54
25
7
5
_
_
—
10,62
75
63
21
39 2
102
75
76,5 .
14
6,95
65
50
25
5,5
4
—
—
—
8,80
—
16
—
98
75
73,5
1 По материалам отдела рационализации Промтранепроекта.
2 Для рельсов весом 11,18 кг/м и легче моменты инерции и сопротивления даны при износе 3 мм.
Деревянные конструкции
47
738
С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
Поперечные балки дощатых сечений нару¬
баются на прогон и кроме того прикрепляются
кобылками из брусков на гвоздях; балки из круг¬
ляка или брусьев притягиваются болтами.
греуголоноя
Система с перепреет-
, нЬши Риагоналями
Узел В ; Узел А
Л-П-Х А Xf,
Поогоы
ПопеоечанЬ'
Узел А
Узел Б
Фиг. 7. Продольные (ветровые) Связи в эстакадах под вагонетки
Настил в эстакадах и пол в галлереях делается
из досок толщиною не менее 5 см, причем в пе¬
шеходных галлереях с интенсивным движением
к расчетной толщине прибавляется 1—2 см на
износ.
В утепленных галлереях к низу поперечных
балок подшивается настил из досок толщиной
2—2,5 см для укладки утеплителя (фиг. 6).
б) Продольные связи
Для передачи опорам давления ветра в пло¬
скости проезжей части устраиваются продольные
ветровые связи.
В эстакадах под вагонетки продольными свя¬
зями кроме ветра воспринимаются также боковые
удары при проходе вагонеток. Из систем связей
наиболее употребительны треугольная или си¬
стема с перекрестными раскосами (фиг. 1 и 8).
Узел А
Раснссоі
/ из досо*> -
4) арочных;
5) сквозных решетчатых;
6) несущих стенок (когда ограждение является
одновременно несущей конструкцией).
В табл. 2 приведены возмож¬
ные системы главных ферм и их
техническая характеристика.
2) Ограждения
Ограждениями служат: в эста-.
кадах—перила, в галлереях—
стены и кровля.
а) Перила
Проезжая часть эстакад дол¬
жна быть ограждена перилами.
Перила состоят из стоек и по¬
крывающего их поручня. Вы¬
сота перил изменяется от 0,9
до 1,20 м, считая от уровня на¬
стила; расстояние между стой¬
ками принимается до 1,50 м.
Стойки и поручни делаются из
брусков прямоугольного или
квадратного сечения.
Крепление стоек к поперечи¬
нам и прижимному брусу про¬
изводится болтами (фиг. 9 и 10).
Иногда стойки укрепляются дополнительно на¬
ружными подкосами (фиг. 11), что вызывает однако
удлинение поперечин. Соединение поручня со
стойками делается простым шипом; стыки поручня
помещаются над стойками или около последних.
б) Стены
В зависимости от теплового режима в помеще¬
нии стены бывают холодные или утепленные.
По конструкции стены подразделяются на
обыкновенные, изготовляемые на месте
работы, и сборные, собираемые из заранее
изготовленных щитов.
i—П—
) / о
—(1 (1—i
я
ч
ч
г
/
ч
\
ш
н
X
—И-1
1 Е
Прогон' jL-i
Поперечная балка
Фиг. 8. Продольные (ветровые) связи в галлереях
Раскосы и схватки делаются из досок или пластин
и прикрепляются болтами или гвоздями к прого¬
нам, служащим в данном случае поясами ветро¬
вых ферм.
в) Несущая конструкция
Несущая конструкция в эстакадах и галлереях
может осуществляться в виде следующих систем:
1) простых балочных;
2) подкосных;
3) шпренгельных;
Обыкновенные стены. Основными
элементами конструкции стен являются каркас
и обшивка, причем в холодных стенах обшивка
всегда одинарная, в утепленных же может быть
двойной.
Каркас состоит из несущих стоек, из попереч¬
ных элементов, образующих коробку для уста¬
новки оконного переплета, и наконец из раско¬
сов, устанавливаемых в плоскости стенки для
придания ей продольной жесткости. Раскосы
располагаются обычно в крайних и нескольких
*ιτ
Техническая характеристика ферм различных систем
Таблица 2
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ 739
м
Наименование
Область применения
Пролет 1
в м
1
ИЛИ а
h
Полезная
нагрузка на
1 пог. м
в кг
8
Шпрепгельная
Эстакады под любую
нагрузку. Верхний
пояс (балка) цельный
6,0-8,0
а « 20°
400-800
9
То же
То же
6,0-8,0
о «20°
400 - 800
10
То же
Эстакады под любую
нагрузку
15,0—30,0
тН
300-800
И
Арка с балкой жест¬
кости
То же
15,0-30,0
і—'
400 -1 000
12
Арочный мост
То же
15,0-30,0
I — ,
400-1 000
13
Ферма Гау
То же
15,0-30,0
f-
-
14
Двутавровая балка
с перекрестной стен¬
кой (несущая стенка.·
Преимущественно для
закрытых пешеходных
галлерей
7,0-15,0
1
-j- =1 0-12
400-750
Продолжение табл. 2
Расход леса
на 1 лі2 плана
в ЛіЗ
Вид сопря¬
жения
% железа
С
X е м а
Е олты
То же
Шелезо
Гвозди, болты,
зубчато-коль¬
цевые шпонки
Гвозди, болты,
зубчато-коль¬
цевые шпонки
и врубки
Врубки и
болты
То же
Гвозди 3—5
I
740 С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
741
средних панелях стенки. Расстояние между не¬
сущими стойками принимается равным 1,0—2,0 м.
Для стоек употребляются доски, бруски или круг¬
ляк с отеской на один или два канта для удоб¬
ства прикрепления обшивки.
Присоединение стоек к пролетному строению
весьма разнообразно и может быть осуществлено
по одному из способов, указанных на фиг. 6.
Фиг. 10. Перила
Обшивка делается из досок 2—2,5 см в четверть.
Одинарная обшивка прикрепляется к стойкам
обычно с наружной стороны.
В галлереях, поднятых на значительную высоту
над уровнем земли, прикрепление обшивки тре¬
бует специального подмащивания, удорожаю¬
щего работу. Чтобы избегнуть этого, можно об¬
шивку прикреплять изнутри к специальным чет¬
вертям в стойках.
В случае утепленных стен с двойной обшивкой
вторая обшивка прикрепляется к внутренним
граням стоек; между обоими рядами обшивки
укладывается утеплитель (фиг. 12) с предвари¬
тельной прокладкой толя по внутренней поверх¬
ности второй обшивки.
Плитный утеплитель можно прикреплять к рей¬
кам, нашиваемым к стойкам, обшивки же может
не быть совсем (ни внешней, ни внутренней).
Стены из плит (например из фибролита) требуют
оштукатурки.
Сборные стены. Сборные стены соста¬
вляются из отдельных заранее заготовленных
щитов, конструкция которых включает каркас и
обшивку одновременно. Предполагая простей¬
шую механизацию работ по сооружению эстакад
Рубероид
по пергамину
Щит.
Защитный настил пиоі-АЬ0
/из осмоленных реек 5*2
Рабочий настил 5* 20
/ с зазорами в 5 см
"Продух
'Прогон
^>Обшибка
Стойка из
кругл, леса
Подкос.
Суперобмазка
Фиг. 12. Поперечный разрез по галлерее
ПоА-ё
Фиг. 13. Косоугольные щиты для
наклоннои галлереи
и галлерей, разбивку щитов следует производить
таким образом, чтобы вес щита не превосходил
60—80 кг; при этом переноска и установка щита
вручную могут быть произведены тремя рабочими,
742
С. Μ. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
Каркас щита состоит из двух окаймляющих ре¬
бер и двух обвязок — верхней и нижней, причем
на верхнюю обвязку могут опираться стро¬
пильные ноги. При наличии в щите оконного
проема в каркас вводятся дополнительно paG-
порки, образующие совместно с ребрами коробку
для установки оконного переплета.
Наружная Утеплитель ПппиЬп
обшивка (шевелим) к
.jzm X j
К Внутренняя обшивка
Ребра щитов
Фиг. 14. Теплый щит
К одной из окаймляющих стоек щита с наруж¬
ной стороны нашивается во всю высоту планка
с напуском на половину своей ширины. Назна¬
чение планки — перекрыть шов между двумя
смежными щитами. Конструкция щитов пока¬
зана на фиг. 13.
Фиг. 15. Опирание щитов на прогоны (вид изнутри)
Форма щита определяется уклоном галлереи;
соответственно уклону щиты могут быть прямо¬
угольные и косоугольные (в виде параллело-
грама).
Обшивка холодных щитов делается из досок
2,0—2,5 см в четверть.
Обшивка утепленных щитов состоит из двух
слоев толщиною по 13 мм (г/·/7) с прокладкой между
ними слоя утеплителя, обычно шевелина или
войлока 1 (фиг. * 14).
Если в качестве утеплителя принята засыпка,
то сначала устанавливаются холодные щиты,
1 Подробнее о конструкции теплых щитов см. «Строи¬
тельная индустрия», т. VI.
а затем по внутренним граням стоек щитов наши¬
вается вторая обшивка, как в обыкновенных сте¬
нах.
Опирание щитов на несущую конструкцию и
крепление их к последней могут быть произве¬
дены двояко.
1. Опирание на прогон. На фиг. 15
показано опирание щита непосредственно на про¬
гон. Стойки щита прикрепляются к прогону либо
при помощи поковки либо кобылками из брусков
на гвоздях и сшиваются между собою гвоздями.
При указанном способе опирания разбивка по¬
перечных балок не связана с размерами щитов.
Фиг. 17. Рубероидная кровля но стропилам
2. Опирание на поперечные ба л-
к и. Как видно на фиг. 16, щиты опираются на
попарно установленные поперечные балки. По¬
следние, а также и стойки смежных щитов раз¬
двинуты на толщину прокладки (4—5 см), уста¬
навливаемой для прикрепления щитов к попереч¬
ным балкам.
Расстояние между поперечны¬
ми балками должно быть равно
или кратно ширине щита.
Фиг. 18. Рубероидная кровля по тавровой балке
в) Кровля
Основными кровельными материалами слу¬
жат рубероид и искусственный
шифер.
Основа под водоизолирующий ковер выпол¬
няется по стандартам, принятым в промышлен¬
ном строительстве; в зависимости от применяемого
кровельного материала делается двойной пере¬
крестный или сплошной одиночный настил либо
наконец разреженная обрешетка из брусков.
Несущая конструкция кровли в галлереях
осуществляется по одному из типов, приведен¬
ных на фиг. 17—20.
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
743
Выбор того или иного типа конструкции
кровли определяется главным образом ее про¬
летом (шириной галлереи).
Помимо снеговой нагрузки конструкция кровли
частично может воспринять также ветровую на¬
грузку со стен и передать ее на опоры.
нему поясу балки (фиг. 18 и 19). Ветровые связи
аналогично связям проезжей части могут быть
треугольной или двухраскосной системы и де¬
лаются обычно из досок толщиной 2,5—3,0 см
на гвоздях. Ветровые связи присоединяются
к опорам через стойки и жесткие торцевые стенки.
В кровлях, приведенных на фиг. 12 и 17, двой¬
ной перекрестный настил ввиду большой жест¬
кости может служить одновременно ветровой
фермой, если отношение
Іф расстояние между опорами ^ g
Нф ширина галлереи ^
Для обеспечения работы на ветер кровля жестко
связывается с опорами через несущие стойки
стенки. В этих целях стойки, приходящиеся над
опорами, связываются со стропильной ногой в
жесткую раму. Помимо этого практикуется иногда
постановка наружных ветровых подкосов (фиг.
12). Применения последних следует однако избе¬
гать, так как в месте присоединения подкоса
к насадке образуется глухое гнездо, в котором
застаивается вода, что ведет к загниванию кон¬
струкции. На крайних опорах кроме того торце¬
вые стенки делаются жесткими, геометрически
неизменяемыми. При указанной конструкции
ветер со стен передается на опоры через кровлю
и нижние связи проезжей части поровну. Если
отношение т- > 8, передавать ветер через на-
Пф
стил не рекомендуется вследствие больших его
деформаций, вызывающих выпучивание стенки.
Передача ветровой нагрузки со стен на опоры
осуществляется в указанных случаях двояко.
1. Каждый поперечный ряд стоек стены свя¬
зывается при помощи подкосов со стропильной
ногой в раму (фиг. 17 и 20), воспринимающую
ветер со всей стены и передающую его на проез¬
жую часть. Подкосы крепятся обычно гвоздями.
2. Устраиваются специальные ветровые связи,
прикрепляемые к стропильным ногам или к ниж-
8) Опоры и фундаменты (табл. 3)
а) Опоры
Назначение опоры — воспринять не только
вертикальное давление, передаваемое вышележа¬
щей конструкцией, но и боковое давление ветра
как на самую опору, так и на пролетное строение
Фиг. 20. Рама, несущая шиферную кровле
744
С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
и ограждение. Следовательно опора должна
быть достаточно жесткой и устойчивой в попе¬
речном направлении. Этому условию удовлетво¬
ряют конструкции, приведенные в табл. 3, наи¬
более широко применяемые для эстакад и галле¬
рей.
Фундаменты могут выполняться: 1) в виде
отдельных столбов под каждую стойку, 2) общего
массива под всю опору и 3) двух отдельных мас¬
сивов, соединенных стенкой шириною 50—80 см
в зависимости от глубины заложения (фиг. 21).
Последний тип применяется только при бетон¬
ных фундаментах.
Таблица 3
Конструкции опор различных типов
Тип
Область применения
а
Применяется при высоте h<6,5 м. Осуще¬
ствляется без стыков
Применяется при h = 6,5 — 10 м. Стыки
ступенчатые с накладками. Может соби¬
раться на земле и устанавливаться цели¬
ком без лесов
Применяется для высоких опор (h > 8 ле),
а также в случаях, требующих продольной
с жесткости. Стыки ступенчатые, с наклад¬
ками. Может осуществляться без лесов пу¬
тем постепенного наращивания
Одиночная опора а представляет собой в попе¬
речном направлении ветровую ферму, поясами
которой являются стойки. Решетку обычно де¬
лают с перекрестными раскосами и рассчитывают
в предположении, что в каждом направлении
работает только одна система раскосов (сжатых).
Опора типа Ъ отличается от предыдущей тем,
что пояса фермы в ней двойные, спаренные по
фасаду. Решетка треугольной системы заводится
между поясами.
Наконец двойная опора с состоит из двух вет¬
ровых ферм по типу а, раздвинутых по фасаду
и расшитых между собой. Такая конструкция при¬
дает опоре не только поперечную, но и продоль¬
ную устойчивость.
При значительной высоте опоры для придания
ей большей устойчивости стойки в поперечном
направлении книзу раздвигаются. Та же цель
может быть достигнута постановкой укосин. По¬
следний способ требует несколько больше леса,
но зато дает возможность стандартизировать эле¬
менты решетки и уменьшить свободною длину
сжатых раскосов, а потому рационален для эста¬
кад большой длины и высоты.
Стойки (пояса) и раскосы делаются обычно из
круглого леса; схватки — из пластин или досок.
б) Фундаменты
Фундаменты делаются из бута, бутобетона или
бетона Я23=90 за исключением временных эста¬
кад, в которых опоры могут быть установлены
на предварительно забитые сваи.
Схема опор
г'
1—1
Разрез по 1 1 Разрез по 2-2
Устройство фундамента того или иного вида
определяется конструкцией и высотой опоры, а
также величиной ветровой нагрузки.
Фундаменты в виде отдельных столбов под каж¬
дую стойку применяются для низких (до 4,0—
5,0 м) опор типа а или b с широко расставлен¬
ными стойками. При большей высоте делаются
сплошные массивы под всю опору. Для опор с
применяется обычно третий тип фундамента в
, ФцндаментОк
Стойка V
Ь да
ОсЬ эсгпакадЬі илУ галлереи
Ф- ф
§!§·
«Ι-δ
β;ι
1
~-Р~
і
1
—U--
віі
st|
ΰι1 ~ι:
li·
Фиг. 21. План фундаментов под опоры
виде отдельных, соединенных стенкой массивов под
передние и задние стойки. И только при очень
высоких опорах (;>16,0 м) или большой ветровой
нагрузке устраиваются сплошные фундаменты.
3. Разбивка на пролеты и выбор типа про¬
летного строения и опор
Разбивка эстакады или галлереи на пролеты
должна производиться таким образом, чтобы,
во-первых, были соблюдены необходимые габа¬
риты проездов, находящихся под эстакадой зда¬
ний и т. д., а, во-вторых, чтобы стоимость соору-,
жения получалась наименьшей.
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
740
Стоимость эстакады или галлереи складывает¬
ся из:
1) стоимости пролетного строения (огражде¬
ния, проезжей части и несущей конструкции);
2) стоимости опор;
3) стоимости фундаментов.
Стоимость ограждения и проезжей части зави¬
сит главным образом от ширины галлереи или
эстакады и типа водоизолирующего материала и
является для данного сооружения величиной по¬
стоянной. Таким образом в рассмотрение вклю¬
чается только стоимость несущей конструкции,
опор и фундаментов.
В экономично спроектированной галлерее или
эстакаде стоимость несущей конструкции прибли¬
зительно равна стоимости опор с фундаментами.
Последнему условию обычно удовлетворяет раз¬
бивка на пролеты, при которой Я ^ 0,8—0,9L,
где Я — высота опоры, a L — пролет несущей
конструкции.
Установить точную зависимость между проле¬
том и высотой опор не представляется возможным,
потому что помимо величины пролета на стоимо¬
сти сооружения существенно сказывается выбран¬
ный тип и материал несущей конструкции, тип
и материал опор, способ производства работ, воз¬
можный на данном строительстве (степень механи¬
зации последнего), качество грунта и т. д.
При выборе типа ферм несущей конструкции
следует стремиться обойтись простейшими под¬
косными ригельными или шпренгельными систе¬
мами, выполняемыми преимущественно из круг¬
лого леса. Подобные конструкции просты в осу¬
ществлении; кроме того, комбинируя их, воз¬
можно перекрыть тот же пролет с меньшей за¬
тратой материала, чем при помощи ферм.
Так, галлерея с несущей конструкцией в виде
комбинации подкосных и шпренгельных систем
при расстоянии между осями опор в 14 м и сред¬
ней высоте опор в 10 м на 1 пог. м потребовала
1,05 м3 леса (это количество включает весь мате¬
риал— опоры, пролетное строение, пол, стены
и кровля). Галлерея же с несущей стенкой в виде
раскосной фермы при пролете L = 16 м на 1 пог. м
потребовала 2,10 мъ леса, несмотря на то, что не
имела опор, так как соединяла непосредственно
два здания.
Область применения каждого типа, а также
употребительные сечения и тип связей даны
в табл. 2.
Применение того или иного типа опор в каждом
отдельном случае определяется следующими фак¬
торами: высотой опоры, конструкцией пролет¬
ного строения и наконец способом производ¬
ства работ. Так, низкие опоры высотою до
6,5—7,0 м, поддерживающие пролетное строе¬
ние балочной, шпренгельной или подкосной си¬
стемы с затяжками, делаются по типу а (табл. 3).
До указанной высоты стойки делаются без сты¬
ков. При высоте свыше 6,5 м стойки ввиду огра¬
ниченности сортамента леса получаются стыко¬
ванными. Во избежание боковых смещений при
продольном изгибе, а также для большей жест¬
кости следует делать ступенчатый стык, перере¬
зая последовательно по одной стойке. Указанное
требование осуществимо при устройстве опоры
по типу Ь. Тот же тип должен применяться также
в тех случаях, когда из габаритных условий
нельзя устраивать затяжки в пролете, как напри¬
мер при проходе эстакады или галлереи над шос¬
сейными дорогами, железнодорожными или ва¬
гонеточными путями. При высоте галлерей свыше
10—12 м вопрос о применении опоры того или
иного типа решается не только соображениями их
устойчивости, но и в зависимости от способа про¬
изводства работ.
При отсутствии на строительной площадке
необходимых подъемных механизмов необходимо
устройство лесов, причем стоимость последних
достигает 12—15% от общей стоимости сооруже¬
ния. В этих условиях целесообразно устройство
опор по типу с, позволяющих благодаря своей
конструкции обходиться без лесов. Действитель¬
но, первая секция (до стыка), установленная на
фундамент, служит лесами при дальнейшем воз¬
ведении опоры до проектной высоты. После уста¬
новки стоек по верху их устраивается рабочая
площадка,, с которой производится последующая
работа по подъему и установке конструкций про¬
летного строения.
Та же конструкция опоры применяется для
отдельно стоящих эстакад и галлерей, не при¬
вязанных к зданию. Крайние, а иногда одну или
несколько средних опор независимо от их высоты
следует устраивать по типу с для придания всему
сооружению продольной устойчивости.
Если строительство располагает подъемными
механизмами (мачты, укосины или кран) и если
кроме того место работ не стеснено, следует де¬
лать опоры по типу b как наиболее экономичные.
Опора собирается на земле около фундамента
целиком, а затем поднимается и устанавливается
на место и раскрепляется расчалками или вре¬
менными подпорками. Дальнейшая работа за¬
ключается в подъеме и установке на место несу¬
щих конструкций и креплений их к опорам, после
чего временные связи убираются.
4. Расчет элементов конструкции
На эстакады и галлереи действуют верти¬
кальная нагрузка и ветер. Верти¬
кальная нагрузка разделяется на:
а) постоянную — собственный вес конструк¬
ции и
б) временную — снег, толпа, нагрузка от тран¬
спортеров и нагрузка от вагонеток.
Подвижная нагрузка от транспортеров прини¬
мается равномерно распределенной, а от вагоне¬
ток — сосредоточенной.
При учете подвижной нагрузки вводится коэфи-
циент динамичности, равный 1,10—1,20.
Веса транспортеров и вагонеток берутся по
заводским каталогам. Расположение сыпучего
материала на ленте транспортера дано в табл. 4.
Таблица 4
Расположение материала на ленте транспортера
Ширина
ленты
в мм
Объем материала на 1 мог. м ленты
в л*з
плоская лента
лотковая лента
300
0,0027
0,0071
400
0,0053
0,0126
500
0,0090
0,0197
600
0,0133
0,0283
750
0,0217
0,0445
900
0,0320
0,0640
1000
0,0400
0,0790 ✓
1 100
0,0490
0,0958
1 200
0,0590
0,1140
Элементы проезжей части (на¬
стил и поперечные балки) рассчитываются только
746
С. Μ. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
на вертикальную нагрузку и должны проверяться
на прочность и прогиб; для настила и поперечных
балок под толпу или транспортеры допускается
ирогиб:
Апах ^ 1 1
L ^ 250 300 ’
В эстакадах под вагонетки расстояние между
поперечинами принимается в зависимости от вы¬
соты (жесткости) рельса.
Несущая конструкция восприни¬
мает вертикальную нагрузку и ветер. Напряже¬
ние от ветровой нагрузки обычно незначительно.
Только при отношении
J_ пролет фермы ^ g
h расстояние между поясами ^ ’
т. е. для узких эстакад и галлерей значитель¬
ного пролета (> 16 м), дополнительные напря¬
жения в поясах от ветра должны учитываться.
Опоры и фундаменты под ними рас¬
считываются на вертикальную нагрузку и ветер,
причем ветровая нагрузка является решающей.
Расчет должен производиться на прочность
и устойчивость, причем не допускается
отрыв стоек от фундаментов. Необходимо, чтобы
м(
опр
>1,25—1,5.
5. Особенности конструирования, возведе¬
ния и эксплоатации
1) Предохранение от загнивания
Эстакады и галлереи, как правило, предста¬
вляют собой сооружения, подверженные непо*-
средственному воздействию атмосферной влаги,.
Элементы конструкции, особенно их наиболее
ответственные части — узлы, врубки, находятся
в условиях переменной влажности, что, как
известно, особенно благоприятно для жизнедея¬
тельности грибков-разрушителей, вызывающих
гниение древесины. Поэтому необходимо обра¬
щать особое внимание на предохране¬
ние этих сооружений от загни¬
вания.
Мероприятия, которые при этом применяются,
разделяются на конструктивн о-п р о ф и-
лактические и химические.
Конструктивно-профилактиче¬
ские мероприятия исчерпываются на¬
значением для эстакад и галлерей цельных сорти¬
ментов — брусьев и бревен с минимальным ко¬
личеством щелей и пазух, а также применением
конструкций простэйших схем с наименьшим чис¬
лом узлов. Последнему условию наиболее удовле¬
творяют простейшие балочные, подкосные и ри¬
гельные системы.
Применения открытых ферм следует избегать,
допуская его только при значительных нагрузках
и пролетах, причем фермы должны иметь неслож¬
ные узлы и состоять из элементов крупных сече¬
ний (например ферма Гау). Применение в неза¬
щищенных сооружениях дощатых конструкций
с непроветриваемыми узлами недопустимо.
Химические мероприятия, суще¬
ственно повышающие срок службы сооружения,
заключаются в применении для открытых частей
конструкции консервированного леса или в за¬
щите узлов, стыков, торцевых поверхностей,
врубок и т. п. суперобмазками а трещин — шпа¬
клевками из антисептиков последующего дей¬
ствия или в комбинации обоих способов.
Применение одних только антисептиков после¬
дующего действия в большинстве случаев недо¬
статочно надежно предохраняет сооружение от
загнивания ввиду опасности выщелачивания их
атмосферными осадками. Возведение же конструк¬
ций просто из консервированного леса не может
обеспечить долговечности сооружения, так как
свежие поперечные сечения элементов, врубки
и т. д. вскрывают непропитанные части древе¬
сины, которые в условиях эксплоатации незащи¬
щенного соорз^жения неизбежно будут увлаж¬
няться и загнивать.
Кроме того влага, попадающая во вновь обра¬
зующиеся трещины, тоже вызывает загнивание
древесины.
Из сказанного следует, что для наибольшей
долговечности сооружения необходимо приме¬
нение обоих видов антисептиков, т. е. необ¬
ходимо осуществлять конструкцию из консерви¬
рованного леса, все трещины шпаклевать, а
врубки и торцы покрывать суперобмазками по¬
следующего действия.
Эстакады и галлереи из непропитанного леса
и не защищенные суперобмазками недолговечны;
применение антисептиков обязательно для эста¬
кадных сооружений со сроком службы более
5 лет.
2) Противопожарные мероприятия
В эстакадах и галлереях пожарная опасность
усугубляется большой (обычно) протяженностью
сооружений. В галлереях кроме того ограждение
образует трубу, создающую в случае пожара
сильную тягу. Таким образом эстакады и галле¬
реи по сравнению с другими деревянными кон¬
струкциями находятся в пожарном отношении в
худших условиях. А между тем предохранитель¬
ные мероприятия, мешающие распространению
огня и основанные на применении воды (противо¬
пожарный водопровод, спринклеры, водяные за¬
весы и т. д.), могут применяться только в утеплен¬
ных галлереях, да и здесь они защищают лишь ту
часть конструкции, которая заключена в преде¬
лах ограждения. Для эстакад же и холодных
галлерей все эти мероприятия совершенно не¬
допустимы, так как зимой вода замерзает и рвет
трубы. Единственным мероприятием, препят¬
ствующим распространению огня, в данном слу¬
чае является сооружение огнестойких
зон, обычно выполняемых из железобетона.
Огнестойкая зона, во-первых, прерывает галле¬
рею, не давая огню распространяться, а во-вто¬
рых, является рабочей площадкой для пожарных.
Чтобы выполнять последние функции, вона долж¬
на быть длиной не менее 5 м (по фасаду галлереи).
Огнестойкие зоны назначаются обычно через
35—40 м.
Для уменьшения опасности возгорания самой
древесины применяются те же меры, что и для
прочих деревянных конструкций (огнестойкие
штукатурки, обшивки, покраски, пропитки
и т. д.).
Конструктивно - профилактиче¬
ским мероприятием является конструирование
из крупных сечений. Следует всячески избегать
большого скопления мелких досок с просветами
и других элементов, обильно омываемых воз¬
духом. Поэтому применения дощатых конструк¬
ций из соображений пожарной безопасности, как
правило, в галлереях и эстакадах следует из¬
бегать.
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
747
3) Особенности конструирования
Особенностью конструирования эстакад и гал¬
лерей является необходимость постановки боль¬
шого количества конструктивных связей (бол¬
тов, хомутов, скоб). Последнее требование
вызывается тем, что эстакады или галлереи всегда
подвергаются воздействию переменных динами¬
ческих нагрузок (вагонетки, толпа). Даже в тех
случаях, когда нагрузка ограничивается только
транспортером с плавным ходом, неизбежна ди¬
намическая нагрузка ветром, который раскачи¬
вает высокие опоры конструкции.
Все это требует, чтобы при проектировании
было обращено особое внимание на соединение
элементов сооружения в одно неизменяемое це¬
лое, независимо от направления и характера рас¬
четной нагрузки.
При осуществлении необходима плотная при¬
гонка всех болтов с тщательной их затяжкой;
в процессе эксплоатации болты должны прове¬
ряться и подтягиваться по мере усыхания дре¬
весины и вообще ослабления соединения.
Недостаточное внимание к этому вопросу мо¬
жет повести к расстройству всех соединений и
даже к обрушению сооружения.
6. Примеры проектов 1
Пример 1. Разборная эстакада Се н-
гилеевского портландцементно-
г о завода.
Эстакада предназначается для подачи угля и
сланца в склад. Топливо прибывает по Волге
и с дебаркадера перегружается на ленточный
транспортер, идущий по эстакаде (фиг. 22).
Ленточный транспортер ссыпает материал в бун¬
кер, откуда он перегружается на вагонетки канат¬
ной дороги. Последние по наклонной эстакаде
(см. пример 2) передают транспортируемый мате¬
риал в склад.
Так как эстакада (фиг. 22) одним концом опи¬
рается на дебаркадер, имеющий вертикальные
перемещения в зависимости от уровня воды, пер¬
вый пролет должен быть вращающимся;
остальные пролеты эстакады должны быть раз¬
борными, так как в процессе эксплоатации
по мере повышения уровня воды в Волге часть
пролетов снимается. На зиму вся эстакада раз¬
бирается, складывается на дебаркадер и отводится
в 8атон.
Правая часть эстакады несет перегрузочный
бункер, моторы и натяжную станцию канатной
дороги. При высоком уровне меженних вод эта
часть эстакады целиком отводится по рельсам
на более высокое место. Указанные особенности
эксплоатации определили конструкцию галле¬
реи.
Левая разборная часть состоит из шести про¬
летов по 7,5 м, перекрытых шпренгельными бал¬
ками (фиг. 23), состоящими из круглого про¬
гона 0 18 см, стоек сечением 8 х 20 см и
железных затяжек. Поперечная устойчивость
стоек достигается, во-первых, врубкой их в про¬
гон, а во-вторых, расходящимися наклонными
частями эатяжек, играющих роль расчалок. Для
данной эстакады, несущей транспортер с плав¬
ным ходом, этого достаточно. Если же такая
конструкция поддерживает узкоколейный путь
1 Проекты эстакад и галлерей, помещенные в примерах
1» 2 и 3, выполнены авторами в группе деревянных кон¬
струкций Цемпроекта.
Фиг, 22. Общий вид разборной эстакады
Разрез по А-Ь
Фиг. 25. Опорный узел
748 С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ 74!/
760
С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
под вагонетки, то необходимо стойки шпрен-
гельной балки соединять в поперечном напра¬
влении в неизменяемую систему.
Проезжая часть состоит из поперечин 0 18 см,
по которым уложен настил из досок 5 см. Попере¬
чины прикреплены к шпренгелям хомутами и
прижимными брусьями, что облегчает разборку
и повторную сборку эстакады.
Шпренгельные балки укладываются на насадки
опор вразбежку и притягиваются к ним хому¬
тами (фиг. 26). Опоры крайней балки различны.
ряда рам, поставленных на скаты (фиг. 28). Вдоль
пути рамы связаны в неизменяемую систему. Над
бункерами устроена будка, в которой располо¬
жены моторы. Подробности конструкций видны
из чертежей.
Расход леса на 1 пог. м эстакады .... 0,46 мЗ;
* шелеза 7,75%.
Высокий процент железа и малый расход дерева
объясняются применением шпренгелей с метал¬
лическими затяжками.
Конец ее, опирающийся на дебаркадер, показан
на фиг. 24. Второй конец, решенный в виде шар¬
нира, показан на фиг. 25.
Опоры (фиг. 26) представляют собой два отдель¬
ных треугольника, связанных поверху насадкой
и опирающихся на бетонные фундаменты. Для
удобства повторной сборки опоры крепятся к
фундаментам хомутами.
Законструированная таким образом эстакада
легко разбирается на отдельные элементы (пе¬
рила, проезжая часть, шпренгели, опоры) и вруч¬
ную переносится на дебаркадер, так как самый
тяжелый элемент — шпренгельная балка—весит
только 130 кг.
Первая, откатывающаяся часть
эстакады (фиг. 27, 28), несущая бункер и
татяжную станцию канатной дороги, состоит из
Пример 2· Эстакада Сенгил еевско-
го п о р т л а н д ц е м е н т н о г о завода
для вагонеток, нагружаемых слан¬
цем или углем.
Загрузка вагонеток углем производится из
бункера эстакады, рассмотренной в примере 1.
Системы конструкций — балочно-подкосные и
одноподкосные в зависимости от пролета (фиг. 29).
Пролеты ферм 6 и 8 м в зависимости от высоты
опор и потребных габаритов. У фермы, перекры¬
вающей пролет над дорогой, удалена затяжка,
мешающая проезду. Распор передается на сосед¬
ние пролеты. Конструкция опор и проезжей
части видна на фиг. 30—32. Последняя опора,
проходящая в насыпи, заключена в открытый
ящик из осмоленных досок, что обеспечивает еѳ
проветривание и предохраняет от соприкоснове-
\
Фиг. 29. Эстакада для ваговеток (Сенгилей)
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ
752
С. М. ЖАК и И. И. ОРШАНСКИЙ
ния с грунтом насыпи, задерживающим атмо¬
сферную влагу.
Детали конструкций видны из чертежей.
Расход леса на 1 пог. м эстакады . 0,03
» железа . . . . ' 2,4 8%
Фиг. 30. Конструкция опор и проезжей части
(к фиг. 29)
Опора 8
Фиг. 31. Конструкция опор и проезжей части
(к фиг. 29)
Пример 3. Галлерея Новоспас¬
ского портландцементного заво¬
да под транспортер, подающий
глину из вальцовки в склад
сырья (фиг. 33)
Опора 9
Галлерея состоит из наклонного и горизон¬
тального участков. В первом пролеты изменяются
вместе с изменением высоты. Конструкция про¬
летного строения видна из чертежей. Опоры в низ¬
кой части галлереи — типа а и Ъ, начиная же с вы¬
соты 6 м — типа с (фиг. 34 и 35). Стены из холод¬
ных щитов. Кровля — рубероидная.
Балки пола расшиты ветровыми раскосами.
Ветровое усилие передается через ветровые связи
пола и жесткую кровлю на опоры.
Такое решение принято потому, что необходи¬
мый срок службы галлереи — 4 года. Если бы
галлерея сооружалась на более длительный срок,
лучше было бы над опорами установить рамы,
на которые и передать ветровую нагрузку.
Галлерея осуществляется без лесов. Порядок
производства работ следующий. Участок галле¬
реи между первыми шестью опорами возводится
непосредственно с земли. Затем устанавливаются
четыре высокие опоры вместе с подкосами, про¬
гонами в пределах подкосов и полом. С получив¬
шихся таким образом площадок укладываются
средние пролеты прогонов и оставшаяся часть
Деревянные конструкции
Продольный разрез галлереи
09
План галлереИс
Фиг. 33. Галлерея для подачи известняка.
ЭСТАКАДЫ И ГАЛЛЕРЕИ 15S
Опора 6
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
755
пола. Стены, составленные из щитов, и кровля
устанавливаются с пола галлереи.
Расход леса на 1 пог. м галлереи . 1,26 иіз
» железа 2,10%
2. Кобылкин В. Н., Деревянные мосты, При-
мер расчета, ОГИЗ Гострансиздат, М. 1931 г.
3. Керстен К., Современные инженерные дере¬
вянные конструкции, ОГИЗ Гострансиздат, М.-Л.
Пример 4. Эстакада для вагонеток
в исполинских горах у Шмид-
с б е р г а 1 (фиг. 36).
Эстакада предназначена для двухпутного узко¬
колейного пути под вагонетки. Пролетное строе¬
ние состоит из обычной проезжей части и главных
ферм в виде сегментных шпреигелей. Верхний
пояс ферм имеет 2 стыка (фиг. 37), играю¬
щих роль шарниров, поэтому для сохранения
неизменяемости системы поставлены 2 раскоса;
получившаяся система статически неопределима.
Подробности конструкций видны из фиг. 37
и 38.
Недостатком конструкции является незащи¬
щенность ее от загнивания. Нижний пояс и рас¬
косы, выполненные из досок, в месте соединения
образуют мешок, в котором могут скопляться
снег, грязь и влага.
ЛИТЕРАТУРА
1. Патон Е. О., Руководство по восстановлению
разрушенных ж.-д. мостов, ч. 1. Деревянные мосты,
изд. Технич. управления НКПС, Киев 1921 г.
4. Скрябин И. Е., Примеры расчета элементов
деревянных мостов, ч. 1, ОГИЗ Гострансиздат,М. 1931 г.
Фиг. 38. Поперечный разрез фермы к фиг. 36
Проф. Е. Е, ГИБШМАН
XII. МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
1. Общие сведения о мостах
1) Основные понятия
а) Общие сведения
Дорога на своем пути встречает препятствия
в виде ручьев, рек, оврагов, суходолов и др.,
для перевода через которые и сохранения непре¬
рывности пути устраивают искусственные соору¬
жения— м осты или трубы.
Трубы являются простейшими искусственными
сооружениями и прокладываются в местах, где
под полотном дороги необходимо пропустить
незначительное количество воды. Отличительной
особенностью трубы является засыпка ее на¬
сыпью (фиг. 1).
1 Подробности выполнения эстакады и расчет кон¬
струкций см. «Bauingenieur», 1921 г., стр. 463, а также
статью «Сложные системы плоскостных деревянных
конструкций в приложении их к мостостргению боль¬
ших пролетов».
В тех случаях, когда количество притекающей
воды значительно, прибегают к устройству моста
(фиг. 2 и 3).
Всякий мост состоит из пролетных
строений, поддерживающих ездовое полотно,
и опор, передающих опорные давления пролет¬
ных строений на грунт.
48*
756
Е.. Е. ГИБШМАН
Если у моста только две опоры (по концам),
мост называют однопролетным (фиг. 2),
при наличии же промежуточных опор — мно¬
гопролетным (фиг. 3). Крайние опоры,
расположенные в местах сопряжения моста с на¬
сыпями, называют устоями, промежуточные
опоры — быками.
Отверстием моста называют: в одно¬
пролетных мостах — расстояние (для пропуска
воды) между внутренними гранями устоев, в много¬
пролетных мостах — сумму расстояний между
отдельными опорами (Σ10).
Фиг. 2. Схема одыопролетыого моста
Высотой моста Нг называют расстоя¬
ние от поверхности проезда на мосту до поверх¬
ности нижележащей дороги или до горизонта
меженнихвод (г. м. в.) реки (фиг. 2). Расстояние Я
от низа пролетных строений до горизонта самых
высоких вод (г. с. в. в.) реки или до расчетного
судоходного горизонта определяется безопасно¬
стью пропуска высокой воды или же требова¬
ниями судоходства.
НасЫпЬ
Пролетные строения Устой
'swrг ■ ; ’ 1”'
Фиг. 3. Схема многопролетного моста с ездой поверху
Строительной высотой моста на¬
зывают расстояние h от поверхности ездового
полотна на мосту до низа пролетного строения.
б) Классификация
В зависимости от положения проезжей части
различают:
1) мосты с ездой поверху — проезжая часть рас¬
положена по верху пролетных строений (фиг. 2 и 3);
2) мосты с ездой понизу — проезжая часть
расположена по низу пролетных строений (фиг. 4);
3) мосты с ездой посредине — проезжая часть рас¬
положена в пределах высоты пролетных строений.
В зависимости от рода обращающейся по мосту
нагрузки различают:
1) мосты под железную дорогу;
2) мосты под автогужевую дорогу;
3) пешеходные мосты;
4) мосты для пропуска трубопроводов (акве¬
дуки) или каналов (мосты-каналы);
5) мосты совмещенного назначения.
В зависимости от условий устройства и кон¬
структивных особенностей мосты могут быть
разделены на следующие основные типы:
1) мосты обычного типа (высокого уровня);
2І разводные мосты;
Фиг. 4. Схема про¬
летного строения
с ездой понизу
3) трансбордеры, или мостовые паромы;
4) наплавные мосты.
Кроме того мосты могут быть подразделены па:
1) собственно мосты;
2) путепроводы;
3) виадуки;
4) эстакады.
Мостами обычного типа или мо¬
стами высокого уровня называют мосты, перево¬
дящие дорогу через реку настолько возвы¬
шенно, чтобы не препятствовать судоходству или
сплаву (фиг. 3 и 5). Поэтому особенностью мостов
этого типа является возвышение низа пролетных
строений над горизонтом самых высоких вод на
величину Н (фиг. 3), равную (или большую)
величине судоходного габарита для данной
реки. В случаях отсутствия на реке судоходства
или сплава леса величина Н определяется без¬
опасностью пропуска под мостом высоких вод
(обычно Н > 0,25—0,5 м).
Разводными мостами называют
мосты пониженного типа, в которых низ пролет¬
ных строений опущен настоль¬
ко близко к воде, что препят¬
ствует судоходству. В этом
случае для пропуска судов де¬
лают разводной пролет (фиг. 6).
Особенностью разводных мо¬
стов кроме сложности и высо¬
кой стоимости конструкции яв¬
ляется неизбежность перерывов
в движении как по мосту —
при разведенном пролете, так и по реке — при
закрытии разводного пролета.
Трансбордеры, или мостовые па¬
ромы, устраиваются при необходимости пересе¬
чения широкого водного пространства дорогой
со слабым движением. Трансбордер состоит из
легкой конструкции, перекрывающей водное
препятствие, поддерживающей движущуюся ме¬
жду берегами подвесную платформу, служащую
для перевозки грузов. Трансбордеры обычно вы¬
полняются из металла.
Наплавные мосты на пловучих опо¬
рах из плотов, баржей, понтонов и пр. при¬
меняют при пересечениях широких и много¬
водных рек в тех случаях, когда устройство моста
на постоянных опорах слишком дорого и не оправ¬
дывается предполагаемым грузооборотом помосту.
Акведуки — сооружения, служащие для
перевода трубопровода (водо-, нефте- или газо¬
провода) через какое-либо препятствие: реку,
овраг, лощину и др.
Мосты-каналы устраиваются при пересе¬
чении судоходным каналом реки или иного пре¬
пятствия. Мосты-каналы представляют собою
весьма тяжелые сооружения, выполняемые из
камня или железобетона, реже — из металла.
Путепрово ды — мосты, предназначен¬
ные для перевода одной дороги над другой (пе¬
ресечение в разных уровнях) (фиг. 7).
Виадуки устраиваются при пересечении;
дорогой глубоких лощин, суходолов и др. вза-f
мен дорого стоящей высокой насыпи. Обычно
применение виадука становится выгоднее насып
при глубине пересекаемого препятствия бол
25—30 м.
Эстакады — мостовые конструкции,
жащие для ведения дороги на некоторой в?
над поверхностью земли с тем, чтобы ниже,
щее пространство могло быть использован
поперечного проезда, расположения каки
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
757
Фиг. 5. Мост обычного типа (высокого уровня)
устройств, пропуска воды и т. п. Наиболее часто
эстакады встречаются в промышленном транспор¬
те, а также при пересечении широких речных пойм.
в) Основные системы мостов
Различают мосты следующих систем: 1) балоч¬
ные, 2) арочные, 3) висячие.
В балочных мостах пространство ме¬
жду опорами перекрывается горизонтальной бал¬
кой — сплошной или сквозной (ферма), работаю¬
щей под действием вертикальной нагрузки на
Фиг. 6. Разводной мост
изгиб и передающей опорам только вертикальные
опорные давления.
В арочных мостах пространство между
опорами перекрывается изогнутым брусом —
аркой, упирающейся своими пятами в опоры. Под
действием вертикальной нагрузки на опоры пере¬
даются наклонные давления, горизонтальные
составляющие которых Я называют распо¬
ром.
Как частный случай распорного моста может
рассматриваться подкосная система
(фиг. 8), широко применяемая в деревянных мостах.
Висячие мосты поддерживаются кана¬
тами (кабелями) или цепями, работающими на
растяжение и передающими на опоры кроме вер¬
тикального давления также и горизонтальный
распор, направленный внутрь пролета моста.
г) Основные элементы пролет¬
ного строения
Конструкция, служащая для передачи давле¬
ний от проходящих по мосту грузов главным
несущим элементам пролетного строения, назы¬
вается проезжей частью.
Проезжая часть состоит из ездового
полотна и системы поддерживающих его про¬
дольных и поперечных балок. По сторонам ездо¬
вого полотна для прохода пешеходов устраивают
тротуары.
Основные несущие элементы пролетного строе¬
ния, перекрывающие пролет и поддерживающие
проезжую часть, называют главными фер¬
мами (фиг. 9).
Так как кроме вертикальной нагрузки на nj о-
летное строение может действовать горизонтам -
758
е: Е\ ГИБШМАН
ная ветровая нагрузка, а также горизонтальные
толчки и усилия, вызванные проходом по мосту
временной нагрузки, то для поперечной устой¬
чивости главные фермы пролетных строений со¬
единяются связями, которые принято назы¬
вать ветровыми.
Прочность элементов сооружения выражается
требованием, чтобы напряжения во всех элемен¬
тах, сопряжениях и соединениях сооружения
не превосходили допускаемых.
Устойчивостью сооружения называют способ¬
ность его сохранять свою первоначальную
Фиг. 7. Путепровод над железной дорогой
Ветровые связи бывают горизонталь¬
ные (продольные) и вертикальные (поперечные).
Продольные связи обычно располагаются вдоль
поясов главных ферм, поперечные связи —
в вертикальных плоскостях между главными
фермами.
2) Основные требования, предъявляемые в мосту
Всякий мост, являясь ответственным дорожным
сооружением, должен удовлетворять ряду требо¬
ваний эксплоатационного, технического, эконо¬
мического и другого характера.
Эксплоатационные требова¬
ния заключаются в том, что движение по мосту
должно быть удобным и
безопасным. Для этого
проезжая часть моста
должна иметь достаточ¬
ную ширину проезда и
тротуаров, чтобы не вы¬
зывать задержек движе¬
ния. Все сооружение
должно иметь конструк¬
цию, обеспечивающую
достаточный срок службы и дающую возмож¬
ность удобного осмотра и ремонта отдельных
элементов.
Технические требования сво¬
дятся к необходимости обеспечения прочности,
устойчивости и жесткости всего сооружения в це¬
пом и отдельных его элементов.
Фиг. 8. Схема подкосного
моста
форму и положение при действии внешних на¬
грузок.
Пролетное строение в целом должно быть
устойчиво против опрокидывания ветром; сжа¬
тые элементы должны быть устойчивыми на про¬
дольный изгиб и т. д.
Фиг. 9. Схема пролетного строения моста
Жесткость сооружения определяется условием,
чтобы деформаций его под действием нагрузок
не превосходили известных пределов, выработан¬
ных практикой мостостроения.
Экономические требования за¬
ключаются в обеспечении наименьшей стоимости
сооружения, слагающейся из стоимости постройки
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
759
0 капитализированной стоимости содержания
и ремонта.
Полную капитализированную стоимость соору¬
жения, приводимую к моменту постройки, можно
выразить формулой:
* = *! + />*> +
і ь 0 — а) _ ь Γ,ι _
(i + у)г lL у (14
(1 +у)*-1 (/?-<.)
+ У)« ^(і+уУ.
:] . (1)
где кг — стоимость постройки моста (строитель¬
ная стоимость);
г — расчетный срок службы моста;
ркг— ежегодная стоимость содержания и ре¬
монта моста;
βk1 — стоимость постройки нового моста че¬
рез t лет;
акг — стоимость, которую сохранит старый
мост к моменту перестройки (через t лет);
у — процент роста капитала.
На основании данных для деревянных мостов
могут приниматься следующие значения вели¬
чин р, β, а и t:
р = 0,02 — 0,03; а = 0,05—0,15;
t = 10—20 лет; β = 1.
Приводимая формула далеко не полно отра¬
жает весь комплекс экономических требований,
предъявляемых к сооружению, и для социалисти¬
ческой формы хозяйства страдает условностью
понятия о величине у.
Эстетические требования предъ¬
являются к внешнему виду моста йак со стороны,
так и при проезде по нему. Наиболее серьезные
эстетические требования предъявляют к мостам,
расположенным в городах и населенных центрах
или вблизи них.
В) Защита мостов от загнивания
Мероприятия, применяемые для предохранения
деревянных мостов от загнивания, разделяются
на:
а) физические, заключающиеся в предохране¬
нии дерева qt увлажнения атмосферными осад¬
ками;
б) химические, заключающиеся в обработке де¬
рева веществами, делающими древесину непри¬
годной для питания бактерий.
а) Физические меры борьбы с
загниванием
Защита деревянных мостов от увлажнения
атмосферными осадками может применяться как
к отдельным частям сооружения (частичная за¬
щита), так и ко всему сооружению в целом (пол¬
ная защита). При этом должна обеспечиваться
надежная вентиляция конструкции для быстрого
ее просыхания.
Частичная защита мостов достигается устрой¬
ством продольного и поперечного уклонов проез¬
жей части, обеспечивающих сток с нее воды. Ве¬
личина уклонов зависит от типа одежды и может
быть принята согласно следующим данным:
‘ Продольный
Поперечный
Тип одежды
уклон в %
уклон в %
Дощатый настил ....
1,0-2,0
1,5—2,0
Щебенка
2,0-2,5
2,5—3,0
Асфальт
0,5-] ,0
1,0
Для стока воды в длинных мостах у тротуаров
устраиваются лотки и трубки, отводящие воду
под мост. Число и диаметр водоотводных трубок
могут быть ориентировочно определены из рас¬
чета 1,5—2,0 см2 отверстия на каждый квадрат¬
ный метр поверхности моста.
G точки зрения защиты от гниения наилучшим
является верхнее покрытие проезжей части из
асфальта, бетона и т. п. Дощатый настил и щебе¬
ночная одежда в этом отношении являются наи¬
худшими и требуют обеспечения хорошей венти¬
ляции нижележащей конструкции.
Предохранение прогонов, поясов ферм, стыков
и т. п. от атмосферных осадков осуществляется
устройством деревянных крышек, козырьков и
навесов, а также обивкой конструкции кровель¬
ным железом (с прокраской), толем, рубероидом
и пр.
Полная защита мостов от атмосферных осадков
достигается обшивкой их со всех сторон доска¬
ми. В мостах с ездой понизу верхняя обшив¬
ка делается в виде двускатной крыши. Для
вентиляции в боковой обшивке следует оставить
окна или не доводить ее доверху.
Полная обшивка мостов значительно увеличи¬
вает срок их службы. Основным недостатком
сплошной обшивки является увеличение собствен¬
ного веса моста и площади, подверженной дей¬
ствию ветра.
Кроме упомянутых выше конструктивных
мер следует применять окраску дерева газовой
или древесной смолой, олифой с примесью охры,
масляной краской. Окрашивать можно только
сухое дерево.
б) Химические меры борьбы
с загниванием
Из антисептиков, применяемых для защиты
дерева от загнивания, наиболее употребительны
маслянистые: креозот и антраценовое масло
(карболинеум). Действие креозота на гнилостные
бактерии наиболее радикально; кроме того он
защищает древесину от повышения влажности,
а также от интенсивного высыхания. Антрацено¬
вое масло обладает более слабыми антисептиче¬
скими свойствами.
Обработка дерева антисептиками может произ¬
водиться при помощи окраски, обмазки и опры¬
скивания или лучше путем пропитки дерева
выдерживанием его в растворах антисептика.
Для пропитки элементов деревянных мостов
можно рекомендовать применение способа горя¬
чих и холодных ванн К
Способ пропитки дерева под давлением, даю¬
щий наи лучшие результаты, требует однако
весьма сложного специального оборудования и
для мостов не применяется.
Применяемые в промышленном строительстве
и для предохранения от загнивания телеграф¬
ных столбов антисептики, содержащие фтори¬
стый натрий, на деревянных мостах еще не были
испытаны.
2. Основные данные для проектирования
деревянных мостов
1) Определение генеральных размеров моста
Генеральными, или основными,
размерами моста, обусловливающими его харак-
Ь См. стр. 853.
760
Е. Е. ГИБШМАП
герные особенности, являются: 1) отверстие
моста и величины отдельных пролетов в свету;
2) ширина проезда по мосту; 3) высота моста;
4) подмостовый габарит, т. е. расстояние от по¬
верхности нижележащей дороги или судоходного
горизонта до низа конструкции моста.
Отверстие моста определяется гидравлическим
расчетом на пропуск воды при наивысшем ее
горизонте.
Величина отверстий в свету отдельных проле¬
тов моста может определяться как судоходными
требованиями, так и условиями беспрепятствен¬
ного пропуска под мостом ледохода.
При разбивке моста на пролеты необходимо
учитывать экономические требования.
Стоимость многопролетного моста будет наи¬
меньшей при пролете Інаиві для которого стои¬
мость одного пролетного строения без учета
проезжей части равняется стоимости одной опоры.
Наивыгоднейший пролет может быть также
определен по формуле:
Каив = ]/"* * 5 (2)
где ѵг — затрата материала на одну промежу¬
точную опору с ледорезом;
а — коэфициент, входящий в формулу, опре¬
деляющую вес главных ферм моста р = аі;
кх и к2 — стоимость в деле единиц мате¬
риала пролетного строения и опоры.
2) Расчетные нагрузки
Расчетные нагрузки можно разделить на:
1) вертикальные и 2) горизонтальные.
Вертикальная временная на¬
грузка для автодорожных мостов (ОСТ 4926)
предусматривает шесть классов поездов 1 гру¬
зовых автомобилей, а также нагрузку толпой.
Класс автомобильной нагрузки принимается
в зависимости от технического класса дороги и
обращающихся по ней нагрузок 2.
1 Каждому классу нагрузки присвоено определенное
обозначение, состоящее из буквы «Н» (эн) и цифры, ука¬
зывающей общий вес одного из основных грувовиков.
Таким образом нагрузки НЮ; Н8; Н4; Н2,5 и Hi,5 со¬
ставляются соответственно из ряда основных грувовиков
весом в 10; 8; 6; 4; 2,5; 1,5 т. В каждом из классов на¬
грузок НЮ; Н8 и Н6 в продольном ряду автомобилей
устанавливается один более тяжелый грузовик со сбли¬
женным расстоянием между ним и следующей ва ним
машиной.
Для облегчения расчетов вместо поезда грузо¬
виков можно пользоваться эквивалентными на¬
грузками 3.
В случае загружения моста более чем двумя
рядами грузовиков при расчете усилий в главных
фермах и поперечных балках проезжей части
нагрузка снижается:
при загрузке тремя рядами — на 15% от на¬
грузки всех рядов;
при загрузке четырьмя рядами — на 25% от
нагрузки всех рядов.
Горизонтальной нагрузкой яв¬
ляется давление ветра на поверхность сооруже¬
ния 4.
1 «Поезд автомобилей» представляет собой ряд гру¬
зовиков, следующих один за другим на определенном
расстоянии.
2 См. т. И, стр. 668, табл. 252.
8 См. т. II, стр. 670, табл. 255а.
* См. т. II, стр. 655.
В) Габариты проезда
Габаритом проезда называют предельное очер¬
тание моста в поперечном разрезе, внутрь кото¬
рого не могут вдаваться никакие части конструк¬
ции.
Согласно ОСТ 5265 установлено шесть клас¬
сов габаритов, назначаемых в зависимости от
интенсивности автогужевого и пешеходного дви¬
жения, в соответствии с техническими классами
дорог б.
При габаритах Г1 и Г2 обязательно устройство
тротуаров шириной при слабом и среднем пеше¬
ходном движении 0,75 м, при сильном —
1,25—1,50 м.
4) Подмостовые габариты и судоходные требо¬
вания
Подмостовыми габаритами называются очерта¬
ния отверстий в мостах, служащих для пропуска
судов и сплава. Эти отверстия ограничены снизу
горизонтом воды, с боков — опорами моста и
сверху — низом пролетного строения.
Судоходная (сплавная) часть моста должна
располагаться над фарватером реки и по возмож¬
ности так, чтобы опоры моста не стесняли движе¬
ния судов по водотоку. Количество, величина и
возвышение судоходных пролетов определяются
согласно 6432. В зависимости от условий
судоходства и сплава и от многоводности все реки
разделяются на ряд категорий; данные о подмо¬
стовых габаритах рек различной категории при¬
водятся в табл. 1.
Расчетный судоходный горизонт представляет
собою наивысший горизонт реки в судоходный
период и обычно несколько ниже отметки гори¬
зонта самых высоких вод. Отметка расчетного
горизонта определяется на основании водомер¬
ных наблюдений в районе расположения проекти¬
руемого моста.
Пролеты несудоходных и несплавных рек (вне-
категорных), а также несудоходные пролеты су¬
доходных рек назначаются по экономическим
соображениям с учетом режима реки в отношении
ледохода и протекания высоких вод. Возвышение
низа ферм над расчетным горизонтом вод (с уче¬
том подпора) принимается не менее 0,25 м, а над
расчетным горизонтом ледохода—не менее 0,75 м.
В путепроводах подмостовый габарит опреде¬
ляется габаритом приближения строений для пу¬
тей или дороги, располагаемых снизу.
3. Балочные мосты
Балочные мосты являются простейшим типом
деревянных мостов и применяются для перекры¬
тия пролетов 6—8 м. Балочные мосты состоят из
опор и пролетных строений в виде балок (прого¬
нов), перекрывающих расстояние между опорами.
Поверх этих прогонов укладывается проезжая
часть моста.
В зависимости от ширины пересекаемого водо¬
тока балочные мосты могут быть однопролетными
или многопролетными.
Для мостов через широкие реки балочная си¬
стема применяется редко.
1) Простейшие балочные мосты
Простейший балочный мостик небольшого про¬
лета под легкую нагрузку представлен на фиг. 10.
5 См. т. II, стр. 666.
Таблица 1
Подмостовые габариты для постоянных и временных мостов па судоходных и сплавных роках
Длина пролета в свету
в м
Протяжение повышенной
части пролета в м
Высота отверстия над расчет¬
ным горизонтом в м
Минимальная
Разряды
рек
Род судоходства
Категория
при одном
пролете
при двух
пролетах
при одном
пролете
при двух
пролетах
по середине
пролета
у опор
глубина
при самом
низком
судоходном
пост.
врем.
пост.
врем.
пост.
врем.
пост.
врем.
пост, j
врем.
пост.
врем.
горизонте
(см. § 16)
Сверх
магистрали
Морские и речные трехэтажные па¬
роходы и теплоходы до 1 800 э. л. с.
Вне
категории
По особому согласованию ИКВода
Магистрали
1-го разряда
Трехэтажные до 1 200 э. л. с. и двух¬
этажные до 600 з. л. с
I
150
-
120
ЮО
-
100-75
-
80-60
65-50
-
13
-
4
-
2,50
Магистрали
2-го разряда
Двухэтажные от 600 до 300 э. л. с..
II
120
-
100
80
50
80-60
-
65-50
50-40
25
10
9,5
3,5
3,5
1,50
Магистрали
3-го разряда
Двухэтажные и одноэтажные от 300
до 120 ѳ. л. с
III
80
50
50
30
40
25
25
15
9,5
6,5
2,5
ір
1,00
Реки местного
сообщения
Мелкосидящие суда и катера до
140 э.л. с. и сплавные сѵда
IV
50
30
30
20
25
15
15
10
5
4
1,5
1,0
0,75
Сплавные
Сплав плотов
V
20
16
20
16
10
8
10
8
4
3
1,0
1,0
-
Сплав россыпыо
VI
16- 9
9-6
16-9
9-6
со
1
4,5-6
8-4,5
4,5-6
]
1,5
1
1,5
1,0
1,0-1,5
Примечания: 1. На реках I и II категорий с устойчивым уровнем протяжение повышенной части габарита принимается в 2/3 ширины отверстия понизу,
т. е. на расчетном уравне, а при уровне с колебаниями более 4,00 м—в і/2 ширины.
2. На реках III, IV, V и VI категерий протяжение повышенной части установлено в Ѵг ширины отверстия кроме отверстий шириной 6 м, которые не должны
иметь пониженных частей.
3. Ширина габаритов постоянных мостов на реках I и II категорий при двух судоходных пролетах в 120 и 100*м может быть с согласия НКВода уменьшена до
*00 и 80 м с соответствующим уменьшением протяжения и повышенных частей.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ 7в7
762
Е. Е. ГИВШМАН
Каждая опора моста состоит из четырех столбов-
стульев», зарытых в землю на глубину 2—2,5 м.
Внизу стулья опираются на камни или деревян¬
ные'лежни, служащие для распределения давле¬
ния на грунт. Сверху на стойки уложены насадки,
связывающие стойки в поперечном направлении и
служащие для поддержания концов прогонов.
Для лучшего укрепления насадок на верхних
концах стоек нарезаны шипы, входящие в гнезда,
сделанные в насадках.
с перилами; Поперечины имеют длину около по¬
ловины ширины моста и уложены комлями к се¬
редине, отрубами—к краям проезжей части для
придания дощатому настилу поперечного уклона,
обеспечивающего сток дождевой воды.
Прогоны моста двухъярусные. Для обеспече¬
ния поперечной устойчивости прогонов и жесткой
связи между ними поставлены анкера из тонких
бревен d = 18 см, врубленные в прогоны и свя¬
зывающие их по три.
Фиг. 10. Конструкция простейшего балочного мостика
На насадки опираются прогоны, размещаемые
обычно над стойками опор. Низ прогонов должен
возвышаться над горизонтом высоких вод не ме¬
нее чем на 0,3—0,5 м. Поверх прогонов уклады¬
вается сплошной настил из наката, покрытого
сверху слоем смазки из мятой глины с песком,
предохраняющим накат от гниения. Поверх этой
смазки устроена засьщка из щебня, гравия или
песка. Засыпка ограждена с обеих сторон колесо¬
отбойными бревнами, прикрепленными к настилу
Каждая опора моста состоит ив пяти свай,
связанных насадками. Вследствие большой ши¬
рины моста насадки разделены на две части и
связывают по три сваи.
Заборные стенки, поддерживающие насыпь
нижней своей части, опираются на коренные сваи,
в верхней же части — на специально забитые
свайки диаметром 20 см. Для улучшения сопря¬
жения дороги с мостом и предотвращения выбоин
и просадок при въезде на мост по обоим концам
Фиг. 11. Конструкция однопролетного балочного моста малого пролета
и прогонам железными нагелями. Бревна эти
одновременно служат для укрепления и прижа¬
тия наката и называются также «прижимами».
Концы прижимов на берегах врублены в прижим¬
ные тумбы, или «надолбы», служащие также для
обозначения ширины проезда на мосту.
Насыпь, примыкающая к мосту, поддерживает¬
ся заборными стенками из наката, уложенного
сзади стульев.
Однопролетный балочный мостик небольшого
пролета, но под более интенсивную нагрузку
приведен на фиг. 11.
Проезжая часть его состоит из двойного доща¬
того настила, уложенного по поперечинам. Ниж¬
ний настил укладывается с зазорами, обеспечи¬
вающими вентиляцию досок. По бокам проезжая
часть ограничена колесоотбойиыми бревнами
его поверхность земляного полотна укреплена
щитами из пластин, распределяющими давление,
передаваемое колесами автомобилей на боль¬
шую площадь поверхности земляного полотна.
Щитам придается уклон около 4% в сторону от
моста для стока с них воды.
2) Многопролетные балочные мосты
Многопролетные балочные мосты по своей кон¬
струкции аналогичны однопролетным. Отличи¬
тельной особенностью их является лишь устрой¬
ство опор и стыков прогонов. Пример конструк¬
ции балочного моста с небольшими пролетами
(по 3,25 м) приведен на фиг. 12. Проезжая часть
моста состоит из двойного продольного дощатого
настила, уложенного по поперечинам. Попере¬
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
763
чины опираются на одноярусные прогоны из
бревен длиною по 6,5 м. Прогоны опираются на
свайные опоры через подбалки. Подбалки, свя¬
занные с прогонами болтами, служат для усиле¬
ния прогонов при работе их на изгиб и для под¬
держания стыков прогонов.
Продольный разрез Фасад
Риг. 12. Конструкция многопролетного балочного моста
с пролетами по 3,25 м
3—4 м сваи необходимо связывать между собою
в поперечном направлении горизонтальными и
диагональными схватками из пластин или тонких
бревен. При высоте опор более 5—6 м для увели¬
чения поперечной жесткости моста устраиваются
специальные подкосы-«укосины», упирающиеся
Фиг. 13. Конструкция многопролетного балочного моста
с пролетами по 4,0 м
Стыки прогонов располагаются над сваями че¬
рез один пролет.
Сопряжение с насыпью осуществлено в виде
конуса с уклоном 1:1, мощеного одиночной мо¬
стовой. Верхняя часть насыпи поддерживается
заборной стенкой, опирающейся на короткие
сваи, забитые на глубину не менее 1,5 м. Для
предотвращения просадок дороги при въезде
на мост под песчаным слоем устроены деревян¬
ные щиты.
Проезжая часть ограничивается отбойными
брусьями, уложенными с просветами по 20 см
для стока воды. По бокам проезжей части
устроены перила.
Конструкция многопролетного балочного моста
с пролетами по 4,0 м приведена на фиг. 13. Здесь
прогоны имеют двухъярусное сечение. Стыки
прогонов устроены над каждой опорой и поддер¬
живаются подбалками. Поперечная жесткость
и устойчивость прогонов обеспечиваются поста¬
новкой анкеров.
Типовые поперечные сечения балочных мостов
для различных габаритов проезда приведены
на фиг. 14.
При небольшой высоте моста опоры могут не
иметь поперечных скреплений. При высоте более
Фиг. 14. Типовые поперечные сечения балочных мостов
Поперечной разрез
Фиг. 17. Балочный мост с одноярусными прогонами
ГИБШМАН
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
765
нижними концами в дополнительные «откосные»
сваи.
При скалистом или каменистом грунте взамен
свайных опор устраивают опоры рамного типа,
опирающиеся на лежни, непосредственно укла¬
дываемые на грунт (фиг. 15).
8) Балочные мосты с составными прогонами
Для перекрытия пролетов более 8 м иногда
применяются мосты с составными прогонами на
шпонках или колодках.
Соединение шпонками вследствие усушки их
постепенно ослабляется и требует подбивки шпо¬
нок и подтяжки болтов. Целесообразнее поэтому
применение колодок, которые располагаются во¬
локнами вдоль балки, вследствие чего усушка их
происходит в тех же условиях, что и усушка со¬
единяемых бревен, и прогоны меньше расстраи¬
ваются с течением времени, чем шпоночные.
Механизация процессов изготовления и сборки
облегчается в балочных мостах американ¬
ского типа. Особенностями таких мостов
являются: применение в основном пиленого леса,
упрощение конструкции и устройство асфальто¬
бетонного полотна проезжей части.
Пример моста американского типа с пролетами
по 4 м приведен на фиг. 18.
Прогоны моста брусчатые, уложены непосред¬
ственно по брусчатым же насадкам на расстоянии
0,5 м друг от друга и прикреплены к насадкам
гвоздями. Для придания ездовому полотну по¬
перечного уклона под прогоны поверх насадок
полошены клиновидные подкладки.
Для обеспечения надлежащего положения про¬
гонов между ними поставлены короткие распор¬
ные брусочки, пришитые к насадке гвоздями.
Стыки прогонов устроены на опорах внахлестку.
Проезжая часть моста состоит из сплошного по*
перечного настила из брусков сечением 10 х 10 см
бохпбой ΰιώ Поперечпйіе рсирезй)
В качестве примера балочного моста с прого¬
нами на колодках на фиг. 16 приведена конструк¬
ция деревянного путепровода через железнодо¬
рожные пути с пролетами 10,0 и 5,75 м„ 44) Балочные мосты с одноярусными прогонами
В целях уменьшения строительной высоты ба¬
лочных мостов и сокращения количества болтов
и скреплений применяют одноярусные прогоны.
Особенностью конструкции таких мостов яв¬
ляется большое число прогонов в виде ряда бре¬
вен, располагаемых непосредственно по насад*
кам.
Конструкция моста с одноярусными прогонами
I — 6 м приведена на фиг. 17. Пролеты пере¬
крыты одиночными прогонами, опирающимися
концами через подбалки на насадки. В попереч¬
ном направлении прогоны расположены на рас¬
стоянии 0,53 м друг от друга и связаны между
собой анкерами. Ввиду того что прогоны опира¬
ются на насадки не только над сваями, в рассма¬
триваемой конструкции насадка работает не
только на смятие, но и на изгиб.
Проезжая часть моста состоит из сплошного
ряда пластин сечением 20 : 2 см, уложенных
непосредственно поверх прогонов и покрытых в
пределах ширины проездЛ продольным настилом
из досок 24 X 6 см.
Преимуществами мостов с одноярусными про¬
гонами кроме указанных выше являются также
упрощение конструкции моста и облегчение про¬
цесса укладки прогонов при сборке моста.
пришитых к прогонам и связанных между собою
горизонтальными гвоздями; бруски покрыты
слоем асфальтобетона толщиной 4 см.
Насадки укрепляются на сваях помощью за
остренных железных штырей, забиваемых через
насадки в торцы свай.
Сопряжение моста с берегом устроено в виде
заборной стенки с откосными крыльями.
Изготовление элементов мостов американского
типа целесообразно производить на заводах или
стройдворах; монтаж мостов на месте должен
быть обеспечен элементарным механическим обо¬
рудованием.
Применение балочных мостов американского
типа позволяет упростить и ускорить процесс
постройки сравнительно с балочными мостами
других типов.
Для мостов американского типа желательно
применять древесину, пропитанную антисепти¬
ком (креозот и т. п.).
5) Расчет балочных мостов
Расчет проезжей части
Расчет настила. Верхний настил проез¬
жей части обычно не рассчитывается, и толщина
его назначается по условиям износа от 5 до
7 см. Нижний настил рассчитывается на изгиб
как балка с пролетом Ζ, определяемым форму¬
лой:
I = 10 + Λ,
(3)
766
Е. Е. ГИБШМЛН
где 10 — расстояние в свету между поперечи¬
нами;
h — толщина досок нижнего настила.
Величина I не должна превышать расстояния
между осями поперечин.
Давление Р от колеса экипажа считают распре¬
деленным: в случае продольного настила при ши¬
ринах обода 40, 30 и 20 см соответственно на
3, 2,5 и 2 доски нижнего настила; в случае же
перекрещивающихся настилов — поровну на 2
доски нижнего настила.
При устройстве щебеночной одежды давление
колеса считается распределенным через толщину
засыпки под углом 45°.
Расчет поперечин. Поперечины рас¬
считываются как свободно лежащие балки с про¬
летом, равным расстоянию между прогонами.
Если стыки досок настила, уложенного по попе¬
речинам, расположены вразбежку, то при опре¬
делении давления на поперечину от сосредото¬
ченных грузов можно учитывать упругое распре¬
деление нагрузки.
Коэфициент упругой передачи нагрузки опре¬
деляют по формуле:
К
8сЗІ!
l\h ’
(4)
где с — расстояние между осями поперечин;
Іг — расстояние между осями прогонов (про¬
лет поперечин);
Іг — момент инерции поперечин;
/2 — момент инерции досок нижнего настила,
воспринимающих давление Р.
Если значение К > 1/3, то давление от сосре¬
доточенного груза передается на три поперечины,
причем на среднюю поперечину передается давле¬
ние:
1 4- 2Х
3 + 2 X
Р,
(5)
остальная же часть давления Р передается по¬
ровну двум соседним поперечинам.
При х/з > К > 0,055 давление распределяется
на 5 поперечин; расчетное давление на наиболее
нагруженную поперечину:
= 1 + 18Х + 7Х2
1 5 + 34Х + 7Х»
(6)
автомобильных осей (фиг. 20) на рассматривае¬
мые прогоны (без учета неразрезности поперечин);
^=t(1 + 7I + 122)· (9)
Коэфициент поперечной передачи:
* = > = И1+ h +la)· (10>
Коэфициент передачи одинаков как для перед¬
них, так и для задних осей автомобиля.
Определив наиболее опасную поперечную уста¬
новку, необходимо найти невыгоднейшую про¬
дольную установку.
Фиг. 19. К расчету
поперечины
Фиг. 20. Опре де ление коефи¬
циента поле реч ной передачи
Для небольших балочных мостов наиболее
опасным оказывается обычно расположение са¬
мой тяжелой оси над серединой пролета прогона.
В случае же, если расстояние В между сосед¬
ними грузами мало по сравнению с пролетом L
(для двух равных грузов при В < 0,61»), может
оказаться более опасной загрузка прогона двумя
грузами (по Винклеру) так, чтобы середина про¬
лета прогона совпала с серединой расстояния
Фиг. 21. Загрузка Фиг. 22. Расчетная схе-
прогона по Вин- ма прогона на подбалках
клеру
При 0,055 давление передается на 7 по¬
перечин и расчетное давление:
р 1 + 72 X + 131X2 + 26X3
7 +196Х+ 193X2 + 26X3
(7)
Наибольший изгибающий момент в поперечине
от постоянной и временной нагрузок:
М
_ Ріі ,
max — о Т"
(8)
между равнодействующей обоих грузов — Ли
ближайшим к ней грузом — Р (фиг. 21). Макси¬
мальный момент возникает тогда под грузом Рх
и равняется:
С\ш
2)
(И)
где
В = Р± + Р2;
С =
р2в
>1 + 1Ѵ
где а — ширина досок нижнего настила, пере¬
дающих давление Р на поперечину (фиг. 19).
Расчет прогонов. Для определения
наибольших усилий в прогонах моста необхо¬
димо установить грузовики в невыгоднейшем по¬
ложении как вдоль, так и поперек моста. Для
этого первоначально необходимо произвести не¬
выгоднейшую поперечную установку нагрузки
и определить «коэфициент поперечной передачи»
для наиболее нагруженного прогона.
Обычно наиболее нагруженным является один
из средних прогонов. Давление от одного ряда
Расчет прогонов на подбалках. По¬
лагая, что нагруженный временной нагрузкой
прогон имеет опорные точки в пределах длины
подбалки, соседние же ненагруженные пролеты
опираются на концы подбалок, из условия равно¬
весия подбалок (фиг. 22) получим:
и
рі
2
а
1»
откуда:
аі =
РІ
pl+P
а,
(12)
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
767
где р — погонная постоянная нагрузка прогона:
Р — расчетный сосредоточенный груз;
а — половина длины подбалки;
аі— расстояние от оси сваи до точки опоры
нагруженного пролета прогона.
Расчетный пролет прогона:
— I 2(Х ^.
Наибольший изгибающий момент в прогоне:
от постоянной и временной нагрузок:
Μη? = ψ+ψ(21ι~1). (13)
Наибольший изгибающий момент в под балке:
МпШ = ψ · (14)
Расчет свайных опор на ветер.
Расчет моста на действие ветровой нагрузки за¬
ключается в проверке устойчивости его на опро-
Коэфициент устойчивости:
/с =
МУд
Мопр
(17)
Необходимо, чтобы коэфициент устойчивости
к >1,4.
Укосины свайных опор рассчитываются в пред¬
положении, что на них полностью передается
горизонтальная ветровая нагрузка с одного про¬
лета моста.
Усилие S в укосине получаем из условия ра¬
венства моментов относительно точки а (фиг. 24),
т. е.
WlH1 + W2H2 + ТУ3Я3 = Ss, (18)
где
/ к ?hs
V с2 + 7іЗ '
О
Усилие в укосине:
Фиг. 23. Расчет моста на
опрокидывание
Фиг. 24. Расчет укосины
S = ^L. (19)
4. Мосты подкосных систем
Мосты подкосной системы применяются для
перекрытия пролетов более 6—8 м. В зависимости
от величины пролетов подкосные мосты могу г
ψ ψ 11
У—600-1000—1 [—600-1200—н
/ Простые системы
h&?1400-1600H
Комбинированные системы
0)—7=^
-Ло1400-160СН
|Л
У У
-До 1500-1800 -
СлоЖнЫе комбиниробанные системы
Фиг. 25. Основные системы автодорожных подкосных мостов
кидывание и в расчете элементов, обеспечивающих
его горизонтальную жесткость.
Благодаря большой ширине автодорожных
мостов поверка их на опрокидывание обычно не
нушна и должна производиться лишь для узких
или очень высоких мостов. Опрокидывающий мо¬
мент (фиг. 23):
Ммр = + W2H2 + WZHZ, (15)
где Wlt W2 и W3 — ветровые давления на пе¬
рила, прогоны с проезжей частью и свайные
опоры;
НІ9 Н2 и Н2 — соответственно плечи этих
давлений.
Обозначая через Q вес одного пролета моста,
олучим удерживающий момент (сопротивление
спвай выдергиванию не учитывается):
мУд=<?т· (іб)
иметь более или менее сложную схему с одной или
несколькими дарами подкосов в каждом пролете-
В настоящее время автодорожные мосты под¬
косной системы применяются для перекрытия
пролетов до 20 м и более.
Различают кроме простейшей подкосной си¬
стемы по фиг. 25, в следующие под косные си¬
стемы (фиг. 25):
1) трапецоидально-подкосная (25, а)?
2) ригельно-подкосная (фиг. 25, б);
3) комбинированные подкосные (фиг. 25, г, д9
е, з);
4) арочно-подкосные (фиг. 25, и, кJ.
1) Мосты трапецоидально-подкосной системы
а) Конструкция
Мосты трапецоидально-подкосной системы яв¬
ляются простейшим типом подкосных мостов под
76S
Е. Е. ГИБШМАН
автодорожную нагрузку для пролетов от 6 до
10 м.
Прогоны поддерживаются подкосами, упираю¬
щимися своими нижними концами в сваи, верх¬
ними же—в подбалки (фиг. 26).
Длина подбалок принимается равной (0,4-—
0,5) /, угол наклона подкосов к горизонту —
близким к 45°. Под действием вертикальной на¬
грузки прогоны работают на изгиб и передают
свое давление через подкосы и сваи; при этом
давление, приложенное в вершине подкоса, вы¬
зывает в подбалке растягивающее усилие #, в
подкосе же — сжимающее D. В нижнем конце
подкоса передаваемое им усилие D разлагается
на вертикальную реакцию V и горизонтальную —
Я, называемую распором. Распор вызывает го¬
ризонтальный изгиб свайных опор.
При тяжелой нагрузке или большой высоте
опор может оказаться необходимой постановка
специальной затяжки, воспринимающей на себя
действие распора.
Фиг. 26. Схема трапеттоидально-подкосного
моста
Мост трапецоидально-подкосной системы с про¬
летами по 8,5 м под автогужевую нагрузку Н8
при габарите Г2 приведен на фиг. 27. Мост имеет
двухъярусные прогоны, поперечная устойчи¬
вость которых обеспечивается анкерами и сжим-
ными брусьями. Проезжая часть состоит из двой¬
ного дощатого настила, уложенного по попере¬
чинам.
Примыкание подкосов к подбалкам и сваям
осуществлено помощью врубки зубьями (фиг. 27,
вариант 1). При более тяжелой нагрузке сопря¬
жение подкосов со сваей лучше делать помощью
деревянных зубчатых коротышей, притянутых
к свае болтами (фиг. 27, вариант 2). Сваи опор
должны быть забиты в грунт на глубину не ме¬
нее 3—4 м. В случае большой высоты опор сваи
приходится наращивать. Стык делают на высоте
около 0,5 м от горизонта меженних вод и укре¬
пляют его металлическими хомутами и гори¬
зонтальными поперечными схватками.
б) Расчет
Прогоны мостов трапецоидально-подкосной си¬
стемы принято рассчитывать как двухконсоль¬
ную балку, свободно лежащую на опорах С и D
(фиг. 28), причем длина консолей определяется
расстоянием а стыков от опор С и Я. Прогоны
будут работать как двухконсольная балка лишь
до тех пор, пока нагрузка находится на участке
CD; при переходе же грузов на участок АС или
DB консоли а прижмутся к под балкам.
На фиг. 28 приведены линии влияния
усилий в элементах трапецоидально-подкосного
моста.
Изгибающий момент Мх в середине пролета
пригона определяется как для простой двухкон¬
сольной балки.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
769
Изгибающий момент М2 в подбалке определя-
Фиг. 28. К расчету трапецоидально-под-
косных мостов
Кроме изгибающего момента от непосредствен¬
но приложенной вертикальной нагрузки на под¬
балку действуют про¬
дольное усилие Я и до¬
полнительный момент от
эксцентричного прило¬
жения этого усилия в
месте примыкания под¬
коса.
Давление на насадку и
верхнюю часть стойки
S определяют, рассматри-
пая подбалку как разрез¬
ную (линия влияния S)
или же как двухпролет¬
ную неразрезную балку
(линия влияния S').
Линия влияния давле¬
ния V на сваю имеет вид
трапеции.
Линия влияния распора имеет тот же вид, что
и линия влияния усилия Я в подбалке.
2) Мосты ригельно-подкоспой системы
а) Конструкция
Ригельно-подкосная система применяется для
автодорожных мостов пролетом от 8 до 12 м и
даже до 15 м. Для мостов под тяжелую нагрузку
(например под железную дорогу)
ригельно-подкосная система вслед¬
ствие недостаточной жесткости во¬
обще не применяется.
В средней части прогоны поддер¬
живаются дополнительным горизон¬
тальным элементом — ригелем, под¬
пертым с обоих концов подкосами
(фиг. 29). При действии на ригель¬
но-подкосную ферму вертикальной
нагрузки прогоны работают на из¬
гиб, опираясь на нижележащую кон¬
струкцию в точках А, Я, С и D. Для устойчи¬
вости и жесткости ригельно-подкосных мостов
необходимо делать прогоны неразрезными, сты-
Деревяыные конструкции
куя их только над свайными опорами; в преде¬
лах ригеля стыков делать не рекомендуется г.
Длина средней панели, равная длине ригеля
Д0, обычно принимается равной:
Высоту ферм h выбирают так, чтобы пяты под¬
косов были выше горизонта самых высоких вод
не менее чем на 0,3 м и чтобы угол а наклона
подкосов к горизонту был во всяком случае не
менее 30°. Так как наклон раскосов зависит также
и от относительной длины ригеля, то при разбивке
панелей λ0 и λχ следует учитывать получающийся
наклон подкосов.
Желательно иметь угол а ^ 45°, высоту же
h = (0,25—0,35)/.
Сопряжение подкосов с ригелем может кон¬
струироваться различно. Обычно подкосы не¬
посредственно упираются в торцы ригеля, при¬
чем опорная площадка располагается по биссек¬
трисе угла или ортогонально к подкосу. Против
бокового сдвига сопряжение укрепляется ско¬
бами, металлическими накладками, деревянными
схватками и другими креплениями (фиг. 30).
Сопряжение нижних концов со сваями устраи¬
вается так же, как и в мостах трапецоидально-
подкосной системы.
Ригельно-подкосные мосты передают распор
свайным опорам, вызывая работу их на гори¬
зонтальный изгиб. Поэтому в мостах большой
высоты приходится ставить двухрядные опоры
на колодках или с решетчатым заполнением.
б) Расчет
Расчет ригельно-подкосных мостов проводится
в следующих предположениях: прогон предпо'
лагается разрезанным на опорах А и В и нераз¬
резным на участке ACDB; подкосы — шарнирно
примыкающими в точках С и D (фиг. 29).
Прогон, подпертый в точках А, С% D и В,
можно тогда рассматривать как трехпролетную
неразрезную балку с упругими опорами С и D.
Давления в узлах С и D при любых поло¬
жениях нагрузки между собой равны. Действи¬
тельно, если бы давление в узел С было боль¬
ше, чем в D, то благодаря наличию ригеля
узел С стал бы опускаться, а узел D подни¬
маться (фиг. 29); деформация продолжалась бы
до тех пор, пока давления в узлах С и D нѳ
сравнялись.
Величины давлений.в узлах С и D при движе¬
нии го мосту груза определяются по формулам!
при положении груза Р в крайней панели на
расстоянии а от узла А:
с = я = т[*+таг1’ <20> 1Фиг. 30. Способы сопряжения подкоса с ригелем
1 Над серединой ригеля стык прогонов теоретически
допустим, но на практике не применяется.
49
Потайное/
Металлическая
подкладка
ПОпере ѵк
ехбатка
770
Е. Е. ГИБШМАН
где
Ло
w = X
и
λ· = ΐ-
Λο
При положении груза Р в средней панели на
расстоянии ах от узла С:
С = D = 4- Γΐ + р, (21)
2 L 2 + 3m J ’ ' 1
где
К
Οι
λ0
По ф-лам (20) и (21) могут быть вычислены орди¬
наты линий влияния давлений С и D. Для наи¬
более употребительных соотношений между дли¬
нами панелей = т эти ординаты приведены
в табл. 2.
Таблица 2
Ординаты линий влияния давления в узлах С и D
и
При т = 1
„ 4
При т = у
При т = 2
Груз Р = 1
в панели 1
0
0
0
0
0,1
0,0599
0,0583
0,0562
0,2
0,1192
0,1160
0,1120
0,3
0,1773
0,1728
0,1671
0,4
0,2336
0,2280
0,2210
0,5
0,2875
0,2812
0,2734
0,6
0,3384
0,3320
0,3240
0,7
0,3857
0,3797
0,3723
0,8
0,4288
0,4240
0,4180
0,9
0,4671
0,4642
0,4607
1,0
0,5000
0,5000
0,5000
Груз Р = 1
в пан (зли 2
0,1
0,5270
0,5400
0,5675
0,2
0,5480
0,5711
0,6200
0,3
0,5630
0,5933
0,6575
0,4
0,5720
0,6067
0,6800
0,5
0,5750
0,6111
0,6875
Вид линии влияния давлений С — D при¬
веден на фиг. 31. Площадь линии влияния дав¬
ления С определяется формулой:
+*£&]· <22>
Эта формула дает:
при т = 1:
о> = l.lAj = 0,3667?;
4
при т = у :
ω = 1,307 = 0,3920?;
при т = 2:
ω = 1,781а! = 0,4453?.
С помощью линии влияния давления С могут
быть определены усилия во всех элементах моста.
Усилие в подкосе;
В =
Усилие в ригеле:
Н =
t£ а
(23)
(24)
Усилие в верхней части стойки S получается
суммированием давлений, передаваемых кон¬
цами примыкающих в точке В прогонов:
В = В0 — С,
где В0 — давление в точке В от прогонов, рас¬
сматриваемых как простые балки пролетом I.
Соответствующие линии влияния приведены на
фиг. 31.
Фиг. 31. Линии влияния усилий для
ригельно-подкосного моста
Изгибающий момент в любом сечении прогона
(на участке Ах):
Мх = М0 - Сх, (25)
где X — расстояние рассматриваемого сечения
от левой опоры;
М0 — изгибающий момент в сечении простой
балки пролетом I. Расстояние хг от точки А до
сечения прогона, в котором изгибающий момент
от временной нагрузки имеет максимум, опреде¬
ляется следующими данными:
при т = 1:
Η = ψ- = 0,578;
"L
4
при т = у :
к = 0,609;
при т = 2
к = 0,659,
Изгибающий момент Мх в среднем сечении
прогона:
М-ι = М0 — CAj,
где М0 — изгибающий момент в среднем сечении
простой балки пролетом I.
Линия влияния давления на нижнюю часть
стойки (на опору) имеет простое треугольное
очертание (фиг. 31). Кроме вертикального дав¬
ления на опору при загрузке одного пролета
может действовать также горизонтальный распор,
величина которого равна усилию Я в ригеле.
8) Мосты комбинированных подкосных систем
а) Конструкция
Мосты комбинированных подкосных систем
представляют собой сочетание простых подкосных
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
771
систем — трапецоидально-подкосной и ригель^
но-подносной. Из различных комбинирован¬
ных подносных систем, приведенных на фиг. 25,
наиболее часто применяется система, приведен¬
ная на фиг. 25, е и фиг. 32, позволяющая пере¬
крывать пролеты от 10 до 15—18 м.
Учитывая особенности ригельно-подковной си¬
стемы, в мостах рассматриваемого типа прогоны
следует делать неразрезными на длине А — В,
стыкуя их лишь в пределах подбалок.
Соотношение длин средних панелей А0 и А2
принимают таким же, как и в ригельно-подков¬
ных мостах; длину крайних панелей принимают
обычно А 2 = (1,0—1,5 )АХ.
Высоту ферм и разбивку на панели следует
производить так, чтобы наклон подкосов был
а > 30°; β С 60°. На фиг. 33 представлен моет
подкосной системы под нагрузку Н8 при габарите
Г4 с пролетами по 16 м на широких решетчатых
опорах. В поперечном сечении мост имеет четыре
двухъярусных прогона, расположенных на рас¬
стоянии 1,6 м один от другого. Прогоны укрепле¬
ны сжимами и анкерами. Сжимы расположены
Фиг. 32. Схема комбинированного
подкосного моста
около опор моста и своими нижними и верх¬
ними концами для большей жесткости прикреп¬
лены помощью болтов к насадкам и поперечи¬
нам. Стыки прогонов расположены над подбал¬
ками около мест примыкания к ним коротких
подкосов.
Подкосы моста нижними своими концами упи¬
раются в специальные вертикальные подушки-
коротыши, укрепленные к сваям с помощью
вубьев и болтов.
Короткий подкос своим верхним концом вруб¬
лен двойным зубом в подбалку; длинный подкос
упирается торцом в ригель. Все сопряжения уси¬
лены железными скобами. Во избежание про¬
веса и дрожаний длинных подкосов при проходе
по мосту временной нагрузки установлены под¬
вески. В местах примыкания подвесок к подко¬
сам поставлены также горизонтальные попереч¬
ные схватки.
Ввиду того что при загружении временной
нагрузкой одного пролета моста подкосы пере¬
дают опорам значительный горизонтальный рас-
пор, в данной конструкции устроены широкие
опоры с решетчатым заполнением.
Сваи опор связаны между собой в попереч¬
ном направлении диагональными и горизонталь¬
ными схватками, а в направлении фасада —
горизо нтальными схватками и распорными кре¬
стами.
Стыки свай, расположенные непосредственно
над горизонтом меженних вод, сделаны впол-
Дерева и укреплены металлическими хомутами
и схватками.
Для обеспечения продольной жесткости про¬
гоны в концах моста поддерживаются двумя
Рядами свай, связанных между собой подкосами
схватками.
49*
772
Е. Е. ГИБШМАЫ
б) Расчет
4) Мосты арочно-подкосной системы
Комбинированные подносные системы при рас¬
чете рассматривают как составленные из ряда
простых подносных систем и пользуются мето¬
дами и приемами, описанными выше в расчете
трапецоидально- и ригельно-подносных систем.
Для примера на фиг. 34 приведены линии влия¬
ния усилий в элементах комбинированной под¬
носной системы. Прогон принимается разрезан¬
ным в узлах Ат В т неразрезным на протяжении
4 .
Фиг. 34. Линии влияния усилий для
комбинированного подносного моста
АВ. Давление, передаваемое прогонам в узлах
С и D, определяется как для простой ригельно¬
подкосной системы. Давление, передаваемое про¬
гонам в узле А:
А = А0 — О.
Разложением давления А получаем усилия в ко¬
ротком раскосе Лив подбвлкё:
R
А
sinfi ’
N =
tg β
где β — угол наклона короткого подкоса к го¬
ризонту. Усилие S в верхней части опор опре¬
деляется в предположении разре8ности прогона
в узлах ВЕАѴ
Линия влияния усилия V в нижней части
опоры имеет трэпецоидальное очертание.
Горизонтальный распор от действия усилий
в подкосах на опору:
= D cos а + R cos β =
= А„ ctg β + С (ctg а — ctg β). (27)
Линия влияния распора Я получается поэтому
(фиг. 34) суммированием треугольной линии с ор¬
динатами ~А0 ctg β и параболического сегмента
с ординатами С (ctg а — ctg β). Линии влияния
изгибающих моментов Мх и Мх в сечениях про¬
гона по середине ригеля и в пределах панели λχ
определяются так же, как в простой ригельно¬
подкосной системе.
В пределах панели λ2 изгибающий момент М2
обычно определяется в предположении разрез-
ности прогона.
а) Конструкция
Арочно-подкосная система (фиг. 25, и, к) при¬
меняется для перекрытия пролетов до 20—25 м,
когда подкосные системы оказываются уже не¬
приемлемыми. Являясь переходом от подкосной
системы к арочной, она представляет собою как
бы многоугольную арку, составленную из пря¬
мых элементов, комбинированную с трапецои-
дально-подкосной системой или ригельно-подкос¬
ной системой или с той и другой вместе.
Элементы многоугольной арки образуются ив
бревен или брусьев длиной обычно не более 3-—
4 м. В местах стыков элементов арок ставятся
наклонные схватки (подвески), обжимающие
верхними концами прогоны, нижними же — эле¬
менты арки в местах перелома ее очертания.
Схватки воспринимают на себя сжимающие уси¬
лия и делаются из бревен или пластин, реже—из
брусьев. Опоры арочно-подкосных мостов вслед¬
ствие значительной величины передаваемого на
них распора должны быть более мощными, чем
подкосных мостов
На фиг. 35 приведена конструкция арочно-
подкосного моста расчетным пролетом I = 18 м
под нагрузку Н8 при габарите Г4.
В поперечном разрезе мост опирается на шесть
рядов свай. Средние сваи сближены, что допускает
ремонт и перестройку моста долевыми половинами
без перерыва движения.
Проезжая часть состоит из двойного настила,
опирающегося на поперечины. Двухъярусные
прогоны поддерживаются подбалками и ригелем,
в которые упираются подкосы арочной части.
В узлах звенья арки обжимаются наклонными
схватками из пластин.
Нижние торцы первых звеньев арки упираются
в головы крайних свай трехсвайной по фасаду
опоры. Между тремя сваями зажата с врубками
парная стойка — «свеча», в которую врублены
нижние концы длинного и короткого подкосов.
Для воспринятая, горизонтально приложенного
в пятах подкосов распора опоры сконструированы
составного сечения на колодках. В нижней части
опоры назначение колодок выполняют нижние
концы стойки — свечи, врезанные в сваи зубьями.
В поперечном направлении сваи опор связаны
диагональными и горизонтальными схватками
и укреплены укосинами, упирающимися в укос¬
ные сваи.
б) Расчет
Мосты арочно-подкосной системы рассчиты¬
ваются на основе тех же принципов, что и мосты
комбинированных подкосных систем.
Прогон (фиг. 36) рассматривается как разрезан¬
ный в точках А и В и неразрезной на протя¬
жении ACDB. Это позволяет рассматривать часть
MACDBN как простую ригельно-подкосную си¬
стему и построить линию влияния давления С.
Усилие S2 в элементе МС определяется по
давлению С:
S2 = ,
усилие же S± в нижнем элементе арки КМ —
разложением усилия S2 по направлению элемента
КМ и подвески ЕМ:
О _ о Sin (γ + Д2) _ р sin (у + аг) /29)
1 “ 2 sin (у + аі) sin (у + αχ) ’
в
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ 773
774
Е. Е. ГИЕШМЛН
где ах и «2 — углы наклона к горизонту элемен¬
тов арки;
γ — угол наклона подвесок к горизонту.
Усилие в подвеске:
π __ С Sill (αχ — 02) __ q Sin (сц — Д2) ^ /£Q\
“ 2 Sin (у + αχ) sin α2 Sin (у + αχ) *
Усилия в остальных элементах определяются
аналогично тому, как в подкосных системах
ОКЕ АС D В F J
Фиг. 36. Линии влияния усилий для
арочно-подкосного моста
Горизонтальный распор от действия усилий
подкосов на опору:
Я = Dx cos β -f D2 cos αχ -f Sx cos αχ =
E I Ap I
~ tg β tg αχ "Г
, ^ Г Sin (у + Д2) COS QI 11 .
~ L Sin a2 Sin (y + αχ) tg αχ J * '°' '
где Dx и D2 — усилия в подкосах KE и КА;
β и ах — углы наклона этих подкосов.
На фиг. 36 представлены основные линии влия¬
ния для арочно-подносной фермы.
5. Арочные мосты
1) Общие сведения
Деревянные арочные мосты применяются на
автодорогах для перекрытия пролетов от 15 до
25—30 м. В отдельных случаях деревянные ароч¬
ные мосты находили себе применение для пере¬
крытия и больших пролетов, достигавших 80—
100 м. В зависимости от уровня расположения
проезда на мосту арочные мосты могут быть
с ездой поверху или понизу.
Арочные мосты с е 8 д о й поверху
более экономичны и конструктивны, а потому
применяются значительно чаще, чем с ездой
понизу.
Арочные пролетные строения передают опорам
значительный горизонтальный распор; поэтому
опоры арочных мостов должны иметь достаточно
жесткую конструкцию, обеспечивающую проч¬
ность и устойчивость сооружения. Наиболее
часто опоры арочных мостов делают каменными;
однако наряду с каменными применяют также
свайные и ряжевые опоры.
Основные схемы арочных пролетных строений
приведены на фиг. 37. При небольших пролетах
(до 25 м) пролетные строения составляются из
арок и надарочного строения, образованного
из стоек и прогонов, поддерживающих проезжую
часть. Надарочные стойки располагают верти¬
кально или радиально к арке. В современных
конструкциях предпочитают вертикальное рас¬
положение стоек.
Для увеличения- жесткости надарочного строе¬
ния при подъемистых арках и тяжелой нагрузке
между надарочными стойками могут быть постав¬
лены подкосы (фиг. 37, б).
При пролетах более 35—40 м кроме сплошных
арок находят также применение сквозные решет¬
чатые арки (фиг. 37, в).
Арочные мосты с ездой понизу
не имеют большого применения на дорогах;
устраиваются они лишь в тех случаях, когда
строительная высота недостаточна для сооруже¬
ния моста с ездой поверху, а применение арочной
системы все же целесообразно или желательно.
Арочные пролетные строения с ездой понизу могут
быть без затяжки или с затяжкой.
В первом случае распор арок передается опорам
моста; во втором — воспринимается затяжкой,
опорам же передаются лишь вертикальные дав¬
ления.
Очертание оси деревянных арок обычно прини¬
мают по кругу или по параболе. Очертание, по
кругу удобнее ив конструктивных соображений.
Отношение стрелы подъема / к пролету I
«подъем арок» — //1 обычно колеблется от Ѵ3
до 1/1в. Наиболее употребительны отношения
f/l от Vs ДО Ѵв·
Фиг. 37. Основные схемы арочных
пролетных строений
2) Конструкция
Деревянные арки могут иметь брусчатое или
дощатое сечение.
Брусчатые арки образуются из соеди¬
ненных между собою вплотную "или с зазором
брусьев, связанных болтами, хомутами, а также
шпонками и колодками. Брусья выпиливаются
по лекалу или выгибаются (после предваритель¬
ного пропаривания).
Дощатые арки образуются из пакетов
выгнутых досок, связываемых гвоздями, болтами,
нагелями, хомутами и др. Перед употреблением
в дело доски пропариваются в течение 1,5—2 ^ас.
сырым паром, после чего выгибаются и остав¬
ляются в согнутом состоянии на 1,5 —2 месяца
для просушки.
В настоящее время наиболее употребительны
еечения арок из дощатых пакетов на гвоздях,
стягиваемые кроме того болтами или хомутами.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
775
чество швов,
Ариа
При назначении гвоздевого забоя по длине
арки и по высоте сечения руководствуются ве¬
личиной касательных напряжений.
Стыки досок располагают вразбежку на рас¬
стоянии 0,7—1,0 м друг от друга.
Недостаток дощатых арок — большое коли-
способствующих загниванию де¬
рева. Поэтому для арок желатель¬
но применение пропитанного леса
или по меньшей мере промазка
всех швов смолой, горячим льня¬
ным маслом, креозотовым маслом
и др.
Сопряжение арок с камен¬
ными опорами осуществляется
с помощью специальных чугун¬
ных подушек или железных ко-
шенйе8аркиРЯс робок, в которые упираются тор-
опорой цы арок (фиг. 38). Под торцы
арок следует подкладывать 2—3
слоя толя или рубероида, а также предусматри¬
вать возможность вывода из коробок попадаю¬
щей в них воды. Пятовые части арок следует
особо тщательно просмаливать, прокрашивать и
т. д. против загнивания.
о)
б)
Фиг. 39. Схемы связей арочных мостов с
ездой поверху
Сопряжение арок с деревянными опо¬
рами достигается с помощью дубовых подушек,
входящих в состав конструкции деревянной
опоры.
Для обеспечения поперечной жесткости ароч¬
ных пролетных строений в них ставятся продоль¬
ные и поперечные связи.
В мостах с ездой поверху продольные связи
обычно располагают вдоль арок, связывая между
собой либо все арки (фиг. 39, а) либо только край¬
ние (фиг. 39, б).
Поперечные связи обычно конструируют в виде
диагональных схваток или крестов, располагае¬
мых в плоскости иадарочных стоек.
В качестве примера моста с дощатыми арками
на фиг. 40 приведена конструкция деревянного
арочного моста с ездою поверху под нагрузку Н8.
Расчетный пролет арок I — 23,6 м, стрела подъема
/ = 3,37 м ^ В лоперэчном разрезе рас¬
стояние между осями арок равно 1,5 м. Арки опи¬
раются на каменные устои.
Проезжая часть состоит из двойного дощатого
настила, уложенного по поперечинам круглого
сечения.
Поперечины уложены на специальные над¬
арочные прогоны, опирающиеся на парные вер¬
тикальные стойки, передающие давление непо¬
средственно на арки.
Для поперечной связи верхних концов над-
арочных стоек непосредственно под прогонами
поставлены поперечные схватки, связанные с
надарочными стойками и прогонами болтами.
Такие же поперечные схватки установлены
и внизу в месте опирания надарочных стоек на
арки. Для лучшей передачи давления надароч¬
ных прогонов на стойки и стоек на арки поста¬
влены клиновидные вкладыши, врубленные на
глубину 2,5 см в иадарочные стойки.
Арки имеют очертание оси по квадратной пара¬
боле и составлены из девяти досок, соединенных
гвоздями и стянутых хомутами из полосового
железа.
Продольные связи между арками состоят из
парных поперечных схваток, обжимающих вер¬
тикальные надарочные стойки, деревянных диа¬
гоналей и металлических тяжей, расположенных
между двумя крайними арками с обеих сторон
пролетного строения.
В плоскости надарочных стоек устроены вер¬
тикальные крестовые свяэи, врубленные в стойки.
Фиг. 40. Конструкция арочного моста с ездой поверху
776
Е. Е. ГИБШМАН
В) Расчет
Ввиду того что пяты арок вследствие обмятия
дерева могут несколько поворачиваться, принято
рассматривать их при расчете как шарнирные.
"Поэтому деревянные арки рассчитывают как двух¬
шарнирные.
Для арок параболического очертания распор
может определяться по приближенной формуле:
д-4· ρα(;~α). (32)
где а — расстояние груза Р от левой опоры.
Пользуясь приведенной формулой, можно по¬
строить линию влияния распора, после чего могут
быть легко построены линии влияния изгибаю¬
щего момента М = М0 — Ну и продольной силы:
N = Н cos φ + Q sin φ
для любого сечения арки {М 0 и Q0 — момент и
поперечная сила в простой балке пролетом Z).
При загружении всего пролета равномерно
распределенной нагрузкой р распор парабо¬
лической арки:
Н = ~ . (33)
При расчете арки на продольный изгиб за сво¬
бодную длину принимается: на изгиб из плос¬
кости арки — длина панели связей между
арками; на изгиб в плоскости арки — дли¬
на l0 = kS, где S — полная длина оси арки,
к — коэфициент, зависящий от центрального
угла арки а, соответствующего полупролету,
и определяемый по формуле:
0,56π_
(34)
6. Деревянные трубы
и конструкции, наоборот, наилучшей является
треугольная труба, наиболее же сложной —
круглая.
2) Конструкция
а) Треугольные трубы
Треугольные трубы небольших отверстий обыч¬
но делают бревенчатыми (фиг. 42). Бревенчатая
труба состоит из отдельных наклонных стоек
(ног), взаимно врубленных вверху попарно
вполдерева. Нижние концы ног врыты в землю
и опираются на постелистые камни или обрезки
бревен, служащие для распределения давления
на грунт.
,АШ£Ю
Фиг. 41. Типы сечений деревянных
труб
Наклонные ноги ставятся на расстоянии 1—
1,5 м друг от друга. Поверх ноги укладываются
бревна небольшого диаметра или пластины.
1) Общие сведения
Фиг. 42. Простейшая треугольная труба
Для пропуска небольшого количества воды
под насыпью дороги прибегают к устройству
труб.
Необходимым условием для возможности
устройства трубы является достаточная высота
насыпи, обеспечивающая засыпку над трубой
не менее чем на 0,5 м.
При устройстве трубы обеспе¬
чиваются непрерывность и одно¬
родность полотна дороги; отвер¬
стие трубы для пропуска про¬
текающей воды может быть сде¬
лано значительно меньшим, чем
отверстие моста, благодаря боль¬
шим допускаемым скоростям про¬
текания воды по лотку трубы;
стоимость трубы обычно ниже,
нежели моста того же отверстия.
Основным недостатком деревян¬
ных труб являются легкая их за-
гниваемость и трудность ремонта.
При постройке труб из непро-
питанного леса необходимо про¬
изводить осмолку соединений, врубок и наруж¬
ных поверхностей пластин обшивки.
В поперечном сечении деревянные трубы могут
быть (фиг. 41) треугольные, прямо¬
угольные, трапецоидальные и
круглые. В гидравлическом отношении наи¬
лучшим является круглое сечение, худшим —
треугольное. В отношении же простоты устройства
Более совершенный тип треугольной трубы
приведен на фиг. 43. Труба состоит из попарно
врубленных друг в друга наклонных ног, упертых
нижними концами в горизонтальные поперечные
лежни. Каждая пара ног и лежень образуют
жесткие треугольные рамы. Эти рамы опираются
на продольные лежнщ идущие на всю длину
трубы и служащие для связи рам между собой
в продольном направлении и лучшего распреде¬
ления давления на грунт. Поверх поперечных
лежней пришиваются доски, образующие лоток
для протекания воды. Лотку трубы придается
уклон, соответствующий принятому при расчете
отверстия. Ноги трубы сверху обшиваются при¬
тесанными друг к другу пластинами.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
77Г
Концы пластин обрезаются наклонно по от¬
косу насыпи, и к торцам их для предохранения
от сырости пришивается по пластине.
При устройстве трубы растительный, а такте
слабый грунт удаляется (пучинистый грунт вы¬
бирается до глубины промерзания) и взамен
него укладывается слой мятой глины с песком,
служащий основанием трубы.
У входного отверстия трубы забивается шпунт,
предохраняющий трубу от размыва.
б) Прямоугольные и трапецеи¬
дальные трубы
Эти трубы имеют конструкцию, аналогич¬
ную треугольным трубам.
На фиг. 44 представлена конструкция прямо¬
угольной трубы (тип ЦИС НКПС), в которой мо-
Фиг. 44. Конструкция прямоугольной
трубы типа ЦИС НКПС
гут сменяться без перерыва движения как от¬
дельные элементы, так и вся труба в целом.
Труба состоит из отдельных прямоугольных
бревенчатых рам, поставленных вплот¬
ную друг к другу. Для обеспечения
поперечной жесткости трубы в верхних
углах рамы поставлены доски, врублен¬
ные в верхний’брус, и стойки. Смена
отдельных подгнивших элементов, так
же как и целой трубы, может произво¬
диться путем вынимания поврежденных
рам.
в) Круглые трубы
Применяемые для пропуска воды под
насыпью круглые трубы могут быть
двух типов: бондарные и кося¬
ков ы е. Бондарные трубы, хорошо
сопротивляясь действию давления из¬
нутри трубы, плохо сопротивляются внешнему
давлению; поэтому круглые трубы под насыпями
целесообразнее делать жесткого типа.
7. Мосты с решетчатыми фермами
1) Общие сведения
Для перекрытия пролетов более 20 м обычно
приходится проектировать мосты с решетчатыми
фермами.
Необходимость больших пролетов может опре¬
деляться требованиями судоходных габаритов,
свободного пропуска ледохода, а такте экономи¬
ческими соображениями.
Регулированные судоходные реки в пределах
городов обычно приходится перекрывать пролет¬
ными строениями больших пролетов (фиг. 5 и 45, а).
Во внегородских пересечениях рек большими,
пролетами обычно перекрывается лишь наиболее
глубокая часть русла; остальная же часть его —
малыми пролетами, стоимость которых меньше
(фиг. 45, б).
Мосты с решетчатыми фермами могут проекти¬
роваться с ездой поверху или понизу,
Пролетные строения с ездой поверху проще
по конструкции и дешевле, а потому должны,
применяться во всех случаях, когда имеется до¬
статочная строительная высота.
Среди многочисленных систем мостов с решет¬
чатыми фермами наиболее широкое распростра¬
нение получили подвесные мосты,
мосты системы Га у, системы Тау¬
на и некоторые другие, хорошо проверенные
практикой строительства и эксплоатации.
2) Подвесные мосты
Простейшей системой мостов с решетчатыми
фермами являются подвесные мосты,
которыми обычно перекрывают пролеты 10—16 м,
а при легкой нагрузке — до 20—25 м.
Основные типы подвесных ферм, применяе¬
мых для автодорожных мостов, приведены на.
фиг. 46.
Среди подвесных мостов различают системы:
треугольную, треугольно-под¬
весную и трапецоидально-под-
в е с н у ю.
Треугольная система (фиг. 46, а, б)
применяется для перекрытия пролетов 5—1 м;
треугольно-подвесная система
с дополнительными шпренгеля-
м и (фиг. 46, г) — пролетов 18 — 20 м\ т р а-
пецоидально - подвесные с и g т е-
Фиг. 45. Схемы мостов больших пролетов
мы (фиг. 46 в, д) — при легких нагрузках для
пролетов 8—12 м
Фиг. 46. Схемы подвесных ферм
При тяжелых (например железнодорожных:
нагрузках) подвесные мосты вследствие слож¬
ности конструкции вовсе не применяются.
778
Е. Е. ГИБШМАН
Конструкция легкого мостика треугольно-под¬
весной системы приведена на фиг. 47. Вследствие
небольшой высоты фермы этого мостика исполь¬
зуются и в качестве перил.
шструкция моста подвесной системы про¬
летом 16 м под нагрузку Н6 при габарите Г4
приведена на фиг. 48.
Пролетное строение состоит из двух ферм тре¬
угольной системы и проезжей части, опирающейся
своими поперечными балками в узлах главных
ферм. Верхний пояс ферм образован из двух на¬
клонных элементов, сходящихся торцами в верх¬
нем узле. Средняя стойка-подвеска из одного брев¬
на, закрепленная в верхнем узле помощью зуб¬
чатых подушек, нижним своим концом поддер¬
живает середину нижнего пояса сечением из двух
бревен.
Кроме того устроены дополнительные шпрен-
гели из полураскосов и подвесок, поддерживаю¬
щих пояс еще в двух точках, деля его таким об¬
разом на четыре панели.
Проезжая часть моста состоит из двойного
дощатого настила, уложенного по продольным
балкам, опирающимся на поперечные балки се¬
чением из четырех бревен на шпонках.
Поперечные балки опираются в узлах главных
ферм, обхватывая двумя своими ветвями подвески
главных ферм.
Поперечная жесткость пролетного строения
обеспечивается горизонтальными связями в уров¬
не нижнего пояса и поперечными схватками с
портальными подкосами у верхнего узла ферм.
При постройке подвесных ферм им во избежа¬
ние провеса от обмятия врубок и сопряже¬
ний при эксплоатации моста следует придавать
строительный подъем в Ѵіоо — Ѵш пролета.
В) Мосты системы Гау
а) Общие сведения
Мосты системы Гау являются наиболее упо¬
требительным типом мостов для перекрытия про¬
летов от 20 до 50 ле, а в отдельных случаях — и до
70 м. Широкое применение мостов системы Гау
объясняется простотой их конструкции, жест¬
костью ферм и удобствами изготовления и сборки.
Фермы системы Гау имеют раскосную схему
(фиг. 49). Пояса делаются кз круглого или пи¬
леного леса; раскосы — бревенчатого или брус¬
чатого сечения и стойки — из круглого железа.
Тяжи пропускаются через пояса и натяги¬
ваются помощью гаек, раскосы же сопрягаются
с поясами помощью деревянных подушек, упи¬
раясь в них торцами.
Благодаря такой конструкции сопряжения
раскосы могут передавать только сжимающие
усилия, а потому в панелях, где знак поперечной
силы может меняться, необходимы обратные
раскосы, включающиеся в работу на сжатие
при таких положениях временной нагрузки,
которые в основных раскосах вызвали бы растя¬
жение.
В опорных панелях, где поперечная сила одно¬
значна, постановка обратных раскосов необяза¬
тельна.
Стойки ферм всегда работают на растяжение.
Для обеспечения плотного прижатия всех раско¬
сов к узловым подушкам тяжи ферм натягиваются
при сборке моста, а также периодически во время
эксплоатации. Натяжение производится подтя¬
гиванием гаек на концах тяжей или помощью
специальных стяжных муфт (фиг. 50).
Основные схемы ферм системы Гау приведены
на фиг. 51.
Высота ферм h назначается от Ѵ5 до х/9 пролета.
Длина панелей d определяется высотой ферм и
углом наклона раскосов, а также конструкцией
проезжей части. В случае укладки поперечных
балок на пояс в пределах панели пояс работает
на местный изгиб, и длина панели принимается
в 2—2,5 м; при узловой передаче давлений от
проезжей части длина панелей может быть до¬
ведена до 3—4 м и даже до 5 м.
Угол наклона раскосов желательно делать
близким к 45°.
Поперечная жесткость пролетных строений
обеспечивается связями между фермами.
В мостах малых пролетов с ездой поверху
достаточно постановки одних верхних связей.
При пролетах более 20 м необходимо устройство
как верхних, так и нижних связей, а также
поперечных вертикальных связей над опорами
и на протяжении пролета через 5—8 м.
Схемы продольных связей мостов с двумя глав¬
ными фермами приведены на фиг. 52; при трех
или более главных фермах связи конструируются
по схемам, приведенным на фиг. 53.
В мостах с ездой понизу устройство попереч¬
ных связей невозможно; они заменяются попе¬
речными ветровыми рамами, располагаемыми
обычно в плоскости опорных раскосов (фиг. 54).
Подкосы, обеспечивающие жесткость верхних
узлов ветровых рам, придают последним вид пор¬
талов; поэтому опорные ветровые рамы называют
также «портальными».
б) Конструкция пролетных
строений
Езда поверху. На фиг. 55 приведен
пример конструкции пролетного строения моста
системы Гау с ездой поверху под нагрузку Н8
при габарите Г2.
Пролетное строение состоит ив трех ферм I =
= 21,2 м, отстоящих на 3 м одна от другой. Вы¬
сота ферм й = 3,2.м; длина панелей — 2,12 м.
Проезжая часть моста состоит ив двойного доща¬
того настила, продольных и поперечных балок.
Настилу придан поперечный уклон і = 2% путем
подтески постелей у бревен поперечных балок.
Поперечные балки опираются центрально в
узлах главных ферм и запроектированы в виде
пакетов из бревен d = 24 см, связанных между
собою анкерами и болтами. Верхний ярус бре¬
вен составлен из двух частей, имеющих в сере¬
дине стык. Давления поперечных балок пере¬
даются на верхние пояса ферм помощью спе¬
циальных дубовых подушек.
Главные фермы выполнены целиком из круглого
леса.
Пояса ферм состоят каждый из двух бревен d =
= 26 см с зазорами по 4 см для пропуска металли¬
ческих тяжей. Стыки бревен поясов расположены
вразбежку и перекрыты металлическими шпо¬
ночными накладками (фиг. 56).
Основные раскосы главных ферм составлены из
двух бревен, связанных болтами и деревянными
прокладками; обратные раскосы—из одного бревна.
Концы раскосов упираются в дубовые узловые
подушки и центрированы дубовыми вкладышами.
Металлические тяжи передают свое усилие поя¬
сам помощью металлических шайб швеллерного
сечения и деревянных подгаечных брусьев, слу¬
жащих одновременно и поперечными схватками
горизонтальных ветровых связей.
ОсноЪнШ. Обратное Верхний Опорная
' pacHocbjP^ раскосb/^ j пояс ^ / стойка
" ' ^^ Т7ялѴ
/УзлобЬ/е подцшки\
Фиг. 49. Ферма системы Гау
ь [тота ста| л
Фиг. 50. Стяжная муфта
тх
хххх
ЕЕ
>>х
Фиг. 51. Основные схемы
ферм Гау
Фиг. 52. Схемы продольных
связей в мостах с ездой по¬
верху с двумя главными
фермами
С-
<|Х|;
<ΐχ
V ч
ЗЕ
и
Ж
ы_
Фиг. 53. Схемы продольных
связей в мостах с ездой по¬
верху с тремя и четырьмя
главными фермами
Вертикальная
опорная
оана
верхние ебяза
НиЖние едяэи
Наклонная Верхнмсвяэи
опорная
■'рама к
Ншкние связи
Фиг. 54. Связи в пролетном строении с
ездой попизу
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ 779
780
Е. Е. ГИВШМАН
Продольные связи полураскосной системы рас¬
положены в уровне верхнего и нижнего пояса.
Диагонали их выполнены из брусков, врублен¬
ных концами в поперечные схватки. Вертикаль¬
ные поперечные связи расположены над опорами
и на расстоянии 6,35 м от опор.
Фиг. 55. Конструкция пролетного строения Гау с ездой
поверху
При сборке пролетным строениям системы Гау
придается строительный подъем, равный Ѵзоо
пролета.
Езда понизу. На фиг. 57 приведен при¬
мер конструкции пролетного строения системы
Гау с ездой понизу пролетом I = 3d,5 м и под
нагрузку Н6 при габарите Г5.
Проезжая часть моста состоит из двойного
дощатого настила, поддерживаемого спаренными
продольными прогонами, отстоящими на расстоя¬
нии 0,9 м один от другого.
Продольные прогоны опираются на попереч¬
ные балки, составленные каждая из четырех
круглых бревен, связанных между собою шпон¬
ками и стянутых болтами.
Поперечные балки своими концами опираются
центрально на узлы главных ферм через спе¬
циальные деревянные подкладки.
Тротуары расположены снаружи ферм.
Главные фермы выполнены целиком ив круглого
леса. Пояса главных ферм имеют сечение из двух
бревен с зазором между ними для пропуска ме¬
таллических тяжей. Восходящие раскосы со¬
ставлены из двух бревен каждый, обратные рас¬
косы — из одного бревна.
Опорный раскос, служащий одновременно и
ногой портальной ветровой рамы, выполнен из
двух бревен, связанных между собою шпонками
и болтами. Полураскос в первой панели служит
для уменьшения свободной длины опорного рас¬
коса и составлен из двух бревен и расположен¬
ного между ними тяжа.
Тяжи главных ферм проходят между обеими
ветвями поперечных балок в зазоры между брев¬
нами поясов. Под шайбы гаек тяжей положены
дубовые распределительные бруски.
Стыки поясов перекрыты металлическими шпо¬
ночными накладками. В верхнем поясе стык
делается одновременно в обоих бревнах сечения,
в нижнем же поясе — вразбежку.
Фиг. 56. Деталь стыка пояса с металли¬
ческими шпоночными накладками
Продольные связи состоят из горизонтальных
поперечных схваток, уложенных поверх верх¬
него и нижнего поясов, и полураскосов, лежащих
на этих схватках, врезанных в них и притянутых
болтами. Узлы горизонтальных ветровых ферм
не совпадают с узлами главных ферм.
В плоскостях опорных раскосов установлены
поперечные ветровые рамы. Распорки рам со¬
ставлены из четырех бревен, связанных попарно
болтами. Подкосы портальной рамы заведены
между обеими ветвями распорок и связаны с ними
болтами. Нижние концы подкосов врезаны в опор¬
ные раскосы и стянуты с ними болтами.
Для перекрытия больших пролетов целесооб¬
разно применение ферм Гау с полигональным
верхним поясом.
Полигональное очертание пояса способствует
более равномерному распределению усилий в
элементах пояса, уменьшает усилия в элементах
решетки и тем самым облегчает конструкцию
узловых сопряжений. В качестве примера на
фиг. 58 приведена конструкция такого пролет¬
ного строения пролетом I = 52,5 м. Пояса
главных ферм имеют сечения из трех бревен.
Основные раскосы составлены из двух бревен,
обратные раскосы — одиночного сечения. Стыки
бревен нижнего пояса располагаются в панелях;
одновременно стыкаются и перекрываются ме¬
таллическими шпоночными накладками все ветви
пояса.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
781
Стыки верхних поясов устроены в узлах.
Бревна опираются друг в друга впритык и пере¬
дают давление непосредственно торцами.
Для укрепления стыков в промежутках между
бревнами пояса положены деревянные прокладки.
Соединения укрепляются также горизонталь¬
на колодках, уложенные центрально в узлах
главных ферм непосредственно на дубовые узло¬
вые подушки.
По сравнению с обычными пролетные строения
с полигональным верхним поясом дают экономию
в затрата лесоматериала и металла.
Фиг. 57. Конструкция пролетного строения Гау с ездой понизу
ными поперечными схватками, уложенными по¬
верх пояса, и отчасти деревянными подгаечными
брусьями.
Проезжая часть моста опирается на попереч¬
ные балки трехъярусного составного сечения
в) Расчет ферм системы Гау
При расчете ферм системы Гау предполагают
сопряжения в узлах шарнирными. Кроме того
обычно пренебрегают влиянием начального на¬
782
Е. Е. ГИБШМАН
тяжения стоек (тяжей) ферм и считают, что в
ферме работают только основные (сжатые) рас¬
косы, работу же обратных раскосов не учитывают.
Для определения наибольших усилий в эле¬
ментах фермы наиболее удобно пользоваться
линиями влияния.
Линии влияния для фермы Гау с ездой поверху
приведены на фиг. 59. *
Давление, передаваемое в этом случае от одного
ряда автомобильных осей рассчитываемой ферме:
А = (аі + а2 + а3 + а4> = . (35)
Коэфициент поперечной передачи временной
нагрузки:
Разрез по А-В
Линии влияния для фермы Гау с ездою понизу
и дополнительными шпренгельными тяжами при¬
ведены на фиг. 60.
Поперечная установка нагрузки.
Для пролетных строений с ездой поверху
поперечная установка и коэфициент попереч¬
ной передачи определяются так же, как и для
простейших балочных систем. Для пролетных
строений с ездой понизу наиболее опасны рас¬
положение нагрузки, самое близкое к рассчиты¬
ваемой ферме (фиг. 61), и загрузка прилежащей
тротуарной консоли толпой.
Погонная нагрузка, передаваемая ферме А от
нагрузки на прилежащей тротуарной консоли:
Ра = Рос + °ш\ъ" )»
где р о — нагрузка от толпы на 1 м2 тротуара.
Расчет элементов главных
ферм. Подбор сечений элементов главных
ферм системы Гау производится обычными ме¬
тодами.
При расчете поясов учитывается, что они одно¬
временно служат поясами как главных ферм,
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
783'
так и Еетровых связей. Поэтому при подборе
сечений поясов необходимо производить проверку
как на действие основных вертикальных нагрузок,
так и на совместное действие вертикальных и го-
Фиг. 59. Линии влияния усилий в элементах
фермы Гау с ездой поверху
никает местный изгиб. Изгибающие моменты в
поясах от местного изгиба принимают равными
60% ^ от момента, подсчитанного в поясе, как
для простой балки с пролетом, равным длине
панели.
Раскосы рассчитываются на сжатие с про¬
дольным изгибом. Свободная длина их при про¬
верке на выпучивание в плоскости фермы прини¬
мается равной расстоянию между точками пере¬
сечения раскосов; из плоскости же фермы —
полной длине раскоса, умноженной на коэфи-
циент μ, учитывающий противодействие обрат¬
ного раскоса:
μ — —— Т (но не менее 0,5), (38)
V1 + Іо
где /0 — момент инерции расчетного (сжатого)'
раскоса;
Іг — момент инерции встречного раскоса.
Расчет пролетных строений на
ветровую нагрузку. Предполагается,
что давление ветра действует на боковую поверх¬
ность главных ферм, проезжей части и перил;
давление ветра на поверхность подвижной на¬
грузки не учитывается.
■s'l
ша
if
i ^
HBL
■А Ѵ/г V/2 Щ
I
•I!
111
Ψ-
±3
a
ч
jz
Фиг· 60. Линии влияния усилий в элемен¬
тах фермы Гау с ездой понизу
ризонтальных (ветровых) нагрузок. В последнем
случае допускаемые напряжения повышаются
на 15%.
В случае, если давление от проезжей части
передается на поясе вне узлов, то в поясах воз^
Фиг. 61. Поперечная загрузка моста
с ездой понизу
Расчетная площадь ω, подверженная дей¬
ствию ветра для ферм со сквозной решеткой,
определяется по формуле:
со = /ссо0, 1 (39)
где со0 — площадь фермы, ограниченная очерта¬
нием ее внешнего контура;
к — коэфициент сплошной фермы, принимае¬
мый для ферм с густой дощатой решеткой (Тауна,
Лембке и др.) равным 1,0; для ферм с раскосной
или крестовой решеткой (Гау и др.) — равным 0,6.
Площадь проезжей части, подверженная дей¬
ствию ветра, принимается в виде сплошной по¬
лосы, выступающей над соответствующим поя¬
сом.
Ветровое давление на перила следует учиты¬
вать только в мостах с ездой поверху, принимая
коэфициент сплошности равным 0,4—0,6.
Поверка устойчивости моста.
Момент, стремящийся опрокинуть пролетное
строение относительно наружного ребра опор¬
ной подбалки (фиг. 62):
Mmp = WJix + W2h2 + Wzhz> (40}
где W1} W2 и W3 — расчетные ветровые да¬
вления на главные фермы, проезжую часть и
перила;
hlt h2 и hz — плечи этих давлений.
Удерживающий момент:
Мдд = Р γ, (41)
784
Е. Е. ГИБЩМАН
.где р — Вес пролетного строения с проезжей
частью и связями;
Ъг — ширина пролетного строения между на¬
ружными гранями поясов.
"Коэфициент устойчивости;
мУА_ _ РЪі і
М0пр zEwh*
(42)
Коэфициент устойчивости к должен быть не
менее 1,4.
При расчете на опрокидывание интенсивность
•аетра принимается равной 200 кг/м2.
Фиг. 62. К расчету пролетного
строения на опрокидывание
опорных поперечных связей рассчитывают на
передачу горизонтального ветрового усилия;
W = Wg-γ. (45)
В мостах с ездой понизу ветровые нагрузки
на обе системы связей определяются аналогично
вышеизложенному.
Особенностью является лишь расчет опорных
ветровых (портальных) рам, передающих опор¬
ные давления верхних связей W = опо¬
рам моста (фиг. 64).
Wb=W%?
В мостах с ездою понизу проверка на опрокиды¬
вание производится аналогичным путем.
Расчет продольных ветровых
•связей. Введя обозначения:
W— интенсивность ветра;
h — высота главных ферм;
Тгг — высота проезжей части (не прикрытой
•поясом);
h2 — высота перил;
(!!Ι!!!!Ι!Ι!Ι!Ι!!Ι!Ι!!!!!!!!!ίί!Ι!!!!!Η!!!!ΐί
Ζ
У
У
Ν,
\
N
N
\
К
[7
/
/
✓
/
}
/
=w( k 2J
, w=wu2
ZL'hiw_L·
На ниЖ - J
me связи
Ниукние
связи
іг'та
Фиг. 64. К расчету ветровых связей про¬
летного строения с ездой понизу
Портальные рамы рассчитываются как двух¬
шарнирные.
4) Мосты системы Тауна
Для перекрытия пролетов от 20 до 40 м при¬
меняются также пролетные строения с дощатыми
фермами Тауна и Лембке.
Фермы Тауна представляют собою систему
с параллельными поясами и решетчатым запол¬
нением (фиг. 65); все элементы выполняются
из досок. Высота ферм принимается равной
х/5—х/9 пролета; длина малой панели d — не
■Фиг. 63. К расчету ветровых связей пролетного строения
с ездой поверху
кг и к2 — коэфициенты сплошности главных
ферм и перил, получим для пролетного строения
с ездой поверху (фиг. 63) погонную ветровую
нагрузку:
для верхних связей:
Wв = W к + 1гг + h2k; (43)
.для нижних связей:
We = Wj. (44)
Как верхние, так и нижние связи рассчиты¬
ваются как фермы, опирающиеся своими концами
и имеющие пролет I, равный пролету моста.
Верхние горизонтальные связи передают свои
опорные давления W с помощью опорных попе¬
речных связей опорам моста. Поэтому диагонали
Фиг. 65. Схема фермы Тауна
более 1,0—1,2 м\ угол наклона раскосов жела¬
тельно делать близким к 45°. Число раскосов,
пересекаемых вертикальным или наклонным се¬
чением фермы, называют «числом систем» раско¬
сов. Чем больше число систем раскосов, тем
меньше усилия, приходящиеся на каждый раскос.
Поэтому при более тяжелых нагрузках следует
делать более густую решетку. Обычно в фермах
Тауна число систем раскосов принимается от
4 до 8.
Пояса фермы Тауна составляются из пакетов
досок, располагаемых в один или два яруса
(фиг. 66, а, б). Пакеты досок пояса имеют по ши¬
рине его зазор для пропуска досок решетки.
В более тяжелых пролетных строениях решетка
может быть двойная (фиг. 66,в). Доски поясов
скрепляются между собой и с досками решетки
деревянными нагелями и болтами. В каждом па-
МОСТЫ МАЛЫХ и СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
785
кете одноярусных поясов должно быть не более
трех досок.
По длине ферм количество досок в поясах
изменяется в соответствии с величиной расчет¬
ных усилий. Стыки досок поясов располагаются
вразбежку.
Для поясов ферм Тауна применяются доски
шириной 24—30 см и толщиной 5—8 см.
Фиг. 66. Сечения поясов фермы Тауна
Деревянные нагели изготовляются из молодого
дуба. Нагеля делаются на конус для обеспечения
плотного заполнения ими отверстий и возмож¬
ности подбивки со временем ослабевших нагелей.
Диаметр нагелей принимается 3—б см, длина
на 5—10 см больше толщины скрепляемого па¬
кета.
Перед употреблением в дело нагёли хорошо
просушиваются и провариваются в масле или
пропитываются креозотом. Это
предохраняет нагели от усушки
и разбухания.
Крсіме нагелей устанавливаются
болты 0 20—25 мм в количестве
25—50% от общего числа скреп¬
лений (болтов и нагелей). Решетка
ферм Тауна состоит из раскосов,
зажатых своими концами между
пакетами досок поясов и связан¬
ных нагелями в местах взаимного
пересечения.
Все раскосы изготовляются из
досок одинаковой толщины 5—
1 см. Ширина досок для удоб¬
ства размещения болтов и нагелей
На опорах стойки жесткости делают более
мощными.
При большой высоте ферм (более 3 м) решетка
кроме вертикальных стоек жесткости обжимается
также и горизонтальными брусками.
Мосты системы Тауна проектируются только
с ездой поверху; мосты с ездой понизу не приме¬
няются из-за трудности опирания на нижние
пояса поперечных балок проезжей части.
Для обеспечения горизонтальной жесткости
пролетных строений между фермами устанавли¬
ваются горизонтальные продольные и вертикаль¬
ные поперечные связи.
Вследствие применения дощатого леса, густой
решетки и большого количества отверстий и ще¬
лей фермы Тауна легко подвергаются загниванию,
а также короблению от усушки и разбухания.
Поэтому пояса ферм должны быть предохранены
от действия дождя и прямого нагревания солнцем
устройством над ними кровли из толя, листового
железа, дощатой обшивки и т. п.
Наиболее целесообразно применение для ферм
Тауна древесины, пропитанной антисептиками
(креозотом или др.).
На фиг. 67 приведен мост системы Тауна I =
= 22,0 м.
Пролетное строение имеет две главные фермы,
расположенные на расстоянии 3,9 м друг от друга.
Проезжая часть моста состоит ив двойного
дощатого настила, уложенного по поперечным
Фасад
- ПродолОнЬгй разрез
Фиг. 67. Конструкция пролетного строения системы Тауна
обычно делается также одинаковой для всех
раскосов (16—25 см).
Решетка ферм Тауна для увеличения жесткости
обжимается вертикальными брусьями, называе¬
мыми сжимами или стойками жест¬
кости и располагаемыми друг от друга на
расстоянии, равном приблизительно высоте h
фермы, но не более 2,5—3,0 м.
балкам. Поперечные балки имеют двухъярусное
сечение из бревен d = 24 см и связаны попарно
для обеспечения устойчивости короткими круг¬
лыми анкерами.
Давление поперечных балок передается на
пояса через специальные опорные брусочки, об¬
жимающие выступающие поверх пояса концы
дощатых раскосов.
Деревянные конструкции
50
786
Е. Е, ГИБШМЛН
Пояса главных ферм составлены каждый из
двух я^ус ов пакетов досок. Сечения поясов в се-
реди: /пролета имеют по 8 досок. Решетка фермы
обжата стойками жесткости брусчатого сечения,
расположенными на расстоянии 2,64 м одна от
другой.
Образующиеся внутри пояса в промежутках
между раскосами щели во избежание загнивания
закладываются специальными прокладками. Глав¬
ные фермы связаны между собой горизонтальными
связями, расположенными вдоль верхнего и ниж¬
него поясов. Связи имеют дощатые диагонали и
металлические тяжи. Диагонали горизонтальных
связей упираются своими торцами частично
в стойки жесткости, частично в боковую поверх¬
ность пояса. Для укрепления диагоналей поста¬
влены специальные бруски длиной по 0,8 и 1,0 м,
притянутые болтами к поясам главных ферм.
Кроме горизонтальных связей пролетное строе¬
ние имеет и вертикальные поперечные связи
в виде крестов из брусьев, расположенных в
плоскостях стоек жесткости.
Расчет ферм Тауна принято производить в пред¬
положении, что усилия в раскосах, пересекаемых
одним вертикальным сечением, равны между
собой.
Фиг. 68. Линии влияния усилий в
элементах фермы Тауна
Тогда усилие D в раскосах в п-й панели:
D = Qn—
ft Sin а *
(46)
где к — число систем раскосов.
Усилия в поясах в п-й панели:
и= — 0 = (47)
Линии влияния усилий в элементах ферм Тауна
приведены на фиг. 68.
При подборе сечений растянутых поясов за
рабочую площадь принимается сечение всех до¬
сок за исключением стыковых накладок с учетом
ослабления нагелями и болтами.
В сжатых поясах производится проверка на
продольный изгиб в горизонтальной плоскости,
причем проверяется как все сечение в целом —
при свободной длине, равной длине панели верх¬
них горизонтальных связей, так и отдельная
доска — при свободной длине, равной расстоя¬
нию между стяжными болтами.
При проверке сжатых раскосов на продольный
изгиб из плоскости ферм свободная длина их при¬
нимается равной удвоенному расстоянию между
центрами пересечения смежных раскосов.
Фермы системы Лембке. Ферму
системы Лембке являются разновидностью ферм
Тауна, получаемой в случае расположения досок
решетки вплотную без прозоров. По конструкции
и расчету фермы системы Лембке аналогичны
фермам Тауна.
Недостатком ферм Лембке является быстрая
загниваемость. Поэтому фермы Лембке исполь
зуются лишь для временных сооружений (напри¬
мер как подмости для постройки металлических
и других мостов), где требуются простота и ком¬
пактность конструкции при коротком сроке
службы г.
8. Опоры деревянных мостов средних про¬
летов
1) Общие сведения
В зависимости от местных условий (грунтовые
условия, водный режим реки, интенсивность
ледохода и др.) и системы моста опоры могут
быть следующих типов: 1) свайные опоры,
2) рамные, 3) ряжевые и 4) каменные.
Свайные опоры наиболее широко при¬
меняются для мостов малых и средних пролетов
в тех случаях, когда грунт допускает забивку
свай.
Рамные опоры, составляемые из цель¬
ных, заранее заготовленных звеньев, применяются
в тех случаях, когда желательными являются
механизация и увеличение темпа работ, а также
и в случаях устройства мостов через суходолы,
ущелья или овраги со скалистым грунтом, не
допускающим забивки свай.
Ряжевые опоры состоят из деревян¬
ных ящиков-срубов, загружаемых камнем и
опускаемых на дно. Ряжевые опоры применяются
в мостах через реки со скалистым или, наоборот,
с очень слабым дном, не допускающим забивки
свай.
Каменные опоры применяются для
деревянных мостов в многоводных реках с силь¬
ным ледоходом, когда устройство деревянных
опор чрезвычайно трудно, а иногда и невоз¬
можно.
2) Свайные опоры
В качестве примера свайных опор для мостов
с решетчатыми фермами на фиг. 69 приведена
конструкция опоры под пролетные строения с
ездой понизу и на фиг. 70 — под пролетные
строения с ездой поверху.
Каждая опора имеет в местах опирания пролет¬
ных строений по кусту коренных свай. Количе¬
ство свай в кусте определяется величиной пере¬
даваемого фермами опорного давления. Ширина
опор по фасаду моста в зависимости от их высоты
принимается равной 1,0—2,5 м.
Продольная и поперечная жесткость опор обес¬
печивается постановкой горизонтальных и диа¬
гональных схваток в обоих направлениях. Для
увеличения поперечной жесткости опор устанав¬
ливаются также укосины. Горизонтальные схватки
делят опору по высоте на ярусы; высота
каждого яруса должна быть не более 3—4 м.
1 Увеличение долговечности ферм Лембке может
быть достигнуто путем применения между слоями стенки
сплошного слоя суперобмазки (см. «Борьба с гни¬
ением, животными—вредителями древесины и пожарной
опасностью». (Прим, ред.)
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
787
Разрез по A-В
Фиг. 70. Конструкция свайной опоры моста с ездой поверху
50*
788
Е. Е. ГИБШМАН
В случае большой глубины забивки свай необ¬
ходимо их наращивание. Наращивание свай де¬
лают на уровне нижних горизонтальных схваток.
В высоких опорах наращивание необходимо и
в пределах надводной части свай. В этом случае
стыки располагают в уровне верхних ярусов
горизонтальных схваток" (фиг. 69 и 70).
При большой глубине воды подводная часть
свай требует укрепления. Это осуществляется
постановкой деревянных или металлических под¬
водных связей и устройством каменной наброски.
В) Рамные опоры
Рамные опоры составляются из отдельных
звеньев (рам), изготовляемых заранее и устанав-
вливаемых на место непосредственно на грунт
в готовом виде.
Сваи обрезаются на высоте 0,25—0,5 м над
горизонтом меженних вод; поверх свай устанавдц.
вается насадка, связанная со сваями хомутами;
на насадку укладываются круглые коротыши’
служащие опорами для установленных выше рам.’
Каждая опора состоит из двух самостоятельных
рам, связываемых между собою (по фасаду
моста) горизонтальными схватками и диагональ¬
ными распорными крестами. Все элементы рамы
связаны между собою помощью врубок и метал¬
лических скреплений. Это позволяет производить
сборку рам в стороне на берегу и затем устанавли¬
вать их на место целиком в готовом виде.
В случае установки рам на скалистом или ка¬
менистом грунте конструкция рам аналогична
вышерассмотренной, но нижний лежень рамы
укладывается в этом случае на выравненное
Разрёз по А-В
В зависимости от величины давлений, дей¬
ствующих на опоры, и от их высоты опоры устраи¬
ваются из одного или двух рядов рам, причем
для высоких опор рамы ставят друг на друга
(многоярусные рамные опоры).
Высота отдельных рам обычно назначается
не более 5—б м. Основные типы рам, применяе¬
мых для опор мостов, схематически представлены
на фиг. 71.
На фиг. 72 приведена конструкция рамной
опоры, опирающейся на сваи, забитые в дно
реки.
дно углубления—траншеи, устраиваемой в грунте.
Лежень опирается на дно траншеи либо не¬
посредственно либо на подложенные под него
небольшие коротыши (фиг. 15). Для лучшего
распределения давления под лежень рекомен¬
дуется укладывать слой песка или гравия.
Рамные опоры большой высоты делают мно¬
гоярусными, устанавливая ряды рам один
на другой. Высота каждого яруса делается обычно
не более 5—б м. Для обеспечения жесткости
многоярусных опор рамы, лежащие друг на друге,
связывают металлическими скреплениями и кро¬
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
789
ме того укладывают между ними продольные
лежни, служащие для передачи давлений рам и
для обеспечения продольной жесткости моста
(фиг. 73).
4) Ряжевые опоры
Ряжем называют деревянный ящик (сруб)
из бревен, имеющий стенки, дно и перегородки,
ряж устанавливается на предварителі о сплани¬
рованное дно реки и заполняется камнем до
уровня высоких вод. Ряжевые опоры требуют
большого количества лесоматериала и камня.
Вследствие большой ширины ряжевые опоры
сильно стесняют русло реки. Поэтому применение
их уместно лишь при больших пролетах моста и
лишь в тех случаях, когда применение опор дру¬
гого типа невозможно.
Для береговых опор (устоев) и опор маловодных
рек ряжи делают в плане прямоугольными
(фиг. 74, а); высокие устои — обычно с обратными
стенками (фиг. 74, б).
Ряжевым быкам для лучшей обтекаемости в
плане придаются заострения с верховой стороны,
а иногда также и с низовой (фиг. 74,<?, г).
Конструкция ряжевой опоры приведена на
фиг. 75. Стены ряжа рубятся из бревен или пла¬
стин диаметром 20—26 см. Бревна укладывают
Друг на друга с небольшой притеской для лучшей
передачи давлений. Углы стен рубятся без остатка
«в лапу» или же с остатком — «в обло» или
«в присек»
Для предохранения стен ряжа от выпучивания
под действием каменного заполнения ставятся
вертикальные обжимные брусья — «сжимы» —
и поперечные перегородки или анкерные схватки.
Перегородки ставят на расстоянии 2—3 м друг
от друга.
Отверстия для болтов в сжимах полезно делать
овальными, чтобы не препятствовать осадке стен
ряжа.
Дно ряжа делается из бревен или пластин d =
= 20—24 см, врубленных в стены ряжа обычно
между вторым и третьим венцами ряжа. Венцы,
находящиеся ниже дна, образуют нож ряжа,
который врезается в грунт.
Дно ряжа делается с зазорами или сплошное.
Чем плотнее грунт, тем больше могут быть за¬
зоры; при слабом грунте дно ряжа делается сплош¬
ным. В случае установки ряжа на скалистый грунт
дна можно вовсе не делать.
Ширина ряжа в направлении оси моста понизу
должна быть не менее 0,35—0,20Я, где Я — вы¬
сота ряжа. Высокие ряжи следует делать ступен¬
чатыми (фиг. 76).
При сильном ледоходе ряжи снабжаются спе¬
циальными ледорезами.
При большой высоте моста над горизонтом вы¬
соких вод целесообразно применение ряжевых
опор с рамной надстройкой. В этом случае ояже-
вая конструкция выводится лишь на 0,5—1,0 м
выше горизонта высоких вод, верхняя же часть
опоры делается более дешевого рамного типа
(фиг. 77).
Изготовление, сборка и установка ряжей мо¬
гут производиться как летом, так и зимой. При
постройке ряжей летом сперва производится
сборка ряжа на берегу, после чего ряж спускается
на воду, подводится на плаву к месту установки
и опускается на дно путем надстройки венцов.
Загрузку ряжа камнем следует производить после
правильной посадки его на дно. В зимнее время
сборка и спускание ряжа производятся со льда.
Постройка ряжей зимой удобнее и дешевле.
б) Ледорезы
Для предохранения опор деревянных мостов
от повреждений льдинами во время ледохода
устраивают ледорезы. Ледорезы располагаются
перед каждой речной опорой на расстоянии
2—8 м вверх по течению (фиг. 78) в зависимости
от скорости течения. При быстром течении ледо¬
резы удаляют от опор на 6—8 м\ при медленном
течении — на 2—4 м. На реках с весьма сильным
ледоходом один ряд ледорезов может оказаться
недостаточным; тогда выше по течению, на рас¬
стоянии 30—50 м от первого ряда ледорезов
устраивают еще второй ряд «аванпостных» ледо¬
резов (фиг. 78). Аванпостные ледорезы распола¬
гаются в шахмат по отношению к основным ледо¬
резам.
Ледорезы могут быть свайными и ря¬
жевыми. Свайные ледорезы применяются
наиболее часто, ряжевые ледорезы устраиваются
только в тех случаях, когда дно реки не допускает
забивки свай.
а) Простейшие ледорезы
Простейшие ледорезы в виде куста свай могут
быть устроены в мостах через малые реки со сла¬
бым ледоходом. Каждый такой куст составляется
из трех и более свай, забитых на расстоянии
1—2 м от опоры. Сваи скрепляются между собою
790
Е. Е. ГИБШМАН
хомутами из полосового железа. Верх свай воз¬
вышается над горизонтом самого высокого ледо¬
хода не менее чем на 0,8—1,0 м. Чтобы верхние
концы свай не загнивали, куст покрывают крыш¬
кой из кровельного железа или досок. Глубина
забивки свай должна быть не менее 3—4 м. На
фиг. 79 показан кустовой ледорез из четырех
свай
Верх свай срезается наклонно и на них укла¬
дывается наклонный элемент, называемый «ре¬
жущим» или «шапочным».
Принцип работы ледореза с наклонной режущей
гранью заключается в том, что льдина, встречая
на своем пути наклонную грань ледореза, под
влиянием инерции и напора других льдин под¬
нимается по ней и, поднявшись из воды, разла-
б) Плоские ледорезы
Плоские ледорезы устраиваются для защиты
узких (однорядных) опор мостов при слабом или
среднем ледоходе.
Схема плоского ледореза приведена на фиг. 80.
Ледорез состоит из ряда свай, забиваемых на
ряж
Фиг. 77. Схема
ряжевой опоры
с рамной над¬
стройкой
расстояниях 2—2,5 м друг от друга. Глубина
забивки свай должна быть не менее 2,5—3 м.
Первая по течению свая — а, воспринимающая
удары льда особенно сильно, усиливается одной
или несколькими дополнительными сваями, за¬
биваемыми рядом со сваей а. Эти сваи образуют
головную часть ледореза.
мывается от собственного веса. Для наклона
режущего ребра і можно рекомендовать следую¬
щие значения: при слабом ледоходе — от 1:1
до 1 : 1,2, при среднем ледоходе — от 1 : 1,5 до
1 : 2, при сильном ледоходе — от 1 : 1,5 до 1 : 2,5.
Фиг. 78. Схема расположения ледорезох
Верх режущего ребра ледореза должен воз¬
вышаться над горизонтом самого высокого ледо¬
хода не менее чем на 1—1,5 м, нижний же конец
режущего ребра должен быть ниже самого
низкого ледохода не менее чем на 0,5—1,0 м.
Режущая грань ледореза обычно укрепляется
металлом.
Жесткость конструкции ледореза обеспечивается
постановкой подкосов d и схваток с (фиг. 80).
Для предохранения подкосов и схваток ледо¬
реза от повреждений льдинами боковые поверх-
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
791
Вид cocmopo-
План
220—» к '220—
У=20/2
1 Ломит 60x6
Фиг. 81. Конструкция плоского ледореза
тіп 50-80
ч^отсЬтна «g·. ffilp?!
ч
\
/
/
'
ч
\
'i
Фиг. 80. Схема плоского леяопезя
Фасад
fобшивка с одной сторонѣ снятат
Φ2Ό
болтф\Ь
■ΊΐΓ 'ί'"' ‘''(JO!)!^350-400··'·{ 'j' J
111 I ! -250 1 l_t_ I ! I
Фиг. 82. Схема шатрового ледореза
Разрез по И
^£Х*Омут 60x8 (/г. 50x50^7
Скоба ф 16'
Λ
План нспкних схваток а сдай
&алтфі8
Хомут 40*4
<5олтф\Ь
тУу>>ф*п
:боЛ/пЬ/ф\Ъ
ИровелЬное
\Жзлезо αιυμ 240
болт ф\Ь
Хомут 60x6
5олтф\Ъ
боптЫ/?16
Фиг. 83. Конструкция шатрового ледореза
792
Е. Е. ГИБШМАН
ноети ледореза обшивают досками или пласти¬
нами.
Конструкция плоского ледореза из пяти свай
приведена на фиг. 81.
Для защиты от льда мостовых опор несколько
большей ширины плоские ледорезы могут быть
уширены путем наклонной забивки свай.
в) Широкие ледорезы
Широкие ледорезы необходимы для защиты
от ледоходов широких мостовых опор. Для мостов
через реки с сильным ледоходом обычно приме¬
няют так называемые «шатровые» ледорезы.
Схема шатрового ледореза приведена на фиг. 82.
Ледорез образуется из нескольких рядов свай.
Сваи среднего ряда срезаются наклонно и по
ним укрепляется нош ледореза, состоящий обыч¬
но из трех сплоченных между собой бревен,
называемых шапочными.
По обеим сторонам от среднего ряда забивают
по ряду свай, расходящихся в плане (фиг. 83)
и образующих уширение ледореза в сторону к
Фиг. 84. Конструкция ряжевого ледореза
опоре моста. Верх этих свай срезается наклонно
и по ним укрепляются наклонные схватки (или
насадки), примыкающие передним концом к го¬
ловному кусту свай ледореза.
Непосредственно в наклонные схватки или
в положенные на них поперечные схватки упи¬
раются короткие подкосы, верхними своими кон¬
цами подпирающие шапочные бревна ножа ле¬
дореза и образующие конструкцию, напоминаю¬
щую шатер; отсюда и название этого типа ледо¬
резов — шатровые.
Вся конструкция ледореза в надводной ее части,
т. е. выше горизонта мешенних вод, связывается
и укрепляется схватками и подкосами.
Шатровая часть ледореза и боковые его грани
обшиваются досками или пластинами для предо¬
хранения от повреждений льдинами. Шатровый
ледорез следует делать шириной (сзади) на 0,3—
0,5 м более ширины мостовой опоры и распола¬
гать его выше по течению на 3—6 м от крайней
сваи опоры.
На фиг. 83 приведена конструкция шатрового
ледореза, применяемого на реках с сильным
ледоходом.
При большой глубине меженних вод сваи ледо¬
реза в нижней части следует связывать между
собой подводными подкосами (фиг. 83) или метал¬
лическими тяжами; желательно также укрепле¬
ние дна и нижней части свай каменной отсыпкой.
г) Ряжевые ледорезы
Ряжевые ледорезы применяются в тех случаях,
когда дно реки не допускает забивки свай, на¬
пример при скалистом, каменистом или, наоборот
весьма слабом грунте.
Ряжевые ледорезы устраивают либо отдельно от
быка либо же соединяют ледорез в одно целое
с быком, учитывая, что благодаря массивности
ряжевых опор удары льдин не смогут вредно
повлиять на конструкцию моста.
Пример конструкции ряжевого ледореза при¬
веден на фиг. 84.
Изготовление, сборка и установка ряжевых
ледорезов производятся так же, как и ряжевых
опор.
9. Особенности деревянных мостов в
районах вечной мерзлоты
1) Общие сведения
Вечно мерзлым грунтом, или вечной мерзлотой,
называется слой земли, расположенный на не¬
которой глубине от ее поверхности, сохраняю¬
щий всегда температуру нише нуля. В СССР
вечная мерзлота занимает значительную площадь,
охватывая всю северную часть Сибири.
По своему строению вечная мерзлота представ¬
ляет собой частицы грунта, связанные льдом.·
При достаточно мощном слое (более 3 м) вечно
мерзлый грунт, если только предотвращена воз¬
можность его оттаивания, является вполне проч¬
ным основанием для сооружений. При оттаивании
вечная мерзлота обычно превращается в жидкую
массу, совершенно не способную воспринимать
нагрузку. Верхний слой грунта, прикрывающий
вечную мерзлоту, оттаивающий летом, называют
деятельным, или активным, слоем.
Вредное действие вечной мерзлоты на деревян¬
ные мосты может обусловливаться нагреванием
вечной мерзлоты или пучением активного слоя.
Вследствие малой теплопроводности дерева наи¬
более часто наблюдается пучение опор деревян¬
ных мостов, вызываемое тем, что активный слой,
примерзая в начале зимы к сваям опор, увеличи¬
ваясь в объеме при замерзании, поднимает сваи
вместе с собой. Кроме того наблюдаются также
пучения, вызываемые давлением грунтовых вод.
При пересечении больших рек от пучений стра¬
дают главным образом пойменные опоры моста,
так как речные опоры и устои защищены от про¬
мерзания: первые — слоем воды, вторые — на¬
сыпью.
2) Меры, предохраняющие деревянные мосты от
деформаций в условиях вечной мерзлоты
Вредные влияния вечной мерзлоты на деревян¬
ные мосты могут быть предотвращены либо путем
устранения отрицательных свойств вечно мерзлого
грунта либо путем применения конструкций,
сопротивляющихся деформациям от пучения.
К мероприятиям первого рода относятся:
1) осушение активного слоя помощью дренажей и
2) устройство мерзлотных поясов.
При устройстве дренажа грунтовые воды
на расстоянии 10—20 м выше сооружения пере¬
секаются глиняной перемычкой, врезаемой до
слоя вечной мерзлоты (фиг. 85). Выше перемычки
вырываются водосборная канава и колодцы,
засыпаемые камнем и отепляемые сверху глиной
с соломой, навозом и др. Вода, собирающаяся
в водосборных колодцах, выводится за пределы
сооружения помощью отводящих рвов, также
заполняемых камнем.
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
793>
Другой мерой для задержки грунтовых вод
является применение «мерзлотных поясов». Мерз¬
лотным поясом называется канава, вырытая по¬
перек тальвега на расстоянии 100—150 м выше
сооружения, имеющая ряд глубоких колодцев
(срубов или бетонных), доходящих до вечной
мерзлоты. С наступлением зимы грунт вокруг
мерзлотного пояса быстро промерзает на большую
глубину и преграждает путь грунтовой воде,
которая, ища себе выхода, вырывается на поверх¬
ность земли, образуя наледи.
Глин. nepeMbNka
ГЮ00-2Ш1 I водос6овнаа
Вечная Отводящий Водосборн.
мерзлота РОб колодеэЬ
Фиг. 85. Схема устройства гли¬
няной перемычки, водосборных
канав и колодцев
Устранение опасности деформаций может быть
также осуществлено заменой пучинистого грунта
или его отеплением. Первый способ заключается
в том, что котлован для лежневых или ряжевых
опор заполняется грунтом, плохо примерзающим
к дереву (галька, гравий).
Отепление производится путем устройства во¬
круг опор небольших насыпей из песка, навоза
и др., уменьшающих глубину промерзания и пред¬
отвращающих образование пучины.
Фиг. 86. Схемы опор с умень¬
шенным числом свай
Применение описанных мероприятий на много¬
водных реках встречает большие затруднения.
Поэтому в этих случаях приходится прибегать
к конструктивным мерам, предотвращающим
появление деформаций моста.
Одной из таких мер является применение ря¬
жевых опор, вес которых настолько велик, что
- грунт при пучении не может их поднять. При
применении свайных опор необходимо стремиться
к увеличению давлений, передаваемых на отдель¬
ные сваи, и уменьшению периметра их смерзания
с грунтом. Это может быть достигнуто уменьше¬
нием числа свай в опорах (фиг. 86) за счет увели¬
чения их диаметра, а также применением боль¬
ших пролетов.
В) Особенности постройки мостов в районах
вечной мерзлоты
Постройка опор деревянных мостов в районах
вечной мерзлоты представляет большие трудности.
Рытье котлованов под лежневые или ряжевые
опоры следует производить в начале зимы, при¬
меняя способ вымораживания. Сущность его
заключается в том, что грунт разрабатывается
постепенно слоями, причем все время оставляется
нетронутой мерзлая корка толщиной 0,25—
0,30 м. Для ускорения промерзания грунта
можно применять забивку в дно котлована заткну¬
тых снизу металлических трубок.
Забивка свай в вечную мерзлоту может про¬
изводиться двумя способами. Более примитивный
из них состоит в том, что в грунт забивается ме¬
таллическая обсадная труба,
внутрь которой опускают на¬
каленные куски металла. От¬
таивающий грунт из трубы
удаляется, после чего трубу
вытаскивают, получившееся от¬
верстие засыпают песком и
после этого забивают в него
сваю.
Более современной являет¬
ся забивка свай помощью па¬
ровых игл. Паровой иглой на¬
зывают прикрепляемую к свае
тонкую металлическую трубку,
по которой нагнетается пар под
давлением 4—б атм (фиг. 87).
Растапливая мерзлый грунт,
паровая игла дает возможность
свае опускаться под легкими ударами ручной
бабы.
10. Наплавные мосты
1) Общие сведения
«Наплавными» называют мосты на плову чих
опорах.
В качестве пловучих опор могут быть исполь¬
зованы плоты, понтоны, баржи, плашкоуты.
Наплавные мосты могут выдерживать весьма
тяжелые нагрузки (груженые железнодорожные
вагоны и даже паровозы), однако большой объем
необходимых пловучих опор затрудняет устрой¬
ство наплавных мостов под тяжелую нагрузку;
поэтому наплавные мосты применяются/ как
правило, лишь на безрельсовых дорогах.
Особенностью наплавных мостов является их
сезонность. На зиму такие мосты разбирают и
уводят в специальные затоны. Иногда однако
наплавные мосты эксплоатируются и зимой и их
разводят лишь на период весеннего ледохода.
В зависимости от типа пловучих опор наплав¬
ные мосты разделяются на: 1) плотовые,
2) понтонные и 3) плашкоутные.
2) Плотовые мосты
Простейшим типом наплавных мостов явля¬
ются плотовые мосты, состоящие из ряда плотов,
перекрытых прогонами, поддерживающими про¬
езжую часть.
Плоты устраиваются из одного или нескольких
рядов бревен, стянутых между собой веревками,
проволокой и др. и скрепленных также попе¬
речными бревнами или брусьями. Для улучше¬
ния обтекаемости бревна плота следует связы¬
вать между собой возможно плотнее; в плане
же плотам желательно придавать несколько за¬
остренное очертание.
Основным недостатком плотовых мостов яв¬
ляются малая подъемная сила плотов и значи¬
тельное стеснение реки. При этом подъемная
сила плотовых мостов постепенно снижается
вследствие насыщения бревен водой и наносов,
забивающихся в промежутки между бревнами.
Плоты закрепляются на месте якорями, выбра¬
сываемыми с верховой стороны моста. Кроме
того во избежание сноса моста ветром с низовой
Фиг. 87. Забивка
свай помощью па¬
ровой иглы
794
Е. Е. ГИБШМАН
стороны также забрасывают якоря, но не с каждо¬
го плота, а через один или два.
Для лучшего закрепления плотового моста
иногда между берегами натягивают канат, к ко¬
торому прикрепляют носовые части плотов.
Конструкция плотового моста приведена на
фиг. 88.
где п — число плотов;
V — объем бревен плота;
у — удельный вес воды;
Уі — удельный (объемный) вес дерева в пло¬
тах.
Объемный вес дерева, принимаемый при расче¬
тах, приведен в табл. 3.
Разрез по В-г
15 X 15.
ЮхЮ.
d = 24
1300
-fOCM
Фасад Разрез по 4=£
Фиг. 88. Конструкция плотового моста
Прогоны этого моста опираются на каждый плот
помощью двух опорных бревен; для уменьшения
крена плотов бревна желательно располагать
возможно ближе к середине плота. Сопряжение
плотовых мостов с берегами наиболее часто
устраивается путем планирования берега с тем,
чтобы при понижении горизонта вод часть пло¬
тов ложилась на землю (фиг. 89).
Таблица 3
Объемный вес древесины
Порода
Воздушно¬
Свежесруб-
сухая
ленная
древесина
древесина
Сосна
650
810
Ель
560
700
Лиственница
.40
790
Ясень ... ·
700
900
Дуб
900
1 150
Вследствие поглощения воды объемный вес
древесины в плотах со временем увеличивается
на 10—25% (в зависимости от начальной влаж¬
ности), что должно быть учтено при расчете.
3) Понтонные мосты
Понтонными мостами называют разновид¬
ность наплавных мостов, опорами которых слу¬
жат замкнутые, полые внутри ящики — п о н-
т о н ы, изготовляемые из дерева, металла и
других материалов. Пролеты между понтонами
перекрываются прогонами или легкими фермами,
поддерживающими проезжую часть моста. Пон¬
тоны закрепляются якорями и канатами анало¬
гично плотовым мостам.
Понтонные мосты применяются наиболее часто
в условиях военного времени для быстрого устрой¬
ства переправ через глубокие реки.
4) Плашкоутные мосты
Плашкоутные мосты состоят из пловучих
опор в виде деревянных или металлических
сосудов — плашкоутов, поддерживающих
пролетные строения моста (фиг. 90). Плашкоуты
В случае, когда по реке необходимо пропускать
оуда, в плотовом мосту устраивают выводной
элемент.
Несущая способность плотового моста опре¬
деляется по формуле:
W = пѴ(у — Уі), (48)
обладают большой несущей способностью, позво¬
ляющей пропускать по мосту тяжелые нагрузки.
Сопряжение плашкоутного моста с берегом осу¬
ществляется при помощи эстакады и переходного
пролета L (фиг. 90), необходимого для обеспече¬
ния возможности въезда на мост при различных
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
795
горизонтах воды в реке. Длина переходного про¬
лета L определяется по формуле:
L = ^M~. (49)
2 і
где Я — наибольшая амплитуда колебаний уровня
воды;
ітях — предельный уклон для въездов на мост,
Принимаемый для автодорожных мостов ітах =
= 0,04—0,06
1—1—I
з
LV
НосовЬе
vi/ якоря ^
Фиг. 90. Схема плашкоутного моста
Для пропуска судов в плашкоутных мостах
устраивают специальные выводные секции.
Несущая способность плашкоута определяется
по формуле:
JV — ycohmSLx Q о, (50)
где со — площадь днища плашкоута;
7&тах — наибольшее допускаемое погружение;
Q0 — собственный вес плашкоута.
Наибольшее допускаемое погружение плаш¬
коутов обычно ограничивается величиной hmax =
= 1,2—2 м\ размеры плашкоутов в плане прини¬
маются в пределах Ъ = 2,5—6 м, I = 12—36 м\
длина заостренной части принимается равной
(0,5—1,0)6.
Несущая конструкция плашкоута представ¬
ляет собою каркас из продольных ферм, располо¬
женных в плоскостях
бортов (фиг. 91) и ряда
поперечных полу рам,
называемых шпангоу¬
тами (фиг. 92), вер¬
тикальные элементы ко¬
торых входят в состав
бортовых ферм. В мощ¬
ных плашкоутах кроме
двух бортовых ферм ста¬
вят еще третью продоль¬
ную ферму на оси [плаш¬
коута.
Снизу плашкоутов укрепляются продольные
балки — кильсоны, по которым устраи¬
вается обшивка из досок. Бортовая обшивка
обычно пришивается непосредственно к элемен¬
там бортовых ферм.
Конструкция плашкоута под тяжелую нагрузку
приведена на фиг. 93.
При расчете конструкции плашкоут может
рассматриваться как балка, нагруженная сверху
Давлениями от постоянной и временной нагрузок
Р и Р0, снизу же — давлением воды W (фиг. 94).
Под действием означенных нагрузок продольные
фермы плашкоута работают на срезывание и изгиб.
На фиг. 94 приведены эпюры: давления воды,
поперечных сил и моментов, действующих на
продольные фермы плашкоута.
Средняя
ферме
БортовЫе
фермы
Фиг. 91. Схема каркаса
плашкоута
Пользуясь этими эпюрами, могут быть опре¬
делены усилия во всех элементах продольных
ферм плашкоута.
Работа всего плашкоутного моста в целом и
метод его расчета определяются конструкцией
пролетных строений и способом опирания их на
плашкоуты.
Простейшей системой плашкоутного моста яв¬
ляется цепь из плашкоутов, соединенных помощью
свободно и центрально опертых на них балок
(фиг. 95).
При нахождении груза Р = 1 в центре плаш¬
коута последний погружается на глубину h,
определяемую по формуле:
й = (51)
где ω — площадь днища плашкоута.
Фиг. 92. Схема поперечного сечения плашкоута
При движении груза Р — 1 по мосту вслед¬
ствие разности погружений соседних плашкоу¬
тов пролетные строения будут наклоняться,
причем предельный уклон п-το пролета:
(52)
где hn и hn+1 — погружения плашкоутов, поддер¬
живающих п-й пролет;
Іп - длина пролета.
Линии влияния погружения плашкоута и про¬
дольного наклона пролетного строения приведены
на фиг. 95.
В случае, если давления от пролетных строений
передаются на плашкоуты не центрально, а через
борта, плашкоуты будут погружаться не рав¬
номерно, а с креном.
При действии на плашкоут груза Р, приложен¬
ного с эксцентриситетом е, погружение какой-
либо точки днища на расстоянии х от центра днища
(фиг. 96) выражается формулой:
* = (53)
где к — коэфициент, зависящий от высоты плаш¬
коута (обычно принимают /с = 1);
I = ρ2ω — момент инерции площади днища
плашкоута;
ρ — радиус инерции этой площади.
С помощью ф-лы (53) на фиг. 97 построены
линии влияния деформаций плашкоутного моста
с передачей давлений через борта.
Для уменьшения погружений плашкоутов и
распределения давления от временной нагрузки
на большее число опор в плашкоутных мостах
под тяжелую нагрузку применяют пролетные
строения в виде неразрезных балок или ферм
(фиг. 98). Расчет плашкоутного моста произво¬
дится в этом случае как неразрезной балки (фер¬
мы) на упруго опускающихся и упруго повора¬
чивающихся опорах.
ПродаЛЬнЬй разрез плашкоута
параллельно борту
Разрез по продольной оси плашкоута,
Фиг. 93. Конструкция плашкоута
пѵитзил '3 ‘я . 96і
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
797
Фиг. 94. Эпюра усилий для продоль¬
ных ферм плашкоута
Фиг. 96. Действие эксцентричной нагрузки на
плашкоут
Ч-Ь^ПГ- Г , - Т-
Линия hcli\ r^UJltlllllllllllP^
і ί ^ϊωί
Линия he I
i i i /, \ ity i ! II t i2 }
Линия δη ί Τω
!^tW i
'c ΙΜ'-φ*
.^ТрГттьЦ ‘
Линия
Лин иЯ\ ІС !
Линия tL
.21
3Τω7ψ2
Фиг. 95. Линии влияния деформаций простейшей цепи
плашкоутов
Фиг. 97. Линии влияния деформаций плаш¬
коутного моста с передачей давлений через
борта
Фиг. 98. Схема плашкоутного
моста с неразрезными пролет¬
ными строениями
ПРИЛОЖЕНИЕ
Данные о затрате материалов (дерева и металла) для деревянных автодорожных мостов
Таблица 4
Данные о затрате материалов на пролетные строения балочных мостов (по проектам Укргипродора 1931.—1932 гг.),
отнесенные на 1 пог. м пролетного строения
№
Рас¬
четный
пролет
в м
Н8
Г2
Г4
Г5
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
проезжая
часть
прогоны
всего
проезжая
часть
прогоны
всего
проезжая
часть
прогоны
всего
проезжая
часть
прогоны
всего
проезжая
часть
прогоны
о
5
о
м
проезжая
часть
I прогоны
всего
1
3,25
1,56
0,85
2,41
4,82
5,40
10,22
1,37
0,67
2,04
5,28
4,33
9,61
1,19
0,55
1,74
4,76
3,60
8,36
2
4,00
1,56
0,91
2,47
4,83
4,59
9,42
1,37
0,72
2,09
5,28
3,67
8,95
1,19
0,63
1,82
4,76
3,51
8,27
3
5,00
1,56
1,07
2,63
4,83
4,11
8,34
1,37
0,85
2,22
5,28
3,29
8,57
—
—
—
—
4
6,50
1,58
>,46
о,04
5,90
10,49
16,39
1,38
1,16
2,54
6.16
8,39
14,55
1,19
0,98
2,17
5,57
8,27
13,84
798
Е. Е. ГИБШМАН
. Продолжение табл. 4
Н6
Н4
Рас-
Г4
Г5
Г5 .
четный
Дерево в деле
Металл
Дерево в деле
Металл
Дерево в деле
Металл
1N®
В М3
в кг
В Λί3
в кг
ВиМ3
в кг
пролет
в
§
к
В
в
в
ей
Я
Я
св
§
Я
ді
я
ей
Я
в м
і
и
і
и
£
и
£
в
£
и
® н
О о
о
Рч
о
о
рч
δ й
о о
о
Рч
о
о
Рч
<и
δ Й
о δ
о
Рч
о
о
о
<и
“ В
Η
О о
о
(-1
О
о
Рч
о
СО JQ
® н
О о
о
Рч
О
о
Рч
о
CD Й
О о
о
• Рч
о
о
о
QJ
Онді
Он
о
ft ев
η
о
ft ев
Он
о
Онді
Он
о
ft ев
Он
о
Он в
Он
О
В В
в
η
В В
И
η
В В
В
η
И У
в
η
В В
в
η
В в
в
В
1
3,25
1,33
0,54
1,87
5,28
3,60
8,88
1,13
0,48
1,61
4,76
3,36
8,12
1,00
0,35
1,35
5,02
2,87
7,89
2
4,00
1,33
0,63
1,96
5,28
3,52
8,80
1,13
0,53
1,66
4,76
2,93
7,69
1,00
0,43
1,48
5,04
2,70
7,74
3
5,00
1,36
0,71
2,07
5,28
2,94
8,22
1,13
0,62
1,75
4,76
2,81
7,57
—
—
—
—
—
4
6,50
1,35
1,02
2,37
6,15
8,15
14,30
1,13
0,70
1,83
4,76
2,26
7,02
1,00
0,52
1,52
5,02
2,02
7,04
Таблица 5
Данные о затрате материалов на пролетные строения балочных мостов американского типа
на 1 поз. м пролетного строения
№
Расчет¬
ный
пролет
в м
Н8; Г4
Н6; Г4
Н6; Г5
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
Дерево в деле
В Лі3
Металл
в кг
Дерево в деле
В М3
Металл
в кг
в
св
£
СО J3
о Й
О Б
Онй
В В
S
о
Рч
о
В
о
о
о
о
η
в
ей
δ Й
о S
Он ді
в в
§
о
(-1
о
Он
в
о
Рч
О
О
η
в
ді
СО J5
® Н
2 о
о ев
в в
3
о
Рч
о
Он
в
о
Рч
о
о
о
в
ев
£
S Л
2 ё
Он дЗ
В в
Я
в
о
и
о
Он
в
о
Рч
О
о
η
в
дЗ
£
s й
2 о
Он дЗ
В В
Я
в
о
Рч
о
Он
в
о
Рч
<ѵ
о
в
в
в
$
δ а
2 о
Онді
В В
в
В
О
Рч
о
Он
а
о
Рч
0Э
о
а
1
2
3
4
2,0
3.0
4.0
5.0
0,78
0,79
0,78
0,79
0,42
0,48
0,53
0,68
1,20
1,26
1,31
1,46
3,71
8,74
3,70
3,77
0,75 4,46
0,49 4,23
0,47 4,17
0,36 4,13
0,64
0,65
0,64
0,65
0,36
0,42
0,48
0,59
0,99
1,06
1,12
1,23
4.05
4,12
4.05
4,11
0,75
0,49
0,47
0,36
4,79
4,61
4,52
4,47
0,56
0,57
0,56
0,57
0,31
0,36
0,42
0,50
0,86
0,93
0,98
1,07
3,68
3,81
3,70
3,77
0,63
0,42
0,42
0,32
4,31
4,23
4,11
4,69
Таблица 6
Данные о затрате материалов на пролетные строения подкосных мостов (по проектам Укргипродора 1982 г.)» отнесен¬
ные на 1 пог. м, пролетного строения
№
Расчетный пролет
в м
Н8
Н6
Г2
Г4
Г5
Г4
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
Дерево в деле
в М3
Металл
в кг
Дерево в деле
В М3
Металл
в кг
Дерево в деле
в М3
5
5
с? Й
2 ё
Онді
В В
Еа
о «
о Я
К S
«Он
о о
вв
S
о
о
В
в
св
£
S3 я
2 f-1
О 0
Он«
в в
η
§3
0 0
ао
о
о
о
в
в
ей
£
S й
2 о
Онді
в в
Еа
оЯ
«о,
о о
вв
о
Рч
<13
о
в
в
ев
£
со «
О о
Онді
в в
в
§Я
К S
« ft
о о ■
ВО
г
о
о
в
в
ев
£
δβ
2 ё
ОнДІ
в в
Еа
рЗ
«Он
о О
ВО
о
Рч
О
о
в
в
ей
£
СО JQ
2 °
Он Ді
в в
В*
За
«Он
о о
ВО
о
Рч
о
о
в
в
ев
£
S Л
о δ
Онді
В В
И
§я
В Я
«Он
о о
ВО
о
Рч
о
о
в
1
2
3
4
5
8,5
12,0
14.5
16.5
19,4
1.59
1,57
1.59
1.56
1.57
1,48
1,40
1,50
1,57
2,10
3,07
2,97
3,09
3,13
3,66
4,73
4.61
4,85
4.62
4.62
9,81
10,16
14,50
13,0
15,98
14,54
14,77
19.35
17,62
20,60
1,39
1.37
1.38
1,37
1,36
1,17
1,12
1,19
1,25
1,62
2.56
2,48
2.57
2,61
2,99
5.18
5,08
5.18
5.07
5.08
7,85
8,12
11,61
10,43
12,83
13,03
13,20
16,79
15,50
17,91
1,21
1.19
1.19
1.19
0,97
1,04
1,11
1,17
2,18
2,24
2,30
2,36
4.66
4.56
4.66
4.56
7,43
7,84
11,44
10,34
12.09
12,40
16.10
14,90
1
, 1,36
1.33
1,35
1,28
1.33
0,97
1,00
1,02
1,10
1,25
2.32
2.32
2.37
2.38
2,57
№
н
о
В
о
Он
в
<3
о
в
8 s*
РЧ а
Н6
Н4
Г4
Г5
Г5
Гб
Металл
в кг
Дерево в деле
в М3
Металл
в кг
Дерево в деле
В М3
Металл
в кг
Дерево в деле
В М3
Металл
в кг
в
ді
£
8й
2 о
Онді
В В
Еа
О Я
К S
«Он
о о
вв
о
Рч
в
о
в
в
ді
£
со «
<о Й
о8
Онді
В В
s'
si
«Он
О <ΰ
во
о
Рч
<ѵ
о
в
в
ді
£
О Еч
О о
Ондз
в в
И
ёя
к ш
«Он
о о
а©
S
о
о
в
в
ей
£
со „
о Й
2 ё
ft ді
В В
В
із
«Он
О 0)
ВО
о
о
о
о
в
в
ей
£
СО η
CD Й
2 ё
В В
в
ёя
«Он
о о
во
о
Рч
о
о
в
в
ей
« В
О) рн
2 ё
Онді
В В
В
о «
о в
В Ϊ5
« Он
о о
ВО
г
О
о
в
в
ев
£
СО J4
о Й
©δ
Онді
в в
В
о «
о Я
В 2
«Он
О о
ВО
о
Рч
а>
о
в
1
2
2
4
5
8,5
12,0
14.5
16.5
19,4
5.18
5.08
5.18
5.08
5.08
7,43 12,61
7,78 12,86
7.03 12,21
10,18 15,26
9.04 14,12І
I !
1,15
1.13
1.14
1,12
1,21
0,81
0,82
0,91
0,95
1,16
1,96
1,95
2,05
2,07
2,37
1
4.66
4.56
4.66
4.56 J
4.56
7,16
7,37
6.98
6,26
8.99
11,82
11,93
11,64
10,82
13,55
1,01
1,00
1,00
1,00
0,60
0,69
0,71
0,73
1,62
1,70
1,7)
1,73
4,91
4,56
4,78
4,70
3,30
7,17
6,46
5,83
1
8,21 0,86 0,48
11,73 - 1 -
11,24 0,84 0,57
10,531 0,84,0,59
1 !
1,34
1.41
1.42
3,83
3,57
3,48
2,49
4,85
4,37
6,32
8,42
7,85
МОСТЫ МАЛЫХ И СРЕДНИХ ПРОЛЕТОВ
799
Таблица 7
Данные о затрате материалов на пролетные строения системы Гау, отнесенные на 1 пог. м пролетного строения
№
Нагрузка
и габарит
Расчетный пролет
в м
Дерево в деле
В JH3
Металл
в кг
Наименование проектиро¬
вавшей организации
1
Н8Г4
Езда
21,6
поверх
3,15
У
196,1
Укріипродор
2
Н8Г4
22,0
4,10
337,0
Уралгипродор
3
Н8Г4
31,15
4,04
4,33
150,1
Гипродор
4
Н8Г4
41,40
200,6
»
5
Н8Г2
21,20
4,73
235,7
»
6
Н8Г2
21,5
5,37
236,2
»
7
Н8Г2
31,15
5,24
2,16
233,25
»
8
Н8Г5
21,6
126,17
Укргипродор
9
Н6Г4
21,6
2,76
133,81
10
Н6Г4
31,5
3,52
130,8
Гипродор
11 ’
Н6Г4
41,4
3,65
169,0
»
1
Н8Г4
Езда
21,6
по низу
4,08
188,0
Укргипродор
2
Н8Г4
22,С
5,21
4,52
215,5
Уралдоруч.
3
Н8Г4
31,5
255,0
Ленгипродор
4
Н8Г4
41,6
5,44
467,2
Ленпроектдор
5
Н8Г4
52,5
4,53
286,0
Белгипродор
6
Н8Г2
21,6
4,66
213,7
Укргипродор
7
Н8Г2
31,2
6,20
249,0
Гипродор
8
Н8Г5
21,6
8,20
125,3
Укргипродор
9
Н6Г4
21,6
3,59
139,9
10
Н6Г4
31,5
4,20
160,9
Логипродор
Таблица 8
Данные о затрате материалов на опоры балочных мостов пролетами от 3,25 до 6,5 м (по проектам Укргинродора)
Высота
Н8; Н6; Г2
Н8; Н6; Г4
Н8; Н6; Γό
Н4; Г5
Н2,5;
Гб
№
•опор
Дерево
Ме¬
Дерево
Ме¬
Дерево
Ме¬
Дерево
Ме¬
Дерево
Me- ·
в м
в деле
В Λί3
талл
в кг«
в деле
В Λί3
талл
в кг
в деле
В Λί3
талл
в кг
в деле
В Λί3
талл
в кг
в деле
В Λί3
талл
в кг
1
3,0
2,42
1,93
1,89
1,35
1,01
2
4,0
3,30
4,98
2,62
3,99
2,56
3,99
1,90
3,67
1,43
2,75
3
5,0
3,77
25,78
2,93
20,39
2,92
20,39
2,22
3,36
18,97
2,62
21,62
4
6,0
5,41
35,50
4,46
30,07
4,46
30,07
27,52
3,05
21,62
Таблица 9
Данные о затрате материалов на деревянные опоры подкосных мостов
№
Пролет
подкосных
• ферм
в м
Высота
опоры
в м
Н8;
Г2
Н8;
Г4
Н6;
Г4
Дерево в деле
В JU3
Металл
в кг
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
Дерево в деле
В Λί3
Металл
в кг
1
6,17
18,9
237
16,4
201
15,9
201
2
8,17
25,6
301
21,0
254
19,9
254
3
12,0
10,17
37,0
431
30,9
382
30,0
382
4
(13,5)
12,17
43,2
497
37,5
441
35,2
441
5
14,17
51,3
673
49,1
499
40,7
499
6
16,17
62,0
802
58,9
693
51,3
693
7
6,72
19,8
237
16,5
201
17,6
201
8
8,72
26,6
301
21,5
254
21,8
254
9
14,5
10,72
37,0
431
29,5
382
29,0
382
10
(16,0)
12,72
44,0
497
37,5
441
85,9
441
11
14,72
52,8
673
43,0
499
42,7
499
12
16,72
63,7
802
55,2
693
54,2
693
13
6,92
21,5
237
17,7
201
16,5
201
14
8,92
27,2
301
22,5
254
20,6
254
15
16,5
10,92
38,2
431
32,1
382
28,1
382
16
(18,0)
12,92
47,5
497
39,9
441
37,3
441
17
14,92
54,7
673
46,6
499
43,2
499
18
16,92
69,5
802
59,7
693
54,3
693
soo
В. В. БОЛЬШАКОВ
Таблица 10
Данные о затрате материалов на плоские деревянные ле¬
дорезы (по проектам Укргипродора)
Тип ледореза
Дерево в деле
в м%
Металл
в кг
На 5 свай
3,16
58,0
» 7 »
3,86
61,9
» 9 »
6,40
75,8
» 10 »
8,82
129,7
Таблица 11
Данные о затрате лесоматериала на деревянные ледорезы
шатрового типа
Глубина
меже нних
вод
в м
Число
свай
в ледорезе
Полная
ширина
ледореза
в м
Затрата
дерева
в деле
в ліз
15
2,86
17,9
18
3,36
20,7
1,0
21
3,36
28 0
24
3,86
31,0
31
3,86
33,5
15
2,86
20,6
18
3,36
23,6
2,0
21
3,36
32,2
24
3,36
36,3
31
3,86
39,4
15
2,86
22,5
18
3,36
26,0
3,0
21
3,36
35,4
24
3,86
40,1
31
3,86
43,9
Продолжение табл. 1χ
Глубина
меженних
вод
в м
Число
свай
в ледорезе
Полная
ширина
ледореза
в м
Затрата
дерева
в деле
в м%
15
2,86
24,2
18
3,36
27,8
4,0
21
3,36
37,6
24
3,86
42,6
31
3,86
47,0
ЛИТЕРАТУРА
1. Пат он Е. О., Деревянные мосты.
2. Передерий Г.П.и Гнедовский В. И.,
Мосты, ч. 1, «Деревянные мосты», Гострансиздат, 1925 г!
3. Митропольский Η. М., Примеры проек¬
тирования деревянных мостов, вып. 1, «Деревянные
мосты», Гострансиздат, 1931 г.
4. Трошихин В.М., Деревянные мосты обыкно¬
венных дорог, Гослестехиздат, 1933 г.
5. Гестеши Т., Деревянные сооружения, Гос-
техиздат, 1931 г.
6. Гибшман Е. Е., Деревянные автодорожные
мосты, Гострансиздат, 1935 г.
7. Уманский А. А., Наплавные мосты, Гос-
техиздат, 1931 г.
8. Скрябин И. Е., Примеры расчета элементов
деревянных мостов, ч. 1, Гострансиздат, 1931 г.
9. Гибшман Е. Е., Альбом проектов деревян¬
ных мостов, Гострансиздат, 1934 г.
10. ЦИС НКПС, Деревянные трубы под железнодо¬
рожными насыпями, Гострансиздат, 1932 г.
11. Гипродор, Типовые проекты искусствен¬
ных сооружений автогужевых дорог, Гострансиздат,
1933 г.
12. Цудортранс, Сборник типовых проектов
деревянных мостов малых пролетов, ч. 1—3, Гостранс¬
издат, 1932 г.
13. Цудортранс, Сборник типовых деревян¬
ных труб под автогужевые дороги, Цудортранс, 1933 г.
14. Цудортранс, Нормы и технические усло¬
вия проектирования и постройки мостов и труб на авто¬
гужевых дорогах, Гострансиздат, 1933 г.
15. Нечаев, Постройка и эксплоатация деревян¬
ных мостов простейших типов, Гострансиздат, 1935 г.
16. L а s k u s, Holzerne Brucken, Berlin 1932
17. К е г s t е n, Freitragende Holzbauten,Berlin 1926
Иною. В. В. БОЛЬШАКОВ
XIII. СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ В ПРИЛОЖЕНИИ
ИХ К МОСТОСТРОЕНИЮ БОЛЬШИХ ПРОЛЕТОВ
I. Введение
1) Период расцвета деревянного мостостроения
Деревянное мостостроение прошлого достигло
своего расцвета в XVIII и первой половине
XIX столетий, когда из дерева были созданы вы¬
дающиеся мостовые сооружения.
На фиг. 1 изображен деревянный ароч¬
ный мост через Cascade Gleen пролетом
84 м, построенный в 1849 г. в Америке; на фиг.
2 — мост под обыкновенную дорогу
пролетом 119 м через реку Лиммат близ Веттин-
гена в Швейцарии, построенный известным специа¬
листом мостового дела Ульрихом Грубенман.
Пролет в 119 м — наибольший в мире, когда-
либо перекрытый деревянным пролетным строе¬
нием.
Следует еще отметить оставшийся неосущест¬
вленным проект городского дере¬
вянного арочного моста через
р. Неву пролетом 300 м, составленный
механиком Академии наук Иваном Кулибиным.
В 1776 г. была испытана модель этого моста в
Ѵю натуральной величины. Присутствовавший
при испытании знаменитый математик Эйлер
подтвердил правильность расчетов Кулибина.
В этот же период (первая половина XIX в.)
были изобретены применяемые до настоящего
времени основные системы балочных деревянных
мостов Тауна и Гау.
Примером применения системы Гау для пере¬
крытия больших пролетов может служить зна¬
менитый мост через реку Мету на б.
Николаевской ж. д., построенный в
1844 г. инж. Крутиковым. Мост имел 9 пролетов
по 61 м.
2) Упадок деревянного инженерного строитель¬
ства
Конец XIX и начало XX веков являются пери¬
одом бурного развития металлических и железо¬
бетонных конструкций во всех областях строи¬
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
801
тельства; в мостостроении больших пролетов де¬
рево было совершенно вытеснено металлом и
отчасти железобетоном.
Причинами, вызвавшими потерю деревом его
значения в качестве основного материала для
мостов больших пролетов, были:
а) неясность статической схемы большинства
старых, выработанных практикой систем (фиг. 2);
г) как следствие недостатков, отмеченных в
пп. «а», «б» и «в», — большой расход материала,
значительный вес деревянных конструкций и не¬
экономичность их;.
д) малая стойкость дерева в сооружениях, не
защищенных от непосредственного воздействия
влаги;
е) опасность возгорания деревянных, незащи-
Фиг. t. Деревянный' арочный мост через Cascade Gleen пролетом 84 ле
Фиг. 3. Попереч¬
ное сечение моста Фиг. 4. Деревянный мост системы инж. Квятковского пролетом 45 м под
к фиг. 2 однопутную железную дорогу
б) трудность осуществления целого ряда но¬
вых, рациональных систем ввиду несовершенства
применявшихся сопряжений элементов деревян¬
ных конструкций;
в) кустарные способы производства работ, не
допускавшие индустриализации процесса изгото¬
вления деревянных конструкций;
щенных элементов, особенно в железнодорожных
мостах (от паровозных искр);
д) расстройство сопряжений от динамического
воздействия значительных сосредоточенных на¬
грузок, особенно в мостах под железную дорогу.
Указанные причины весьма ограничили при¬
менение деревянных мостов. Из дерева строились
'51
Деревянные конструкции
ш
В. В. БОЛЬШАКОВ
■л
О
>»
яг
>*
и
>*
Ϊ
>*
«
о
И
3
с*
Я
О
О
г
5Я
Я
»
к
«
ю
(U
Р.
(U
«
лишь небольшие мосты под обыкновен¬
ную дорогу, временные мосты на вновь
строящихся дорогах, мосты военного
значения, т. е. сооружения, в которых
‘не использовались ни малый объемный
вес, ни высокая прочность воздушно¬
сухого дерева.
3) Возрождение инженерных деревян¬
ных конструкций в новых формах
1 Империалистическая война и связан¬
ное с ней громадное увеличение потреб¬
ности в металле на военные нужды за¬
ставили творческую инженерную мысль,
вооруженную современными достиже¬
ниями науки, обратиться к отысканию
новых форм для осуществления из дерева
промышленных сооружений военного на¬
значения.
4) Современное положение деревянного
большепролетного мостостроения в СССР
В период первой пятилетки недостаток
металла, расходуемого в первую оче¬
редь на машиностроение и транспорт,
диктовал необходимость расширить об¬
ласть применения дерева и заменить им
металл везде, где эта замена дает значи¬
тельный экономический эффект и целе¬
сообразна с технической точки зрения,
т. е. возможна без ущерба для каче¬
ства сооружения.
Одной из таких областей является
мостостроение больших пролетов. За¬
просы развивающегося городского и до¬
рожного строительства, с одной сторо¬
ны, и требования Наркомвода в отно¬
шении подмостовых габаритов — с дру¬
гой, выдвинули задачу перекрытия
пролетов в 50, 80, 100, 120 и даже
150 м.
За последние годы был разработан
ряд проектов, имевших целью расши¬
рить пределы применения дерева в мо¬
стостроении.
Среди этих проектов отметим следую¬
щие:
1. Проект моста пролетом 45 м под
однопутную железнодорожную колею си¬
стемы инж. Квятковского ("фиг. 4). Де
ревянные фермы моста имеют парал
лельные пояса и треугольную решетку
Узловые сопряжения выполнены на спе
циальных вкладышах, в основу которых
положен принцип гладких кольцевых
шпонок (Тухшерера). Мост был осу¬
ществлен и при испытании показал впол¬
не удовлетворительную жесткость.
2. Проект моста пролетом 52,5 м под
автогужевую дорогу, разработанный Цу-
дортрансом. Фермы моста параболиче¬
ского очертания с раскосной решеткой.
Узловые сопряжения законструированы
на болтах и «гребенках» — металличе¬
ских накладках со шпонками (фиг. 5).
3. Ряд других мостов того же пролета
с полигональными фермами и узловыми
сопряжениями на гвоздях; с фермами
криволинейного очертания и решеткой
типа Гау; с комбинированными фермами
типа Лангера и др.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
80$
Анализ деревянного мостостроения показал,
что при имевшихся в распоряжении конструктора
типах соединения дальнейшее увеличение про¬
лета встречает значительные, подчас непреодоли¬
мые трудности.
Кроме того не были найдены способы увеличе¬
ния долговечности деревянных мостов и сохран¬
ности материала даже в пределах 40—50 лет
эксплоатации моста.
Последние работы сектора деревянных конструк¬
ций ЦНИПС и Института пути НКПС выявили
совершенно новые возможности сопряжения эле¬
ментов деревянных конструкций (большемерные
гвозди крестового сечения, зубчато-кольцевые
шпонки, пластинчатые нагели) и предохранения
дерева от гниения (консервирование последующе¬
го действия).
Использование этих возможностей с примене¬
нием новых рациональных систем и индустриа¬
лизацией всех этапов производства позволяет
считать проблему большепролет¬
ного капитального деревянно¬
го мостостроения принципиаль¬
но разрешенной.
2. Сложные комбинированные1 системы мо¬
стов больших пролетов
1) Характеристика
Сложные комбинированные системы представ¬
ляют собой сочетание простых систем с допол¬
нительными стержнями или другими простыми си¬
стемами. Из всего многообразия сложных систем,
применяемых в мостостроении, для деревянных
мостов наибольшее значение имеют комбинации
сплошной или сквозной балки с многошарнирной
(«гибкой») аркой.
Сжатие
сжатие
жений растянутых элементов нецелесообразно
и ограничивается легкими сооружениями эста-
кадного типа с небольшими пролетами (фиг. 9).
Но и в этом случае конструкция для уменьшения
количества стыков в растянутом поясе этой си¬
стемы требует обычно применения длинномер¬
ного леса. Отсюда ясны те затруднения, которые
вызывает применение такой системы для мостов
больших пролетов.
Фиг. 7. Схемы распорных комбинированных систем
Кроме того рассматриваемая система обладает
еще одним существенным недостатком: наличие
подпружной цепи уменьшает подмостовый габа¬
рит — в примере на фиг. 9 в месте пересечения
эстакады с дорогой нижний растянутый элемент
(«цепь») пришлось заменить аркой.
Напротив, применение комбинированных си¬
стем с растянутым стержнем — цепью — в сме¬
шанных конструкциях висячих мостов (фиг. 10)
вполне целесообразно.
В соответствии с особенностями каждого из
материалов цепь выполняется из металла, а балка
жесткости — из дерева. Примерами такой кон¬
струкции могут служить швейцарские мосты,,
изображенные на фиг. 11 и 12.
Сжатие
Фиг. 6. Схемы комбинированных безраспорных систем
Системы эти могут быть безраспорными, балоч¬
ными, когда распор арки воспринимается жесткой
балкой (фиг. 6, а, б, в), или распорными, если рас-
пор арки передается опорам (фиг. 7, а, б, в).
Применение систем, представляющих комби¬
нацию балки с изогнутым дополнительным стерж¬
нем, работающим на растяжение — многошар¬
нирной цепью (фиг. 8), в чисто деревянных кон¬
струкциях ввиду трудности осуществления сопря-
1 Вопрос о целесообразности применения комбиниро¬
ванных систем в деревянных мостах больших пролетов
впервые был выдвинут проф. Стрелецким Н. С. в 1922 г.
См. НКПС, «Труды мостовой подсекции», сборник № 1,
Вопросы деревянного мостостроения», изд. 1923 г.
Фиг. 8. Схема комбипированной системы с рас¬
тянутым дополнительным стержнем — «под-
пружной» цепью
2) Области применения различных комбиниро¬
ванных систем
Области применения висячих мостов смешан¬
ной конструкции с деревянными фермами жестко¬
сти те же, что и мостов с металлическими фер¬
мами. Неоспоримое преимущество этих систем
перед другими в ряде случаев (мосты над глубо¬
кими ущельями и т. п.) определяется возмож¬
ностью навесной сборки с использованием для
этого кабеля-цепи.
Основной областью применения комбинирован¬
ных систем являются мосты больших пролетов
городского типа и под автогужевую дорогу.
Значительно менее целесообразно применение
этих систем (ввиду меньшей жесткости их по срав¬
нению с простыми балочными) для железнодорож¬
ных мостов, воспринимающих значительные ди¬
намические сосредоточенные нагрузки.
51*
804
В. В. БОЛЬШАКОВ
Фиг. 9. Откаточный - мост в Шмидсберге, построенный фирмой Тухшерера (в Германии)
3) Распорные системы
Из приведенных комбинированных систем для
деревянных мостов оптимальными являются рас¬
порные .системы.
Фиг. 10. Схема висячего моста
Из трех схем распорных систем, изображенных
яа фиг. 7, первая (ферма Бурра) широко применя¬
лась в мостостроении прошлого. На фиг. 13
представлен мост через р. Живро (в Швейцарии)
пролетом 60 построенный по этой схеме в
1854 г.
На фиг. 14 показан другой мост той же системы
в период постройки (в Америке).
Характерным отличием фермы Бурра от дру¬
гих схем, приведенных на фиг. 7, является на¬
личие высокой фермы, в которую почти цели¬
ком вписывается относительно низкая арка.
Такие конструкции обладают следующими не¬
достатками:
а) сохраняют основные недостатки простых ба¬
лочных ферм в применении их к мостам больших
пролетов г;
* б) совместная работа арки с высокой и жесткой
фермой невыгодна вследствие малой величины
коэффиціента (γ) распределения нагрузки между
аркой и балкой 2. #
Передача на арку всей постоянной нагрузки
может быть достигнута только путем искусствен¬
ной подтяжки, осуществление которой в этой
системе несомненно осложняет конструкцию.
Две других схемы фиг. 7, имеющие в отличив
от фермы Бурра низкую ферму жесткости и вы¬
сокую арку, избавлены от указанных недостат¬
ков. Применение их вполне целесообразно.
Путем надлежащего конструирования и выбора
метода сборки вся постоянная нагрузка легко
может быть передана на сжатую арку. Распор
1 См. стр. 812.
* См. стр. 810.
Фиг. 11. Висячий мост с фермой жесткости черев р. Рону близ Колломбей; пролет 64 мі Ί
построен в 1884 ѵ.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
80S
Фиг. 12. Висячий мост через р. Инн близ Брайля; построен в 1910 г.; пролет 168; ju
Фиг. 14. Мост с фермами Бурра в Америке в период по·
стройки
806
В. В. БОЛЬШАКОВ
арки (наиболее нагруженного элемента системы)
непосредственно воспринимается каменными или
железобетонными опорами, что уменьшает воз¬
можные деформации системы при недостаточной
надежности' опор.
Ферма жесткости, работающая только на вре¬
менную нагрузку, получается достаточно легкой.
Распорные системы менее пригодны для много¬
пролетных мостов, так как распор требует устрой¬
ства дорогих массивных промежуточных опор
вместо деревянных.
Увеличение стоимости опор может оказаться
значительнее экономии, получаемой от примене¬
ния распорных систем для пролетных строенийг.
Областями, в которых применение распорных
систем представляется наиболее целесообразным
и дает несомненные преимущества перед другими
системами, являются:
1) однопролетные мосты отверстием 50—200 м
с каменными или железобетонными устоями,
особенно в горных местностях, где в зависимости
от рельефа берегов могут быть применены схемы
6 или в фиг. 7;
2) городские мосты пролетом 100—250 м,
расположенные на реках средней ширины (на¬
пример р. Москва) с движением городского
транспорта (трамваи, авто) в одном или двух
ярусах (фиг. 30 и 31) по схеме в фиг. 7.
-Здесь особенно нежелательны промежуточные
опоры, сужающие русло реки и стесняющие ин¬
тенсивное движение по ней судов. Однопролет¬
ный арочный мост здесь предпочтительнее также
и в архитектурном отношении.
При наличии одетых жамнем повышенных на¬
бережных устройство усиленных береговых опор
не представляет ни технических, ни экономиче¬
ских трудностей; в то же время распорная схема
позволяет заменить металлическое или железо¬
бетонное пролетное строение деревянным.
По сравнению с железобетонным пролетным
строением, более тяжелым и требующим весьма
массивных опор, деревянное представляет еще
преимущества внесезонности и исключительно
быстрых темпов возведения; реальный срок окон¬
чания постройки деревянного пролетного строе¬
ния моста пролетом до 200 м — один зимний
сезон.
4) Безраспорные системы
Безраспорные системы (фиг. 6) в отношении
опорных закреплений ничем не отличаются от обыч¬
ных балочных ферм и представляют собой внут¬
ренне статически неопределимые (ввиду наличия
третьего пояса) системы с одной неизвестной.
Воопринятие распора арки фермой жесткости
несколько осложняет конструкцию и делает ее
в части пролетного строения менее экономичной,
чем распорные системы, зато отсутствие внеш¬
него распора позволяет использовать ее для много¬
пролетных мостов с большими пролетами.
Из трех схем, изображенных на фиг. 6, для
деревянных мостов имеют значение схемы б
и в. До настоящего времени все имеющиеся
проекты таких мостов осуществлялись по схеме
1 Окончательное суждение в этом вопросе может
быть получено лишь после сравнительной проектировки
многопролетных мостов с пролетными строениями раз¬
личных систем и для различных пролетов. Применение
распорных систем может оказаться целесообразным
в отдельных частных случаях многопролетных мостов:
например в трехпролетном мосте со средним разводным
пролетом, где солидная конструкция промежуточных
опор обусловливается наличием разводной части.
фиг. 6, б. В этой схеме распор арки воспринимает
ся нижним поясом фермы жесткости; верхний
пояс работает преимущественно на временную
нагрузку.
В арке по схеме фиг. 6, б искусственным пере¬
распределением усилий путем замыкания верх¬
него пояса после передачи на арку постоянной
нагрузки можно добиться работы нижнего пояса
на временную и всю постоянную нагрузку, а
верхнего — только на временную.
Достоинством схемы фиг. 6, б является наиболь¬
шая возможная при данной высоте стрела подъема
/ арки, т. е. теретически наиболее выгодное
размещение большой части материала по пери¬
метру фермы.
Недостатками этой схемы с точки зрения кон¬
струирования являются:
1) передача распора только на нижний пояс,
что вызывает в нем большие растягивающие уси¬
лия и осложняет конструкцию как самого растя¬
нутого элемента, так и острого опорного узла;
2) разное сечение поясов фермы жесткости.,
что представляет значительные неудобства при
конструировании узловых сопряжений.
Эти недостатки устраняются в схеме фиг. 6, ву
где распор передается на оба пояса фермы жест¬
кости. Если в процессе сборки системы 1 2 придать
ей конструктивный строительный подъем для
передачи всей постоянной нагрузки на арку,
то усилие в каждом из поясов будет равно поло¬
вине распора системы от постоянной нагрузки.
В результате при действии временной и постоян¬
ной нагрузок пояса работают только на растяже¬
ние, без продольного изгиба, максимальные уси¬
лия в них незначительно разнятся друг от друга 3
и по абсолютной величине существенно меньше
чем усилие в нижнем поясе системы, выполнен,
ной по схеме фиг. 6, б.
Это облегчает конструирование растянутых
поясов, позволяет их делать одинакового сече¬
ния и стандартизировать узлы.
Опорный узел фермы по схеме фиг. 6, в,
выполняемый в виде трехлобовой врубки 4,
конструируется проще, чем фермы по схеме
фиг. 6, б.
Недостатком по сравнению с системами по фиг.
6, б безраспорных систем по фиг. 6, в является
уменьшение стрелки / подъема арки, вызываю¬
щее некоторое увеличение распора Я.
5) Генеральные размеры
Вопрос о выборе генеральных размеров боль¬
шепролетных деревянных мостов комбинирован¬
ных систем в настоящее время не имеет оконча¬
тельного проверенного практикой решения.
Необходима не только дальнейшая теоретиче¬
ская проработка вопроса путем проектирования
объектов, но и, что особенно важно, опытная про¬
верка их на практике.
Однако на основе проведенного в СДК ЦНИПС
эскизного проектирования мостов больших про¬
летов 5 и некоторой аналогии с металлическими
мостами можно пока установить следующие соот¬
ношения основных размеров: для безраспорных
систем (фиг. 6,6, в):
1 JL . h 1 1_ .
г 5,5 7 ’ I 20 30 ’
* Подробнее см. стр. 813.
3 в мостах больших пролетов при определенных со¬
отношениях в размерах частей фермы.
4 См. ниже проект моста пролетом 84 м.
5 Описание их см. на стр. 818 и 333.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
807
для распорных систем (фиг. 7, б, в):
і_ 1 __ 1 . h i i.
I V 7,5 ’ i 16 '25 ’
для висячих (смешанные мосты) систем (фиг. 10):
/ 1 __ 1 . h _ JL 1
Ύ 8~ ІО ’ I “ 16 80 ·
Выбор генеральных размеров в каждом отдель¬
ном случае зависит от пролета, характера времен¬
ной нагрузки, требуемой жесткости и т. п. и дол¬
жен производиться на основании ряда предва¬
рительных ориентировочных подсчетов.
При значительной временной нагрузке отно¬
сительную высоту балки жесткости следует брать
больше; с увеличением пролета влияние времен¬
ной нагрузки уменьшается, чтр позволяет умень-
h
шить значение — .
Во всех случаях должна быть обеспечена до¬
статочная жесткость пролетного строения. Наи¬
больший упругий прогиб от невыгоднейшего
загружения временной нагрузкой, который имее*
место около 1/4 пролета, не следует допускать
больше ~ I г.
6) Методы расчета комбинированных систем
Рассмотренные выше комбинированные системы
являются статически неопределимыми системами 1 2
с одной лишней неизвестной. Расчет их произ¬
водится по соответствующим методам строитель¬
ной механики 3. За лишнюю неизвестную лучше
Фиг. 15. Дважды статически неопределимая распорная
комбинированная система
всего принимать горизонтальную проекцию уси¬
лия Н (распор) в арке (или цепи). Определение
усилий в стержнях производится при помощи
линий влияния. Принципы расчета состоят в
следующем:
а) Точный метод
Для определения усилий в отдельных стерж¬
нях системы при данной нагрузке прежде всего
необходимо найти величину неизвестной Я.
Величина Я в общем случае может быть опре¬
делена при помощи основной теоремы Мора.
В качестве примера рассмотрим распорную
комбинированную систему, нагруженную силой
Р (фиг. 16, а).
1 Определение прогиба комбинированных систем —
см. ниже «Методы расчета».
2 В отношении схемы фиг. 7, в это утверждение верно,
если в местах пересечения арки с фермой жесткости рас-
пор не передается на ферму жесткости и соединение уз¬
лов арки и фермы осуществляется вертикальными подвес¬
ками-распорками. При наличии общих узлов в месте
пересечения (как например в схеме фиг. 15) такая си¬
стема будет дважды статически неопределима, а конструк¬
ция по схеме фиг. 7, а — четырежды статически не¬
определима.
3 Подробнее см. Промстройпроект, «Справочник про¬
ектировщика», т. II, Филоненко-Бородич
Μ. М., Основы теории работы упругих сил, Гостехиздат,
1932 г., Тимошенко С. Л., Статика сооружений,
ч. 1, изд. 1931 г.
По теореме Мора при одинаковом модуле уп¬
ругости всех стержней:
■'Cl NnNnln
(i)
где Я — горизонтальная проекция усилия в арке
(распор);
Nn — усилие в некотором стержне основной
системы (фиг. 16, б) от действия груза Р;
Nn — усилие в том же элементе от двух сил
Я = 1 (фиг. 16, <?) 4;
Іп и Fn — длина и соответствующая площадь
поперечного сечения элемента п. Знак Σ в чи¬
слителе и знаменателе ф-лы (1) распространяется
на все элементы системы.
Фиг. 16. Схемы к расчету распорной ком¬
бинированной системы
Усилия Nn и Nn легко могут быть найдены
обычными способами (аналитически или построе¬
нием диаграммы' Кремоны).
Полагая силу Р = Іи определяя значения Я
при положении этой силы последовательно во
всех промежуточных узлах фермы, получим
ординаты линии влияния Я под этими узлами.
Как видно из ф-лы (1), для определения Я
необходимо предварительно задаться сечениями
элементов фермы. При вычислениях удобнее
брать не абсолютные значения площадей Fn, а
их отношение к некоторой площади Fc, за которую
лучше всего принять площадь одного из основных
элементов (например пояса фермы жесткости).
После определения усилий в элементах системы
на основе найденного значения Я необходимо
произвести окончательный подбор сечений всех
элементов и повторить расчет снова, приняв
исправленные величины Fn.
Обычно этот последний расчет является окон¬
чательным, достаточным для разработки рабочего
проекта.
4 Разрез через арку проведен в середине пролета;
для ясности чертежа каждая из сил Н = 1 обозначена
в виде двух сил, симметричных относительно сечения
арки.
808
В. В. БОЛЬШАКОВ
Для нахождения ординат линии влияния Н
более удобен метод ее построения как упругой
линии прогиба основной системы от нагрузки
силами Я = 1 1. Рассмотрим этот метод на примере
безраспорной комбинированной системы, имею¬
щей арку параболического очертания (фиг. 17).
Уравнение линии влияния Я может быть пред¬
ставлено в виде:
(2)
где дрн — ордината прогиба рассматриваемого
узла основной системы от действия двух сил Я =
= — 1 (фиг. 17,6);
^ ^ 'дт2 J
^««==:2ё^21 — перемещение по направле¬
нию Я в месте разреза арки (в ключе) от дей¬
ствия тех же двух сил Я = — 1.
жесткости с параллельными поясами это прибли¬
жение, сильно упрощая расчет, дает достаточно
точное значение Я.
Упругие грузы в узлах к и т верхнего и нижнего
поясов выразятся в этом случае величинами:
AUk _ Уи* ,
* h h‘EFk h?EFk ’ W
... * * У mm yma ' /q/\
m h h?EFm ~ h*EFm ’ >
где a — длина панели;
Fh и Fm — сечения элементов нижнего и верх¬
него поясов, расположенных против узлов т и
Остальные обозначения—по фиг. 17, а 8.
Обычно выражения упругих грузов (3) и (3')
умножают на величину EFC% где Fc — некоторая
произвольная площадь. При постоянном в оди¬
наковом сечении поясов можно принять:
F — F, = F
х с х к х ІЮ
Н' Н
f
Λ<-\
Гг
I
А.
Д
А
А
АА
"3 т
— <7 -
'\0
I 1
Н-I Н= 1
Основная система
под действием сил
Н = — \
г) V, V, Ц Ъ V,/St Щ /»5 /<0 *fi Η> 4s К WiMn *ί9
J 1 1
і 1
Фиг. 17. Схемы к расчету безраспорной системы
Воздействие силы Я = — 1 на ферму жесткости
сводится к ее нагрузке силами Z, представляю¬
щими усилия в подвесках, двумя горизонталь¬
ными сжимающими силами Я = — 1, при ложенъ
ными в местах сопряжения арки с фермой жест¬
кости, и двумя вертикальными силами 4Z в этих
же узлах (фиг. 17, в).
Линию влияния распора Я можно построить
как линию прогиба основной системы от действия
сил Н =— 1 при помощи диаграммы Виллио, по
способу шарнирного многоугольника или же
методом упругих (фиктивных) грузов 1 2 * * * *.
б) У п р о щ е н н ы й расчет
тогда:
EFC -wk=^i (4)
EFc.wm = V£. (4')
Рассматривая пролет I как балку на двух опо¬
рах, нагруженную грузами wknwm, умноженными
на EFct найдем линию прогибов нижнего пояса
как эпюру изгибающих моментов этой балки (фиг.
17,г) с ординатами, увеличенными в EFC раз.
Разделив их на величину
_2
EFA
Ли Nnln -pjp
1 - Za EnFn
При первоначальном определении Я можно пре¬
небречь деформациями решетки. В случае фермы
1 См. т. II справочника.
2 Том II справочника, стр. 322. Прокофьев
Я. П., Теория сооружений, т. I, вып. II, Мюллер-
Бреслау, Графическая статика, т. II, ч. 1, изд.
1910г., ТлмошенкоС.П., Курс статики сооружений,
т.. 1, изд. 1931 г.
получим линию влияния II.
При одинаковом модуле упругости Еп всех
стержней системы:
EF λ — У N4
x2jl с °нн — п п Fn *
з Для распорных систем мы будем иметь аналогич¬
ные выражения упругих грузов, см. фиг. 16, а, фиг.
7, б, в.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
809
От действия сил Я = 1 усилие в элементе т
арки (фиг. 18):
S = ^ __ * ІП\
т COS От COS ащ 9 ' '
Усилие в подвеске т:
поэтому при постоянном моменте инерции 1
балки жесткости:
о о о
— й (tg ат tg ат+т) —
^ tg ат tg ат+1. (7)
Полагая, что площадь элемен¬
тов арки Fam меняется пропор¬
ционально усилию в арке
F = —Fa
ат COS Ода, *
где Fa — площадь среднего гори¬
зонтального элемента арки, и что
сечение подвесок постоянно Fzm =
= Fei а длина их zm, получим:
EFcdHH = 2j'
а
+ V ^ Fi 4.
* Хл COS2 а1П Fa ‘
"Ь zm am ^g am+l)2 jF^
где Nn и ln — усилия от сил
Я = 1 и соответственно длины
элементов фермы жесткости.
При одинаковом сечении поя¬
сов фермы жесткости и парабо¬
лическом очертании арки, пре¬
небрегая деформацией решетки
фермы жесткости и подвесок и
упрощая выражение (8), получим:
EFC6HH =
= 2
УІР , V
Л2 + Σα
yla fk
(9)
все обозначения — принятью вы¬
ше; li — горизонтальное расстоя¬
ние между точками прикрепле¬
ния арки в ферме жесткости1.
Если ферма жесткости заменена
сплошной балкой, то
i _
υΗΗ J EI ^
О
. У Q <
~ —J C0S2 amEFli ~
2т (t& %—tg
+ 2j шг · {Щ
Изгибающий момент Мп в сече¬
нии X балки жесткости от дей¬
ствия сил Я = 1 выражается ве¬
личиной (фиг. 19):
Ми = 1 у.
Фиг. 18. Линии влияния безраспорной комбинированной системы
1 Для удобства подсчетов при одинаковой длине
нелей I можно умножить как выражения упруги?
грузов (4) и (4'), так и <5щіна величину —; тогда форму¬
лы примут вид:
]\2 h2
EFc — wji = ykl EFca гст — Упь\
EF,
Ijl
Fa °
Подробнее см. указанный выше труд Мюллера-Бреслау.
При параболическом очертании арки:
у = х{1 — х)
В общем случае интеграл может быть прибли*
SIO
В. В. БОЛЬШАКОВ
женно заменен суммой и вычислен по правилу
Симпсона:
;
M2dx
и
ЁІ
= 2
У2
Δχ
Ύί
(13)
где Ах можно принять равным длине панели а
(фиг. 19).
нижнего пояса:
(15')
Поперечная сила в любом сечении системы:
Q = Q°n—^tgam9 (16)
где Qn — поперечная сила в сечении п—п простой
балки на двух опорах А и В (фиг. 18).
Ординаты линий влияния усилий в восхо¬
дящем раскосе вычисляются по формуле:
<17)
в нисходящем раскосе знак в ф-ле (17)
нужно изменить на обратный.
-Фиг. 19. Деформации безраспорной ком¬
бинированной системы
Построив линию влияния Я, легко найдем ли¬
нии влияния остальных элементов (фиг. 18).
Согласно ф-лам (6) и (7) ординаты линии влия¬
ния элемента т получаются умножением ординат
линии Я на —-— для элементов арки и на
cos ат ^ г
tg <*т—ат+1 Для элементов подвески.
в) Приближенные формулы
Рассматривая линию влияния Я как непрерыв¬
ную кривую, можно приближенно заменить ее
параболой со стрелкой:
зі
z ~ 16/
(18)
В этой формуле γ — коэфициент распределения
нагрузки между аркой и балкой, определяемый
по формулам:
1) для распорных систем (фиг 7,
б, в):
У =
1 + «
^16
/12
Eil *
Fa
(19)
где Fc — сечение пояса (см. выше);
Fa — сечение арки в ключе
для схемы фиг. 7, б
/1==/; 1± = I;
2) для безраспорных систем (фиг.
6, б, в):
а) для схемы фиг. 6, в опоры расположены на
половине высоты фермы жесткости; сечения
поясов фермы жесткости равны (Fe = Fu = Fe).
У =
■+£· ;[«--(*+“ -Way
(20|
Ординаты ηΗ параболической линии влияния .ВТ Таблица 1
X =
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
Множитель 1
V =
0,03563
0,06750
0,С9563
0,1200
0,14063
0,1575
0,17063
0,1800
0,18563
0,1875
Множитель у у
Примечание. Другая половина линии влияния симметрична.
Изгибающие моменты в узлах тик поясов
фермы жесткости определяются по формулам:
Мт=М%1-Иут; (14)
Мк=М%- Нук, (14')
где -M°w и М°к — моменты простой балки на двух
опорах А и В (фиг. 18).
Усилия в элементах поясов:
верхнего пояса:
От=-^ (15)
б) для схемы фиг. 6, б сечения поясов фермы
жесткости различны:
”■'(£+■)-«*···$ “ΜΙ+,τ£)
В ф-лах (19), (20) и (21) обозначения преж¬
ние.
Ординаты ηΗ параболической линии влияния Я
по ф-ле (18) приведены в табл. 1.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
811
Площадь линии влияния распора Я:
г2
ω = -8/ г;
при полном загружении всего пролета равномерно
распределенной (например постоянной) нагруз¬
кой:
# = (22)
Имея линию влияния Я, легко построить на
основании предыдущего все остальные линии
влияния.
Для предварительной проверки принятых се¬
чений элементов фермы жесткости следует по¬
строить линии влияния для момента в четверти
и половине пролета, для поперечной силы —
у опор, в четверти и половине.
Для предварительного подбора сечений арки
и поясов можно приближенно принять г:
а) распор от загружения всего пролета постоян¬
ной нагрузкой д и временной р:
тт _ О + Р) I2 . /90\
■“шах — у \ΔΟ)
б) изгибающий момент в четверти пролета от
эагружения половины пролета временной нагруз¬
кой:
М
шах _ ρ№ β
!/4 “ 64 ’
(24)
в) усилия в поясах фермы жесткости:
в распорных системах:
и = о
, ѵі2 .
± 64/1 ’
(25)
в безраспорных системах:
по схеме фиг. 6, в:
и = о
(0+О,5р) Ζ2 рі2 m
16/' ^ 64/г ’
по схеме фиг. 6, б:
и =
(0 + 0,5Р) Z2 рІ2
8/
0=4- —
U ± 64/1'
— 64/1 ’
(26)
(27)
(28)
7) Прогиб комбинированных систем
Определение упругого прогиба /* узла к
фермы жесткости от данной нагрузки произво¬
дится (по теореме Мора) по формуле:
_ h- 2л ~EF^r' (29)
где Nm.— усилие в элементе п основной системы
(см. выше) от груза Р = 1, приложенного в узле
по направлению искомого перемещения;
Nn—усилие в том же элементе от действия
на комбинированную систему данной нагрузки.
Для определения максимального прогиба узла
к должны быть известны участки загружения
пролета временной нагрузкой.
В противном случае необходимо построить ли¬
нию влияния прогиба узла к.
Построение это выполняется на основании сле¬
дующего.
Прикладывая вертикальный груз Р = 1 в
узле к арочной фермы, найдем усилия в стерж¬
нях фермы жесткости и соответствующие им
1 Это приближение достаточно верно при значении
0,90 и в тех случах, когда вся постоянная нагрузка
д передается на арку, что может быть достигнуто путем
искусственного перераспределения усилий (см. ниже).
выражения упругих грузов. Построив эпюру
моментов от этой фиктивной нагрузки, получим
линию прогиба системы, вызываемого действием
силы Р = 1. На основании принципа взаимности
перемещений эта линия будет являться линией
влияния перемещения <5А.
Наибольший упругий прогиб середины ароч¬
ной фермы приближенно получим как прогиб
фермы жесткости от ее загружения той долей
нагрузки, которая на нее приходится:
'1/*
_5gZ4_
384SI
(i — у)·
(32)
Момент инерции приближенно
принят:
г Fh2
может быть
Прогиб в четвертях пролета имеет наибольшее
значение при загружении половины пролета
временной нагрузкой (фиг. 19) и слагается (по
методу Андрэ) из следующих величин:
а) прогиба фермы жесткости от нагрузок д +
4
/і/4 — *Т /i/, —
τ }ч2 ■
384
•т(£ + 0,5р)^і=^;
(34)
б) прогиба полупролета Ιλ = под нагрузкой
Рій, _ι_ JL JL P*4
EI ~~ ± 32 ' 384 ' El
Полный прогиб в четверти пролета:
іщ-Пи+іщ-
= 384 * ~ЕІ hf 9 t1 ” У) +
+ I p(l—у) +32- р]. (36)
Амплитуда колебаний точки в четверти про¬
лета:
fi/2 _5__ р]л_
аіІ4 16 (1 — γ) 6 144* EI *
(38)
Кроме прогиба fynp от деформации элементов
системы мы будем иметь в ней прогиб fcde, вызван¬
ный деформациями стыков и узловых сопряжений.
Этот последний будет складываться из проги¬
ба от рыхлых деформаций, вызванных неточностью
пригонки отдельных частей и остаточными де¬
формациями соединений и прогиба от упругих
деформаций соединений.
Деформации (fcde) вызовут в статически неопре¬
делимой комбинированной системе кроме доба¬
вочного прогиба некоторое перераспределение
усилий в стержнях.
Точное определение этих изменившихся уси¬
лий представляется затруднительным, так как,
с одной стороны, величина рыхлых деформаций
в сопряжениях весьма сильно зависит от качества
изготовления и сборки конструкции, а с другой,—
закон изменения и величины упругих деформа¬
ций различного вида связей в зависимости от
нагрузки недостаточно изучены.
Однако, полагая приближенно, что сопряжения
равнопрочны элементам и что деформации в со¬
пряжениях при нагружении поясов фермы жест-
В. В. БОЛЬШАКОВ
812
кости (или арки) до среднего напряжения 80
кг/см* равны ориентировочным значениям Δ
деформаций, приведенным для сопряжений раз¬
личного типа в ТУ и Н, можно приближенно
определить расчетную величину сечения поясов
фермы жесткости (или арки) по формуле:
Ррасч = F Σδ . (39>
1 ο,οοοδί
где ΣΔ — оумма деформаций в соединениях
на всей длине пояса (или арки);
I — длина пояса (или арки).
Вычисленными таким образом приведенными
сечениями поясов (и арки) можно пользоваться
при определении коэфициента у распределения
нагрузки между поясами фермы и аркой и при
исчислении прогибов системы.
3. Основные предпосылки для применения
сложных комбинированных систем в де¬
ревянных конструкциях больших пролетов
1) Крив о линейность верхнего пояса
Целесообразность применения описанных ком¬
бинированных систем обусловливается и под¬
тверждается следующими соображениями.
При увеличении пролетов деревянных балоч¬
ных ферм с параллельными поясами до 40—50 м
усилия в решетке настолько возрастают, что
конструирование узлов при существующих типах
соединений встречает непреодолимые трудности.
Объясняется это соответствием этой системы
специфическим особенностям материала. Дерево
эффективнее всего используется в работе н а
сжатие; стыки сжатых элементов осуществ¬
ляются наиболее просто лобовым упором в торец.
При параболическом очертании фермы вся по¬
стоянная нагрузка передается на верхний сжатый
и нижний растянутый пояса.
В мостах больших пролетов постоянная нагрув·
ка получает преобладающее значение, что по¬
зволяет сконцентрировать материал в мощном
сжатом верхнем поясе и использовать его таким
образом наиболее выгодно.
Одновременно хорошо используется еще одно
положительное свойство дерева — его большая
удельная крепость при продольном изгибе
где у — объемный вес дерева.
Однако, несмотря на перечисленные ценные
качества, рассматриваемые фермы в применении
к большим пролетам (в особенности при дальней¬
шем увеличении последних) не избавлены от
ряда недостатков:
а) Вследствие криволинейного очертания верх¬
него пояса длина элементов решетки и угол
их наклона меняются весьма значительно, что
исключает стандартность размеров элементов и
узловых сопряжений; конструирование некото¬
рых из них осложняется острым углом примыка¬
ния раскосов к поясам.
б) При увеличении пролета и необходимости
сохранить длину панели в определенных преде¬
лах (из условия конструирования проезжей части)
угол наклона раскосов выходит за пределы
©.
\7
\7\
7\7
771
Фиг. 20. Схемы балочных ферм с криволинейным очертанием верхнего пояса
Вместе с тем сама решетка получается весьма
массивной; при большой высоте фермы (7—8 м)
элементы решетки требуют устройства стыков
и вся ферма получается тяжелой и неэкономич¬
ной.
Весьма показательны в этом отношении распро¬
страненные у нас фермы Гау. Однако и для дру¬
гих систем с параллельными поясами (на коль¬
цах Тухшерера, Тауна) указанные пролеты яв¬
ляются, повидимому, предельными и требуют
перехода к фермам с криволинейным очертанием
верхнего пояса (по квадратной параболе, кругу
и т. π.). В таких фермах постоянная нагрузка
целиком воспринимается поясами, усилия в ре¬
шетке уменьшаются, решетка получается более
легкой и облегчается конструирование узловых
сопряжений. В зависимости от пролета решетка
фермы может быть простой раскосной или (при
больших панелях) треугольной со шпренгелями
(фиг. 20, а, б). Примерами применения ферм ука¬
занного типа являются: мост под автогужевую
дорогу в Сиаме с тремя пролетами по 60 м (фиг. 21
и 22), а также упомянутый выше проект моста,
выполненный Цудортрансом (фиг. 5).
Деревянные фермы с криволинейным верхним
поясом, так называемые «сегментные», пролетом
до 36 м за последние годы широко применялись
в СССР в гражданском и промышленном строи¬
тельстве и зарекомендовали себя как весьма
экономичная и целесообразная конструкция.
оптимального. Чтобы сохранить нормальный на¬
клон раскосов, приходится прибегать к устрой¬
ству шпренгелей, осложняющих конструирование
решетки.
в) С возрастанием высоты фермы (например
при 1=84 м и -~γ= h = 12 м) длина элемен¬
тов решетки весьма возрастает и требует устрой¬
ства стыков; одновременно увеличивается гибкость
стержней. При большой длине раскосов и неболь¬
ших сравнительно усилиях в них сильно снижает¬
ся коэфициент использования сечения сжатых
раскосов вследствие необходимости обеспечить
их устойчивость на продольный изгиб, в резуль¬
тате чего решетка, несмотря на ее теоретическую
легкость, получается громоздкой.
Комбинированные фермы являются той систе¬
мой, которая обладает всеми преимуществами
ферм с криволинейным верхним поясом и в
то же время избавлена от указанных недостатков.
Аналогично простым фермам с криволинейным
верхним поясом комбинированные фермы имеют
мощный сжатый стержень — гибкую арку, вос¬
принимающий всю или большую часть постоян¬
ной нагрузки (в зависимости от системы и метода
сборки).
2) Простота конструкции
Взамен решетки, заполняющей всю плоскость,
ограниченную контуром фермы, комбинирован¬
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
8U
ные фермы имеют средний пояс, подвески и ре¬
шетку, заключенные между параллельными по¬
ясами фермы жесткости. Невысокая ферма жест¬
кости с параллельными поясами работает пре¬
имущественно на временную одностороннюю на¬
грузку. Это позволяет:
а) при небольшой длине элементов решетки
выполнить их без стыков, стандартизировать их
длину и повысить коэфициент использования
сечения при продольном изгибе г;
Это естественное распределение усилий, зави¬
сящее от соотношения геометрических размеров
системы и сечения отдельных ее элементов,
может быть частично изменено искусственным пу¬
тем. Указанное перераспределение усилий имеет
своей целью создать наивыгоднейшие условия
работы отдельных элементов системы и сводится
в основном к передаче всей постоянной нагрузки
на сжатую арку, в которой материал используется
наилучшим образом.
Фиг. 21
Фиг. 22
Деревянный мост под автогужевую дорогу в Северном Сиаме
б) получить при оптимальном угле наклона
раскосов нормальную длину панели (3—5 м)\
в) просто и однотипно конструировать узловые
сопряжения в ферме жесткости и в арке (примы¬
кание подвесок).
3) Возможность перераспределения усилий
Как было указано выше, в комбинированных
системах происходит определенное распределе¬
ние нагрузки между аркой и фермой жесткости. 11 При стандартной длине пиломатериалов избежать
стыков в элементах фермы жесткости возможно при
пролетах примерно до 100 м.
Перераспределение усилий может быть достиг¬
нуто различными приемами, зависящими от вида
комбинированной системы, ее конструкции, ме¬
тода сборки и т. п.
В распорных системах 8 перераспределение
усилий достигается замыканием нижнего пояса
фермы жесткости после установки пролетного,
строения на опоры и передачи всей постоянной
нагрувки на арку, что предусматривается соот¬
ветствующим порядком сборки.
В безраспорных системах 8 воспринятиѳ аркой
постоянной нагрузки достигается приданием фер- * *2 См. проект городского моста I = 200 м.
* См. проект моста I = 84 м под автогужевую дорогу.
:Ы35
814
В. В. БОЛЬШАКОВ
Фиг. 23; Деревянный мост в штате Кентукки (Америка), существующий 98 лет
Фиг. 24
Фяг. г§.
Деревянный мост системы Гау, построенный в 1857 г. в истоках Рейна
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
815
ме жесткости на сборочном бойке конструктив¬
ного строительного подъема, после чего уже
производится сборка арки.
Возможность перераспределения усилий в эле¬
ментах дает комбинированным системам некоторое
преимущество перед простыми балочными фер¬
мами.
4) Удобство конструктивной защиты от гниения
Опыт швейцарского и американского мосто¬
строения дает примеры исключительной долго¬
вечности (до 100 лет) деревянных мостов, защищен¬
ных обшивкой.
На фиг. 23 изображен мост пролетом 73 м%
построенный в 1838 г. в штате Кентукки и суще¬
ствующий уже 98 лет. Как видно из поперечного
разреза, мост снабжен крышей и боковой об¬
шивкой.
На фиг. 24 и 25 представлен мост системы Гау
пролетом 57 м, построенный в 1857 г. в истоках
Рейна (в Швейцарии) с аналогичными мероприя¬
тиями для защиты конструкций от увлажнения.
Несмотря на общеизвестность этих мероприя¬
тий, обеспечивающих нормальный срок службы
деревянных мостов, и наличие аналогичных при*
__
т π fw
.—. tzr?
Ш ^
L _ ϊ
■■ α—
1 Г
ътя V . и;
7λ
р Щ
р
Фиг. 26. Поперечный разрез деревянного моста пролетом
56 м через р. Пахру около Подольска (СССР)
меров в мостостроительной практике СССР (мост
пролетом 56 м через Пахру около Подольска,
фиг. 26, просуществовавший 68 лет х), до сих пор
строители деревянных мостов не уделяли должно¬
го внимания вопросам защиты деревянных мостов
от действия атмосферных влияний.
Причиной этого является, повидимому, не¬
удовлетворительность применявшихся до сих
пор приемов с архитектурной точки зрения.
Частичная защита отдельных элементов балоч¬
ных решетчатых мостов (например устройство
крыши над верхним поясом) оставляет уязви¬
мыми остальные части конструкции (нижний
пояс, решетку) и дает в лучшем случае неравно¬
прочную в отношении ее долговечности конструк¬
цию.
Отказываясь от устройства крыши и боковой
обшивки из эстетических (а отчасти и из экономи- 1 * * * * об1 Мост был построен в 1864 г. и просуществовал до
1932 f. Мост был разобран ввиду несоответствия несу¬
щей конструкции современным нагрузкам. Как установ¬
лено при разборке, бблыная часть древесины прекрасно
сохранилась. Объемный вес дерева оказался равным
550 кг/м*. Пролетное строение моста было выполнено
в виде трех ферм системы Гау. Более подробные сведения
об этом интересном сооружении можно найти в брошюре
инж. Цаплина С. А. «Деревянный мост через реку Пахру»,
Гострансиздат, 1933 г.
ческих) соображений, мы не можем использовать
вышеописанный весьма рациональный прием кон¬
структивной защиты от гниения в обычных балоч¬
ных системах с верхними решетчатыми связями
и ездой понизу.
В этом случае единственным мероприятием,
повышающим срок службы моста, является
консервирование всех его рабочих элементов.
Комбинированные системы являются той фор¬
мой, в которой сочетание конструктивных и хи¬
мических методов борьбы с гниением обеспечи¬
вает полную капитальность сооружения без на¬
рушения эстетических требований.
банное железо
Фиг. 27. Поперечный разрез арки моста
I = 84 м, защищенный крышей и боко¬
вой обшивкой
Устройство водонепроницаемой одежды проез¬
жей части моста по верхним поясам ферм жест¬
кости создает надежную защиту от увлажнения
верхних поясов фермы и всех рабочих элемен¬
тов проезжей части.
Консоли тротуаров в значительной мере пре¬
дохраняют решетку и нижние пояса ферм жест¬
кости (фиг. 31 и 34). Однако при косом дожде,
€>иг. 28. Подвеска коробчатого сечения,
іащищенная водонепроницаемой обшивкой
от увлажнения атмосферными осадками
снеге или тумане эти части все же могут подвер¬
гнуться намоканию. Полная защита их от гниения
достигается применением химических методов
(см. ниже).
Предохранение от атмосферных влияний арки
и подвесок благодаря простоте их форм не пред¬
ставляет затруднений. Арка защищается легкой
крышей из кровельного оцинкованного железа
и боковой обшивкой из асбофанеры с оставлением
воздушных продухов для вентиляции (фиг. 27).
Подвескам наиболее рационально придать жест¬
кое коробчатое сечение со стенками из гудро¬
нированной клееной или бакелитовой фанеры.
Снаружи подвески обшиваются кровельным же¬
лезом или водонепроницаемой кровельной или
бакелитовой фанерой (фиг. 28).
816
В. В. БОЛЬШАКОВ
Таким образом последовательная и почти пол¬
ная конструктивная защита элементов моста ни¬
сколько не ухудшает его внешнего вида.
Ввиду трудности защиты от гниения верхних
решетчатых связей в плоскости арки, обычно
устраиваемых в мостах с ездой понизу, от этой
системы связей лучше всего вовсе отказаться.
Воспринятие верхней частью фермы (аркой и
подвесками) ветровой нагрузки и обеспечение
устойчивости сжатой арки на продольный изгиб
лучше всего достигается, как и в открытых мо¬
стах, при помощи жестких подвесок коробчатого
сечения, образующих вместе с поперечными бал¬
ками проезжей части жесткие полу рамы* 1 (фиг. 29).
В плоскости арки могут быть поставлены
распорки, защита которых не представляет за¬
труднений (путем обшивки аналогично подвес¬
кам).
Устройство жестких поперечных рам имеет
еще следующее преимущество.
Арки конструируются в виде массивного, нераз.
резного криволинейного бруса составного сече¬
ния, образованного из отдельных «первичных»
элементов — гнутых брусьев, размеры которых
определяются масштабом сооружения. Совмест¬
ная работа отдельных брусьев и образованных
из них пакетов обеспечивается специальными
связями, тип которых зависит от размеров, сече¬
ния и количества прокладок между пакетами.
Продольная связь осуществляется стыками
отдельных брусьев «вразбежку», создающими
непрерывность арки на всем ее протяжении.
Зазоры между отдельными пакетами служат
для прикрепления к арке элементов решетки
(подвесок) и связей (распорок).
В мостах больших пролетов такая конструкция
мощной арки представляется единственно целе¬
сообразной в противовес полигональной конструк¬
ции со стыками всех брусьев арки в одном сече¬
нии—в узлах (местах примыкания подвесок).
а)
о)
*)
г)
д)
Фыг. 29. Схемы поперечного сечения мостов с жесткими полурамами без верхних решетчатых связей
При наличии верхних продольных связей в
деревянных мостах с криволинейным верхним
поясом устройство наклонных опорных рам обыч¬
но представляет большие конструктивные труд¬
ности ввиду большой величины силы, передавае¬
мой через опорные рамы.
Конструкция жестких полурам прекрасно увя¬
зывается с общим пространственным решением
моста.
Размещение горизонтальных связей на уровне
верхнего пояса фермы жесткости близко к центру
тяжести ветрового давления на боковую поверх¬
ность моста в поперечном разрезе дает хорошо
уравновешенную систему сил. Указанными кон¬
структивными мероприятиями почти полностью
разрешается вопрос о защите конструкции и
моста от непосредственного увлажнения атмо¬
сферными осадками.
Обеспечение элементов моста, в особенности
мест сопряжений, от вредного влияния конден¬
сации атмосферной влаги достигается химиче¬
скими методами борьбы с гниением (см. ниже}.
4. Принципы конструирования
1) Принцип дробности в сечениях элементов
Отдельные элементы должны конструироваться
на основе широкого и последовательного примене¬
ния «принципа дробности».
1 Методы расчета арки, раскрепленной таким обра-
80М на устойчивость, см. в трудах:
1. Тимошенко С. П., Курс сопротивления ма¬
териалов, изд. 1930 г.
2. Проф. Стрелецкий Н. С., Курс мостов,
ч. 2, вып. 1, Гостехиздат, 1930 г.
3. Б л е й X, Теория и расчет железных мостов,
Гострансиздат, 1931 г.
См. также раздел 5 настоящей статьи.
Описанный прием конструирования имеет сел-
дующие преимущества:
1) при большом количестве параллельно вклю¬
ченных в работу элементов, податливости и плот¬
ности связей местные дефекты одного из элемѳн
тов, могущие выключить его из работы на данном
участке, оказывают минимальное влияние на
работу всего сечения в целом;
2) устройство стыков вразбежку весьма про¬
сто и не вызывает тех осложнений конструкций
и той излишней затраты материалов, которые
неизбежны при концентрированном решении сты¬
ка; одновременно конструкция арки освобождает¬
ся от особо ответственных участков, каковыми
является каждый концентрированный стык’
Примером такой конструкции могут служить
арки в эскизных проектах: городского моста
пролетом I = 200 м (фиг. 30—45) и моста под
автогужевую дорогу пролетом I = 84 м (фиг.
52—69).
2) Принцип дробности в сопряжениях
Как указано выше, развитие деревянного боль¬
шепролетного мостостроения задерживается при¬
меняемыми до настоящего времени типами со¬
пряжений.
Основными причинами этого являются:
1) недостатки, присущие этим соединениям,
делающие их непригодными для мощных узло¬
вых сопряжений:
2) кустарность производства одних и значи¬
тельная сложность применения других, не поз¬
воляющие широко индустриализировать произ¬
водство работ и уменьшить их трудоемкость, что
особенно важно в больших сооружениях;
3) масштаб большепролетных конструкций ис¬
ключает возможность применения некоторых со¬
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
817
единений, по существу отвечающих современным
приемам конструирования.
В частности:
а) металлические шпонки с на¬
кладками из полосового железа
(так называемые «гребенки») не годятся для соору¬
жений, подверженных резким температурным
колебаниям, так как согласная работа их в много¬
рядовых сопряжениях не гарантирована вслед¬
ствие трудности пригонки и различного коэфи-
циента линейного расширения материалов;
б) гладкие кольцевые шпонки
(Тухшерера) непригодны для узловых сопряже¬
ний ферм с мощной решеткой вследствие слабой
их работы при больших углах между усилием и
волокнами;
в) обыкновенные проволочные
гвозди, весьма удобные для конструирования
сквозных плоскостных систем легких покрытий
(сегментные фермы, трехшарнирные арки) и в
пространственных системах (своды-оболочки), ока¬
зываются непригодными в мостостроении больших
пролетов вследствие несоответствия размеров
гвоздей и воспринимаемых ими усилий масшта¬
бам сооружений;
г) применение нагелей большого ди а-
метра (d>6 мм), требующих предварительного
сверления гнезд, увеличивает трудоемкость работ.
Эти обстоятельства делают неизбежным приме¬
нение иных типов соединений, обеспечивающих
диференцированную передачу усилий в соответ¬
ствии с «принципом дробности» и позволяющих
широко индустриализировать производственные
процессы.
Такими соединениями являются:
1) пластинчатые дубовые нагели;
2) зубчато-кольцевые шпонки системы СДК
ЦНИПС;
3) крупносортные гвозди.
1) Пластинчатые дубовые на¬
гели, служащие для сплачивания брусьев
в сплошных балках составного сечения (балки
проезжей части фиг. 32 и 33), обеспечивают на¬
дежную передачу значительных сдвигающих уси¬
лий при помощи большого числа упругих пла¬
стинок, почти исключают необходимость примене¬
ния металла (болтов), позволяют осуществить
конструктивный строительный подъем. Процесс
изготовления балок на пластинчатых нагелях
механизирован путем применения переносных
цепнодолбежных станков.
2) Зубчато-кольцевые шпонки
модели СДК ЦНИПС диаметром до 22 см раз¬
решают вопрос о мощных узловых сопряжениях
в мостах больших пролетов благодаря одинаковой
работе этих шпонок как вдоль, так и поперек
волокон.
Плотность сопряжения и одновременно подат¬
ливость его имеют большое значение при знако¬
переменных усилиях и динамической нагрузке.
Сборка сопряжений путем непосредственного
вдавливания острых зубьев шпонки в древесину
специальными обжимными приспособлениями ос¬
вобождает от необходимости предварительного
вырезывания гнезд. Примеры узлов большепро¬
летных конструкций на зубчато-кольцевых шпон¬
ках даны ниже на фиг. 40, 62, 63,а.
3) Крупносортные гвозди кре¬
стового и круглого сечения со
специальной заточкой 1 (диаметром до 19,3 мм и
1 См. «Крупносортные гвозди».
Деревянные конструкции
длиной до 75 см) обладают всеми достоинствами
обыкновенных проволочных гвоздей и являются
наряду с круглыми нагелями в сверленых гнез¬
дах основным соединением для сплачивания мощ¬
ных, сплошных элементов составного сечения
(арка — фиг. 36, 58 и 59) и в растянутых стыках
(пояса фермы жесткости — фиг. 39).
Гвозди крестового сечения могут быть забиты
различными способами (ручным, пневматиче¬
ским, огнестрельным), ускоряющими темпы и
уменьшающими трудоемкость работ, позволяя
их широко индустриализировать.
Вышеуказанные новые типы соединений разре¬
шают задачу о выборе соединений для деревян¬
ных мостов больших пролетов.
8) Методы борьбы с гниением как результатом
диференциальной конденсации
Выше было указано, что помимо предохране¬
ния конструкции от непосредственного увлажне¬
ния необходимо обеспечить ее от вреднего влия¬
ния диференциальной конденсации в результате
температурного гистерезиса (отставания).
Это явление выражается в том, что изменение
температуры теплоемких массивных частей де¬
ревянного пролетного строения (внутренние по¬
лости арки, узлы фермы жесткости) отстает от
изменения температуры воздуха при суточных
или сезонных ее колебаниях.
В результате ранней весной и по утрам нагрев¬
шийся влажный воздух, увеличивший свою вла¬
гоемкость и пополнивший дефицит насыщения
водяными парами, конденсирует влагу на холод¬
ных поверхностях массивных деревянных эле¬
ментов, особенно в наименее прогревшихся ча¬
стях в толще конструкции, куда водяные пары
легко проникают через всегда в них имеющиеся
швы и щели.
Наиболее эффективным мероприятием по борь¬
бе с гниением в результате диференциальной кон¬
денсации является применение антисептиков по¬
следующего действия — «суперобмазок».
При сборке конструкции все сплачиваемые
поверхности элементов, отверстия для болтов
и пр. покрываются слоем суперобмазки; все
доступные щели и швы в собранной конструкции
промазываются клебемассой, чтобы предохра¬
нить антисептик последующего действия от выще-
. лачивания при непосредственном воздействии
случайно попавшей влаги (косой дождь и т. п.).
Комбинированное применение конструктивных
мер борьбы с гниением и антисептиков последую¬
щего действия может обеспечить срок службы
деревянных мостов больших пролетов в течение
40—50 лет, т: е. увеличить нормальный срок в
21/2—3 раза.
4) Методы борьбы с пожарной опасностью
Во всем комплексе вопросов, связанных с при¬
менением дерева для мостов больших пролетов,
борьба с пожарной опасностью представляет
наибольшие трудности.
Необходимо иметь в виду, что дерево — мате¬
риал органического происхождения — никакими
средствами не может быть сделано абсолютно
огнестойким, т. е. неразрушающимся (хотя бы
и медленно) от действия высокой температуры.
Наибольший эффект, которого удается достиг¬
нуть глубокой пропиткой дерева антипиренами,
состоит в том, что пропитанное дерево само не
поддерживает горения и разрушается только
52
818
В. В. БОЛЬШАКОВ
в месте непосредственного воздействия пламени;
этого было бы вполне достаточно для борьбы
с пожарной опасностью в деревянном мосто¬
строении, однако практическое применение глу¬
бокой пропитки встречает затруднения вследствие
ряда недостатков, которыми в большей или мень¬
шей степени обладают все известные в настоящее
время химические составы.
Основными из них являются:
1) уменьшение механической крепости пропи¬
танного дерева на 5—10%;
2) коррозия соприкасающихся с ним металли¬
ческих частей;
3) увеличение веса (до 25%) деревянных про¬
питанных элементов вследствие повышения их
гигроскопичности;
4) быстрое выщелачивание антипиренов при
непосредственном воздействии атмосферной влаги;
5) отсутствие у большинства антипиренов ан¬
тисептических свойств.
Ввиду этого в деревянных конструкциях про¬
мышленного и гражданского строительства до
настоящего времени основными являются кон¬
структивные меры борьбы с пожарной опасностью.
В мостах же, представляющих собой сооруже¬
ния открытого типа, конструктивные методы борь¬
бы с пожарной опасностью полностью осущест¬
влены быть не могут.
Причинами возникновения пожара в деревян¬
ных мостах могут явиться:
а) источники возгорания, связанные с движе¬
нием по мосту, как-то: искры из труб паровозов,
угли, выпавшие из их топки, случайная папироса,
брошенная пешеходом, вспышка мотора автомо¬
биля, пролитое горючее и т. п.
6) источники пожара, являющиеся следствием
движения под мостом: искры пароходов и т. п.
в) умышленный поджог моста, диверсионные
акты и пр.
Оставляя в стороне вопрос о железнодорожных
мостах, наиболее опасных в пожарном отношении,
так как он не является темой настоящей статьи,
остановимся на противопожарных мероприятиях
в мостах под автогужевую дорогу и мостах го¬
родского типа.
Применение комбинированных систем и в этом
случае значительно облегчает решение задачи,
давая возможность использовать конструктив¬
ные меры борьбы с пожарной опасностью.
Деревянные мосты комбинированных систем
(фиг. 6, б, в\ фиг. 7, б, в; фиг. 10), как правило,
осуществляются с ездой по верхнему поясу
фермы жесткости (за исключением двухъярус¬
ных мостов, на которых мы остановимся ниже).
Такая конструкция позволяет обезопасить мост
от источников возгорания, связанных с движением
по мосту, путем следующих мероприятий:
1) одежда проезжей части делается в виде де¬
ревянной массивной торцовой мостовой, покрытой
коркой из гранитных высевок и тугоплавкого
битума; такая мостовая безусловно является
конструкцией, трудно возгорающейся;
2) настил тротуаров выполняется из невозго¬
рающихся материалов, например шлакобетон¬
ных плиток ит. п., а свободные полосы (под ар¬
кой) между проезжей частью и тротуарами ѳа-
севаются газоном, одновременно защищающим
гидроизоляцию (гольццементный ковер проез¬
жей части) от вредного влияния солнечных лу¬
чей (фиг. 32 и 33);
3) нижние части подвесок обшиваются огне¬
защитной одеждой из асбофанеры и т. п.;
4) верхних решетчатых связей не ставят (см.
выше), распорки же защищают аналогично под¬
вескам обшивкой.
Ввиду того что нижняя часть моста достаточно
предохраняется от возгорания сверху водоне¬
проницаемой проезжей частью, для защиты моста
от возгорания снизу (в основном — от случайных
искр проходящих судов) вполне достаточными
мероприятиями являются: а) поверхностное по¬
крытие элементов решетки, предохраненных от
выщелачивания, антипиренами, и б) обшивка
больших плоскостей (проезжей части с нижней
стороны и поясов фермы жесткости) асбофанерой.
В больших городских двухъярусных мостах
(фиг. 31) пожарная опасность, связанная с ездой
в нижнем ярусе, безусловно значительно боль¬
ше вследствие приближения (по условиям габа¬
рита) целого ряда открытых деревянных частей
к источникам возгорания (трамвайным проводам
и пр.).
В таких мостах можно рекомендовать те же
комбинированные методы, что и выше: обшивку
асбофанерой, пропитку ряда элементов антипи¬
ренами и т. п.
Повышенная пожарная опасность двухъярус¬
ных мостов является одним из существеннейших
их недостатков и определяет целесообразность
перехода городских мостов к открытым одноярус¬
ным мостам.
Для предохранения мостов от умышленного
поджога, диверсионных актов и пр. необходимо
обеспечить удобство осмотра служебным персо¬
налом всех частей сооружения и надлежающую
охрану его, сделав невозможным доступ посто¬
ронних лиц в места, не предназначенные для дви¬
жения.
б. Проект городского моста пролетом I =
= 200 м
В качестве иллюстраций изложенных принци¬
пов рассмотрим эскизный проект деревянного
городского двухъярусного мо¬
ста пролетом 200 м \
1) Общие данные
Фермы спроектированы в виде распорной ком¬
бинированной системы по схеме фиг. 7, в. Гене¬
ральные размеры моста (фиг. 30): пролет 1=200 м,
стрела подъема арки / = 28, —■ = , высота
фермы жесткости h = 6,60 м, γ ~ . Архитек-
А
турный строительный подъем щ* 2 = 2,0 м, что
дает продольный уклон (средний) і = 2%.
Проезжие части запроектированы по верхнему
и нижнему поясам ферм жесткости (фиг. 31).
В соответствии с двумя направлениями движе¬
ния в каждом ярусе пролетное строение моста
имеет четыре фермы—по две для каждого проезда.
Две средние фермы расположены вплотную друг
к другу.
Все четыре фермы связаны между собой распор¬
ками и прокладками в верхней части 1 2 и конструк¬
цией проезжих частей — внизу. Габарит каждого
1 См. также проект моста пролетом 84 м под автогуже¬
вую дорогу (стр. 833 и след.). Оба проекта разработаны
в СДК ЦНИПС под руководством проф. Карлсена Г. Г·:
первый—автором статьи, второй—инж. Рабиновичем А. И.
под непосредственным руководством автора.
2 Устройство распорок, связывающих арки, не вызы¬
вается здесь необходимостью.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
819
проезда принят по схеме Г2 ТУ и Н Цудортран-
са при ширине между отбойными брусьями 6,5 иі
и в свету между фермами — 1м. Суммарная ши¬
рина проезда 6,5 · 4,0 = 26 м. Высота проезда
в нижнем ярусе из-за условий пропуска трам¬
вая принята 5,32 м. Тротуары шириной по 2 м
вынесены на консоли.
Верхний ярус предназначен для пешеходного
движения и легкового автотранспорта; нижний—
для грузового автомобильного и трамвайного
движения.
Расчетные нагрузки
Вертикальная нагрузка:
а) на верхнем ярусе для тротуаров толпа ин¬
тенсивностью q = 300 ке/м2; для каждого проез¬
да — две сплошные ленты автомобилей по классу
нагрузки Н4;
б) в нижнем ярусе для каждого из двух проез¬
дов поезд из шести трамвайных четырехосных
вагонов с нагрузкой на ось 1 т и поезд тяжелых
грузовиков (по классу НЮ согл. § 8 ТУ и Н
Цудортранса).
Ветровая нагрузка—рв=130 кг/м2 (по Единым
нормам строительного проектирования).
При замене сосредоточенной нагрузки от про¬
езда трамваев и грузовиков, эквивалентной
равномерно распределенной по всему пролету,
на одну ферму приходится временная нагрузка
р = 2 т/м2.
Постоянная нагрузка одной фермы от веса
пролетного строения д = 1 т/м2 г.
Усилия в основных элементах
ко нструкции (определены по приближен¬
ному расчету).
Наиболыное значение распора от полной
нагрузки:
Н = 1 760 т*
Наибольшее усилие в арке:
*$тах = 2 020 т.
Усилия в поясах фермы жесткости:
Q _ + 212 т\
ша* — — 229 т (с учетом влияния
ті1* шпренгелей);
U
шах
тіп
= і 212 т.
Усилия в основных раскосах фермы
жесткости:
Dmax = + 84,4 т (с учетом влияния шпренгеля);
■^min == 74,5 т.
Наибольшее усилие в подвесках:
Zmax = +71»6 т-
Приведенные числовые значения усилий даны
для ориентировки в масштабах сооружения.
Материал сооружения — воздушно-сухая сосна
марки 0.
2) Конструкция проезжих частей
Конструкция проезжих частей мо¬
ста, изображенная на фиг. 32 и 33, запроекти¬
рована в соответствии с изложенными выше прин¬
ципами. 11 Более подробные данные о весе отдельных частей*
строительных и весовых коэффициентах приведены ниже
в главе технико-экономических показателей (табл. 3)*
52*
Фиг. 30. Боковой вид городского моста I = 200
820
В. В. БОЛЬШАКОВ
Одеждой проезжих частей служит деревянная
торцовая мостовая из прямоугольного торца
размерами для верхней проезжей части 10 х
X 10 X 25 см, для нижней —13 х 10 X 25 см г.
Обычно торец изготовляется из сосны влаж¬
ностью 15—17%; применение торца из листвен¬
ницы улучшает качество мостовой. Торцы ук¬
ладываются прямыми рядами, а между рядами
во всю ширину проезжей части — деревянные
рейки (высотой 40—60 мм и толщиной 6 мм),
пришиваемые к торцам гвоздями (фиг. 34). Швы
заполняются асфальтовой мастикой. Вдоль от¬
бойных брусьев осуществляются швы расшире-
Гидроизоляцией обеих проезжих частей слу¬
жит четырехслойный гольццементный ковер, ук¬
ладываемый непосредственно под торцовую мо¬
стовую и непрерывно проходящий по всей ширине
и длине моста (фнг. 32 и 33). В пространствах
под арками ковер защищается от выгорания
слоем песка, поверх которого может быть насыпа¬
на растительная земля и устроены газоны. На
консолях верхней проезжей части (фиг. 32) ко¬
вер закрывается слоем песка и настилом троту¬
аров в виде отдельных съемных щитов или плит,
обеспечивающих удобный доступ к водоизоляца-
онному ковру.
Фиг. 31. Поперечный разрез городского моста 1 = 200 м
ния толщиной 40—50 мм. Поверхность торцовой
мостовой обрабатывается битумом с гранитными
высевками; толщина корки около 5 мм. Мостовая
имеет поперечный уклон 2,5% от середины проез¬
да к отбойным брусьям. Торец укладывается
непосредственно на гидроизоляционный слой,
покрытый горячим битумом. Поверхностная об¬
работка торцовой мостовой: 1) увеличивает сро¬
ки ее службы, 2) уменьшает износ, 3) создает
мягкость езды, 4) повышает водонепроницае¬
мость.
Выбор торцовой мостовой для одежды проез¬
жих частей обусловливается: ί) небольшим весом
этой одежды, 2) упругостью ее, уменьшающей ди¬
намическое воздействие нагрузки, 3) удобствами
для автотранспорта (мягкость езды, отсутствие
скользкости и пр.), 4) возможностью легко про¬
изводить ремонт без нарушения целости гидро¬
изоляционного слоя. 11 По данным Лендоротдела:
Размеры торца: высота h = 100 мм, размеры
в плане—ширина 60—80 мм, длина 150—220 мм.
Во всех местах пересечения арок и подвесок
с проезжими частями обеспечивается полная водо¬
непроницаемость швов путем надлежащих со¬
пряжений гольццементного ковра с обшивкой
арок и подвесок по типу аналогичных устройств
в плоской крыше на деревянной основе.
Основой под гидроизоляционный ковер слу¬
жит двойной перекрестный настил, состоящий
из верхнего сплошного, «защитного», настила,
нашиваемого под углом 45° к продольной оси мо¬
ста, и нижнего разреженного, «рабочего», настила,
расположенного нормально к этой оси (фиг. 32,
33,35). Защитный настил, на который наклеивается
водоизоляционный ковер, выполняется из узких
Вес торца 600—700 кг/м■. Расход креозотового масла
160 кг на 1 м8 торца.
Срок службы сосновой торцовой мостовой из пропи¬
танного торца без поверхностной обработки—5 лет,
при поверхностной обработке мостовой битумом с гра¬
нитными высевками—7,5—10 лет.
Ежегодный ремонт сосновой торцовой мо¬
стовой (спустя 2—3 года после постройки)—5—7% от
первоначальной стоимости.
Разрез по а -ь Разрез по В-Г
00
ю
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
9°
to
tsa
косой настил 6*7
й
1
Я
j
віш
J J 1 '
I
8
4_
h
j
1- —r^r
Асбофанеро
to
to
РслойнОш голЬццементнЬн)
Дереваг
1 мостовая 10*13*25 '50
Фиг. 33. Нижняя проезжая часть
городского моста I = 200 м
Разрез вдоль моста
Укатанной корка из гидоона Меребянные рейки толш.
с гранитными ОысѳРками / /Д Ъмм межоу торцами
юльццементный кодер
Защитный настил
План (креозотираваннбій)
/берхняя корка снята j
Торец 8x10x22/
(креозптиппваннЬй)
Фиг. 34. Детали торцовой мостовой
БОЛЬШАКОВ
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
823
(6X6 см) креозотированных
сухих брусков.
Помимо своих прямых функ¬
ций перекрестный настил обеих
проезжих частей используется
как стенка горизонтальных
балок-связей в плоскости верх¬
него и нижнего поясов фермы
жесткости. Настилы поддер¬
живаются системой продоль¬
ных и поперечных балок из
брусьев прямоугольного сече¬
ния. Поперечные балки за¬
проектированы в виде сплош¬
ных брусьев составного сече¬
ния на пластинчатых нагелях:
для верхней проезжей части—
из двух брусьев по высоте
(фиг. 32), для нижней — из
трех брусьев (фиг. 33). Каждая
поперечная балка состоит из
двух таких составных брусьев
и опирается на пояса фермы
жесткости в основных и про¬
межуточных!, узлах, охватывая
с двух сторон подвески или
соответственно вспомогатель¬
ные стойки шпрекгелей.
8) Несущая конструкция
Несущая конструкция за¬
проектирована в виде четырех
ферм, состоящих каждая из
арки составного сечения и
фермы жесткости с треуголь¬
ной решеткой и верхними
шпренгелями; арка связана с
фермой жесткости подвесками
коробчатого сечения.
Арки (фиг. 36) имеют по
всей длине пролета постоян¬
ное сечение и состоят из
6 ветвей-пакетов, каждая из
которых образована из 12 ра¬
бочих гнутых брусьев сече¬
нием 17 X 20 см со стыками
вразбежку. Между отдельными
ветвями арок имеются зазоры
в 15 и 20 см, служащие для
прикрепления брусьев подве¬
сок, для пропуска поясных
стыковых накладок в местах
пересечения арки с поясами
фермы жесткости и для вен¬
тиляции внутренних поверх¬
ностей.
Каждая из шести ветвей
арки разделяется по высоте на
3 части высотой по 68 см (из
четырех брусьев) со сплошны¬
ми прокладками между ними,
прерывающимися в местах при¬
крепления подвесок для про¬
пуска элементов распорок, свя¬
зывающих арки в горизонталь¬
ном направлении.
Упомянутые прокладки одно¬
временно служат для перекры¬
тия стыков рабочих брусьев
Фиг. 35. План городского моста I = 200 м
824
В. В. БОЛЬШАКОВ
арки, длина которых принята равной 8,0 м
(длина панели).
Брусья отдельных ветвей сшиты между собой
гвоздями крестового сечения диаметром 19,3 мм,
забитыми вертикально.
Разрез по А — А
Фиг. 36. Сечение арки пояса фермы жесткости
(к фиг. 30)
В горизонтальном направлении отдельные ветви
арок скрепляются между собой при помощи вер¬
тикальных прокладок 1 и крестовых гвоздей
диаметром 19,3 мм.
каждый из восьми брусьев сечением 15 X 23 еле,
расположенных в 2 яруса (фиг. 36).
Зазоры по горизонтали между отдельными
брусьями равны соответственно 30, 15 и 30 см и
служат: средний (15 см) — для пропуска среднего
элемента подвесок; два крайних (по 30 см) — для
размещения решетки.
Зазор по вертикали межд}7 двумя ярусами брусь¬
ев поясов фермы жесткости равен 60 см.
Связи между отдельными брусьями поясов
осуществляются: а) в узлах по горизонтали —
элементами решетки и подвесок, по вертикали —
сплошными прокладками на зубчато-кольцевых
шпонках (фиг. 40); б) в панелях по горизонтали —
сплошные прокладки, по вертикали — сплош¬
ные прокладки и три системы решетчатых связей,
прикрепляемые к брусьям поясов: одна — в сред¬
нем зазоре (15 см), две—к наружным граням
крайних брусьев (фиг. 37).
Прикрепление связей в проекте предположено
на зубчато-кольцевых шпонках малого диаметра;
последние, если то позволит величина сдвигающих
усилий, при расчете поясов на продольный изгиб
могут быть заменены проволочными гвоздями.
Стыки обоих поясов фермы жесткости разме¬
щаются в одном и том же вертикальном сечении
через каждые 8 м по длине моста в местах примы¬
кания к поясам стоек шпренгелей (фиг. 37 и 38).
Расположение стыков позволяет осуществить
сборку фермы жесткости из отдельных «сборочных»
элементов (см. ниже). Стыки конструируются при
помощи вертикальных и горизонтальных накла¬
док на гвоздях крестового сечения диаметром
19,3 мм, длиной: вертикальных I = 430 мм,
горизонтальных I = 720 мм (фиг. 39).
Описанная конструкция характерна для мо¬
стов больших пролетов. Осуществление всей
фермы целиком на зубчато-кольцевых шпонках
нецелесообразно ввиду необходимости произво¬
дить одновременную запрессовку сопряжений
по всей длине конструкции, что требует весьма
Рабочее сечение арки имеет размеры 2,04 х
X 1,20 м с площадью F = 2,45 м2 при полной
высоте 2,38 м и ширине 2,05 м.
Пояса фермы жесткости (сечения
верхнего и нижнего пояса одинаковы) состоят
1 При небольшой ширине вертикальных прокладок
(отношение ширины к толщине немногим более приня¬
того в проекте) необходима проверка гвоздей на выдер¬
гивание под влиянием опрокидывающего прокладку
момента от эксцентрично приложенных сдвигающих
усилии.
Как показали работы СДК ЦНИПС по исследованию
продольного изгиба составных стержней, подобная
Форма прокладок ухудшает работу составного бруса по
сравнению с сопротивлением стержня того же сечения,
по с широкими прокладками. Ввиду этого во втором
примере (см. проект моста под автогужевую дорогу
I = 84 м), рассмотренном в этой статье, приведены дру¬
гие варианты конструкции прокладок в сжатой арке
составного сечения.
значительного количества приспособлений для
сборки. В случае применения отдельных заранее
собранных элементов стыки на зубчато-кольце¬
вых шпонках неосуществимы. Применение для
стыков гвоздей крестового сечения вполне решает
задачу, позволяя одновременно производить за¬
мыкание фермы жесткости после передачи всей
постоянной нагрузки на арку (см. ниже методы
сборки).
В месте пересечения арки с фермой жесткости
брусья поясов прерываются и заменяются наклад¬
ками и прокладками, пропускаемыми в зазоры
между ветвями арки (фиг. 36). Связь накладок
и прокладок с брусьями поясов осуществляется
на гвоздях крестового сечения диаметром 19,3 мм,
I = 720 мм. В пределах пересечения с аркой
прокладки толщиной 15 см опиливаются до тол¬
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
825
щины 10 см, соответствующей зазору между
брусьями арки.
Решетка фермы жесткости об¬
разует панели; большие, соответствующие глав¬
ной треугольной решетке — по 8,0 м и малые—
образованные верхними шпренгелями и пропущен¬
ными во всю высоту фермы дополнительными
стойками — по 4,0 м. Всего в ферме жесткости
(фиг. 30) 24 больших панели, разделяющихся
на 48 малых и 2 полупанели (у опор); кроме того
между пятовыми шарнирами и устоями имеются
две дополнительные панели сокращенной длины.
в свету между брусьями 15 см и вплотную охваты¬
вает при пересечении в узле брусья нисходящих
раскосов. Главные раскосы прикрепляются в
углах частью к прокладкам между верхним и
нижним ярусами поясных брусьев, частью к
поясам — непосредственно или при помощи
прокладок. Пакеты раскосов (шириной 30 см)
вводятся в соответствующие крайние вертикаль¬
ные зазоры между брусьями поясов.
Несмотря на центральное решение узлов, в
отдельных' частях последних возникают усилия,
могущие вызвать местный изгиб ветвей поясов
Фиг. 38. Схема расположения стыков фермы жесткости (к фиг. 30)
На фиг. 40 показана конструкция типовых уз¬
лов фермы жесткости, обеспечивающая централь¬
ное прикрепление в узлах всех элементов решетки.
В соответствии с этой конструкцией узла глав¬
ные раскосы запроектированы следующим об¬
разом: нисходящие раскосы состоят из двух вет¬
вей сечением 15 X 46 см, из коих каждая в свою
очередь состоит ив двух брусьев 15 X 23 см%
примыкающих вплотную друг к другу и скреп¬
ляемых между собою по узкой стороне зубчато¬
кольцевыми шпонками малого диаметра; восхо¬
дящие раскосы имеют ту же площадь поперечного
сечения, что и нисходящие, но состоят ив четырех
ветвей 7,5 X 46 см, расположенных таким об¬
разом, что каждая пара ветвей имеет расстояние
фермы жесткости, если при конструировании уз¬
лов это обстоятельство не будет принято во вни¬
мание Как видно из схемы на фиг. 41, связи
(болты) в вертикальных прокладках помимо вос¬
приятия распора зубчато-кольцевых шпонок
должны быть рассчитаны еще на растяжение вер¬
тикальными составляющими усилий в раскосах.
Стыки главных раскосов осуществляются в
соответствии с изложенным выше принципом
членения фермы жесткости на «сборочные» эле¬
менты. Стыки двухветвевых нисходящих раскосов
(фиг. 42) допускают конструирование на зуб¬
чато-кольцевых шпонках; стыки четырехветве-
вых восходящих раскосов (фиг. 43) — на гвоздях.
крестового сечения аналогично стыкам поясов.
826
В. В. БОЛЬШАКОВ
Для однообразия в решении стыков не исключена
возможность конструирования стыков нисходя¬
щих раскосов также на гвоздях крестового се¬
чения.
Ферма жесткости подвешена к арке на подвес¬
ках (фиг. 40), состоящих из шести брусьев сече¬
нием 12 X 15 см и трех брусьев сечением 23 х
X 15 см, соединенных четырьмя листами кле¬
еной гудронированной фанеры толщиной 8 мм.
Фанера связывает отдельные брусья подвески в
жесткое коробчатое сечение, способное предот¬
вратить выпучивание арки при продольном из¬
гибе из плоскости фермы и передать давление
ветра на арку и подвески горизонтальным вет¬
ровым балкам, расположенным в плоскости
расположенные двутавровые балки, стенкой ко¬
торой служат поперечный (рабочий) и косой
(защитный) настилы проезжих частей, а поясами
пакеты брусьев сечением 20 х 24 см каждый (в
количестве 12 шт. для верхней и 8 шт. для нижней
балки).
Опорные реакции горизонтальных связей пе¬
редаются на передние вертикальные железобе¬
тонные стенки (фиг. 30) береговых устоев, слу¬
жащие для устройства пандусов — въездов на
верхнюю проезжую часть моста (фиг. 46). Опор¬
ные части связей запроектированы в виде паке¬
тов креозотированных деревянных брусьев, на¬
дежно скрепленных со стенками устоев и изоли¬
рованных от них толевыми прокладками.
Фасад
верхней и нижней проезжих частей. Средняя ветвь
подвески пропускается в средний зазор между
брусьями поясов фермы жесткости; крайние ветви
охватывают пояса фермы снаружи.
Подвески прикрепляются: к ферме жесткости
на зубчато-кольцевых шпонках (фиг. 40), к арке—
на гвоздях крестового сечения диаметром 19,3 мм,
I = 500 мм; ветви подвесок пропускаются в
соответствующие зазоры между ветвями арки
(фиг. 44).
Элементы шпренгелей (второстепенные раскосы
и стойки) решаются по тому же принципу, что
и основные элементы решетки, с аналогичным
решением узлов (фиг. 42 и 43).
Стойки шпренгелей сконструированы из трех
брусьев сечением 23 х 15 см каждый (фиг. 39).
В узлах шпренгелей (фиг. 42 и 43) усилия пере¬
даются при помощи зубчато-кольцевых шпонок
черев прокладки между элементами стоек и рас¬
косов.
4) Связи
Пролетное строение имеет две системы горизон¬
тальных связей в плоскостях верхней и нижней
проезжих частей (фиг. 31, 32, 33 и 35). Обе си¬
стемы связей представляют собой горизонтально
В соответствии с установками, изложенными
выше, верхняя часть арок запроектирована без
обычных решетчатых связей; имеются только рас¬
порки в местах прикрепления подвесок к арке
(фиг. 31 и 44) во всех узлах, где это позволяют
условия габарита верхней проезжей части.
Давление ветра на верхнюю часть арки и под¬
вески в каждой панели передается на упомяну¬
тые выше горизонтальные связи (в плоскостях
проезжих частей) жесткими подвесками, которые,
работая как рычаги второго рода, помимо передачи
усилий от ветра должны обеспечивать верхнюю
часть арки от выпучивания из плоскости фермы
при продольном изгибе 1.
5) Опоры
Опоры моста представляют собой массивные
устои. Пяты арок опираются на железобетонные,
1 Предварительные ориентировочные расчеты, про¬
изведенные в эскизном проекте, показали, что жест¬
кость всей системы недостаточна и что при детальном
проектировании для увеличения поперечной жестко¬
сти пролетного строения может потребоваться усиление
поперечных балок нижней проезжей части путем уст¬
ройства решетчатой конструкции в пределах высоты
нижнего пояса (см. схему г на фиг. 29). Эта высота
в данном проекте частично использована для размещения
трубопроводов, кабелей ГЭС и т. п. (фиг. 31).
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
827
QS — силы, растягивающие болты б
фиг. 41. Схема передачи усилий в узле фермы
жесткости (к фиг. 30)
/
(Ьозди крестоЬого
/ сечения φ <9
4
j 1 Р
1
τ
■i
г
! ! і
! 1
<
п п t-
ί
j j |ί ! - i
У
Шшп i \ έ
Г
! ! !
ί я
i $
Π i i г
i ! ! i
i о
Г
*
μ ;
■ϊ ψ
г
! ! ί
} k
W-
-Λ-
*
Фиг. 44. Деталь прикрепления подвески к арке
(к фиг. 30)
828
В. В. БОЛЬШАКОВ
армированные сеткой подферменные подушки
(фиг. 45). Под торцы арок укладывается упругая
прокладка из нескольких слоев рубероида на
клебемассе. Конструкция подферменников обес¬
печивает возможность опускания на них пят
арок при выбранном способе сборки на плаву
(см. i іже). Опорное давление ферм жесткости пе-
Фиг. 45. Опорный узел арки (к фиг. 30)
6) Защита от гниения и противопожарные не-
роприятия
В конструкции осуществлены конструктивные
и химические мероприятия по борьбе с гниением
и пожарной опасностью, подробно описанные
выше.
Отвод атмосферных осадков с водонепроницае¬
мых проезжих частей и тротуаров осуществляется
путем придания им поперечных и продольных
уклонов и устройств водоспусков надлежащего
диаметра и конструкции (фиг. 32 и 33). Арки
обшиваются сверху оцинкованным кровельным
железом по брускам, с боков — волнистой асбо¬
фанерой с оставлением продухов между обшивкой
и телом арок для вентиляции.
Все швы и сопряжения консервируются супер¬
обмазкой.
Элементы моста, недостаточно защищенные от
косого дождя консолями тротуаров и могущие
подвергнуться непосредственному увлажнению,
пропитываются креозотовым маслом по способу
горяче-холодной ванны с помощью простейшего
оборудования.
Открытые деревянные части моста, представля¬
ющие опасность возгорания, обрабатываются ан¬
типиренами или обшиваются асбофанерой.
7) Сборка и установка
Сборка пролетного строения может быть осу¬
ществлена как на постоянных подмостях, так и
методом, принятым в настоящем проекте. По¬
следний избавляет от необходимости забивки свай
для подмостей в русле реки, не загромождает
редается на устои через опорные стойки. Конце¬
вые части фермы уложены на мауерлаты, состо¬
ящие из четырех брусьев, сечением 20 X 20 см,
каждый из которых укреплен анкерными болтами.
Въезд на верхнюю часть моста предположено
осуществить путем устройства специальных же¬
лезобетонных пандусов (фиг. 46), передняя стен¬
ка которых служит для восприятия ветрового
давления на мост. Пандусы устраиваются для
каждого из направлений движения.
Фиг. 46. Общий вид береговых опор и въездов на мост (к фиг. 30)
СЛОЖНЫЕ системы плоскостных КОНСТРУКЦИЙ
829
реку постоянными подмостями, стесняющими
движение по ней в городских условиях, и в ос¬
новном сводится к следующему.
У одного из берегов по течению (выше моста),
используя по возможности конфигурацию бе¬
рега, устраивают «ковш», в который заводят и
погружают на дно 8 понтонов-барж (обработка
дна предусматривает это обстоятельство) путем
наполнения их водным балластом (фиг. 47, поло¬
жение І, а также фиг. 48). На понтонах и в про¬
межутках между ними на мелководье сооружаются
подмости, поддерживающие сборочную площадку.
С обоих концов сборочной площадки, имеющей
уклоны, соответствующие строительному подъему
ферм, устраиваются бойки, на которых монтируют
которых подвозится к собираемой на бойке ферме
жесткости.
У каждого сборочного элемента с одной сторо¬
ны, в местах стыков поясов, уже на бойке ста¬
вятся стыковые накладки; таким образом концы
поясов каждого последующего подвозимого эле¬
мента входят в стыковые накладки как в обойму.
В верхнем поясе стыки крепятся наглухо немед¬
ленно после подвозки элемента путем забивки
гвоздей крестового сечения; в нижнем же поясе
осуществляются временные монтажные стыки.
Непосредственно после монтажа фермы жест¬
кости приступают, начиная с середины, к устрой¬
ству проезжей части по верхнему поясу, заканчи¬
вая его предварительной загрунтовкой защитного
остановки городского моста I = 200 м
Фиг. 47. Основные положения сборки и
^ „ .жлрггЛ на плаву расчалок и буксиров не показано
В момент 2 перевозки моста J *
Примечание.
сборочные элементы фермы жесткости (фиг. 48).
Последние представляют собой части фермы жест¬
кости, по длине равные участку между стыками
поясов (фиг. 38).
Весь сборочный элемент конструируется на
зубчато-кольцевых шпонках. Длина брусьев для
поясов равна 8,0 м. Сначала производится сбор¬
ка четырех вертикальных пакетов поясных брусь¬
ев (фиг. 40), соединенных между собой вертикаль¬
ными 1 прокладками на шпонках. Далее, в гори¬
зонтальном положении производится сборка этих
пакетов в конструкцию сборочного элемента и
устанавливаются элементы решетки и подвесок
путем запрессовки (обжима) узлов специальными
приспособлениями. Два сборочных элемента фер¬
мы жесткости, смонтированные друг против друга
на бойке, поднимаются в вертикальное положение
копром и закрепляются в этом положении на рас¬
стоянии, соответствующем расстоянию между
ними в конструкции, образуя часть коробчатого
поперечного сечения нижней части моста. Полу¬
ченный пространственный элемент ставится на
подводимые под поперечные связи тележки, на
1 Определение «вертикальные» относится к нормаль¬
ному положению прокладок в конструкции. При сборке
они будут лежать в горизонтальных плоскостях.
(верхнего) настила клебемассой, чтобы возможно
скорее предохранить от увлажнения всю нижнюю
часть пролетного строения. Вместе с тем устрой¬
ство верхней проезжей части, настилы которой об¬
разуют стенку верхних горизонтальных балок—
связей, обеспечивает жесткость пролетных строе¬
ний в момент перевозки и установки их на плаву.
Попутно с этими работами производится нара¬
щивание подвесок, которые используются вре¬
менно как стойки для сборочных подмостей арки
(фиг. 48). На этих подмостях осуществляются
последовательная сборка арки и скрепление
отдельных ее пакетов в общее сечение гвоздями
крестового сечения. При сборке особое внимание
должно быть обращено на тщательную притор-
цовку стыков. Выгиб отдельных брусков по кри¬
вой арки ввиду большого радиуса затруднений
не встречает.
Изготовление поперечных балок на пластин¬
чатых нагелях производится с помощью перенос¬
ных цепно-долбежных станков.
После окончания сборки пролетных строений
последние освобождаются от временных лесов
между понтонами и от большой части сборочных
подмостей арки. После откачивания воды понтоны
всплывают, после чего собранное у берегов про-
бокобой бид
Фиг. 48. Схема сборки моста на береговых подмостях (к фиг. 47)
830 В. В. БОЛЬШАКОВ
СЛОЯШЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
831
летное строение моста перевозится к месту уста¬
новки (фиг. 47, положение 2). Е этом положении
участки ферм жесткости пролетом 32 м между
опорами на спаренных понтонах несут всю на¬
грузку от веса пролетного строения.
Момент установки пролетного строения на бе¬
реговые устои являются наиболее ответственным
во всем процессе сборки и установки моста (фиг.
49). При подходе пролетного строения к месту
установки понтоны ставятся на якоря и расча¬
ливаются канатами, идущими к береговым лебед¬
кам (фиг. 47, положение 3).
Регулируя лебедками длину якорных цепей
и береговых канатов, можно достигнуть надлежа¬
щей установки пролетного строения как в продоль¬
ном, так и поперечном направлении. Вслед ва
этим производится опускание пят арок на гото¬
вые железобетонные подушки береговых опор.
Перемещение пролетного строения в вертикаль¬
ном направлении достигается регулировкой водя¬
ного балласта понтонов-барж, для чего все они
снабжаются мощными помпами, совместная ра¬
бота которых обеспечивается специальными при¬
способлениями, регулирующими их производи¬
тельность и работу.
Чтобы сделать процесс установки пролетного
строения независимым от возможных колебаний
горизонта воды в реке, в понтонах должен быть
обеспечен резерв водяного балласта.
После установки пят арок на подушки берего¬
вых опор временные монтажные стыки нижнего
пояса фермы жесткости постепенно и равномерно
ослабляются, после чего вес пролетного строения
целиком передается на сжатую арку.
Чтобы передать на арку всю постоянную на¬
грузку, проезжая часть верхнего яруса загру¬
жается равномерно по всей длине дополнительной
нагрузкой, компенсирующей вес незаконченных
проезжих частей и тротуаров, для чего могут
быть использованы материалы, предназначенные
для последующего устройства этих частей.
Вслед за этим производятся устройство постоян¬
ных стыков нижнего пояса и скрепление их гвоз¬
дями крестового сечения.
После замыкания фермы жесткости из-под
пролетного строения выводятся понтоны, соби¬
раются концевые, опорные части фермы жестко¬
сти (обозначенные на фиг. 49 пунктиром), заканчи¬
ваются устройство проезжих частей и тротуаров,
обшивка арки и прочие отделочные работы.
8) Технико-экономические данные
Ориентировочный расход материалов на 1 м
фермы моста пролетом 200 м и на все пролетные
строения приведен в табл. 2. Там же даны полу¬
ченные при эскизном проектировании значения
строительных коэфициентов для ферм.
На основе этих показателей установлены ука¬
занные в табл. 3 значения строительных коэфи¬
циентов для подобных систем, облегчающие при
проектировании предварительное определение соб¬
ственного веса несущей конструкции.
Весовой коэфициент по формуле ТУ и Н, счи¬
тая полную загрузку моста временной эквивалент¬
ной нагрузкой р = 2 т/м, получен равным:
1 0009 с.в
ql
= 2,0.
Описанный эскизный проект, иллюстрируя
изложенные выше основные принципы проекти¬
рования деревянных мостов больших пролетов
и подтверждая техническую возможность и целе-
Фиг. 49. Вид моста на пловучих подмостях в момент установки на береговые опоры (к фиг. 47)
832
В. В. БОЛЬШАКОВ
сообраѳность применения дерева в мостах проле¬
том гі 200 м, дает предварительный вспомога-
бШобой бид
—
Фиг. 50. Схема деревянного городского моста
ί = 140 м, распорной комбинированной системы
тельный материал для проектирования сооруже¬
ний подобного рода.
Вместе с тем следует указать, что двухъярус¬
ный мост имеет недостатки, заставляющие
Фиг. 51. Поперечное се¬
чение моста (к фиг. 50)
Таблица 2
Расход материалов на пролетное строение моста I = 200 л»
Лесоматериал (в том числе и фанера)
Строит.
про¬
Пол¬
%
№
Наименование частей
рабочее
сечение
Металл
ный
метал¬
коэфи-
п/п
фермы
кладки ,
накладки
всего
в м*
вес
в кг
в кг
вес на
1 ПОс . м
ла по
весу
циент
(по ве¬
в Λ13
и пр.
су)
1
в М3
I. Фермы
1
Арка
2,57
129
3,86
2 120
125
2 245
5,9
1,59
2
Ферма жесткости
Пояса (с отнесением к ним
прокладок и металла уз¬
ловых сопряжений) . . .
0,551
0,629
1,18
650
112
1045
12
1,94
Решетка
0,428
0,087
0,515
283
3
Подвески
0,335
0,152
0,014
0,487 +
+ 0,036 (ф)
293
15
308
5,1
1,48
4
Распорки (верхние связи) .
0,048 +
0,062 +
40
2
42
5
1,30
+ 0,008 (ф)
+ 0,008 (ф)
На 1 пог. м фермы
3,932 +
2,17
6,10
3 386
254
3 640
7,5
1,66
+ 0,014 (ф)
+ 0,044 (ф)
5
Обшивка арок и подвесок .
—
—
—
5
210
Итого на 1 пог. м фермы .
-
-
-
-
259
3 850
-
-
II. Проезжая часть
6
Настилы и пояса ветровых
балок
2,11
1 162
46
1 208
4,0
При
ширин,
трот.
2,0 м
7
Продольные и поперечные
балки ·
—
—
1,65
908
27
935
3,0
—
3,75
8
Деревянная торцовая мо¬
стовая, настил тротуаров,
гидроизоляция, отбивные
брусья и пр
—
— '
—
992
30
1 022
3,0
При де¬
ревян¬
ных
тротуа¬
рах
Итого на 1 пог. м фермы
(среднее значение) ....
—
—
—
—
103
3 165
—
—
Всего на 1 пог. м фермы
•
(среднее значение) ....
—
—
9,85 1
+ 0,044 (ф)
—
362
7 015
5,1
—
Всего на 1 пог. м моста
(4 фермы)
—
—
—
—
1 448
28 060
5,1
—
На все пролетное строение: лесоматериала—7 900 ле3 (пилен.): металла — 290 т: прочего материала (торцовая
мостовая, гольццемент и пр.) — 985 т.
1 Указана кубатура только рабочих элементов моста.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 833
предпочесть ему при пролетах до 140—150 м
мост одноярусный.
Такой мост, изображенный схематически на
фиг. 50 и 51, имеет по сравнению с двухъярусным
следующие преимущества:
1) обладает большой поперечной жесткостью
и допускает более надежное закрепление жесхких
подвесок;
2) представляет меньшую пожарную опасность;
3) избавляет от необходимости устройства
ередних ферм, разделяющих проезжую часть и
занимающих значительную площадь.
Таблица 3
Наимено¬
вание
конструк¬
ции или
части ее
Арка
Ферма
жесткости
Подвески
Распорная
комбини¬
рованная
ферма
(в целом)
Строи¬
тельный
коэфи-
циент
k-cmp
1,65-1,75
1,95-2,00
1,55-1,65
1,70—1,80
(среднее
значение)
6. Мост пролетом I = 84 м под автогуже¬
вую дорогу
1) Общие данные
На фиг. 52 представлен мост под автогужевую
дорогу пролетом 80 м (в свету).
Фермы моста запроектированы в виде балоч¬
ной безраспорной комбинированной системы (типа
Лангера) по схеме фиг. 6, в. Генеральные размеры:
пролет I = 84 м, стрела подъема арки / = 12,0 м%
j = γ\ высота фермы жесткости Λ = 3,0 м;
~ 1 . Архитектурный строительный подъем
I со
= 0,42 м, что дает продольный уклон (сред¬
ний) і = 1%. Помимо архитектурного подъема
ферме жесткости придан конструктивный строи¬
тельный подъем г.
Габарит моста Г4 (фиг. 53) назначен в соответ¬
ствии с ТУ и Н Цудортранса для двухпутного
автогрузового движения.
Расчетные нагрузки: временная вер¬
тикальная нагрузка принята по классу Н8 ТУ
и Н Цудортранса: ветровая нагрузка
рв = 130 кг/м2 — по Единым нормам строитель¬
ного проектирования.
Материал сооружения—г воздушно¬
сухая сосна марки 0.
2) Конструкция проезжей части
Конструкция проезжей части моста запроек¬
тирована в соответствии с изложенными выше об¬
щими принципами.
Верхнее строение проезжей части, включая
одежду ее, гидроизоляционный слой, перекрест¬
ный настил и продольные балки, вполне анало¬
гичны конструкции, принятой в проекте двухъ¬
ярусного моста пролетом 200 м, с той только раз¬
ницей, что приняты несколько иные размеры тор- 11 Подробнее см. стр. 843.
Деревянные конструкции
53
Фиг. 52. Общий вид деревянного моста I = 84 At под автогужевую дорог
8 34
В. В. БОЛЬШАКОВ
ца, а именно: 8 х 10 х 22 см (фиг. 54). Так же
как в мосте пролетом 200 м, двойной перекрест¬
ный настил помимо своего прямого назначения —
Фиг. 53. Поперечный разрез моста ί = 84 м под авто¬
гужевую дорогу
служить основой под гидроизоляционный к0.
вер—служит стенкой горизонтальной двутавровой
балки связей по верхнему поясу фермы жесткости
Для отвода воды проезжей части приданы уклоны:
поперечный — 2% и продольный 1% (от сере¬
дины моста к опорам). Под тротуарами через 10,45ж
устроены водоспуски (по типу плоских крыш),
с помощью которых вода отводится за пределы
пролетного строения.
Продольные балки проезжей части уложены
непосредственно на верхний пояс сквозных по¬
перечных балок (фиг. 55). Расстояние между по¬
перечными балками равно длине полупанели —.
2,62 м. Верхний пояс поперечных балок состоит
из двух брусьев сечением 22 х,26 ж, охваты¬
вающих с двух сторон подвески или промежуточ¬
ные стойки и прикрепленных зубчато-кольцевы¬
ми шпонками к прокладкам, заложенным между
двумя ветвями подвесок или стоек. Этим дости¬
гаются центрировка опорной реакции верхнего
пояса поперечных балок и равномерная передача
ее на оба бруса верхних поясов фермы жест¬
кости.
Верхний пояс сквозных поперечных балок
поддерживается посредине двумя раскосами, об¬
разующими вместе с затяжкой треугольную си¬
стему и передающими нагрузку среднего узла
поперечной балки на нижние пояса главных ферм,
и работает как двухпролетный неразрезной,
чем значительно облегчается его сечение.
Раскосы сквозной поперечной балки состоят из
четырех досок сечением 6 х 20 см каждый;
затяжка (нижний пояс) — из досок того же
сечения.
Все узлы и стыки сквозной поперечной балки
решены на зубчато-кольцевых шпонках диаметром
160 мм. В прокладках составных элементов по¬
ставлены шпонки диаметром 120 мм.
По затяжкам вдоль моста уложены ходовые
доски, обеспечивающие возможность периодиче-
Поперечные балки
Фиг. 54. Детали проезжей части моста і = 84 м
Примечание. В опорных узлах арки не показаны
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
835
ского наблюдения за состоянием моста во время
его эксплоатации.
Помимо своих непосредственных функций сквоз¬
ные поперечные балки служат ригелями попереч¬
ных полурам (см. ниже).
8) Несущая конструкция
Каждая из двух комбинированных ферм мо¬
ста состоит из гибкой арки и соединенной с ней
Распор Ятах = 246 т.
Усилие в арке (в третьей панели) *Smax —
= 268 т.
Усилие в подвеске Zmax = 17,5 т.
Усилие в поясах фермы жесткости:
верхнем О = +147,5 т;
нижнем U = +157,0 т.
Усилие в раскосах:
наибольшее сжимающее D = —20 т;
наибольшее растягивающее D = +17,7 т.
подвесками фермы жесткости с треугольной
решеткой.
Ввиду того что фермам в процессе сборки при¬
дается конструктивный строительный подъем
(см. ниже), расчет их произведен в предположе¬
нии, что вся постоянная нагрузка передается
на арку.
Линия влияния распора Я построена на осно¬
вании приближенной ф-лы (18) и табл. 1.
Усилия в остальных элементах от временной
нагрузки определены по линиям влияния с за¬
меной поезда грузовиков Н8 эквивалентной на¬
грузкой.
Наибольшие усилия в основных элементах
фермы, полученные при невыгоднейшем рас¬
положении нагрузки, имеют следующие зна¬
чения:
Арки запроектированы составного сечения
из гнутых брусьев со стыками вразбежку с плот¬
ной приторцовкой последних.
Каждая арка (фиг. 56) состоит из четырех вет¬
вей шириной 20 см с двумя зазорами между
ними также по 20 см, что дает полную ширину
арки 1,20 м.
Зазоры служат для пропуска брусьев под¬
весок.
Каждая ветвь арки составлена из шести
брусьев сечением 13 х 20 см и имеет полную
высоту 78 см.
Брусья арки как в вертикальном, так и в гори¬
зонтальном направлении скреплены связями (че¬
рез прокладки).
Связи запроектированы в двух вариантах:
1) гвозди крестового сечения (фиг. 56 и 57);
53*
836
В. В. БОЛЬШАКОВ
Фиг. 58. Соединение элементов арки на дубовых нагелях (к фиг. 5)
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
837
2) цилиндрические дубовые нагели, закладывае¬
мые в ^предварительно просверленные гнезда
(фиг. 58).
Последний вариант подтверждает возможность
осуществления принятой конструкции арки не
только с помощью соединений новейших систем,
но и на дубовых нагелях.
По сравнению с проектом моста пролетом 200 м
форма прокладок между ветвями арок изменена
и разработана в двух вариантах:
1) продольные прокладки из брусьев сечением
13 X 20 см, длиной 1,25 м (для гвоздей кресто¬
вого сечения) (фиг. 57) и длиной 1,50 м (для дубо¬
вых нагелей) (фиг. 58);
2) косые прокладки, врубленные вполдерева
в месте пересечения их, из брусьев сечением 16 X
X 20 см (для гвоздей крестового сечения фиг. 59)
равных ширине соответствующей грани брусьев
пояса.
Решетка фермы жесткости—треугольная с двой¬
ными восходящими и одиночными нисходящими
раскосами.
Восходящие раскосы составлены из двух до¬
сок сечением 10 х 24 см с прокладками ме¬
жду ними на зубчато-кольцевых шпонках. Оди¬
ночные раскосы запроектированы из брусьев
20 X 24 см.
Узлы фермы жесткости осуществлены по тому
же принципу, что и в проекте моста пролетом
200 м. Элементы решетки прикрепляются к брусь¬
ям поясов и к вертикальным прокладкам между
ними (фиг. 62).
Двойные раскосы прикрепляются к поясам
непосредственно, одиночные — через прокладки.
Фиг. 60. Перекрестные прокладки на круглых нагелях
(к фиг. 52)
12Э.-М.шпонок 0200 XI з.-к. шпонок 0160
6 болтоб ф 25; 1=410 6 баапоб ф 23, £=430
]
Фиг. 61. Стык брусьев поясов фермы жесткости (к фиг. 52)
и для дубовых нагелей сечением 20 х 24 см
(фиг. 60).
Помимо гвоздей и нагелей в обоих вариантах
поставлены болты диаметром 19 мм для плотной
стяжки между собой отдельных ветвей и пакетов
арки.
Ферма жесткости имеет 15 панелей длиной
по 5,24 м, равной расстоянию между подвесками,
и две крайних (опорных) панели по 2,70 м.
Пояса фермы жесткости состоят из четырех
брусьев сечением 20 х 24 см (фиг. 53), располо¬
женных в два яруса. Между брусьями поясов име¬
ются зазоры по горизонтали — зазор в 40 сл*
для пропуска раскосов решетки; по вертикали—
зазор в 24 см, заполняемый в узлах фермы жест¬
кости прокладками, которые используются для
прикрепления решетки. Между узлами никаких
связей не поставлено, так как пояса, восприни¬
мающие распор арки, работают только на растя¬
жение.
Стыки поясов фермы жесткости решены на
зубчато-кольцевых шпонках (фиг. 61). Каждая
ветвь пояса перекрыта с четырех сторон наклад¬
ками из досок толщиной 6 см по ширине,
В среднем узле фермы жесткости сходятся два
двойных раскоса (фиг. 62); однако этот узел ни¬
чем не отличается от остальных благодаря тому,
что у одного из раскосов сделан наконечник из
бруса сечением 20 X 24 см, равным сечению оди¬
ночных раскосов.
Опорный узел фермы жестко¬
сти решен на трехлобовой врубке и зубчато¬
кольцевых шпонках (фиг. 63). Одна из опор де¬
лается неподвижной путем заанкеривания вер¬
тикального опорного вкладыша; другая — по¬
движной, на катках. В качестве варианта на фиг.
64 показана конструкция опорного узла с метал¬
лическими хомутами и натяжными болтами.
Достоинствами этого варианта являются: умень¬
шение длины наклонной хвостовой части и воз¬
можность сократить ширину каменной промежу¬
точной опоры (быка); однако этот вариант опор¬
ного узла требует значительно большего коли¬
чества металла.
Опорное давлеьше пролетного строения пере¬
дается через вертикальные опорные вкладыши
на железобетонные подферменные подушки и
далее на кладку каменных опор.
Оо
Оо
!»
to
. БОЛЬШАКОВ
Фиг. 63а. Опорный узел фермы (к фиг. 52)
Разрез по м
Разрез поI HI
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 839
840
В. В. БОЛЬШАКОВ
Между опорными узлами ферм помещается вер¬
тикальная деревянная рама, обеспечивающая
поперечную жесткость пролетного строения (фиг.
63).
Подвески в виде коробчатых балок с фа¬
нерными стенками образуют вместе со сквозными
поперечными балками проезжей части жесткие
Для рассматриваемой средней высоты подвески
определяют прогиб верхнего, свободного ее конца под
действием силы 1, приложенной к этому концу.
Прогиб этот складывается из двух величин: 1) прогиба
<5Х от деформаций самой подвески и 2) прогиба <52 ее конца
вследствие деформаций поперечной балки в месте за¬
делки подвески:
«5 = <5і + <52. (41)
В соответствии с конструкцией поперечных
полурам:
Фиг. 636. Аксонометрия опорного узла (к фиг. 63а)
Фиг. 65. Схема по¬
перечной полурамы
моста I = 84 м
полурамы, обеспечивающие устойчивость арок
и передачу ветровой нагрузки с арок на связи
моста.
Проверка устойчивости арок
Проверка устойчивости арок, закрепленных на под¬
весках как на упругих опорах, и расчет самих подве¬
сок могут быть с достаточной точностью выполнены по
нижеприведенному методу х.
Оиг. 64. Вариант опорного узла с металлическими хо¬
мутами и натяжными болтами (к фи ■. 52)
Ввиду криволинейного очертания арки приближен¬
но принимают некоторую среднюю высоту h\ подвески,
которая может быть определена как среднее арифметиче¬
ское из длин подвесок в средней половине пролета моста
(фиг. 65). 11 Метод предложен проф. Тимошенко С. П.; полу¬
чаемые неточности расчета идут в запас прочности.
где N — усилия в элементах сквозной поперечной балки
от единичной нагрузки Р = 1;
l,E,F—длина, модуль упругости и площадь элемен¬
тов сквозной поперечной балки.
Имея прогиб <5 конца подвески, можно определить
коэфициент отпорности среды k (силу, смещающую ко¬
нец подвески на единицу длины), делая допущения,
что силы отпорности приложены не в местах сопряжений
арки с подвесками, а непрерывно, по всей длине арки:
(44)
δα
где а — длина панели (расстояние между подвесками).
Далее, определяем величину:
В2 = -Ы%-
16 ЕІа
(45)
где U = s — свободная длина дуги арки между точка¬
ми ее пересечения с проезжей частью моста;
к — коэфициент, определяемый по ф-ле (44);
Іа— момент инерции поперечного сечения арки отно¬
сительно вертикальной оси у—у.
Зная Ва, по табл. 4 определяем число т полуволн,
на которое подразделяется арка при ее выпучивании;
найдя т, получаем коэфициент длины μ по формуле:
μ =
V'
m2 +
16В2
Ш2я4
(46)
и находим расчетную длину арки на продольный изгиб
из плоскости фермы:
Ιρ=μΙο. (47)
Далее расчет арки производится по обычным пра¬
вилам расчета на продольный изгиб брусьев составного
сечения.
Таблица 4
в2
24,35
219,2
876,7
2 435
5 479
10 739
19 091
т
1
2
3
4
5
6
7
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 841
Расчет подвесок
Определение нормальных напряжений, действующих
в поперечном сечении подвески, расчет стыка и гвоз¬
девого забоя для прикрепления фанерной стенки могут
быть выполнены по принципу равнопрочности на осно¬
вании следующих соображений.
Задавшись сечением подвески и получив при этой
жесткости подвесок удовлетворительные результаты при
проверке арки на выпучивание из плоскости фермы,
определяем на основании принятого сечения подвески
наибольший изгибающий момент, который может быть
воспринят подвеской в опасном сечении на уровне ее
закрепления в верхней проезжей части:
Мта* = М <48>
где [п] — допускаемое напряжение на сжатие;
W = — расчетный момент сопротивления со-
ставного сечения.
Фиг. 66. Поперечное сечение подвески
(масштаб сечения искажен)
При высоте подвески (расстояние от опасного се¬
чения до конца подвески) получим условную силу Ррг
вызывающую изгиб подвески по формуле:
Мтот
Рр = —, (49)
зная которую и учитывая кроме того основные растяги¬
вающие усилия в подвеске от вертикальной нагрузки
и действия ветра, можем рассчитать стык и определить
сдвигающую силу в любом поперечном сечении подвески.
Расстояние между подвесками в данном проекте
равно длине панели — 5,24 м, каждая подвеска
составлена из Двух брусьев 20 х 24 см (фиг. 66).
Стенка выполнена из клееной фанеры толщиной
ό = 8 мм и прикрепляется к основным брусьям
при помощи гвоздей диаметром 4,5 мм, длиной
90 мм. В некоторых местах для обеспечения на¬
дежной связи между фанерой и брусьями гвозди
заменены шурупами.
Брусья подвесок обхватывают с двух сторон
пояса фермы жесткости и прикрепляются к ним
на зубчато-кольцевых шпонках диаметром 200 мм;
кроме того они закрепляются гвоздями в рабочем
настиле (фиг. 67) и надежно связываются с по¬
ясами поперечной балки (фиг. 55). Вместе с по¬
перечными сквозными балками проезжей части
подвески образуют полу рамы, обеспечивающие
поперечную жесткость пролетного сечения моста.
Ввиду того что положение брусьев поясов фер¬
мы жесткости соответствует по вертикали зазорам
в арке, а подвески охватывают пояса фермы, для
прикрепления подвесок к арке сечение подвесок
меняется под аркой и во всех подвесках устраи¬
вается стык (фиг. 56). Зазор между брусьями
подвески, входящими в зазоры арки, заполняется
коротышами.
ю К1
j
——40~—i'
34-—40
■ j 120 j\
4t
Г 1
\ 4
1 1
Прокладка
t5*24x80
ьго-р 80 Ь2(Я
Фиг. 67. Деталь закрепления подвески в рабочем
. настиле (к фиг. 52)
Подвески прикрепляются к арке зубчато-коль¬
цевыми шпонками диаметром 120 мм. Кроме опи¬
санных выше стыков средние, наиболее длинные,
подвески имеют промежуточные стыки, перекры¬
ло 3 njdpOHUpuOOffmJn
клееная сронера
-И- ·
Фиг. 68. Деталь стыка подвески (к фиг. 52)
ваемые накладками сечением 7 х 20 см (фиг.
68). Наружные накладки врезаны в брусья под¬
весок.
Второстепенные стойки, пере¬
дающие нагрузку от сквозных поперечных ба¬
лок верхним узлам фермы жесткости, запроекти¬
рованные из двух досок сечением 7 х 24 см (фиг.
62), располагаются в промежуточных (между
подвесками) узлах и прикрепляются к поясам
іо-24 г24-γ24 г2(И
720. —
Фиг. 69. Связи по нижнему поясу фермы жесткости (разрез по А — Бк фиг. 55)
В. В. БОЛЬШАКОВ
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 843
фермы жесткости на зубчато-кольцевых шпонках,
охватывая брусья поясов снаружи аналогично
подвескам.
4) Связи
Основная система связей по верхнему поясу
фермы жесткости (фиг. 53—55) запроектирована
в виде двутавровой горизонтальной балки, стен¬
кой которой служит перекрестный настил про¬
езжей части. Пояса ветровой балки составлены из
12 досок сечением б х 20 см каждая; половина
этих досок является рабочими, остальные служат
для перекрытия стыков.
Соединение элементов перекрестного настила
с поясами должно быть рассчитано на передачу
усилий, действующих в поясах ветровой фермы.
Соединение элементов перекрестного настила
между собой должно обеспечивать перекрытие
стыков этих элементов.
Связи по верхнему поясу фермы жесткости вос¬
принимают давление ветра на все пролетное строе¬
ние и передают его вертикальным железобетон¬
ным рамам, расположенным в верхней части ка¬
менных опор (фиг. 63).
При отсутствии конструктивного строительного
подъема на арку передается только часть по¬
стоянной нагрузки, остальная часть ее пере¬
дается на ферму жесткости. Величина распора
в этом случае определяется по формуле;
Н = 9*ѵ
8/ 7»
где γ — коэфициент распределения нагрузки.
Чтобы передать на арку всю постоянную
нагрузку, необходимо загрузить ее дополнитель¬
ной нагрузкой, которая может быть выражена
как часть постоянной нагрузки путем умноже¬
ния последней на некоторый коэфициент β.
Эту дополнительную нагрузку можно создать
за счет предварительного выгиба фермы жесткости
вверх и присоединения ее в таком напряженном
состоянии к арке, если величину стрелы выгиба,
которая и представляет собой величину конструк¬
тивного строительного подъема, принять равной
прогибу фермы жесткости под нагрузкой βρ.
Коэфициент
й 1.
Р= —:г“·
Опорные узлы собираются отдельно
, І ί І i i
^ ί 1 · i · 11 L' I · 11
г j i j j
jai /'\Т7\Т7'ч
Т7Ч 1 1 ЛчІЛ>
Vl\l/|\1κ l\l/ \l/ \I/ M/ w/
1 8400 , -
L ; toooo : —
Фиг. 70. Сборка фермы жесткости на бойке (к фиг. Ь‘2)
Другая (второстепенная) система горизонталь¬
ных полураскосных связей для увеличения жест¬
кости пролетного строения (фиг. 69) расположена
в плоскости нижнего пояса фермы жесткости.
В верхней части пролетного строения (над про¬
езжей частью) арки связаны между собой только
распорками и решетчатых связей не> имеют.
Давление ветра на эту часть пролетного строения
воспринимается жесткими подвесками, роль ко¬
торых в обеспечении поперечной жесткости про¬
летного строения подробно выяснена выше.
5) Сборка и установка
Сборка пролетного строения может быть осу¬
ществлена различными способами: 1) на месте
в вертикальном положении, на подмостях, уста¬
новленных в русле реки, или 2) на стороне
с последующей надвижкой или подвозкой его.
Последний способ, описание которого дано ниже,
может иметь преимущества в случае большого
количества пролетов, затруднительности (по тем
или иным причинам) устройства подмостей в
русле реки и т. п.
Одним из основных моментов сборки является
устройство конструктивного строительного подъе¬
ма, величина которого приближенно может
быть определена на основании следующих со¬
ображений Ч
1 Все последующие рассуждения предполагают толь¬
ко упругие деформации системы.
величина конструктивного строительного подъема:
, _ 5 βςΐ*
*УпР 384 * ЕІ *
Здесь I — пролет фермы, / — момент инерции
поясов фермы жесткости, определяемый по фор¬
муле:
где h — высота фермы, a F — площадь пояса,
I — пролет фермы.
Помимо конструктивного строительного подъема
фермам в процессе сборки придается без насиль¬
ственного натяжения строительный подъем fcdey
равный по величине прогибу ферм от обмятия
стыков и от деформаций связей в стыках и узлах
системы.
Указания о способах приближенного опре¬
деления fcde даны выше.
Принятый метод сборки сводится к следующему.
На берегу (желательно крутом) устраивается
боек с размерами, достаточными для одновре¬
менной сборки двух ферм. Фермы жесткости
с частью подвесок (до промежуточного стыка)
собираются на бойке в горизонтальном поло¬
жении (фиг. 70).
1 Коэфициент
β может быть получен из равенства
ді2 д№
8/ “ 8/
У·
844
В. В. БОЛЬШАКОВ
Поперечный разрез. Стадия -3
Фиг. 71. -Подъем и установка ферм жесткости в вертикальное положение (к фиг. 70)
Таблица 5
Технико-экономические показатели на 1 пог, м фермы и на все пролетное строение моста пролетом 1= 84 м комбини¬
рованной системы (тина Лангера) под автогужевую дорогу
Лесоматериал (в том числе и фанера)
Отношение
веса
металла
к полному
весу
№
п/п
Наименование элементов
моста
основные
элементы,
объем
в м3
накладки,
проклад¬
ки, объем
в м3
ПОЛНЫЙ
объем
в м3
вес в кг
при у =
= 5i>u mjM3
Металл
вес
в кг
Пол¬
ный
вес
в кг
Строит,
коэфи-
циент
по весу
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1
I. Ферма
Арка
0,66
0,10
0,76
418
36
454
7,93
1,25
2
Ферма жесткости (пояса и
решетка)
0,56
0,17
0,73
402
85
487
17,4
1,52
3
Подвески
0,22
0,05
0,27
149
17
166
10,25
1,37
Итого ферма без
обшивки
1,44
0,32
1,76
969
138
1107
12,5
1,40
4
Обшивка: а) арок
0,04
22
5
27
18,5
б) подвесок . . .
—
—
0,03
17
1
18
5,55
—
Итого ферма с об¬
шивкой
1,44
-
1,83
1008
144
1 152
12,5
1,46
1
5
II. Проезжая часть
и связи
Настилы и пояса ветровой
балки
0,91
0,91
501
9
510
1,77
6
Распорки: а) рабочее сече¬
ние
0,03
0,03
17
1
18
5,55
б) обшивка . . .
—
—
0,01
6
1
7
14,3
7
Нижние связи
0,04
0,01
0,05
28
1
29
3,45
—
8
Продольные балки
0,23
—
0,23
127
13
140
9,3
—
9
Сквозные поперечные балки
0,41
0,08
0,49
270
20
290
6,9
—
10
Деревянная торцовая мо¬
стовая
0,29
203
203
11
Гольццементный ковер . .
—
—
—
—
—
56
—
—
12
Слой земли и песка для га¬
зонов толщиной 4 см . .
_
_
_
77
_
13
Настил тротуаров, отбой¬
ные брусья и пр
0,21
-
0,21
115
8
123
6,5
-
Итого на проез¬
жую часть и связи.
1,83
0,09
2,22
1 267
53
1453
3,65
-
Всего на 1 ѵог. м
фермы
3,27
0,41
4,05 J
2 275
197
2 005
7,56
1,45
Всего на 1 пог. м
моста
6,54
0,82
8,10
4 550
394
5 210
7,56
1,45
На все пролетное строение: лесоматериала —618,0 лез (пилен.); металла — 33,1 т; прочий материал (торцовая
мостовая, гольццемент и пр.) — 84,4 т.
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
845
Работа начинается со сборки и запрессовки
опорных узлов, нижних частей арки и прилегаю¬
щей части фермы жесткости (жирные линии на
фиг. 70).
Далее собираются остальные части фермы
жесткости — от опор к середине моста — отдель-
сборке в виде перекоса соединяемых элементов
произойти не может.
Узлы на зубчато-кольцевых шпонках обжи¬
маются специальными мощными приспособле¬
ниями; запрессовка небольших пакетов (стыки
поясов, двойные раскосы и т. п.) производится
Фасад. Стадия 4
т~
1
<1/fe
ж
ΐχιχιχϊχίχΕ^
Ры>
χιχιχί>
i
‘—= 10000 —
Фиг. 72. Придание фермам жесткости коиструктивя ло строительного подъема (к фиг. 52) %
Фасад. Стадия 5
'"
8400 п
V
Фиг. 73. Сборка арок (к фиг. 52)
Поперечный разрез. Стадия 6
ными участками. На протяжении каждого
участка запрессовка шпонок производится одно¬
временно, причем участок одновременной запрес¬
совки обязательно заканчивается раскосом, со¬
стоящим из одного бруса (одноветвевой раскос).
При этом порядке никаких затруднений в
стяжными болтами. При соединении частей фер¬
мы ей придается строительный подъем fcde.
После сборки фермы жесткости с выпущенными
подвесками поднимаются в вертикальное поло¬
жение при помощи нескольких установленных
между ними мачт (или копров) (фиг. 71).
В. В. БОЛЬШАКОВ
846
Технико-экономически о показатели деревянного и металлического
I
> а
с
X
О д
м а
Эквив.
нагруз¬
ки
в т/м
Лесоматериал и прочий материал
■
Система
Расчет¬
ный
пролет
Габарит
и класс
нагрузки
ферма
связи
проезжая
часть
одежда
проезжей
части,
обшивка,
настил
и пр.
итого
Ферма
м3
кг
Ж3 1
кг
ж3
кг
ж3
1 кг
ж3
1 кг
кг 1 %
Деревянное про¬
летное строение
с фермами ком-
биниров. безрасп.
системы (типа
Лангера)
84
Г4
Н8
1,10
1,76
970
0,08
44
1,63
900
-
496
3,47
2 410
138
12,5
Металлическое
пролетное строе¬
ние с балочными
фермами с поли¬
гональным верх¬
ним поясом
81,60
Ширина
проезда Ь60ж
Ширина
тротуара
1,69 м
I класса по
нормам 1927 г.
1,80
-
-
-
-
-
-
-
723
-
723
1 290
-
Установленным в вертикальном положении
фермам жесткости придается дополнительный
упругий подъем fVnpy величина которого опре¬
деляется на основании изложенного выше
(фиг. 72). Этот подъем может быть придан ферме
путем подклинки ее средней части при неподвиж¬
но закрепленных концах либо путем опускания
вниз концевых частей при зафиксированном по¬
ложении середины фермы; последнее предпочти¬
тельнее.
Далее, наращиваются подвески, устраиваются
на них подмости для сборки арок и производится
сборка последних (фиг. 73), начиная с опорных
узлов, в которых при изготовлении их брусья
арок выпускаются вразбежку. Одновременно
устраивается проезжая часть и производится
покрытие ее настилов гольццементным ковром.
Проезжая часть создает жесткость в поперечном
направлении и защищает в дальнейшем от увлаж¬
нения всю нижнюю часть пролетного строения.
По окончании сборки пролетное строение пере¬
двигается по рельсовым путям на подмости, уста¬
новленные на барже-понтоне (фиг. 74). Переме¬
щение этих подмостей в вертикальном направле¬
нии Достигается регулировкой водяного бал¬
ласта баржи-понтона, для чего последняя снаб¬
жается мощными помпами.
Пролетное строение, установленное на понтоне,
перевозится при помощи катеров, моторных ло¬
док и т. п. к месту установки (фиг. 75).
При подводке пролетного строения к мостовым
опорам понтон ставится на якоря и дальнейшая
установка пролетного строения на опоры про¬
изводится путем регулирования при помощи
лебедок длины якорных цепей·
После установки пролетного строения на опоры
(фиг. 76), которая в вертикальном направлении
осуществляется регулированием водяного бал¬
ласта в понтонах, возводится железобетонная
рама, служащая опорой для горизонтальных
План. Стадия 7
СЛОЖНЫЕ СИСТЕМЫ ПЛОСКОСТНЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ 847
Таблица в
пролетных строений под автогужевую дорогу на 1 тог. ж фермы моста
X 6
Р
И
ала
Вес в кг
на 1 пог. м фермы
Метал
Л
ферма
(соб¬
ствен¬
ный
вес)
одежда
проезжей
части,
обшивка,
настил
и пр.
Пол¬
Весо¬
вой
коэфи¬
циент
связи
проезжая
часть
одежда
проезжей
части,
обшивка,
настил
и пр.
ИТОГО
связи
проез¬
жая
часть
всего
ная
погруз¬
ка
в кг
на
ί пог.м.
Примечание
кг
О/
/о
кг
О/
/о
кг
%
кг
%
2
4,35
50
5,26
7
1,40
197
7,56
1107
46
950
503
2 607
3 707
3,55
По данным
технического
проекта
СДК ЦНИПС
280
—
681
(бал¬
ки)
—
—
—
2 251
—
1 290
280
681
(балки)
723
2 974
4 774
3,31
1. П а т о н и
Горбунов,
Стальные
мосты, т. I,
изд. 1930 г.
2. Одежда
проезжей ча¬
сти - дощатый
настил
Фасад. Стадия 8
Фиг. 76. Установка пролетного строения на опоры (быки) (к фиг. 52)
ветровых связей-балок 1 и одновременно произ¬
водятся устройство тротуаров, обшивка арок и
прочие отделочные работы.
6) Технико-экономические показатели
Расход материалов на 1 ж фермы моста и на
все пролетное строение приведен в табл. 5. Там
1 Невозможность выполнения железобетонных работ
до установки пролетных строений на опоры является
некоторым недостатком проекта, устранимым путем
замены железобетонной рамы деревянной решетчатой
конструкцией.
же приведены значения строительных коэфи
циентов для фермы в целом и ее частей.
Коэфициент собственного в е-
с а, определяемый по формуле ТУ и Н, получен
равным:
Сравнивая эти показатели с аналогичными
данными для металлической балочной фермы
с полигональным верхним поясом пролетом I =
= 81,60 м, следует отметить незначительную
разницу в величине строительного и весового
коэфициентов (табл. 6).
848
В. В. БОЛЬШАКОВ
В заключение необходимо отметить, что опи¬
санный проект деревянного моста I = 84 м,
представляя собой вполне реальный пример ре¬
шения поставленной выше задачи перекрытия
в дереве пролетов 80—100 м в отношении мостов
под автогужевую дорогу, вполне подтверждает
техническую и экономическую целесообразность
этого решения.
ЛИТЕРАТУРА
1. НКПС, Труды мостовой подсекции, сборник ίΝ» 1,
«Вопросы деревянного мостостроения», изд. 1923 г., до¬
клад проф. Стрелецкого Ы. С.
2. Мюллер-Бреслау, Графическая статика,
т. II, ч. 1, изд. 1910 г.
3. Прокофьев И. П., Теория сооружений,
т. I, вып. 2, изд. 1932 г.
4. Филоненко-Бородич Μ. М., Основы
теории работы упругих сил, Гостехиздат, 1932 г.
5. Тимошенко С. П., Статика сооружений,
ч. 1, изд. 1931 г.
6. Цаплин С. А., Деревянный мост через р. Пахру,
Гострансиздат, 1933 г.
7. Карлсен Г. Г., Строительные меры борьбы
с гниением и пожарной опасностью, ВИА, 1934 г.
8. Ильясевич С. А., Новости городского мосто¬
строения, 1935 г.
9. Передерий Г. П., Курс мостов, ч. 2, «Висячие
мосты», 1933 г.
10. Цаплин С. А., Многоцепные висячие мосты,
Цудортранс, 1933 г.
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
ЗАЩИТА И ЭКСПЛОАТАЦИЯ
ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Проф. Г. Г. КАРЛСЕН и проф. К. А. ПОПОВ
I. БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ, ЖИВОТНЫМИ ВРЕДИТЕЛЯМИ ДРЕВЕСИНЫ
И ПОЖАРНОЙ ОПАСНОСТЬЮ
1. Вводная часть
Гнилостный распад древесины (и других -орга¬
нических строительных материалов) — резуль¬
тат жизнедеятельности грибов-разрушителей.
Прорастание грибных спор (семян), развитие
гиф (грибных нитей), пронизывающих толщу
древесины и разрушающих ее при помощи вы¬
деляемых ими ферментов, и развитие воздушного
мицелия («войлочка» — наружной грибницы) воз¬
можны только:
1) при подходящей температуре — выше 0° и
ниже 40° Ц;
2) при достаточной, но не чрезмерной влаж¬
ности строительных материалов (для дерева
при влажности более 20% и менее полного насы¬
щения водой);
3) при достаточном доступе к гниющей части
сооружения влажного воздуха;
4) при отсутствии в древесине ядовитых для
грибов веществ, вводимых в толщу дерева (кон¬
сервирование) или содержащихся в нем от при¬
роды, хотя и в недостаточной концентрации (тан-
нины в дубе и др.).
Заражение древесины может происходить не
только грибными спорами, но также путем непо¬
средственного соприкосновения здоровой дре¬
весины с древесиной, зараженной грибом.
Скорость гниения древесины зависит от вида
гриба-разрушителя, температуры, влажности
и пр. В некоторых случаях даже толстые сорта¬
менты разрушаются в течение одного года до
полной потери механических свойств, в других —
гниение идет чрезвычайно медленно.
В условиях, не благоприятствующих прора¬
станию и развитию, грибные споры и гифы со¬
храняют всхожесть и способность развития в те¬
чение нескольких лет, несмотря даже на длитель¬
ное воздействие' низких температур (ниже —
0° Ц). Поэтому лесоматериалы, пораженные гри¬
бами, разрушающими мертвую древесину (сапро¬
фиты и полупаразиты х), не должны не только 11 Различают грибы, разрушающие только живое
растущее дерево (грибы-паразиты), грибы, разрушающие
мертвое дерево в изделии (грибы-сапрофиты) и наконец
грибы, разрушающие как растущее, так и срубленное
дерево (полупаразиты).
Деревянные конструкции
применяться в строительстве, но даже и допу¬
скаться на склад. По тем же причинам строитель¬
ная площадка должна тщательно очищаться от
пораженных гниением лесоматериалов, остав¬
шихся от старых построек, если таковые были на
месте строительства.
При сплошном прогревании всей толщи мате¬
риала гифы не выдерживают высоких темпера¬
тур (более 40—60° Ц) и погибают; грибные спо¬
ры выдерживают более высокие температуры. В
обеззараживающем влиянии высоких темпера¬
тур — одно из существенных преимуществ горя¬
чей «камерной» сушки по сравнению с холод¬
ной— естественной. Абсолютная стерилизация
древесины обеспечивается диатермической длин¬
новолновой электросушкой ее, впервые разрабо¬
танной по заданию СДК ЦНИПС проф. Ив Б. Т.
в Воронежском ИСИ.
Поверхностное, хотя бы и систематическое,
уничтожение воздушного мицелия даже путем га¬
зовой дезинфекции не обеззараживает материала,
а только задерживает развитие и разрушитель¬
ную деятельность гриба.
С точки зрения определения методики борьбы
с гниением все сооружения и их части можно
разделить на три основные группы:
1) сооружения или части сооружений, нахо¬
дящиеся непрерывно или длительно в. темпера¬
турных и влажностных условиях, благоприят¬
ствующих гниению;
2) сооружения или части их, попадающие
в такие условия только на короткие сроки;
3) сооружения, находящиеся в условиях по¬
стоянной сухости (менее 20% влажности дерева)
или непрерывного интенсивного увлажнения.
В сооружениях группы 1 гниение может быть
предотвращено только путем сплошного введения
в древесину ядовитых веществ (антисептиков)
на возможно большую глубину, т. е. методами
химического воздействия — консервирования или
путем резкого снижения гидрофильности древе¬
сины методами стабилизации ее.
В сооружениях группы 2 гниение предотвра¬
щается методами легкого консервирования, пре¬
имущественно местного значения; для обеспе¬
чения эффективности мероприятий местного зна-
54
850
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
чения в сооружениях группы 2 по возможности
должен поддерживаться осушающий режим экс-
плоатации.
В сооружениях группы 3 никаких специаль¬
ных мер защиты от гниения не требуется; в них
достаточно надежно обеспеченного и непрерывно
поддерживаемого состояния сухости (менее 20%
влажности) или состояния высокой влажности
(выше 60%), чтобы избежать развития жизне¬
деятельности грибной флоры.
Таким образом в надземных сооружениях
строительные меры борьбы с гниением сводятся
к обеспечению сухости деревянных кон¬
струкций во всех этапах заготовки, возведения
и експлоатации их; химические меры защиты
дерева от гниения применяются в них лишь
в виде исключения.
2. Консервирование древесины
1) Общие указания
В зависимости от характера увлажнения кон¬
сервированию подвергаются либо все деревянные
элементы сооружения либо только некоторые
или даже только те части их, которые подвер¬
гаются увлажнению.
Для надежной защиты необходимо, чтобы
применяемое в качестве антисептика консерви¬
рующее вещество обладало:
1) достаточной ядовитостью для грибов;
2) достаточной химической и физической устой¬
чивостью, т. е. чтобы оно не улетучивалось, не
вымывалось и не теряло вследствие этого защит¬
ных свойств в условиях эксплоатации соору¬
жения;
3) достаточной легкостью проникания в дре¬
весину и способностью прочно на ней держаться.
В то же время необходимо, чтобы это вещество
не увеличивало существенно огнеопасности, не
угрожало здоровью человека и домашних живот¬
ных, не ослабляло механических качеств дре¬
весины и не способствовало коррозии металли¬
ческих крепей. В некоторых случаях требуется
также, чтобы антисептик не имел неприятного
запаха, а также не препятствовал последующей
окраске поверхности консервируемого материала.
2) Антисептики
а) Классификация
Из числа применяемых в настоящее время в
СССР антисептиков можно рекомендовать сле¬
дующие:
Маслянистые антисептики:
Каменноугольное креозотовое или антрацено¬
вое масло.
Карболинеум.
Смесь креозотового масла с мазутом.
Торфяное креозотовое масло.
Зеленое масло.
Солевые антисептики (водные):
Фтористый натрий.
Комбинированный фтористо натровый анти¬
септик.
Хлористый цинк.
Перечисленные антисептики при соответствую¬
щей дозировке достаточно ядовиты для грибов,
однако ни один из них полностью не удовлетво¬
ряет поставленным выше требованиям и потому
в каждом отдельном случае необходимо при вы¬
боре их руководствоваться условиями работы
защищаемой постройки или сооружения, а также
желаемым сроком защиты.
б) Маслянистые антисептики
Креозотовое масло обладает вы¬
сокой антисептичностыо по отношению к дерево¬
разрушающим грибам, насекомым и морским
древоточцам, может сохранять свои защитные
свойства десятки лет в условиях даже очень
интенсивного вымывания, не оказывает вред¬
ного действия на древесину и металл. Существен¬
ными недостатками этого антисептика являются
его резкий, едкий запах, повышенная способ¬
ность к воспламенению обработанной им древе¬
сины (особенно первые 5—6 месяцев после про¬
питки), а также невозможность последующей
окраски обработанной древесины. Креозотовое
масло — наилучший антисептик для гидротех¬
нических сооружений, для частей построек и
сооружений, находящихся на открытом воздухе,
работающих в непосредственном соприкоснове¬
нии с землей (шпалы, столбы, лежни и пр.) или
постоянно находящихся в условиях повышенной
влажности. Для частей сооружений и построек,
связанных с постоянным или периодическим
пребыванием в них человека или животных,
а также для складских помещений, где хранятся
легко поглощающие запах продукты, примене¬
ние креозотового масла не рекомендуется. Крео¬
зотовое масло применяется для пропитки «под
давлением» и «по способу горяче-холодной ванны»,
а также для поверхностной обмазки древесины.
Антраценовое масло — продукт,
близкий по составу к креозотовому маслу, отли¬
чается от него большим удельным весом и не¬
сколько повышенной вязкостью. По антисептич-
ности оно мало отличается от креозотового масла.
Карболинеум1 представляет собой ан¬
траценовое или креозотовое масло, обработанное
хлором при подогревании, в результате чего
уменьшаются присущий этим маслам запах и
огнеопасность и увеличивается вязкость. Анти¬
септические свойства практически остаются те
же. Вследствие указанных свойств карболи¬
неум находил довольно широкое применение для
наружных обмазок частей построек и сооруже¬
ний 1 2.
Смесь креозотового масла с
мазутом. Дефицит креозотового масла и
сравнительно высокая его цена привели к широ¬
кому применению смесей креозотового масла
с мазутом, причем последний, сам по себе не об¬
ладающий антисептическими свойствами, исполь¬
зуется только как растворитель. Смесь эта при¬
меняется только при пропитке древесины под
давлением и по способу горяче-холодной ванны»
и должна содержать не менее 40% креозотового
масла 3.
Торфяной креозот. Дефицитность
креозотового масла заставила обратиться к при¬
менению других масел, обладающих антисепти¬
ческими свойствами. К числу их относится тор¬
фяной креозот. Длительное исследование в
лабораторном масштабе подтвердило удовлетво-
1 Впервые предложен Авенариусом.
2 Необходимо иметь в виду, что в настоящее время
иногда на рынке под названием карболинеума появля¬
ются суррогаты, обладающие невысокими антисепти¬
ческими свойствами и вызывающие коррозию металла
8 Креозотовое масло и мазут по качеству должны
удовлетворять специальным ВЕСТ (НКПС).
БОРЬ БА С ГНИЕНИЕМ
851
рительные (хотя и пониженные по сравнению
с креозотовым маслом) антисептические свойства
этого масла и позволяет использовать его как
суррогат креозотового масла. Недостатки и пре¬
имущества этого масла в общем те же, что и у крео¬
зотового масла.
Кроме торфяного креозота в настоящее время
проверены антисептические свойства так назы¬
ваемого зеленого масла, получаемого
как отход при выработке толуола из нефтяных
продуктов. Это масло обладает малой вязкостью,,
легко проникает в древесину. Недостатком по¬
падающего на рынок зеленого масла является
обычно значительное содержание легко кипящих
составляющих, что повышает опасность воспла¬
менения пропитанной древесины. До настоящего
времени зеленое масло применялось для пропитки
под давлением в смесях с креозотовым маслом
и мазутом, а также в чистом виде.
в) Солевые (водные) антисеп¬
тики
Солевые антисептики применяются обычно
в виде водных растворов или паст или же добав¬
ляются в сухом виде к утепляющим засыпкам.
Фтористый натрий обладает высокой
антисептичностью в отношении дереворазрушаю¬
щих грибов; трудно растворяется в воде (не
более 4—4,5% в кипящей воде); концентрация
технических растворов его обычно не превышает
3%. Вследствие слабой растворимости он сравни¬
тельно мало страдает от вымывания; фтористый
натрий не понижает механических свойств дерева
и мало корродирует металл, не повышает огне¬
опасности, сравнительно мало ядовит для чело¬
века и животных, не имеет запаха и не препят¬
ствует последующей окраске древесины. В силу
указанных свойств фтористый натрий является
одним из эффективнейших антисептиков для
защиты от гниения частей гражданских соору¬
жений, не подвергающихся особо энергичному
вымыванию водой и не соприкасающихся с из¬
вестью. Фтористый натрий можно применять
в комбинации с веществами, повышающими огне¬
стойкость дерева. Он применяется как для
пропитки под давлением или по способу горяче¬
холодной ванны, так и для поверхностной об¬
мазки древесины. Кроме того фтористый на¬
трий чрезвычайно широко применяется при но¬
вых облегченных методах консервирования по
способу «Кобра», «бандажи» и «суперобмазки».
Комбинированные фтористо¬
натровые антисептики. Несмотря
на хорошие качества фтористого натрия как анти¬
септика, существенным недостатком его является
все же вымываемость из пропитанной древесины,
хотя и не высокая, но все же во многих случаях
ограничивающая срок его защитного действия.
Вследствие этого, а также по ряду других при¬
чин гораздо выгоднее применять его в комбини¬
рованном виде, добавляя динитрофенолы и их
соли, а также некоторые вещества, уменьшающие
корродирующее действие динитрофенолов. В та¬
ком комбинированном виде фтористый натрий
получил чрезвычайно широкое распространение
в странах Западной Европы. Незначительно
уступая хорошим маслянистым антисептикам
в отношении, долговечности защиты (вымывание),
комбинированные антисептики должны приме¬
няться в первую очередь в тех случаях, когда
указанные выше отрицательные свойства масля¬
ных антисептиков не дают возможности их исполь¬
зовать. Существует много различных типов ком¬
бинированных фтористонатровых антисептиков;
состав наиболее распространенных из них сле¬
дующий:
т р и о л и т
Фтористого натрия 73%
Динитрофенолов 18%
Хрома 9 %
М а л е н и т
Фтористого натрия . . . · · . . 81 %
Динитрокрезола 13%
Двойной сурьмяной соли ... 6%
* Уралит
Фтористого натрия 85%
Динитрофенола 15%
Как фтористый натрий, так и комбиниро¬
ванный фтористонатровый антисептик приме¬
няются для пропитки в концентрациях 2—3%;
для поверхностной обмазки — в концентрации
3%; при пропитке по способу «Кобра», банда¬
жей и суперобмазок количество фтористого на¬
трия регулируется специальными техническими
условиями.
Хлористый цинк. По силе отравляю¬
щего действия, оказываемого им на грибы, хло¬
ристый цинк уступает фтористому натрию. Су¬
щественными недостатками его являются: 1) чрез¬
вычайно большая растворимость в воде и как
следствие очень сильная вымываемость, 2) вред¬
ное действие на древесину при применении в кон¬
центрациях более 5% и 3) корродирующее дей¬
ствие на металл. Хлористый цинк применяется
в концентрациях: для пропиток 2—5%, для
обмазок 5—10%.
Из-за указанных его недостатков хлористый
цинк должен применяться только в тех случаях,
когда невозможно достать фтористого натрия
в чистом или комбинированном виде.
В практике помимо перечисленных выше соле¬
вых (водных) антисептиков (ввиду дефицитности
их) находит применение медный купо¬
рос, обладающий антисептичностью, близкой
к хлористому цинку, но вымываемый еще более
последнего и кроме того вредно действующий на
металл. Он применяется только для поверхност¬
ных обмазок в концентрации от 10 до 20%, но
даже при таких условиях защита медным купо¬
росом не всегда дает удовлетворительные резуль¬
таты.
г) Прочие антисептики
Довольно широкое распространение имел до
последнего времени антисептик, называемый
«К у к» и представляющий более или менее стой¬
кую эмульсию креозотового или антраценового
масла в воде. Поскольку препараты Кук изго¬
товляются из указанных выше сильных масля¬
ных антисептиков, они обладают некоторой анти¬
септичностью, но надежность и продолжитель¬
ность их действия, а также экономическая эффек¬
тивность их применения пока еще не могут счи¬
таться установленными.
Антисептик Кук применяется с эффектив¬
ностью в «термолитовых» засыпках, где пушонка,
полученная в результате гашения извести эмуль¬
сией креозотового масла в сухом виде, равномерно
подмешивается к опилкам и тем самым антисеп-
тирует их.
54*
852
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
Наконец в качестве простейшего и дешево¬
го антисептика в некоторых случаях приме¬
няют обыкновенную поваренную
соль.
Этот слабый и легко вымывающийся антисеп¬
тик применяется только для так называемой про¬
солки, т. е. глубокой пропитки при помощи дли¬
тельной вымочки в крепких соляных растворах.
Экономически соль может оправдать себя только
в тех случаях, когда можно пользоваться да¬
ровым запасом рассола в виде соляных озер или
лиманов и когда пропитанная солью древесина
не подвергается сильному выщелачиванию.
8) Способы консервирования
а) Общие указания
Продолжительность защиты дерева от гниения
помимо состава антисептика зависит также от
того, на какую глубину и в каком количестве
антисептик вводится в древесину.
Оба эти фактора в значительной мере опреде¬
ляются применяемым способом консервирования.
Кроме того некоторые способы консервирова¬
ния дают возможность защищать сортимент по
всей его поверхности, другие же допускают
только «местную» защиту той или иной части
сортимента.
Наконец для некоторых способов консерви¬
рования требуется сложное специальное обору¬
дование, тогда как другие позволяют обходиться
простейшими устройствами.
б) Обмазка, опрыскивание и
кратковременное погружение в
антисептик
Эти способы просты и удобны в применении
и не требуют почти никакой специальной аппа¬
ратуры. Но антисептик проникает в древесину
на очень незначительную глубину (2—4 мм)
в небольшом количестве, а потому такая обра¬
ботка может дать удовлетворительные резуль¬
таты только в том случае, когда применяется
достаточно сильный и стойкий антисептик и
если защищенная им древесина не подвергается
растрескиьанию, при котором открывается для
поражения грибом внутренняя незащищенная
часть древесины. В тех же случаях, когда тон¬
кий защищенный поверхностный слой подвер¬
гается механическому повреждению или вымыва¬
нию, такая обработка недостаточна. При ука¬
занных способах консервирования применяются
антисептики: 1) маслянистые — креозото¬
вое или антраценовое масло и карболинеум,
2) солевые — комбинированные фтористо-
Таблица 1
Нормы расхода антисептика в граммах на 1 см*
обрабатываемой поверхности
Антисептик
С боковой
поверх¬
ности
С торцевой
поверх¬
ности
Креозот, или антрапеновое
масло · .
120
250
Фтористый натрий (3%-ный
раствор)
8
20
Хлористый цинк, медный
купорос (10%-пый раствор)
20
70
натровые антисептики и простой фтористый на¬
трий.
При отсутствии указанных антисептиков со
значительно меньшей гарантией успеха можно
пользоваться хлористым цинком, медным купо¬
росом и в крайнем случае даже «Куком».
Эти способы консервирования дешевы, могут
быть применены как до положения материала
в дело, так и в процессе строительства и удобны
для защиты гражданских сооружений от домо¬
вых грибов.
в) Пропитка под давлением
Пропитка под давлением является наиболее
надежным способом консервирования в тех слу¬
чаях, когда приходится консервировать лесо¬
материалы, предназначенные для работы в усло¬
виях сильного вымывания антисептика, при
однотипных сортиментах, применяемых для мас¬
сового производства и не подвергаемых после
консервирования (перед положением в дело)
механической обработке. Этот способ позволяет
применять почти все известные антисептики
и вводить их в древесину на максималь¬
ную глубину, широко варьируя по мере на¬
добности количество вводимого антисептика
(фиг. 1).
В зависимости от режима пропиточных опера¬
ций на 1 mz толстомерных сосновых сортиментов
вводится обычно 65—90 кг, а для защиты свай
от морских древоточцев — даже 120—240 кг
маслянистого антисептика. При пропитке соле¬
выми антисептиками на 1 ж3 древесины вводят
до 300 кг раствора.
Изменяя по желанию концентрацию раствора
солевых антисептиков, можно вводить в древе¬
сину различное количество антисептических
солей.
Пропитка под давлением может производиться
только при наличии специального сложного
заводского оборудования и по¬
тому оправдывается только при крупном масштабе
производства, однотипности пропитываемых сор¬
тиментов и возможности пускать их в дело без
дальнейшей механической обработки. Строитель¬
ные лесоматериалы, как правило, не могут кон¬
сервироваться по этому способу на месте строи¬
тельных работ, а должны сначала завозиться
на пропиточный завод и уже оттуда направляться
на строительство.
При пропитке под давлением сортименты кон¬
сервируются целиком, производить консервиро¬
вание только какой-либо части сортимента почти
невозможно. До последнего времени этот способ
пропитки требовал сухого лесоматериала (с
влажностью не более 25%), и только в 1933 г.
разработаны режимы, позволяющие вполне удо¬
влетворительно пропитывать сосновые лесомате¬
риалы с влажностью до 35%.
г) Облегченные способы кон¬
сервирования
В тех случаях, когда простейшие способы кон¬
сервирования (обмазка и пр.) оказываются не¬
достаточно эффективными и когда в то же время
пропитка под давлением йо тем или иным причи¬
нам неприемлема (например когда нельзя избе¬
жать последующей механической обработки сор¬
тиментов или когда требуется консервировать
сортименты не целиком, а только частично),
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
853
надлежит применять так называемые облегчен¬
ные способы консервирования. Ввиду того что
эти способы не требуют капитального оборудо¬
вания, они могут применяться непосредственно
на строительстве при любом масштабе произ¬
водства.
Значительным преимуществом этих способов
Пропитка пиломатериалов под давлением
Фиг. Іа. Глубина пропитки водными антисептиками
лони и в ядровой части — на глубину 2—5 мм
(фиг. 2).
Трудно пропитывающиеся породы — ель, пих¬
та — обрабатываются этим способом плохо.
При способе горяче-холодной ванны можно
применять как маслянистые, так и солевые анти¬
септики.
Фиг. 16. Глубина пропитки маслянистыми антисептиками
является то, что большинство их можно применять
до, во время и после положения сортиментов
в дело.
Консервирование по способу
«г о р я ч е - X о л о д н о й ванны». Процесс
пропитки по этому способу состоит в том, что
сортимент целиком или той частью, которую
требуется консервировать, погружается сначала
в ванну с горячим антисептиком (90—95° Ц),
выдерживается там в зависимости от поперечных
размеров от 2 до 5 час. и затем быстро перено¬
сится в ванну с холодным антисептиком (12—20°
Фиг. 2'. Поперечный разрез сосновых столбов, пропитан¬
ных по способу горяче-холодной ванны
для солевого и 40—50° Ц для маслянисто¬
го) и выдерживается там 1—3 часа или про¬
сто оставляется в горячей ванне до ее осты¬
вания.
При нагревании древесины в горячей ванне
воздух, находящийся в порах древесины, про¬
гревается, расширяется и частично выходит
наружу. При последующем охлаждении в холод¬
ной ванне оставшийся в древесине воздух охла¬
ждается и сжимается, благодаря чему внутри
древесины образуется вакуум, способствующий
засасыванию антисептика.
Легко пропитывающиеся породы — сосна, кедр
(в заболонной части) и береза — могут быть
пропитаны по этому способу на всю толщу забо-
Норма поглощения антисептика на 1 м8 толсто¬
мерных сосновых сортиментов — 100—200 кг.
Дерево должно быть сухое (не более 25% влаж¬
ности), при большей влажности необходимо
увеличивать время выдержки в горячей ванне,
однако, несмотря на это, результаты получаются
хуже.
При пропитке по способу горяче-холодной
Фиг. 3. Простейшая установка для
пропитки по способу горяче-холод¬
ной ванны
ванны требуются только баки для горячего и
холодного антисептика и нагрев для горячей
ванны. Способ этот может применяться непо¬
средственно на стройплощадке при любом мас¬
штабе производства (фиг. 3). Стоимость про¬
питки примерно та же, что и пропитки под
давлением г. 11 Для пропитки по способу горяче-холодной ванны
имеется соответствующий ВЕСТ (НКПС).
854
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
Консервирование по способу
Кобра производится специальным прибором
(Кобра). Антисептик в виде пасты вводится в дре¬
весину при помощи наколов пустотелой иглой.
В месте накола остается заряд антисептика,
который в сырой древесине или при последующем
ее увлажнении рассасывается по прилегающему
к наколу участку. Наколы должны располагаться
на таком расстоянии друг от друга, чтобы при
последующем рассасывании антисептика весь
Фиг. 4. Пропитка по способу Кобра
наружный слой древесины оказался пропитанным
на глубину наколов.
Ввиду того что рассасывание антисептика идет
легче вдоль волокон (в продольном направле¬
нии), расстояние между наколами делается:
в продольном направлении — 15 см, в попереч¬
ном 3—3,5 см. Обычно наколы располагают
в шахматном порядке. Глубина наколов: для
сосны — 5 см, для дуба — 2,5—3 см.
Фиг. 5. Пропитка столба по способу Кобра
Способ Кобра позволяет консервировать только
8аболонную часть древесины и применим только
к круглым сортиментам (столбы) (фиг. 4 и 5).
Для способа Кобра применяется комбиниро¬
ванный фтористо-натровый антисептик, обычно'
«Уралит», но можно пользоваться также и простым
фтористым натрием.
Порода древесины, как и влажность ее, для это¬
го способа безразлична. Обычно по способу Кобра
производят только местное консервирование того
участка, который находится под угрозой загни¬
вания, например в телеграфных столбах защи¬
щают только участок в пределах от 60 см ниже
уровня грунта 1 и верхушку столба. Для умень- 11 Впоследствии антисептик распространяется на зна¬
чительно больший участок..
шения вымывания защищенный участок снаружи
обмазывается маслянистым антисептиком.
Расход антисептика на 1 столб диаметром
32 см—0,6 кг; расход маслянистого антисептика
для обмазки консервируемого участка—0,6 2 кг.
Консервирование при помощи
бандажей. Способ этот, сохраняя все пре¬
имущества способа Кобра и базируясь на том же
принципе последующего распространения анти¬
септика в древесине, не требует никакой аппа¬
ратуры и заключается в наложении готового
бандажа на ту часть сортимента, которую необ¬
ходимо консервировать.
Бандажи с заключающимся в них антисепти¬
ком могут изготовляться заблаговременно на
месте работ или в централизованном порядке
в специальной мастерской.
В той форме, в которой бандажи появились
в Германии несколько лет назад, они представ-
Фиг. 6. Пропитка по способу бан¬
дажей (светлоокрашенная часть
древесины показывает распростра¬
нение антисептика по истечении
четырех месяцев)
ляют собой два слоя джутовой ткани, между кото¬
рыми насыпан ровным слоем солевой антисептик
(комбинированный фтористый натрий). Бандаж
прострачивается по краям и через каждый сан¬
тиметр вдоль, чтобы избежать высыпания и пере¬
мещения антисептика при наложении бандажа.
Для уменьшения вымывания антисептика из
бандажа в окружающий грунт или атмосфер¬
ными осадками наружная сторона его промазы¬
вается креозотовым маслом или другой смолой
(иногда наружный слой для уменьшения вымыва¬
ния изготовляется из брезента).
В таком виде бандаж обертывается вокруг
сортимента в том его местё, которое нужно за¬
щитить от гниения.
В дальнейшем за счет влаги в древесине, сопри¬
касающейся с бандажом, происходят переход
антисептика из бандажа в древесину и пропитка
ее на всю глубину заболони и частично ядровой
части (фиг. 6).
й Консервирование по способу Кобра должно произво¬
диться согласно специальной инструкции Наркомсвяэи
изд. 1931 г
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
855
Трудность получения потребного количества
брезента и джутовой ткани и сложность изготов¬
ления бандажей по указанной схеме заставили
разработать в СССР еще более простой тип бан¬
дажа без применения дефицитных материалов.
Такие бандажи изготовляются в виде гибкого
листа или ленты и имеют два слоя: внутренний,
соприкасающийся с пропитываемой древесиной
и состоящий из антисептической пасты (фтори¬
стый натрий в чистом или комбинированном
виде, замешанный на клеевой основе, как-то:
на сульфитных щелоках, пектиновом клее или
смоле), и наружный, состоящий из водонепрони¬
цаемой основы, — битумированного картона или
битумной массы с волокнистыми наполнителями,
отвальцованной в виде листов или ленты.
Запас антисептика в бандаже делается обычно
не менее 0,14 га на 1 см2 его поверхности.
При испытании бандаж не должен ломаться
при обертывании вокруг столба диаметром
15 см, растрескиваться при понижении тем¬
пературы до 30° Ц, размокать, оплывать при
температуре 70° Ц в течение 6 час. и должен
держаться на столбе при погружении его на
сутки в воду.
Для хорошего действия бандажи должны
плотно прилегать к древесине, и потому они
удобны в применении только для защиты
круглых сортиментов или в качестве прокла¬
док и подкладок.
Обычный размер бандажа для .защиты стол¬
бов— 70 X 60 см, причем в этом случае он
устанавливается таким образом, чтобы 20 см
его были выше и 40 см ниже поверхности
земли. Так же как и способ Кобра, бандаж¬
ный способ позволяет производить консерви¬
рование непосредственно на месте строитель¬
ных работ и консервировать сортименты лю¬
бых пород при любой влажности.
Преимущества этого способа заключаются
в отсутствии необходимости специальной ап¬
паратуры, в исключительной простоте про¬
изводства работ (наложение и укрепление
бандажа), в большой производительности, в
возможности заблаговременной массовой загото¬
вки бандажей в централизованном порядке и в
большей дешевизне по сравнению со способом
Кобра (50%).
Консервирование по способу
суперо б м а з к и, Во многих случаях в
гражданских или инженерных сооружениях все
изложенные выше способы неприменимы или
применение их сопряжено с большими затруд¬
нениями; если например при укладке в дело
сортименты приходится подвергать механической
обработке, — неприменимы способы горяче-хо¬
лодной ванны и пропитка под давлением; фор¬
ма сортиментов и характер сопряжения не дают
иногда возможности использовать способы Кобра
и бандажей, простая же обмазка агітиоептической
жидкостью часто оказывается слишком ненадеж¬
ной. В таких случаях рационально применять
консервирование по методу суперобмазки.
Этот способ заключается в следующем: на ту
часть сортиментов, которую необходимо консер¬
вировать, наносится суперобмазка, представляю¬
щая собою клейкую пасту, содержащую доста¬
точный запас солевого антисептика — фтори¬
стого натрия в чистом или комбинированном
виде.
При подсыхании суперобмазка хорошо дер¬
жится на древесине. В дальнейшем процесс про¬
никания в дерево антисептика идет таким же
образом, как и при бандажах (фиг. 7).
Главное преимущество суперобмазки по срав¬
нению с бандажами заключается в том, что ее
можно наносить на сортимент любой формы и
в частности ею можно пользоваться при защите
сопряжений и сложных узлов.
Применять суперобмазку можно как во время
строительных работ, так (во многих случаях)
и после — в период эксплоатации сооружения.
Применение суперобмазки не требует никакого
специального оборудования.
Перед нанесением суперобмазки, как и при
всех других способах консервирования (кроме
способа Кобра), древесина должна быть очищена
от коры и внутреннего луба.
Механическая обработка древесины после на¬
несения суперобмарки невозможна, но исключи-
Фиг. 7. Последующее распространение антисептика в
древесине при защите по способу суперобмазки (светлые
места показывают пюоникание антисептика)
тельная простота этой операции .позволяет про¬
изводить ее в момент сборки конструкции — после
того, как вся необходимая механическая обработ¬
ка уже закончена.
Применяемые в настоящее время суперобмазки
имеют следующий состав: фтористого натрия
в чистом или комбинированном виде — 30%,
клеющего вещества — пектинового клея или
сульфитных щелоков—60%, торфа (сфагнового)
тонко измельченного — 10%.
При изготовлении суперобмазки сначала рас¬
творяют клеющие вещества в воде с таким расче¬
том, чтобы паста легко наносилась кистью на
древесину и в то же время не стекала
с нее. При употреблении сульфитных щелоков
на 1 кг сухого экстракта добавляется 2/3 л
воды (горячей)'; при употреблении πθκίήηοβοϊό
клея на 1 кг его добавляется */* л воды. Затем
добавляют фтористый натрий и торф в нужной
пропорции, после чего смесь размешивается до
получения однородной массы. Во избежание
расслоения пасты и осаждения фтористого на¬
трия во время производства работ необходимо
пасту тщательно перемешивать.
Суперобмазка наносится на древесину маляр¬
ной кистью с таким расчетом, чтобы на 1 м2
поверхности сортимента расходовалось 700 ѳ
пасты (200 г фтористого натрия).
856
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
4) Выбор антисептика и способа консервиро¬
вания
При выборе антисептика и способа консерви¬
рования надлежит руководствоваться следующи¬
ми указаниями.
1. Применять консервирование рационально
только в тех случаях, когда срок, на который
рассчитана постройка или сооружение, значи¬
тельно превышает срок службы дерева в данных
условиях без консервирования и когда кроме
того этот срок службы определяется гниением,
разрушением насекомыми или морскими древо¬
точцами, а не другими причинами.
1 2. Части сооружений и построек, которые по
роду их работы всегда будут находиться
в увлажненном состоянии и которые подвергаются
сильному выщелачивающему действию воды,
должны консервироваться креозотовым маслом,
антраценовым маслом или смесью их с мазутом
пропиткой под давлением или по способу горяче¬
холодной ванны.
Если маслянистые антисептики не могут быть
применены вследствие присущих им отрицатель¬
ных (см. выше) свойств или трудности пропитки
данной породы дерева (ель, пихта), надлежит
пользоваться комбинированным или чистым фто¬
ристым натрием.
Когда увлажнению, а потому и опасности гние¬
ния подвергается не весь сортимент, а только
определенная часть его, следует применять облег¬
ченные способы консервирования, допускающие
местную защиту, — Кобра и бандажный.
3. Деревянные части построек и сооружений,
в которых не предвидится смывания антисептика
водой, должны консервироваться суперобмазкой,
а в тех случаях, когда опасность загнивания не¬
велика, — даже простой обмазкой антисептиче¬
скими жидкостями.
В частности этими методами удобнее всего
защищать внутренние части гражданских соору¬
жений и конструкции, огражденные от действия
атмосферных осадков.
4. Срок службы дерева в постройках и соору¬
жениях зависит от многообразнейших сочетаний
условий эксплоатации их; об эффективности
различных способов консервирования можно
судить по продолжительности службы только
таких сортиментов, как шпалы и телеграфные
столбы, которые всегда находятся в более или
менее одинаковых условиях по гниению и в
отношении которых имеется большое количе¬
ство наблюдений. О зависимости срока служ¬
бы от способа консервирования можно судить
по табл. 2.
Для пропитки по способу горяче-холодной
ванны исчерпывающих данных не имеется;
однако, судя по характеру получающейся про¬
питки и некоторым опубликованным данным,
можно определенно считать, что сосновые столбы,
пропитанные креозотовым маслом, сохраняются
до 20 лет.
Пропитка при помощи способа Кобра дает срок
службы сосновых столбов около 15 лет.
Бандажный способ применяется недавно, но
результаты должны быть не хуже, чем при спо¬
собе Кобра.
Способ суперобмазок совсем новый, кроме того
он применяется и будет применяться главным
образом в гражданских сооружениях, где вообще
никаких определенных сроков службы отдельных
Таблица 2
Сроки службы древесины в зависимости от способа
пропитки (в годах)
,
Пропитка под давлением
Порода
Без консервировг
ния
креозотовым
маслом
комбинирован¬
ным фтористо¬
натровым анти¬
септиком
хлористым
цинком
Сосна ....
Ель
5
3,5-4
15 — 20
10-15
9-14
9 — 12
7-8
Лиственница
6 — 8
15 — 20
—
10 — 12
Дуб
6 — 10
20 — 25
—
10 — 12
Бук
2 — 3
20 — 30
8-12
частей зданий (в условиях современного строи¬
тельства и эксплоатации) указать нельзя.
Тем не менее уже в настоящее время можно
с достаточной определенностью считать этот спо¬
соб наиболее эффективным и рациональным для
защиты древесины от домовых грибов, этот спо¬
соб дает постройкам возможность наиболее без¬
опасно пройти критический период первых лет
и временные увлажнения во время их дальней¬
шей эксплоатации.
3. Предохранение древесины от разруше¬
ния насекомыми и древоточцами
1) Вредители древесины
Помимо грибов дерево может разрушаться
также некоторыми насекомыми и их личинками,
которые, питаясь древесиной, прогрызают в де¬
ревянных частях сооружения многочисленные
ходы и тем самым снижают их механическую
крепость.
К числу насекомых, чрезвычайно быстро раз¬
рушающих древесину, относятся в первую оче¬
редь термиты (isoptera), похожие по внеш¬
нему виду на муравьев белого цвета. Термиты
ведут подземный образ жизни; проделывая под
землей длинные ходы, они проникают оттуда
в деревянные части сооружения, выедают всю
внутреннюю часть их, оставляя нетронутым
только тонкий наружный слой. К счастью этот
опаснейший разрушитель имеет весьма ограни¬
ченное территориальное распространение (в СССР
только в пределах Туркменской и частично Ка¬
захской республик).
Из других насекомых, разрушающих дерево,
в пределах Союза имеют распространение д о-
мовый усач (Hilotrupes bajulus), ано·
б и у м (Anobium pertinax), л и к т у с (Lictus
brunneus, Lictus linearis) и др. Разрушение
дерева производится личинками этих насеко¬
мых.
Личинки домового усача разрушают древесину
хвойных пород, проделывая в ней ходы диаметром
до 4—б мм; поражению подвержена главным обра¬
зом заболонная часть древесины. Впоследствии
личинки окукливаются в поверхностных слоях
древесины, выходящие из куколки жуки-усачи
прогрызают овальное отверстие и выходят на-
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
857
ружу, после чего снова откладывают в древесине
яйца, из которых опять образуются личинки,
и т. д. Домовый усач поражает балки, брусья и
другие части здания, а также отдельно стоящие
столбы. Разрушение иногда бывает настолько
значительным, что кончается обвалом. Наиболь¬
шее распространение домовые усачи имеют в
юго-западной полосе Европейской части Союза.
Кроме домового усача сильное разрушение
деревянных частей построек сооружений произ¬
водят также личинки жука-анобиум (жук-дре¬
воточец, мебельный точильщик, жук-часовщик);
в некоторых случаях они развиваются в деревян-
Фиг. 8. Разрушение древесины половой
доски личинкой жука анобиум
ных частях зданий в огромном количестве.
Анобиум поражает как заболонь, так и ядро хвой¬
ных пород (фиг. 8); размер отверстий 1—2 мм.
Поражаются главным образом потолочные и
половые настилы, мебель и пр. Типичным призна¬
ком поражения являются мелкие конусообраз¬
ные кучки древесной муки, появляющиеся под
пораженной древесиной.
Сходное по характеру разрушение производит
личинка жука-ликтус, разрушающая исключи¬
тельно древесину лиственных пород.
Указанные насекомые могут производить раз¬
рушение совершенно сухой древесины (влажность
7—8%).
Фиг. 9. Морской древоточец
Teredo navalis
Деревянные части морских сооружений, нахо¬
дящиеся в воде, в некоторых случаях чрезвычайно
быстро разрушаются морскими древоточцами-
моллюсками: «корабельный сверлило»
(Teredo navale) (фиг. 9), банксия (Bank-
sia), ракообразными («древесинный
ослик») (Limnoria), «бокоплав хелюра» (Chelura
terebrans).
В некоторых портах Черного моря морские
древоточцы совершенно разрушают толстые де¬
ревянные сваи в один год. То же' наблюдается
и в некоторых районах Дальневосточного по¬
бережья. Наиболее опасное разрушение произ¬
водят «корабельный сверлило» и банксия, которые
в раннем возрасте «вбуриваются» в древесину
и растут в ней, проделывая вертикальные ходы
диаметром 4—6 мм и длиной до 20—30 см.
При массовом поражении древесина принимает
вид сот и совершенно теряет свои механические
свойства (фиг. 10).
2) Меры борьбы с вредителями древесины
Вопрос о защите деревянных частей построек
от разрушения насекомыми (личинками) и мор¬
скими древоточцами выяснен только в отношении
последних, т. е. морских древоточцев.
Пропитка круглых сортиментов (свай) крео¬
зотовым маслом под давлением с введением от
120 до 200 кг антисептика на 1 м3 дерева (в за¬
висимости от интенсивности поражений) может
считаться достаточно надежным мероприятием,
гарантирующим целость древесины на срок
в 15 и более лет. Необходимость получения
достаточно толстого и равномерно пропитанного
слоя древесины заставляет применять преимуще¬
ственно сосну как породу, которая легко про¬
питывается в заболонной части. Характер сорти¬
ментов (сваи), которые приходится защищать
от морских древоточцев, дает полную возмож¬
ность применять пропитку под давлением и не
препятствует применению креозотового масла.
Фиг. 10. Разрушение дерева морским
древоточцем Teredo navalis
Иначе обстоит дело с защитой от дереворазру¬
шающих насекомых: несомненно и здесь пропитка
креозотовым маслом явилась бы достаточно на¬
дежным мероприятием, однако характер соору¬
жения во многих случаях не позволяет использо¬
вать этот антисептик, не говоря уже о том, что
и способ пропитки под давлением здесь не всегда
возможен.
Учитывая, что фтористый натрий и хлористый
цинк не являются достаточно надежными анти¬
септиками против насекомых, облегченные же
способы консервирования достаточно проверены
только в борьбе с гниением, вопрос защиты де¬
рева от дереворазрушающих насекомых не мо¬
жет быть признан разрешенным, особенно для
борьбы с уже обнаруживающимся поражением
в постройках г. 11 Газовая дезинсекция (хлорпикрином) является весь¬
ма эффективным средством борьбы со всеми видами де-
реворазрушающих насекомых (кроме морских) в тех
случаях, когда пораженное здание или часть его могут
быть изолированы и подвержены суточному воздей¬
ствию отравляющего вещества.
В сооружениях, не допускающих проведения газо¬
вой дезинсекции, впоследствии будет, повидимому, при¬
меняться сквозное просвечивание ультракороткими вол¬
нами, или длинноволновая диатермическая обработка,
осуществляемые пока только в лабораторном масштабе.
858
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
Поэтому упор приходится делать на профилак¬
тические мероприятия и главным образом следить
за тем, чтобы в постройку не попадал неокоренный
или уже зараженный лесоматериал.
В случае обнаружения поражения в возве¬
денных сооружениях пораженные сортименты
должны удаляться и заменяться новыми, здоро¬
выми. В этом случае промазку креозотовым
маслом следует считать полезной, хотя и не даю¬
щей полной гарантии.
4. Строительные меры борьбы с гниением
1) Общие сведения
Основными мерами защиты дерева от гниения
в строительстве следует считать: 1) применение
воздушно-сухих лесоматериалов и 2) защиту
деревянных конструкций от увлажнения как
капельно-жидкой, так и конденсационной влагой.
Для обеспечения нормальной долговечности
(более 100 лет) деревянные конструкции в экс-
плоатации прежде всего должны быть защищены
от капельно-жидкого увлажнения:
1) надежной кровлей от воздействия дождя,
снега и других атмосферных осадков;
2) надежной изоляцией от увлажнения грун¬
товой водой, сыростью влажных стен и пр. путем
прокладки на гудроне слоев рубероида, толя
и т. п.;
3) непроницаемыми для воды обшивками (чи¬
стым полом, поддонами и т. п.).
Помимо эксплоатационных (по¬
стоянных или периодических) источников увлаж¬
нения капитальных деревянных конструкций
должны быть учтены и монтажные времен¬
ные источники капельно-жидкого увлажнения:
1) недопустимо даже временное (более трех
дней) хранение'лесных материалов без подкладок,
защищающих дерево от почвенной сырости, без
прокладок и правильной штабелевки, обеспечи¬
вающей надежную вентиляцию, и без защиты
хотя бы наклонным настилом от увлажнения ат¬
мосферными осадками 1;
2) недопустимо даже временное (более одного
дня) хранение под открытым небом органических
строительных материалов (опилки, фибролит,
соломит и др.), предназначенных к применению
в сооружении в виде теплоизолятора;
3) недопустимы до окончания кровельных ра¬
бот укладка термоизоляционных органических
плит и засыпок, производство смазок и штукатур¬
ных работ, а также подшивка фанерой, настилка
чистых полов и производство столярных отделоч¬
ных работ; особенно опасно в таких условиях
применение торфа-сфагнума, обычно являюще¬
гося носителем заразы наиболее опасными гри¬
бами-разрушителями и поэтому в необработан¬
ном виде вообще недопустимого в деревянных
постройках или их частях;
4) необходимо путем своевременного устрой¬
ства желобов, водостоков и пр. предотвратить
застой воды и образование луж как в самом зда¬
нии, так и в пределах застраиваемого участка 2;
5) необходимо путем оставления осушающих
продухов обеспечить достаточно быстрое (не более
одного месяца) высыхание уже в процессе экс-
плоатации как самих деревянных конструкций,
так и соприкасающихся с ними засыпок, смазок
и т. п.;
1 Подробнее см. «Заготовка, транспортировка, сушка
и обработка древесины».
* Подробнее на стр. 862.
6) недопустима даже в случае применения
сухих строительных материалов герметическая,
глухая заделка деревянных конструкций или их
частей * * 3.
2) Конденсационные процессы
Одной из главнейших причин гниения деревян¬
ных частей зданий и сооружений являются кон¬
денсационные процессы, более
сложные, чем процессы капельно-жидкого увлаж¬
нения, и требующие специального рассмотрения.
При рассмотрении явлений конденсации не¬
обходимо иметь в виду следующие основные
положения.
При постоянном внешнем (атмосферном) дав¬
лении приблизительно 760 мм ртутного столба
и наличии постоянного источника испарения
воды парциальное давление (упругость) водя-
Фиг. 11. Максимальная упругость
(парциальное давление) водяные па¬
ров в кг/м1 и в мм ртутного столба
ных паров тем больше, чем выше температура
воздуха: при — 20° Ц и при 100%-ной отно¬
сительной влажности воздуха максимальное
парциальное давление водяных паров равно
всего лишь 0,11 мм ртутного столба; при 4-20° Ц
оно соответственно равно 17,54 мм и при
100° Ц — 760 мм (фиг. 11).
Парциальное давление паров воды на 1 м2
поверхности паронепроницаемого ограждения
может быть весьма значительным; температур¬
ному перепаду от — 20° до + 20° Ц соответ¬
ствует 16,77 · 13,6 = 228 кг/м2. Давление это
не сказывается на механической крепости и
устойчивости ограждающих частей зданий лишь
потому, что в последних почти никогда не осу¬
ществляется полная герметизация отдельных
помещений и благодаря этому повышение (или
понижение) давления водяных паров компен¬
сируется соответственным понижением (или по¬
вышением) парциального давления газов воз¬
духа.
В паропроницаемых 4 частях ограждений во¬
дяные пары всегда стремятся переместиться
3 Подробнее на стр. 860 и след.
4 По ориентировочным данным к абсолютно паро-
непроштдоемым строительным материалам относятся
только металлы, стекло и т. п.
Почти полной паронепроницаемостью обладают ре¬
зина, битумы, голыщементный ковер, смолы, лаки,
эмали и др.
Малопроницаемы: рубероид, толь и другие изоля¬
ционные бумаги, а также покраска масляными краска¬
ми, фанерная подшивка и др.
Паропроницаемы: железобетон, глиняные смазки,
штукатурка, кирпичная кладка, деревянные подшивки
и др.
Весьма паропроницаемы: легкие фибролиты, сфагнпт
п другие теплые плиты, сфагнум, опилки, трепел и дру¬
гие засыпки.
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
859
из зоны высоких в зону пониженных парци¬
альных давлений; это перемещение совершает¬
ся тем интенсивнее, чем больше температурный
перепад и чем больше процент влажности теп¬
лого воздуха.
Если источник обильного испарения воды от¬
сутствует или имеет пониженную по сравнению
с воздухом температуру, относительная влаж¬
ность воздуха, как правило, ниже предельно
максимальных 100%. Нагревание воздуха в та¬
ких условиях снижает относительную влаж¬
ность его и увеличивает его влагоемкость, ха¬
рактеризуемую дефицитом насыщения. Чем боль¬
ше дефицит насыщения воздуха водяными па¬
рами, тем интенсивнее испарение влаги с мокрых
поверхностей.
Охлаждение воздуха, наоборот, повышает
относительную влажность его; при этом дефи¬
цит насыщения, уменьшаясь, доходит до нуля,
т. е. парциальное давление водяных паров, ха¬
рактеризующее абсолютную влажность воздуха,
достигает точки росы, т. е. значения, макси¬
мального для данной температуры, что, как пра-
вило$ приводит к конденсации паров воды. На диа¬
грамме фиг. 11 понижение температуры соответ¬
ствует движению влево по горизонтали постоян¬
ного парциального давления водяных паров;
пересечение этой горизонтали с кривой макси¬
мальной упругости водяных паров (100% на¬
сыщения) соответствует переходу воды из паро¬
образного состояния в жидкое (роса) или в твер¬
дое (иней, лед).
Чем выше относительная влажность (в про¬
центах), тем меньшее снижение температуры
вызывает конденсацию водяных паров. Кон¬
денсация может быть поверхностной или внут¬
ренней (в порах и пустотах рыхлых материалов).
Причиной конденсации помимо наличия в воз¬
духе достаточного количества водяных паров
всегда является наличие последовательного или
единовременного температурного перепада.
Конденсация, связанная с нарастанием тем¬
пературы и протекающая только во время из¬
менения температуры, называется д и ф е р е н-
циальной конденсацией; конден¬
сация, связанная с наличием постоянного для
более или менее продолжительного срока
температурного перепада (в пространстве), назы¬
вается систематической конденсацией. Процесс
конденсации, происходящий без добавления влаги
или поступления ее извне, а только за счет сме¬
щения водяных паров в пределах одного и того
же замкнутого объема воздуха или материала
и имеющий характер периодического чередова¬
ния, носит название кругового про¬
цесса конденсации.
Диференциальная конденсация, как правило,
является следствием так называемого темпе¬
ратурного гистерезиса1.
Температурный гистерезис (т. е. температурное
отставание) часто наблюдается в массивных
частях сооружений, построенных из материалов
большой теплоемкости; при суточных и сезонных
колебаниях температуры воздуха нагревание
и остывание теплоемких частей здания не поспе¬
вают за нагреванием и остыванием самого воз¬
духа (фиг. 12); весной (или утром) напримёр эти
1 Влияние температурных отставаний (гистерезиса)
и диференциальной конденсации на процессы гниения
впервые выявлено инж. Борщевским А. Н. см. Бор¬
щевский А. Н. «Причины поражения зданий домовыми
грибами», Госстройиздат, 1932 г.
части еще сохраняют свою зимнюю (или ночную)
низкую температуру, в то время как воздух уже
нагрелся.
При наличии источников увлажнения нагре¬
тый воздух имеет возможность пополнить свой
«дефицит насыщения» и, охлаждаясь, в местах
соприкосновения с холодными частями сооруже¬
ний конденсировать влагу в виде росы или инея.
день (легло/
Фиг. 12. Температурный гистеризис (отставание)
Так например, при внезапном наступлении отте¬
пели каменные массивные стены покрываются
«изморозью»; стекла и металлическая оправа
очков потеют при резком переходе от мороза на
улице к теплу в помещении и пр.
Утром и раннею весною суточное и сезонное
температурные отставания суммируются; кроме
того весною в изобилии имеются источники
увлажнения воздуха; этим объясняется особенно
интенсивное утреннее (весеннее) намокание бетон¬
ных полов и каменных стен в неотапливаемых
вестибюлях, в нишах каменных мостов и т. п.
Чем больше при этом амплитуда температур¬
ных колебаний и отставание во времени, тем
больше в результате температурный перепад
на каждый данный момент (фиг. 12) и больше
опасность появления конденсата.
Интенсивная термоизоляция, препятствующая
быстрому прогреванию массивных частей без
соответственной пароизоляции, способствует уси¬
лению конденсации, поскольку она увеличивает
температурное отставание во времени и тем самым
увеличивает температурный перепад.
Этим в . значительной степени объясняются
медленность высыхания и в некоторых случаях
даже внутреннее загнивание бревен крупного
диаметра, в которых влажная ядровая часть,
обладающая большой теплоемкостью, защищена
от быстрого прогревания внешними слоями про¬
сохшего дерева. Сохраняя в течение нескольких
часов свою пониженную ночную температуру,
глубинные слои дерева утром увлажняются
вследствие конденсации паров воды. Легко про¬
никая под влиянием разности парциальных
давлений в толщу бревна через воздушные тре¬
щины, водяные пары, конденсируясь и увлаж¬
няя дерево, задерживаются там отчасти еще по¬
тому, что вызванное ими разбухание дерева
замыкает мельчайшие (волосные) трещинки и
затрудняет обратный выход влаги, затрудняет
проветривание и высыхание дерева в дальнейшем.
В тонком пиленом лесе при нормаль¬
ной укладке штабелей с прокладками кон¬
денсация, * как правило (за исключением
туманных болотных местностей), предотвра¬
щается быстрым и равномерным прогревом
толщи досок обильно циркулирующим воз¬
духом; кроме того в досках, выпиленных из сы¬
рого леса и правильно высушиваемых, вовсе от¬
сутствуют воздушные трещины, неизбежные
в бревнах и способствующие глубокому про¬
никанию в них конденсата.
860
Г. Г. КАРЛСЕН И К. А. ПОПОВ
3) Борьба с конденсационными процессами в мас¬
сивных конструкциях
В массивных деревянных конструкциях, осу¬
ществленных из многих слоев досок или брусьев
и защищенных от атмосферных осадков, но не
защищенных от соприкосновения с атмосферным
воздухом, в мостах больших пролетов, эстакадах
и т. п. щели между досками в массивных паке¬
тах могут сыграть роль трещин в бревнах. Для
обеспечения нормальной капитальности (долго¬
вечности) таких деревянных сооружений (осо¬
бенно во влажных районах) необходимо: 1) обес¬
печивать максимальное проветривание и быстрый
обогрев их частей; 2) ни в коем случае не утеплять
их войлоком и т. п.; 3) местные козырьки и об¬
шивки для защиты от дождя делать из материала
максимальной теплопроводности (тонкое оцинко¬
ванное железо) и прикреплять таким образом,
чтобы все части рабочего сечения, не касаясь
металла, хорошо проветривались со всех сторон,
особенно снизу, с теневой стороны.
В капитальных деревянных конструкциях,
расположенных во влажных районах, помимо
указанных мероприятий необходимо все швы
между досками промазывать суперобмазкой; в
когтевых нагельных и гвоздевых конструкциях
это необходимо даже в случае применения
обшей антисептической пропитки всех элемен¬
тов.
Во избежание разрушительного влияния ди-
ференциальной конденсации опорные части де¬
ревянных конструкций всегда должны быть изо¬
лированы от каменных, железобетонных и дру¬
гих массивных стен, столбов и фундаментов
не только водо-, но и теплонепроницаемыми
прокладками из нескольких слоев войлока или
рубероида на гудроне, прокладками из креозо-
тированных досок но толю на смоле и т. п.;
независимо от вышеизложенного опорные части
капитальных деревянных конструкций должны
защищаться суперобмазками для того, чтобы
избежать биологического -(в результате жизне¬
деятельности грибков) увлажнения даже в слу¬
чае проникания влаги через дефектные места
кровли.
Недопустима глухая заделка деревянных ча¬
стей в каменной кладке или в металлических
башмаках, ибо такая заделка не только способ¬
ствует увлажнению дерева вследствие диферен-
циальной конденсации, но и препятствует про¬
ветриванию и высыханию его.
Металлические анкера, стыковые накладки,
болты, шпонки и т. п. должны быть минимальных
размеров и по возможности открыты и доступны
обогревающему воздействию не только воздушных
потоков, но и лучистой теплоты и ни в коем слу¬
чае не должны препятствовать просыханию де¬
рева.
Металлические части капитальных деревянных
сооружений, подверженных диференциальной
конденсации, должны быть защищены оцинков·
кой или лакировкой от ржавления, деревянные —
суперобмазками от загнивания; в гвоздевых
дощатых конструкциях гвозди должны быть
оцинкованы, а доски покрыты суперобмазкой
во всех внутренних, прошитых гвоздями поверх¬
ностях.
Диференциальной конденсации подвержены не
только мосты, мачты и другие открыто стоящие
сооружения, защищенные лишь от непосредствен¬
ного воздействия атмосферных осадков, но и
внутренние части зданий, заключающие воздух
большой влажности и переменной температуры.
Особенно значительна опасность возникновения
диференциальной конденсации в залах собраний,
в цирках, в кино и других помещениях, перио¬
дически увлажняемых и нагреваемых толпой
или заводским производственным процессом; на
деревянные конструкщш, находящиеся в таких
условиях, полностью распространяется все выше¬
изложенное.
В таких помещениях недопустимо непосред¬
ственное примыкание к деревянным конструкциям
массивных теплоемких глиняных и бетонных
смазок, тяжелых шлаковых и щебенчатых за¬
сыпок и массивных асфальтовых полов, уложен¬
ных непосредственно (без рубероидной или двой¬
ной толевой прокладки) на деревянный настил.
4) Борьба с конденсационными процессами в ог¬
раждающих частях зданий
а) Поверхностная конденсация
Систематическая поверхностная конденсация,
как правило, возникает только в ограждающих
частях отапливаемых зданий вследствие наличия
в них более или менее постоянного температур¬
ного перепада.
Для предотвращения систематической конден¬
сации на поверхности ограждающих частей
отапливаемых -зданий наименьшая температура
теплой поверхности ограждения даже при самых
низких температурах внешнего воздуха не должна
спускаться ниже точки росы, соответствующей
предельному насыщению внутреннего воздуха
водяными парами. Особенно внимательно в отно¬
шении «равнопрочности» термоизоляции должны
быть проработаны места примыкания интенсив¬
ных тонких термоизоляций (сфагнит, соломит,
опилки и т. п.) к каменным стенам, железобетон¬
ным конструкциям и т. п., а также места, в кото¬
рых термоизоляция прерывается балками, стой¬
ками и другими конструктивными частями зда¬
ний с повышенной теплопроводностью.
б) Характеристика основных ти¬
пов ограждений в отношении
систематической конденсации
На фиг. 13 представлены четыре основные схемы
размещения паронепроницаемого слоя термоогра¬
ждающей части здания. Наиболее характерны
схемы 2 и Н1
1 схема 2 схема ^ 3 схема 4 схема
+Г°
Паронепроницаемая изоляция
Фиг. 13. 4 схемы температурно-влажност¬
ного режима в ограждениях
В схеме 2 при внешней температуре
—20° Ц, внутренней температуре + 20° Ц и отно¬
сительной влажности воздуха 50% конденсация
водяных паров должна происходить в большей
части ограждения, имеющего температуру ни¬
же +9° Ц, т. е. температуру, при которой
максимально возможное парциальное дав¬
1 Для упрощения при дальнейшем рассмотрении
схем паронепроницаемость гидроизолятора и паропро¬
ницаемость термоизолятора условно считаются абсолют¬
ными.
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
861
ление (упругость) водяных паров ниже имеющего¬
ся в помещении парциального давления в 239 х
Х0,5 ^ 119 кг/м2. В самой холодной части ограж¬
дения, имеющей температуру около — 17° Ц,
парциальное давление водяных паров не может
превышать 14 кг/м2; поскольку эта часть не изо¬
лирована от водяных паров внутреннего воздуха,
пары воды, имеющие в последнем даже при 50%
влажности парциальное давление 119 кг/м2, неиз¬
бежно должны перемещаться в сторону холодной
части ограждения под давлением 119—14 =
= 105 кг/м2і систематически конденсируясь там
в виде инея; в более теплой части, имеющей тем¬
пературу от 0 до +9° Ц, конденсация будет
происходить в виде росы.
Пока имеется указанный температурный пере¬
пад и парциальное давление паров внутреннего
теплого воздуха не пало ниже 14 кг/м2, система¬
тическая конденсация при схеме 2 не может
прекратиться 1.
В схеме 3 (фиг. 13), напротив, внутренняя
систематическая конденсация исключается бла¬
годаря ограждению термоизолятора от паров
теплого воздуха. Даже в случае применения влаж¬
ного термоизолятора диффузионное перемеще¬
ние подогретых паров из толщи ограждения в хо¬
лодную зону пониженных парциальных давле¬
ний и замещение их сухими газами воздуха в ко¬
нечном итоге обеспечивают высыхание термоизо¬
лятора. (По той же причине влажное полотенце
высыхает на теплой печке даже при отсутствии
движения воздуха). При недостаточной интен¬
сивности термоизоляции или местном нарушении
ее равнопрочности в схеме 3 возможна только
поверхностная систематическая конденсация (те
же причины вызывают зимнее потение оконных
стекол). Таким образом только схема 3 при доста¬
точном тепловом сопротивлении ограждения на¬
дежно обеспечивает сухой режим эксплоатации
ограждения даже при большой влажности теплого
воздуха и значительном температурном перепаде.
В климатических условиях первого, второго
и северной части третьего районов СССР2 при
нормальной влажности воздуха в жилых поме¬
щениях (30—60%) в течение большей части года
температура воздуха и парциальное давление
водяных паров внутри помещения существенно
выше, чем вне его. Здесь нормальной схеме 3
всегда соответствует расположение пароизоляции
с внутренней стороны здания.
В южных частях СССР температурный пере¬
пад на лето меняет свой знак; рассчитывать здесь
на определенное преобладание внешних тепла
и парциального давления над внутренними можно
только в отношении сухих холодильников и дру¬
гих охлаждаемых внутри зданий («отапливаемых»
отрицательным теплом); в таких зданиях нормаль¬
ной схеме 3 соответствует расположение пароизо¬
ляции с внешней стороны здания.
В неотапливаемых зданиях вообще нельзя ори¬
ентироваться на определенный знак температур¬
ного перепада и следовательно и на применение
нормальной схемы 3 расположения пароизолято¬
ра, превращающейся в недопустимую схему 2
при перемене знака. В таких случаях
„ # 9 14-100
1 Парциальное давление 14 кг/м2 соответствует —239~ =
= 6% относительной влажности. В жилых и рабочих
помещениях относительная влажность воздуха по са¬
нитарно-гигиеническим соображениям не должна быть
ниже 30%.
2 Согласно теплотехническим нормам.
приходится применять нейтральную схему 1,
которая при условии достаточного теплового со¬
противления ограждения, небольшой влажности
теплого воздуха и малой гигроскопичности термо¬
изоляционных материалов обеспечивает более
или менее сухой режим при любом знаке темпе¬
ратурного перепада (например кирпичная стена,
сруб и т. п.).
Схема 4 не допускает высыхания строитель¬
ных материалов и при возникновении температур¬
ного перепада и смене знаков его, как правило,
приводит к круговым процессам конденсации,
т. е. к увлажнению холодной части термоизоля¬
ции за счет высыхания подогреваемой. Кроме
того в случае повреждения пароизоляционного
покрова с теплой стороны схема 4 легко переходит
в увлажняющую схему 2, при этом даже сухое
дерево может подвергнуться скоротечному гние¬
нию по всей толще всего ограждения вследствие
биологического увлажнения его; воды, выде¬
ляемой жизнедеятельностью грибков, более чем
достаточно для гнилостного увлажнения сухого
дерева, не имеющего возможности просыхать при
отсутствии поверхности испарения воды. Схема 4
допустима поэтому только в негниющих строи¬
тельных материалах.
в) Требования к ограждениям
различных зданий
Для обеспечения «режима сушки» внутри огра¬
ждающих частей отапливаемых зданий, возво¬
димых в первом , втором и северной части третьего
района СССР, внутренняя (теплая) часть огра¬
ждения всегда должна обладать большей паро¬
непроницаемостью, чем внешняя (холодная).
Чем больше влажность внутреннего (теплого
воздуха) и чем интенсивнее температурный пере¬
пад, тем выше должна быть степень паронепро¬
ницаемости внутренних слоев ограждения по
сравнению с внешними (схема 3).
Кожевенное, прядильное, красильно-отбельное
и тому подобные производства, бани, прачеч¬
ные, общежития, залы собраний, цирки и т. п.
должны иметь с внутренней (теплой) сто¬
роны всех внешних ограждений (стен, покрытий)
специальные пароизоляционные прокладки или
обшивки (пергамин, геркулес, толь, фанера,
лакированная или гудронированная с внутрен¬
ней стороны и т. п.); с внешней (холодной) сто¬
роны эти ограждения должны обладать макси¬
мальной паропроницаемостью (обшивка этерни¬
том, штукатурка по реечным матам, достаточно
пористая или снабженная специальными проду¬
хами, тонкая кирпичная облицовка с пустыми
швами и т. п.).
В нормально эксплоатируемых жилых поме¬
щениях осушающий режим ограждений, построен¬
ных из малогигроскопичных строительных мате¬
риалов, может быть обеспечен и без специальных
пароизоляционных прокладок при условии рав¬
номерного распределения интенсивности термо¬
изоляции или, что лучше, преобладания ее в хо¬
лодной части толщи ограждения. В случаях
преобладания интенсивной термоизоляции во
внутренней (теплой) части ограждения внутрен¬
няя пароизоляция обязательна (например при
утеплении каменных стен изнутри теплыми пли¬
тами, фибролитом, сфагнитом и т. и.); обязательна
она также в кухнях, ванных и во всех северных
ограждениях жилых помещений.
В ограждениях сырых помещений ввиду опас¬
ности эксплоатацио иного нарушения режима
862
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
сушки всегда рекомендуется применять хими¬
ческие меры борьбы с гниением (опилки, сме¬
шанные с известью, гашеной эмульсией кре¬
озотового масла, фтористонатровые суперобмазки
и пр.).
г) Отвод воды с крыши
Одной из основных причин загнивания дерева
в покрытиях является протекание кровли и фона¬
рей; механическое удаление снега неизбежно
приводит к повреждению гидроизоляции и по¬
тому, как правило, не должно допускаться.
В климатических условиях большей части СССР
снег с покрытий должен, как правило, удаляться
в виде талой воды, самотеком стекающей весной
через карниз, а зимой внутрь здания — в спе¬
циальную канализационную систему.
Только для крутых малопролетных крыш,
покрытых щепой, черепицей, этернитом, шифером,
волнистой асбофанерой, железом, стеклом и т. п.,
нормальным (хотя и несовершенным в эксплоа-
тации) является отвод воды через внешний карниз.
Для плоских и пологих крыш над отапливае¬
мыми зданиями единственным удовлетворитель¬
ным решением следует считать теплый внутренний
отвод воды; удаление талой воды через холодный
карниз таких покрытий при зимних и весенних
колебаниях внешней температуры в большей
части СССР приводит к подтаиванию нижних
(наиболее подогреваемых теплом отапливаемого
здания) слоев снега и намерзанию наледей на
холодном неподогреваемом карнизе; помимо
опасности обрушения сосулек и образования
гололеда на тротуарах карнизные наледи неиз¬
бежно приводят к порче кровли и протеканию ее
в наиболее ответственных опорных частях кон¬
струкции покрытия.
Над холодными неотапливаемыми зданиями,
а также над зданиями, покрытыми холодным
(проветриваемым) чердаком, указанные явления
почти вовсе не имеют места; в таких зданиях,
так же как и на юге Союза, внешний отвод воды
через карниз может быть допущен.
В плоских крышах во избежание пере¬
грузки при образовании озер на их поверхности
вследствие провисания балок или ферм, просадки
фундаментов и т. п. сток воды должен быть обе¬
спечен уклоном к водоспуску не менее 1—2%.
В ендовах плоских крыш уклона, как правило, не
требуется. Во избежание образования наледей,
препятствующих стоку воды, как водоспуск, так и
пути стока к нему должны обеспечить достаточ¬
ный подогрев талой воды, нарастающий по мере
приближения к теплому водоспуску; подогрев
достигается либо постепенным снижением коэфи-
циента термического сопротивления покрытия
либо, что лучше, нарастанием искусственного
подогрева покрытия снизу отопительными трубо¬
проводами. В ендовах ограниченной ширины
рекомендуется устройство внешнего паропровода-
снеготаялки.
л) Чердачные и бесчердачные по¬
крытия
В чердачных покрытиях малой
паропроницаемости огнезащитных смазок должна
соответствовать уменьшенная паропроницае¬
мость внутренней облицовки потолка.
Снижение парциального давления водяных
паров воздуха самого чердачного помещения
должно быть обеспечено:
а) сообщением последнего с низким парциаль¬
ным давлением водяных паров внешнего (холод¬
ного) воздуха через жалюзи слуховых окон или
неплотности кровли чешуйчатого типа и
б) ограждением чердака от высокого парциаль¬
ного давления водяных паров внутреннего
(теплого) воздуха путем устройства паронепро¬
ницаемых подшивок и безусловного запрета сооб¬
щения чердака с лестничной клеткой и использо¬
вания его для целей, не связанных с ремонтом
покрытия или эксплоатацией отопительных и
вентиляционных сетей.
Покрытие с чердаком даже при
пологой кровле обеспечивает:
1) возможность применения местных дешевых
термоизоляционных засыпок (трепел, опилки,
стружки, солома и пр.) с огнезащитной смазкой;
2) легко контролируемое простое осуществле¬
ние термоизоляции после окончания гидроизо¬
ляционных работ;
3) легкое проведение ремонтных работ без
ущерба для производственных процессов;
4) надежное осуществление «осушающего» про¬
духа с легкой регулировкой его интенсивности;
5) доступность чердака и облегченную работу
пожарной команды на случай возникновения
пожара;
6) меньшее подтаивание снега и образование
карнизных наледей.
Поэтому при внешнем отводе воды над мало¬
пролетными (не более 30—40 м) зданиями следует,
как правило, делать покрытие с черда¬
ком. В зданиях с влажными производствен¬
ными процессами (бани, прачечные, животновод¬
ческие здания, отапливаемые только животной
теплотой, и т. п.) всегда следует применять
чердачные покрытия.
Бесчердачное утепленное по¬
крытие допустимо только при условии тех¬
нического или производственного эксплоатацион-
ного обоснования его целесообразности; бесчер¬
дачное покрытие неизбежно для протяженных
зданий с верхним светом и целесообразно при
сводчатом или складчатом очертаниях покрытия,
обеспечивающих увеличение внутренних произ¬
водственных габаритов, равномерность освеще¬
ния, надежность интенсивного обмена воздуха
с помощью коньковых вентиляционных отверстий
и пр.; бесчердачное покрытие целесообразно
также в эксплоатируемых, так называемых
«плоских» крышах при безусловной надежности
их гидроизоляции и применении креозотирован-
ного дерева.
е) Осушающие продухи и паро-
изоляция
Для обеспечения режима сушки и предотвра¬
щения систематической конденсации в толще теп¬
лых бесчердачных покрытий в последних должны
оставляться осушающие продухи, свя¬
зывающие парциальное давление водяных паров
в толще ограждений с пониженным парциальным
давлением водяных паров внешнего холодного
воздуха; от паров внутреннего (теплого) воздуха
ограждение и осушающие продухи должны быть
изолированы.
Наибольшие трудности представляют плос¬
кие и пологие рубероидные и
гольццементные покрытия; необ¬
ходимость обеспечения абсолютной водонепрони¬
цаемости (а следовательно и паронепроницаемости)
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
863
внешней (холодной) гидроизоляции по существу
задания приближает решение к схеме 2 (фиг. 13).
Даже при обеспечении полной паронепроницае¬
мости внутренней подшивки (что практически
почти неосуществимо) можно добиться перевода
схемы 2 только в схему 4, еще менее допустимую
в условиях нашего строительства.
В наклонных покрытиях паро¬
проницаемость легко достигается чешуйчатой
кровлей: в плоских или пологих покрытиях дол¬
жны быть предусмотрены, специальные осушаю¬
щие продухи в бортовых частях в местах примы¬
кания плоского покрытия к соседним строениям;
при большой протяженности осушающие продухи
приходится осуществлять даже в виде специаль¬
ных патрубков (по типу вытяжных вентиляцион¬
ных) или, что лучше, в виде защищенных от
попадания снега и воды протяженных в одном
направлении щелевидных продухов, распола¬
гаемых в продольных стыках кровельных щитов.
Из соображений пожарной безопасности во
избежание образования тяги в толще огражде¬
ния внешние отверстия осушающих продухов
должны быть защищены от образования тяги
паропрозрачной пористой засыпкой (шлаком,
пемзой и т. п.), сеткой или иными устройствами,
препятствующими образованию тяги, но не пре¬
пятствующими диффузии газов и паров.
Во избежание распространения дыма и пламени
по всей площади покрытия продухи должны иметь
полосовое расположение по возможности в крат¬
чайшем (поперечном) направлении покрытия;
в продольном направлении осушающие продухи
должны быть разобщены огнезащитными прегра¬
дами.
Недопустимо устройство в теплой части ограж¬
дений теплых пустот и каналов, которые из тепло¬
технических соображений не могут быть сооб¬
щены с внешним (холодным) воздухом и в то же
время практически не могут быть абсолютно
ограждены от доступа в них паров теплого
(внутреннего) воздуха.
Для обеспечения всех этих требований необ¬
ходимы следующие мероприятия:
а) В бесчердачных плоских покрытиях термо¬
изоляция и пароизоляция должны устраиваться
лишь после окончания гидроизоляционных работ
и после полного просыхания несущей конструк¬
ции; поэтому она должна подшиваться снизу,
как правило, в виде плитного утеплителя.
б) Для обеспечения паронепроницаемости снизу
термоизоляционные плиты должны быть заранее
снабжены паронепроницаемой облицовкой (кле¬
еная фанера, приклеенная казеиновым клеем и
покрашенная эмалевыми красками, изоляцион¬
ная бумага, подшитая реечными или драночными
матами под штукатурку, и т. п.).
в) Заготовленные таким образом «щиты» (фиг.
14—25) должны допускать установку только сни¬
зу, обеспечивать надежное в отношении пароне¬
проницаемости решение швов (фиг. 22—25) и
обладать достаточно малым весом для удобной
установки их с малярных стремянок (без лесов).
При отсутствии плитных утеплителей следует
применять фанерные или реечные «подносы»
с тонкими ящичными бортами, допускающие
использование и засыпных утеплителей (фиг.
26—28).
При соблюдении вышеизложенных требований,
т. е. при обеспечении начальной сухости конструк¬
ции, термоизоляции и подшивочных материалов
и надежной изоляции ограждения от паров
внутреннего воздуха, осушающие продухи могут
выполняться в виде узких (шириной 10 мм)
щелей по краям покрытия или в виде щелевид¬
ных осушающих (фиг. 29) и огнезащитных про¬
духов (фиг. 30), обслуживающих полосы шири-
Фиг. 14
- 1
1
т
jh 50
1 Щит
b 1 50 —
-я-J Тги. плита
шкжшЩ
\ ‘1 Пароизоляция/
—\ 50+&
Раскладка /
+■ 50+6 ^ /
Фиг. 16
Фиг. 17
Термоизоляционные щиты
ною до 2—6 м\ щели должны допускать возмож¬
ность временного увеличения их ширины вдвое
путем отгиба железного фартука и т. п. на случай
протекания кровли и необходимости ускоренной
просушки покрытия после ремонта.
В самом ограждении осушающим продухом
служат зазоры между брусками обрешетки или
досками настила. При надежной пароизоляции
снизу и достаточно частом размещении внешних
щелей осушающего продуха (до 2—3 м) ширина
внутренних зазоров может быть сведена до ши¬
рины щелей, образующихся в рабочем настиле
вследствие усушки досок. При повышенной влаж¬
ности воздуха в перекрываемых помещениях под¬
шивка капитальных покрытий в виде сплошной
деревянной плиты снизу паронепроницаемой об¬
лицовкой обязательна; подшивка эта должна
производиться только в конце лета, т. е. перед
пуском отопления, и только при наличии ука¬
занных продухов и полной просушки самого
864
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
Изоляционная бумага
τ
Реечные маты
7
Изоляционная бумага
Плетенка
Фиг. 23
Фиг. 24
Термоизоляционные подшивные щиты, соломит, камышит и т. п.
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
865
настила. Поскольку зимой просушка эксплоати-
руемых бесчердачных покрытий, не подшитых
снизу, почти невозможна, подшивка пароизоля-
ции, как правило, откладывается на срок 11/2 —
21U года после сдачи покрытия в эксплоатацию.
Поскольку строительство еще не перешло на при-
Т-и. ппито
jsN 1;
Т-и щит/ —fe4—
μ — 105
Фиг. 25. Перекрытие поперечных
швов при двойном утеплении
менение только сушеного леса, при массивных
покрытиях в виде деревоплиты следует по воз¬
можности применять чешуйчатые кровли, даю-
Фиг. 26
Фиг. 28
Подшивные «щиты-подносы» с засыпным
утеплением
щиѳ интенсивную сушку по всей поверхности
деревоплиты. Если это невозможно, следует при¬
менять креозотированный защитный настил или
загрунтовывать поверхность деревоплиты би¬
туминозной фтористонатровой суперобмазкой,
чтобы избежать хотя бы биологического увлаж¬
нения дерева.
Применяемое в металлообрабатывающей и ма¬
шиностроительной промышленности бесчердачное
полутеплое покрытие из двух слоев досок с про¬
кладкой войлока или толя между ними не являетея
капитальным покрытием и может быть допущено
только над сухими производственными помеще¬
ниями временного значения.
При отсутствии однозначности температурного
перепада в сухих промышленных, служебных и
жилых зданиях на юге СССР покрытие можно
делать без пароизоляции снизу, но с осушающими
продухами наружу в расчете на то, что летом
схема 3 (опрокинутая схема 2) быстро просушит
следы зимней конденсации. Во всех сомнительных
случаях следует оставлять низ деревоплиты не*
подшитым (хотя бы на время); такая конструкция
во всяком случае исключает скоротечное гние¬
ние покрытия, возможное при глухой заделке его
снизу и сверху.
Усушающий
ш продух ^
Битуминозная
суперобмазка
Фанерная падшибка/ /ЛереЬо-плита
Фиг. 29. Щелевидный осу¬
шающий продух
Над влажными (более 60% влажности воздуха)
производственными помещениями (прачечные, ба¬
ни и т. п.) даже при отсутствии однозначности
температурного перепада обязательно устройство
как паронепроницаемой подшивки изнутри, так
и интенсивных осушающих продухов наружу.
В случае невозможности выполнения таких ог¬
раждений из негниющих минеральных строи¬
тельных материалов обязательна антисептическая
пропитка дерева под давлением или же консер¬
вирование последующего действия.
Огнезащитный
продух
Засыпка
*-'І'л-'’.': £ I
ж
Щит/
Штукатурка /
Фиг. 30. Огнезащитный продух
Ни при каких условиях не допускается укладка
«толевых корыт» по подшивке под термоизоля¬
ционные засыпки.
Пароизоляционная бумага, фанера или по¬
краска всегда должны подводиться изнутри
после просыхания всего ограждения.
Штукатурка в таких покрытиях должна на¬
носиться непосредственно по изоляционной бу¬
маге, подшитой дранью, или, что лучше, во
влажных производствах должна быть покрашена
паронепроницаемой краской. В последнем случае
не следует применять изоляционной бумаги под
дрань, иначе дрань или рейки, попадая в режим
схемы 4, быстро сгниют. В связи с уменьшением
дефицитности металла и цемента ограждающие
части зданий во влажных производствах в даль¬
нейшем вообще, как правило, следует решать
в негниющих материалах.
В сухих зданиях высокое качество деревян¬
ных конструкций должно быть обеспечено п ежде
всего индустриальным—сборным—решением их;
крупноблочное решение покрытий вместе с тем
обеспечивает простую конструкцию осушающих
продухов в стыках кровельных щитов без ущербу
для пожарной безопасности.
Деревянные конструкции
55
866
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
5. Борьба с пожарной опасностью
1) Общие указания
По основному содержанию химической реак¬
ции горение не отличается от гниения: резуль¬
тативно оно заключается в образовании угле¬
кислого газа и воды благодаря воздействию на
органические строительные материалы кислорода
воздуха.
Необходимое для полного завершения реакции
горения количество кислорода воздуха (как и
в процессе гниения) весьма значительно: при
сжигании дерева — приблизительно 3 000 мг воз¬
духа на 1 дерева.
При полном сгорании 1 кг древесины выделяет
до 5 000 ккал.
Чем больше в древесине воды, тем больше
калорий расходуется на подогрев и скрытое
парообразование. Пламенем горит не само де¬
рево, а газообразные продукты сухой его пере¬
гонки. Отличительной особенностью процесса
горения дерева являются катастрофические его
темпы, обусловленные высокой температурой
горения (более 250—300°Ц).
Чем больше поверхность реакции горения, тем
больше поверхность выделения продуктов сухой
перегонки, больше (в единицу времени) выде¬
ление калорий, выше температура, интенсивнее
сама сухая перегонка дерева, катастрофичнее
процесс горения и развитие пожара.
Массивные беспустотные деревянные части
зданий, имеющие на единицу объема относительно
малую поверхность [тг^- мин.), более безопасны
дер
в пожарном отношении1.
Из этих соображений массивные строганые
элементы деревянных конструкций с округлен¬
ными ребрами следует предпочесть нестроганым
элементам в виде тонких досок с острыми кром¬
ками.
При одинаковой поверхности реакции темпе¬
ратура горения тем выше и темпы развития по¬
жара тем быстрее, чем интенсивнее движение
воздуха, омывающего горящее дерево, т. е. чем
сильнее тяга (вторая причина катастрофического
развития пожара).
Поэтому основными мерами борьбы с пожарной
опасностью в сооружениях, содержащих дерево,
являются:
1) обеспечение массивности, по возможности
даже беспустотности деревянных частей здания
(Fiop\
минимум — J и
2) устранение возможности образования тяги
в случаях, когда образование пустот неизбежно.
В условиях большинства промышленных про¬
изводств, транспортного хозяйства, жилья и
т. п. нельзя рассчитывать на полное устранение
первичных источников огня (паровозная искра,
оброненный окурок, опрокинутая керосинка,
воспламенение сажи в дымоходе, короткое замы¬
кание в электропроводке и т. п.); в обязанности
строителя входит не столько устранение первич¬
ных источников огня, сколько обезврежение их.
Поэтому в строительстве недопустимо применение
1 Ворох бумаги, соломенная и щепяная крыши легко
загораются; развивая высокую температуру и быстро
сгорая, они являются источниками катастрофического
развития пожара; толстая книга в картонном перепле¬
те, соломит и т. п., состоящие из того же материала,
но спрессованные и поэтому имеющие малую поверх¬
ность реакции, почти не горят даже в печке или на ко¬
стре.
не защищенных от случайных источников огня,
тлеющих от искры или легко воспламеняющихся
засыпок (солома, стружки и т. п.) без соответ¬
ственной защиты их от возгорания. На чердаке
такие засыпки должны быть защищены несгорае¬
мыми смазками или примесями, в стенах — шту¬
катуркой, а в бесчердачных покрытиях — огне¬
защитными преградами в виде засыпок шлаком
или легким щебнем, т. е. воздушными фильтрами,
пропускающими водяные пары (в роли осушаю¬
щего продуха), но задерживающими проникание
искр и образование тяги. Около дымоходов
печей, горячих производственных процессов и пр.
должны осуществляться надежные разделки,
обшивки, штукатурки и пр. согласно действую¬
щим правилам пожарной безопасности.
В защитных обшивках, обмазках и покрасках
следует прежде всего иметь в виду ограждение
дерева от доступа большого количества воздуха,
без которого вообще невозможно горение. При
этом во избежание преждевременного вспучива¬
ния и разрыва защитный слой должен быть
достаточно проницаемым для медленного выпуска
продуктов сухой перегонки (алебастро-известко¬
вая штукатурка или термоодежда по драни, ре¬
ечным матам или металлической сетке, обшивка
асбестом с прикреплением последнего проволоч¬
ной или штампованной сеткой и т. п.).
Для увеличения срока защиты от возгорания
защитный слой должен быть достаточно глубоко
закреплен—«заанкерен»—в несущей его конструк¬
ции (штукатурные гвозди т. п.). Огнезащитные по¬
краски при нагреве больших поверхностей неиз¬
бежно отслаиваются после обугливания (под
влиянием высокой температуры) несущего их
слоя дерева и поэтому имеют назначение предот¬
вратить воспламенение дерева только при местном
воздействии на него высоких температур и за¬
держать распространение огня.
Третьей мерой борьбы с пожарной опасностью
является защита от воспламенения и от разви¬
тия горения при помощи поверхностной обработки
или обшивки частей здания несгораемыми ма¬
териалами.
2) Пропитка древесины растворами антипиренов
Одним из надежных способов закрепления
огнезащитного слоя является более или менее
глубокая пропитка древесины растворами спе¬
циальных огнезащитных веществ, так называе¬
мых «антипиренов». Придание огнестойкости де¬
реву при помощи сплошной пропитки его анти¬
пиренами может быть выделено в четвертую группу
огнезащитных мероприятий. Внедренный в толщу
самого дерева огнезащитный состав не может
вспучиться и отлупиться, как огнезащитная
краска, прикрепленная только силами поверх¬
ностного сцепления.
К сожалению наше строительство пока еще на
располагает рецептурой действительно прочных
огнезащитных пропиток; так же как и огнеза¬
щитные покраски2, пропиточные антипирены,
применяемые у нас и за границей, еще не вполне
удовлетворяют всей совокупности предъявляемых
к ним требованиям: 1) химической устойчивости,
2) малой гигроскопичности, 3) безвредности
в смысле химического воздействия на древесину
2 Последние работы над огнезащитными покрасками
сектора консервирования Института пути НКПС, про¬
веденные под руководством проф. Попова К. А. ипром-.
сектора ЦНИПС при участии инженера СКУ Борщев¬
ского А. К., дают весьма обнадеживающие результаты.
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
Ш
и на металлические крепления, 4) долговечности
или легкой возобновляемости и, главное, 5) эко¬
номичности и доступности в практическом при¬
менении.
Тем не менее за границей (в США и др.) произ¬
водство так называемого «огнестойкого дерева»
непрерывно растет и несомненно вскоре после
подведения химико-производственной базы дол¬
жно получить широкое развитие и у нас.
Дерево не может быть сделано несгораемым;
как и все органические вещества, оно разрушается
путем сухой перегонки или окисления при воз¬
действии высоких температур, но придания де¬
реву полной огнестойкости вовсе и не требуется:
благодаря малой теплопроводности и малым
коэфициентам температурного расширения де¬
рево на пожаре оказывается значительно более
стойким материалом, чем например железо;
пожарная опасность применения дерева заклю¬
чается только в способности дерева выделять при
горении значительное количество калорий и тем
самым поддерживать развитие пожара.
Основное назначение огнезащитных пропиток—
снизить интенсивность горения и уменьшить ко¬
личество освобождающихся при окислении (го¬
рении) калорий путем предотвращения воспла¬
менения продуктов сухой перегонки древесины.
Наиболее эффективными в этом смысле оказы¬
ваются такие минеральные соли, которые под
влиянием высоких температур расплавляются
и покрывают раскаленную поверхность дерева
сплошной пленкой, прекращающей доступ к де¬
реву кислорода воздуха. Опасность воспламе¬
нения еще более снижается, если расплавленные
соли помимо образования жидкой пленки выде¬
ляют негорючие газы, разбавляющие продукты
перегонки древесины и затрудняющие их воспла¬
менение.
Указанным требованиям в полной мере удовлет¬
воряют соли аммония (сернокислые, фосфорно¬
кислые); к сожалению эти соли способствуют
коррозии металлических крепей. Особенно плох
в этом отношении хлористый аммоний, крайне
гигроскопичный и разъедающий даже красную
медь.
К числу хороших антипиренов относится бура,
выделяющая при нагревании пары кристаллиза¬
ционной воды и при плавлении покрывающая
дерево стекловидной пленкой.
Почти все антипирены легко вымываются во¬
дой; исключение составляет лишь весьма стойкий
в химическом отношении и совершенно неги¬
гроскопичный борат цинка. Поскольку борат
цинка нерастворим в воде, пропитывать дерево
приходится последовательно двумя разными рас¬
творами солей (бура и хлористый цинк) с проме¬
жуточной просушкой дерева до 10%; реакция
перемещения с выделением бората цинка (и хло¬
ристого натрия) протекает в толще дерева.
Пропитка древесины, как правило, проводится
с применением вакуума и последующего давления
(около 8 атм) с предварительной и последующей
камерной сушкой. Несмотря на это, хорошо пропи¬
тывается только заболонная часть сосновой дре¬
весины; ядро, как правило, пропитывается лишь
на малую глубину. Возможно, что в дальнейшем
для огнестойких деревянных изделий придется
специально отбирать заболонные части сосновой
древесины. Ель пропитывается с большим тру¬
дом и на мал} ю глубину. Почти вовсе непригодны
для пропитки лиственница и дуб, имеющие весьма
тонкую эаболонную часть и вовсе не поддающее¬
ся пропитке ядро. Хорошо пропитываются бук,
граб и береза, что имеет значение преимущест¬
венно для мебельного производства.
В случае опасности загнивания вполне приме¬
нима комбинированная пропитка антипиреном
совместно с водным антисептиком (фтористый
натрий и др.). Расход антисептика при этом на¬
значается примерно такой же, как и в случае
независимого применения его.
Вопросы комбинирования различных хими¬
ческих составов не всегда просто разрешаются;
например сочетание аммонийных антипирено-
вых пропиток с силикатными огнезащитными
покрасками совершенно недопустимо ввиду бы¬
строго разрушения последних 1.
Главными препятствиями к широкому приме¬
нению антипиреновых пропиток таким образом
являются:
1) отсутствие четко выявленной рецептуры анти¬
пиренов даже для основных зданий строительства;
2) отсутствие или дороговизна химических
веществ, требуемых в довольно большом коли¬
честве (сухого вещества до 20% от веса сухого
дерева);
3) недостаточное количество пропиточных уста¬
новок.
Если учесть, что в производстве огнезащитных
пропиток вполне могут быть применены те же
облегченные методы, которые применяются в ан¬
тисептических пропитках (горяче-холодная ван¬
на), и что коррозия металлических частей в огне¬
стойком дереве может быть предотвращена вве¬
дением в пропиточные составы специальных пас-
сиваторов, следует считать постановку промыш¬
ленного производства огнестойкого дерева у нас
весьма своевременной.
Промышленное разрешение этой проблемы хотя
бы в малых масштабах является неотложным,
в частности ввиду широкого использования в сов¬
хозно-колхозном строительстве щепяных, дра¬
ночных и тесовых кровель; единственным недо¬
статком этих исключительно легких и весьма
долговечных покрытий в настоящее время яв¬
ляется пожарная опасность их применения.
Еще более эффективно и значительно приме¬
нение огнестойкого дерева в эллингах большого
масштаба, в зданиях общественного назначения
и вообще в капитальных и ответственных соору¬
жениях, в которых замена дерева другими ма¬
териалами связана не только с экономическими,
но и с техническими трудностями и в которых
единственным препятствием к применению де¬
рева является недостаточно гарантированная
безопасность в пожарном отношении.
8) Выводы
а) Общие соображения об огне¬
стойкости деревянных конструк¬
ций
Оценка огнестойкости дерева современными
нормативными положениями в СССР основана
преимущественно на опыте прежних лет, на ана¬
лизе пожарных аварий в существовавших до
сих пор (и к сожалению преобладающих и сей¬
час) несовершенных формах деревянного строи¬
тельства.
1 Копы т к о век и й Б. Ф., Способы придания ог¬
нестойкости дереву, Сообщение 29, ЦНИПС, 1931 г.
55*
868
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
В связи с переходом к новым формам деревян¬
ного строительства необходимо будет соответ¬
ственно пересмотреть и нормативы, используя для
этого не только накопление практического опыта,
но и результаты специально проводимых научно-
исследовательских работ.
Совершенно так же, как и в развитии гнилост¬
ных эпидвхмий, основные причины пожарных ава¬
рий кроются не в самом дереве, а в неумении
использовать положительные и обезвредить отри¬
цательные свойства его.
Если изолировать дерево от доступа больших
объемов воздуха, то оно оказывается значительно
более пожароустойчивым, чем сталь и чугун, тем
более, что прогрев его (поперек волокон) совер¬
шается примерно в 200 раз медленнее, чем прогрев
стали, а коэфициент температурного линейного
расширения примерно в 5 раз меньше, чем у
стали; в этом отношении дерево на пожаре имеет
преимущество даже по сравнению с железобе¬
тоном.
Штцкатцрка по
сетке . Рабиц“
Фиг. 31. Ьащита железных
балок от огня деревянными
обкладками
Этим объясняется, почему оперативные работ¬
ники пожарного ведомства предпочитают иметь
дело с деревянными массивными стойками, бал¬
ками, лестницами и даже стропилами, а не с ме¬
таллическими. Последние обладают свойством
сперва разрушать опорные стены и стойки, рас¬
пирая их (при температуре 300—400° Ц), а затем
внезапно разрушаться без видимых признаков
при температурах 500—600°Ц.
Только этими соображениями и можно оправ¬
дать постоянно практикуемую в строительстве
защиту железных балок от огня деревянными
обкладками (фиг. 31) при условии защиты самого
дерева штукатуркой или асбестовой, войлочной
(на глине) и тому подобными обшивками от
доступа воздуха.
Осуществляя в особо ответственных сооруже¬
ниях всю совокупность мероприятий пожарной
безопасности: 1) беспустотность (минимум
' У дер /
2) меры против возможного образования тяги,
3) поверхностную защиту от доступа воздуха и
наконец 4) огнезащитные пропитки, можно было
бы ограничивать применение дерева только разве
в музейно-антикварных, особо монументальных и
небоскребных зданиях.
б) Несгораемые занавесы, по¬
жарные двери и т. п.
Так называемые «несгораемые» занавесы в те¬
атрах несомненно целесообразно осуществлять
в виде деревянных беспустотных щитов с асбесто¬
выми обшивками и прокладками (фиг. 32).
Асбесто-деревянная конструкция в виде сплош¬
ной двутавровой балки с перекрестной стенкой
с массивными ребрами жесткости в случае при¬
менения пропитанного дерева значительно на¬
дежнее в пожарном отношении, чем железная.
Прониканию тепла внутрь деревянной двух-,
трехслойной стенки (> 120 мм толщиной) за¬
навеса будет препятствовать сперва само дерево,
а затем по мере сухой перегонки последнего еще
более теплонепроницаемые уголь и пепел. Ни¬
какого коробления, свойственного железным за¬
навесам, здесь вообще не приходится ожидать.
Воспламенению дерева будет
препятствовать асбестовая об¬
шивка, защищающая дерево
как от влияния высоких темпе¬
ратур, так и от доступа возду¬
ха. Для лучшего прикрепления
асбестовой обшивки ее следует
пришивать гвоздями (40 - 50 мм)
сквозь железную сетку или
дырчатую жесть. Обшивка
сплошным, без швов, железом
недопустима, поскольку она
изнутри будет распираться га¬
зообразными продуктами сухой
перегонки и будет способство¬
вать преждевременному доступу воздуха к дереву.
Сплошная двухсторонняя обшивка железом
неприемлема также ввиду опасности гниения дре¬
весины в случае применения (хотя бы частично)
сырого леса.
/ОбшиЬка дырчатоа
жестью
Фиг. 32. Беспустот¬
ные щиты с асбес¬
товыми обшивками
в) Междуэтажные перекрытия
В междуэтажных перекрытиях пожарная бе¬
зопасность может и должна быть обеспечена бес¬
пустотной конструкцией перекрытия в виде
сплошной деревоплиты. Снизу такая плита дол¬
жна, как правило, покрываться штукатуркой по
реечным матам или драни, без толевой изоляции,
сверху—двухслойным ксилолитовым полом, лино¬
леумом ( при отсутствии температурного перепа¬
да), паркетом и т. п. В целях усиления звукоизо¬
ляции паркет следует делать «плавающим»,
разрезанным у перегородок, на тонкой прослой¬
ке крупного чистого песка (фиг. 33). Конструк¬
цию перекрытия из экономических соображений
следует решать в виде многопролетного безре-
берного настила Ч
Дерево-плита
Щитовой паркет / Песок.
Фиг. 33. «Плавающий» паркет
Возможность применения для неразрезного
настила необрезного леса и существенное сниже¬
ние высоты перекрытия обеспечивают этой кон¬
струкции хорошие технико-экономические пока¬
затели; однако даже в слу .ае возможного перерас¬
хода древесины это решение все’же следует пред¬
почесть обычно применяемому (фиг. 34). Не
изжитые еще у нас блохи, клопы, тараканы,
мыши и крысы, соображения противовоздушной
обороны и главным образом пожарная опас¬
ность требуют безусловного отказа от пустотелых
деревянных междуэтажных перекрытий хотя бы
и по железным балкам. 11 См. «Деревоплита».
БОРЬБА С ГНИЕНИЕМ
869
г) Ограждения
В покрытиях вопросы пожарной безопасности
обычно усложняются требованиями снижения
собственного веса при одновременном усилении
f —с Ό 5
L С·.... Λ ,··. ~ ·ο. , . Ο >- ^.· C-. ^ ·
Фиг. 34. Пустотное междуэтажное перекрытие
термоизоляции, наличием температурного пе¬
репада и требованием интенсивной гидроизоляции
сверху, со стороны пониженных температур.
Фиг. 35. Осушающий
Требование беспустотности в покрытиях может
быть соблюдено при совмещении функций огражде¬
ния с функциями несущей конструкции.
Технико-экономический оптимум достигается
в тех конструкциях, в которых конструктивная
толщина деревянной оболочки совпадает с тол¬
щиной, определяемой из соображений термоизо¬
ляции. В полутеплых покрытиях в деревоплите
это требование может быть соблюдено при про¬
летах 4—6 м\ в складчатых покрытиях — при
пролетах 12—24 м\ в сводах-оболочках — при
пролетах 160—200 м.
В теплых покрытиях, как правило, неизбежна
подшивка утеплителя снизу, что допустимо лишь
при наличии пароизоляции снизу и следовательно
осушающих продухов «на мороз».
Последнее требование определяет необходимость
применения по возможности «чешуйчатых» кро¬
вель, требующих уклона не менее 20° к горизонту
(фиг. 35).
Чешуйчатые кровли осуществляются из ес¬
тественного шифера, этернита, асбофанеры (пло¬
ской или волнистой), кровельного железа с гори¬
зонтальными открытыми швами, шлюзованными
против задувания снега (фиг. 36), или наконец
из укрепленных фанерно-рубероидных щитой
(фиг. 37).
В сборных конструкциях, заготовляемых под
навесом вместе с гидроизоляцией включительно,
возможно помещение термоизолятора с внеш¬
ней стороны конструкции (фиг. 35); внутренняя
пароизоляционная облицовка всегда подшивается
после окончательной просушки всего сооружения.
В покрытиях по фермам термоизоляция по
возможности должна плотно примыкать к рабо¬
чему настилу кровли (см. «Щиты», раздел «Стро¬
ительные меры борьбы с гниением»).
Только в случае невозможности снижения
высоты прогонов или вспомогательных стропиль¬
ных ног до размеров, равных толщине термоизо¬
ляции, и в случае нежелательности при этом
оставления ребристого потолка допустимо при¬
менение пустотелых покрытий.
В пустотелых покрытиях пожарная безопас¬
ность должна быть обеспечена разделением внут¬
ренних пустот на небольшие секции при помощи
надежных «огнезащитных преград».
Чем больше высота внутренних пустот, чем
больше горючего материала заключено в покры¬
тии и чем больше опасность его воспламенения,
тем меньше должен быть размер отдельных сек¬
ций и надежнее «огнезащитные преграды».
Огнезащитные преграды, как правило, осу¬
ществляются в виде грядок из шлака, трепель-
продух «на мороз»
ной щебенки, пемзы и т. п., несгораемых крупно¬
пористых засыпок без примеси мелких песчаных
частиц.
швы, шлюзованные против задува¬
ния снега
Ввиду опасности просадки засыпки необходимо
обеспечить возможность контроля и пополне¬
ния ее; кроме того необходимо обеспечить легкую
и точную опознаваемость места возникновения
пожара и наконец в плоских и пологих покрытиях
обязательно устройство осушающих продухов.
Все это определяет целесообразность комплекс¬
ной конструкции огнезащитных преград в виде
утепленных огнезащитных продухов (фиг. 36).
Возможность совмещения функций огнезащит¬
ной преграды с функциями осушающего продуха
определяется своеобразным аэродинамическим
свойством сеток, решеток, щебенчатых засыпок
и т. п. почти без задержки пропускать газы и
пары при малых скоростях движения (диффузи¬
870
Г. Г. КАРЛСЕН и К. А. ПОПОВ
онный обмен, сушка) и составлять непреодолимое
препятствие для прохода газов при больших
скоростях перемещения (пожарная тяга) вслед¬
ствие завихрения потока.
Препятствуя распространению огня и образо¬
ванию тяги, огнезащитный продух обеспечивает
осушающий режим всей толще покрытия и в слу¬
чае возникновения пожара сигнализирует о нем
выпуском дыма, указывая и место его очага.
Фиг. 37. Фанерно-рубероидные «кровельные
щиты»
Независимо от этого устройство вдоль каждой
фермы огнезащитного продуха с последующей
засыпкой шлака облегчает производственно¬
конструктивное примыкание к фермам щитов
(фиг. 36). -
Вследствие небольшого размера превышения
огнезащитных гребней над поверхностью кровли
(200—520 мм) особенно большое значение приоб¬
ретает тщательное «шлюзование» щели фартучками
из кровельного (оцинкованного) железа в целях
предотвращения проникания снежинок и брызг
внутрь покрытия. Наибольшая эффективность
осушающего действия этих продуктов наблюдается
ранней весной, т. е. в период наибольшей опас¬
ности развития гнилостных процессов.
Одним из преимуществ этого решения является
также возможность последующей прорезки щели
в неправильно запроектированных и осущест¬
вленных покрытиях без разборки последних.
Подобными «гребнями» осуществляется осуша¬
ющий продух также и в сплошном безреберном
настиле и в пологих частях сводов-оболочек
(фиг. 37). В последнем случае возможно приме¬
нение сборной конструкции в виде поперечных
фанерных лент с краевыми бортами.
Возможность устройства в деревоплите осу¬
шающего продуха и следовательно возможность
устройства изнутри паронепроницаемой подшивки
переключает деревоплиту из разряда недолго¬
вечных в разряд капитальных деревянных кон¬
струкций с сохранением за ней всех преимуществ
пожарной безопасности.
ЛИТЕРАТУРА
А. Русская литература
1. Гос. научпо-эксп. институт сооружений, сообще¬
ние 29, Копытковский Б. Ф., Способы прида¬
ния огнестойкости дереву, 1931 г.
2. Гос. научно-эксп. институт сооружений, сообщение
39, Тамарович А. И. и Веден кин С. Г.,
Временная инструкция по предохранению деревянных
конструкций от огня, 1932 г.
3. Центр, научно-исслед. институт материалов НКПС,
вып. 4, Целиков и Веденкин, Огнезащитные
краски и составы, 1930 г.
4. Центр, научно-исслед. институт материалов НКПС,
вып. 10, Веденкин, Антипирены и огнестойкая
древесина, 1931 г.
5. Центр, научно-исслед. институт материалов НКПС,
сборник 24, Веденкин С.Г., Защита дерева от огня,
1932 г.
6. Труды Всесоюзной конференции по стандартиза¬
ции и производству новых строительных материалов,
рроф. Веденкин С. Г., Защита дерева от огня по¬
средством пропитки и окраски.
7. ЦНИПС, Технический отчет по теме 164, Ваг¬
нер А. К., Методология испытаний огнестойкости
1933 г.
8. ЦНИПС, Технический отчет по наряду 1002, Ваг¬
нер А. К., Проект лаборатории по испытанию огне¬
стойкости, 1932 г.
9. Проф. Карлсен Г. Г., Строительные меры
борьбы с гниением и пожарной опасностью, 1934 г.
10. Проф. Ногин К. И., Сухая перегонка дерева
лиственных и хвойных пород, 1931 г.
И. Проф. Тидеман Б. Г. и Сциборский
Д. Б., Химия горения, 1935 г.
12. Акад. Каблуков И. А., Термохимия, 1934 г.
13. Максимов С. Н., Предохранение дерева и
тканей от возгорания, КОИЗ, 1932 г.
14. П о н и ф и д и н Г. А., Причины возникновения
пожаров и их устранение, 1925 г.
15. Орлов К., Противопожарные составы и краски
в строительной практике, 1933 г.
16. Малыкин М., Руководство к дешевому приго¬
товлению огнеупорных, водонепроницаемых составов и
красок для предохранения от пожаров деревяпных по¬
строек, 1892 г.
17. Сборник обязательных постановлений и инструк¬
ций Президиума МОИК Совета Р и К депутатов по проти¬
вопожарным мероприятиям.
18. Ветке Р., Как защитить предприятие от по¬
жара, 1934 г.
19. ЦНИЛХИ, Протоколы испытаний огнезащитных
пропиток за 1934 г.
20. 3 е б е р г, Пожарное дело на службе ПВО.
21. Проф. Жеребов и Коваленко, Полу¬
чение огнестойкой древесины, «Лесохим. пром.» №4 (10),
1933 г.
22. Проф. П о в а р н и н, Харитонов, Гри¬
горьев, Материалы к вопросу о сухой перегонке де¬
рева, «Журнал прикладной химии», т. I, вып. 3 и 4, 1924 г.,
стр. 103 и 122.
23. Проф. И н ж е в с к и й, Термохимический рас¬
чет сухой перегонки дерева, «Техника и производство»,
1926 г.
24. ЛИИПС, Сборник С-Ѵ, 1930 г., Сапожников
и Копытковский, Исследования в области про¬
питки дерева, стр. 9—42.
25. Вогул, «Строит, пром.» № 8, 1931 г.
26. Федорович, О влиянии огнестойких пропи¬
ток на механические свойства дерева, «Вестник инженеров
и техников» № 6, 1931 г.
27. Огнестойкое дерево, «Лесное хозяйство и лесо-
эксплоатация» № 4, 1932 г.
28. Деревянная жесть, «Точная индустрия» 1,
1931 г.
29. Бобров, Опыт теоретического обоснования
процесса термического разложения, «Лесохим. пром.»
№ 3 (27), 1935 г.
30. Проф. И в Б. Т. и Г а с с а д и ч а, «Лесохим.
пром.» № 1, 1935 г.
31. К о ч у р и н, «Лесохим. пром.» № 1, 1935 г.
32. Пояснительная записка по поводу утверждения
товарищества на полях для производства и применение
огнеупорного состава Бабаева, М. 1888 г.
33. Журн. «Зодчий», 1909 г., стр. 413.
34. Труды Всероссийского пожарного съезда в Москве
1902 г., стр. 25, 34, 154 и 399, доклад А. А. Мамонтова,
представителя Пѵтиловского завода.
35. Труды VI Международного пожарного конгресса,
С.-Петербург 20—24 мая 1912 г., I, II, стр. 207, 214,
Описание датской газовой печи для испытания больших
щитов.
36. Институт прикладной минералогии и металлургии,
вып. 7, «Асбест», глава об огнезащитных красках.
37. Центр, пожарн. отд. Главн. упр. комм: хоз. НКВД,
Нормальная программа по исследованию и испытанию
огнестойких составов.
38. Лекторский, Глубокая металлизация дре¬
весины, «Лесохим. пром.» № 12 (24), 1934 г.
39. Петров А., Театральная техника, 1909 г.
(рецепты против возгорания).
40. «Строит, пром.» № 8, 1925 г.
41. «Строит, пром.» № 9, 1928 г.
42. Лившиц, «Лесохим. пром.» № 1, 1935 г.
43. Труды Всесоюзной конференции по стандартиза¬
ции и производству новых строительпых материалов,
проф. М о л л ь, Придание прочности дереву.
44. «Русско-германский вестник науки и техники»
№ 4, 1932 г.
45. «Техника коллективному промысл, хоз-ву» № 8,
1931 г. и № 6, 1932 г.
46. ЦИС НКПС, сборник 9, 1931 г., Антисептики и их
проникновение в древесину.
' 47. Перелыгин, «Вестник инженеров и техни¬
ков» № 3, 1932 г.
ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
871
48. Несгораемая фанера, «Лесное хозяйство и лес.
пром.» № 11—12, 1932 г., стр. 125.
49. Гартман, Термолиз древесины, журн. «Хим.
пром.» № 3, 1932 г.
Б. Иностранная литература
1. R. Schlegel, Untersuchungen uber die Grund-
lagen des Feuerschutzes von Holz, Berlin 1934.
2. Heradot, Neun Bucher Geschichte (ed. Gold-
hagen), Bd. 11, S. 172 u. 18.
3. Yitruy.ius, Schriften, X, 21.
4. Aulus Gellius, Noctes attical, XY, 1.
5. Moll'F., Untersuchungen iiber Gese’tzmassig-
keiten in der Holzkonservierung, Berlin 1920.
6. Moll, Holzkonservierung und Impregnierung.
7. «Der Holzmarkt», 1932, № 141; 1933, № 79 u. 193.
8. Hutte I, 25 Aufl., S. 439 u. 547.
9. Graf O. u. Goebel H., Schutz der Bauwerke,
Berlin 1930, S. 207.
10. L a n g. G., Das Holz als Baustoff, 1915.
11. Mitteilungen des Fachausschusses ftir Holzfragen
beim VDI № 3.
12. «Der Bautenschutz», 1932, № 10 u. 11.
13. «Gasschutz und Luftschutz», 1933, H. 11.
14. Geiger u. Scheel, Handbuch der Physik,
Bd. IX, Кар. 6.
15. «VDI-Zeitschrift», Bd. 75, № 14.
16. N ernst, Theoretische Chemie, 1921, S. 407.
17. Eucken A., Lehrbuch der chemischen Physik,
Leipzig 1930, S. 128.
18. Jakob sohn W., Messung der Feuerfestigkeit
von Holz, «VDI-Zeitschrift» № 14, v. 4. 4. 31., S. 424—425.
19. Kristen u. Schulze, Prufung von Holz-
balken Feuerschutz, 1935.
20. Schwalbe u. В e г 1 i n g, «Chem. Ztg.»,
1933, 8/II, Bd. 57, S. 881—883.
21. Испытания в области горения, «Chem. Ztbl.»,
1934 № 1 S 973
22. To же, «Chem. Ztbl.»,. 1932, № l, s. 866.
23. То же, «Chem. Ztbl.», 1933, II, S. 634.
24. Moll, Breaht, Bethell, Hyan, «Chemische Appa-
ratur», 1931, v. 18, № 9.
25. F -a 1 с к u. R a m e s a m, Ein.neues allgemein
verwendbares Holtzschutzmittel, «Chemiker Zeitung»
1931, v. 55, № 87.
26. Konrad G a u b, Frankfurt 1934. Противо¬
воздушная оборона от бомб разрывного химического
и зажигательного действия.
27. Hausen I., «Bautenschutz», 1934, № 5, S. 49—53,
Испытание средств по защите деревянных сооружений
от воспламенения при действии зажигательных и взрыв¬
ных бомб.
28. J у n i e г, «Deutsche Bauztg.», 1934, Η. 14.
Защита от воздушного нападения и от огня и дерево¬
цементная кровля.
29. Erdmann W., «VDI-Z.», 1935, № 13, S. 413—
414, Дерево в строительстве Германии; меры огнезащиты.
30. S с h w а 1 b с и. В e г 1 i n g, «Chem. Ztg.», 1932,
№ 92. 909. Ацетат натрия и двухметалл. фосфорнокислый
натрий как вещества для огнезащитной пропитки.
31. Venerand, Asbest und Feuerschutz, Wien
1920.
32. «Farbe und Lack», 1925, S. 554; 1926, S. 262—263.
33. Описание испытаний красок.
34. L a n g е г, Die Feuersicherheit in Kohlenberg-
werken, 1907, О самовоспламенении угля.
35. Malencovic, Die Holzkonservierung im Hoch-
bau, 1907, S. 261 (метод вымачивания дерева).
36. Mahlke-Troschel, Handbuch der Holzr
konservierung, Berlin 1928 (методы пропитки).
37. В 1 a u Carl, Feuersichermachen.
38. «Gasschutz und Luftschutz», 3, 1933, S. 296—299
(методы испытания эффективности химической обработки
дерева в целях огнезащиты).
39. Schwab be u. Berlin, «Chem. Ztg.», 57,
881—883, 1933. Новые методы испытания дерева на огне¬
стойкость.
40. Prufung und Begutachtung des Duffag Anstrichs,
Schutz gegen Entflammung der Duffag A. g. (брошюра
Прусского пожарного совета).
41. Hausen I., Bautenschutz, 1932, v. 3, n. 6,
Juni, P-65-8 (новые противопожарные средства).
42. «VDI-Zeitschrift», 1933, v. 77, n. 16, Apr. 22,
S. 428—429. Flammenschutzmittel fiir Holz.
43. Kristen u. Schulze, Bericht iiber Ver-
suche mit geschiitztem und ungeschutztem Holz bei Feuer-
einwirkung, «Der Bauingenieur» № 21/22, 1935.
44. Bene, «Journ. Ind. Eng. Chem.», 5, 1913 (описа¬
ние электрической печи, в которой производились испы¬
тания в Медис. лаборатории).
45. Лохтин П., «Dinglers Politechnisches Jour¬
nal», 1893, S. 230 (метод сравнительных испытаний).
46. Goward H. F. a. G 1 e a d a 1 1 I. I., «Jour¬
nal of the chem. Soc.», London 1930, 243.
47. Banfield W. O. a. Peck W. S., 1922,
The effect of chemicals on the ignition temperature of wood
(Canadian), «Chem. and Met.» 6 (№ 8): 172—176.
48. Dunlap Μ. E. a. Cartwright F. P.,
1927. Standard fire tests for combustible building mate¬
rials, «Am. Soc. Testing Materials Proc.», 27 (Pt. II),
543—538.
49. Garratt George A., 1927, Fireproof wood
for interior construction, «The Amer. Lumbermann (May 14)
№ 2713; 56—57 and (Maj 21)».
50. New Jork City 1928, Bulletin, Board of Standards
and Appeals of New York City, vol. 13, № 1 (Jan. 3. 1928)
and amendment thereto adopted in March 1928.
51. Prince R. E., 1915, TesLs on the inflammability
of untreated wood and wood treated with fire-retardant
compounds «Nat’l Fire Protection Ass’n. Proc.», 1915.
52. — 1914. Preliminary work in fireproofing wood,
«Amer, wood Pres. Ass’n. Proc.», p. 158—172.
53. Truak T. R. a. Harrison C. A. 1929,
A new test for measuring the fire resistance of wood Paper
presented before, «Am. Soc. Testing Materials» June, 1929.
54. Hunt, Truak a. Harrison, Fire
resistanae wood. «Industries», 1930, vol. 52, № 17.
55. Hunt G. M., Truak T. R., Harrison
C. A., «Proceeding of the Annual Meeting of the American
Wood Preservers Association», 1930.
56. To же 1933 г.
57 и 58. Report of committee C-5 on fire tests of mate¬
rials and constructions, «Amer. Soc. for Testing Materials
Advance», Paper 1930, № 75, 1931, № 67.
59. Truak, Controlling conditions in gluing diffe¬
rent kinds of wood, «Wood Working Industries», 1931,
V. 9, № 2.
60. Truak, Fire proofing of wood, «Wood Working
Industries», 1931, v. 10, № 2.
61. — Fire — retardant surface treatment for wood
scaffolding, «Eng. News Record», 1931, v. 106, № 2.
62. Картрайт Фр., Предохранение дерева от
возгорания, «The Timberman», 1931, № 3 и 4.
63. Koehler A. a. Pillon М., Effect of High
Temperatures on Made of Fracture a Soft wood., «South
Lumberman», Dec. 1925.
64. Pillow. M., Effect of High Temperatures
on the Made of Fracture and other, «Propeties of Hardwood;
«Wood Working Industries», Okt. 1929.
65. G i 1 1 e t A., 1929, Les facteurs de l'ignifugation
des bois «Chemie et Industrie» Specal. Number (Fev. 1929)
p. 221—7.
66. Lullin Am6d6e 1915, Recherches sur les tempera¬
tui e· d’inflammation du bois et sur les enduits ignifuges,
Gen6ve.
67. Славик «Chem. Listy» 26, 1932, 211—218 (о нагреве
бука и ели до 140—145° Ц в течение 9 дней).
П. ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ
1. Влияние режима експлоатации на ра¬
боту конструкции
Состояние деревянной конструкции и работа
ее в эксплоатации определяются многими факто¬
рами, из которых основными являются следую¬
щие:
а) система конструкции;
Иною. Ю. М ИВАНОВ
КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
б) тип соединений;
в) качество материала;
г) качество выполнения;
д) действующая нагрузка;
е) состояние древесины 1 и
ж) состояние соединений и рабочих частей.
1 Т. е. физико-механические характеристики ее в
данный момент, определяющиеся начальной влажностью
древесины, температурой и влажностью окружающей
среды.
S7S
Ю. М. ИВАНОВ
Влияние первых четырех факторов можно
считать постоянным, влияние же остальных —
переменным во времени.
Эти переменные влияния, зависящие в основном
от режима эксплоатации в широком смысле
этого слова, вызывают с течением времени изме¬
нения в работе конструкции; состояние конструк¬
ции в данный момент является результатом ее
работы в течение всего предшествующего периода.
Поэтому для правильного понимания действи¬
тельной работы конструкции необходимо кроме
индивидуальных особенностей, зависящих от
качества материала и выполнения (не одинако¬
вого в отдельных экземплярах данной конструк¬
ции), учитывать также и влияние режима эксплоа¬
тации.
1) Действующая нагрузка
Нагрузка является одним из основных факто¬
ров, влияющих на состояние конструкции, и
в основном определяется: 1) величиной, 2) рас¬
положением ее на конструкции, 3) характером
воздействия (покоющаяся, повторная, ударная
и т. д.) и 4) продолжительностью действия.
Явления, возникающие в конструкции в ре¬
зультате действия нагрузки, могут быть разде¬
лены на две группы по признаку «обратимости».
К первой группе должны быть отнесены
явления, определяющиеся величиной упру¬
гих деформаций материала,1 т. е. имеющие
обратимый характер.
Ко второй группе относятся явления,
остающиеся после прекращения действия на¬
грузки, связанные с деформированием материала
конструкции (остаточные или пластические де¬
формации, явления усталости и т. д.) и с нали¬
чием сил трения в соединениях (остаточные на¬
пряжения, усилия в составных элементах и т.
п.). Необратимые явления, складываясь, при¬
водят с течением времени к постепенному нара¬
станию общих деформаций конструкции.
2) Состояние древесины
На состояние и работу конструкции оказы¬
вают существенное влияние процессы, непре¬
рывно происходящие в древесине. Они тесно
связаны со строением вещества древесины,
имеют весьма разнообразный характер и про¬
являются в изменении ее физико-механических
свойств.
Среди этих процессов наибольшее влияние
имеет изменение влагосодержа-
н и я в древесине. Влияние механических воз¬
действий было уже отмечено выше.
Происходящее при этом изменение механиче¬
ских свойств древесины, а также изменение объема
и формы сортиментов оказывают непосредствен¬
ное влияние на работу как отдельных элементов,
так и всей конструкции в целом, вызывая пере¬
распределение напряжений в поперечном сече¬
нии элементов вследствие перемещения упругого
центра тяжести (при изменении градиента влаж¬
ности), дополнительный выгиб элементов (при
несимметричном увлажнении или высыхании),
дополнительные сжимающие усилия в деревян¬
ных частях и растягивающие — в металлических
болтах и тяжах (при разбухании древесины)
и т. п.
Изменение градиента влажности может кроме
того вызвать в древесине внутренние напряже¬
ния, при значительной величине которых появ¬
ляются местные нарушения взаимной связи во¬
локон (поверхностные и внутренние трещины).
С повышением влажности повышается и пла¬
стичность древесины, что при известных усло¬
виях механических воздействий может вызвать
приращение деформаций. Приращение деформа¬
ций имеет место также при периодическом
увлажнении незащищенной конструкции (на¬
пример при длительном отсутствии кровли во
время возведения покрытия и т. п.).
Температурный гистерезис в деревянных и
металлических частях может также вызвать при¬
ращение деформаций вследствие увлажнения
древесины в частях, соприкасающихся с метал¬
лом, т. е. как раз в местах передачи усилий.
Фиг. 1. Схема уменьшения
рабочей площади вкладышей
«Аллигатор» (а) и «Бульдог»
(б) при усушке
Изменение температуры оказывает влияние на
влаюобмен (давление водяных паров, скорость^
движения воды в древесине). Повышение тем¬
пературы вызывает увеличение пластичности
древесины. Длительное действие высокой тем¬
пературы (выше 70° Ц) вызывает снижение ме¬
ханической крепости древесины.
Наконец на состояние древесины оказывают
влияние также различные химические реагенты
(например находящиеся в свободном состоянии
в условиях некоторых химических производств),
а также гнилостные процессы.
Особенно неблагоприятное влияние на работу
конструкции имеют последние при наличии тем¬
пературного гистерезиса, так как в этом случае
прежде всего подвергается разрушению древе¬
сина в рабочих частях, непосредственно сопри¬
касающихся с металлом2.
8) Состояние соединений
Работа соединений определяется в основном
тем, насколько плотно прижаты их рабочие части.
Наличие неплотностей, получающихся вслед¬
ствие деформаций древесины под действием уси¬
лий и при усушке (а также вследствие неточности
выполнения), при статической нагрузке вызывает
появление дополнительных моментов и напряже¬
ний, при динамической — добавочных инерци¬
онных сил, вызывающих расшатывание и даль¬
нейшее расстройство соединений.
Так, в шпоночных соединениях усушка эле¬
ментов вызывает ослабление болтов, назначение
которых в основном заключается в воспринятой
реактивных усилий. В результате возникают
дополнительные напряжения от изгиба в соеди¬
няемых элементах, более неравномерное рас¬
пределение сминающих напряжений, а нередко
2 См. напр. Борщевский А. Н., Причины
поражения зданий домовыми грибками, М. 1932 г., стр.
ЧА—36.
1 С учетом упругого последействия.
ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
87$
ухудшается и работа на скалывание (вследствие
например отдирания и т. п.).
В некоторых видах зубчатых вкладышей (на¬
пример типа Бульдог, Грейм, Аллигатор и т. п.)
появление щели между элементами вследствие
усушки вызывает существенное уменьшение ра¬
бочей площади соединения (фиг. 1 и табл. 1),
так как при этом выключаются из работы участки
у основания зубцов или сплошные участки по¬
яска.
Таблица 1
Влияние усушки на изменение рабочей площади
соединения
Уменьшение глу¬
бины гнезда h
в %
100~Г
η
Уменьшение рабочей площади
в %
Аллигатор
(фиг. 1,а)
Бульдог
(фиг. 1,6)
10
15
19
20
30
36
30
45
51
В нагельных соединениях появление щели вы¬
зывает значительное увеличение краевых напря¬
жений смятия вследствие дополнительного из¬
гиба нагеля.
Усушка рабочих деревянных частей (например
шпонок, клиньев, подушек, деревянных нагелей
ит. д.) вызывает дополнительные смещения в со¬
единениях.
4) Влияние нарастания деформаций
Результатом описанных влияний являются по¬
степенное нарастание местных и общих деформа¬
ций конструкции 1 и изменение вследствие этого
действующих в ее элементах напряжений.
В соединениях и в местах прикреплений
изменяется степень защемления элементов,
получаются дополнительные положительные или
отрицательные (в гнутых элементах) выгибы и
т. д.
В статически неопределимых системах полу¬
чается перераспределение усилий, нередко вле¬
кущее за собой значительные отклонения в работе
конструкции от расчетной схемы.
Неодинаковые деформации отдельных частей
сооружения, например ферм и т. д., вследствие
различной их жесткости вызывают неравномер¬
ное распределение нагрузки и перегрузку одних
элементов за счет других 2.
Значительные общие деформации конструкции
изменяют ее геометрическую схему, что приво¬
дит к изменению величин действующих усилий.
Например в трехшарнирной арочной ферме
опускание ключа (фиг. 2) вызывает уменьшение
стрелы подъема и пропорциональное этому уве¬
личение действующего распора или усилия в за¬
тяжке.
В результате нарастания деформаций в одних
случаях возникают большие дополнительные
напряжения, приводящие к местным разрушениям
материала 8, в других же случаях могут утра-
1 Кроме влияния указанных факторов деформации
конструкции вызываются также колебаниями темпера¬
туры и определяются величиной коэфициента линейного
расшиоения отдельных элементов конструкции.
а Подобные явления получаются также в результате
неравномерной осадки опор.
тить устойчивость отдельные элементы или вся
конструкция в целом (например гибкие состав¬
ные гнутые арки или своды). Наличие значитель¬
ных деформаций нередко уже само по себе делает'
невозможным дальнейшее использование кон¬
струкции (например надворотных ферм ангаров,
междуэтажных перекрытий, подкрановых балок,
пролетных строений мостов и т. д.).
Фиг. 2. Изменение геометрической схемы
вследствие деформаций
5) Требования к конструкции
Причиной плохой работы конструкции может
быть или неправильная эксплоатация конструк¬
ции или несоответствие выбранной системы и
типа соединений данному режиму эксплоатации.
При выборе типа конструкции должны быть
учтены следующие требования.
При статическом характере действия основной
нагрузки и длительном ее приложении (например
в покрытиях) наибольшее значение имеет пластич¬
ность древесины. Поэтому в условиях, благопри¬
ятствующих развитию пластических деформаций
древесины (при повышенных влажности и тем¬
пературе), не должны применяться типы кон¬
струкций, работа которых зависит от величины,
деформаций, например гибкие распорные системы,
где нарастание деформаций может привести
к потере устойчивости.
Особенно нежелательно применение при ука¬
занном режиме элементов составного сечения,
ввиду значительного изменения жесткости по¬
следнего при нарастании смещений в соединениях.
Применение указанных видов конструкций не ре¬
комендуется также в условиях переменной влаж¬
ности без принятия специальных защитных мер.
В случае применения сырого леса в усло¬
виях службы конструкции при пониженной
влажности и следовательно при наличии
значительной усушки лесоматериала в деле
не рекомендуются соединения, работа и ис¬
правное состояние которых нарушаются при
расще^нии от усушки. К таким соединениям
относятся вкладыши Бульдог (см. выше влия¬
ние усушки), Аллигатор, кольцевая шпонка
и др. В подобных условиях не рекомендуется
также применение сплошных металлических
частей, например тарельчатых и дисковых вкла¬
дышей, жестких замкнутых кольцевых шпо¬
нок, широких железных накладок и т. п., ко¬
торые могут послужить причиной образования
трещин вследствие стеснения деформаций дре¬
весины при усушке. Усушка вызывает также бы¬
строе расстройство соединений с перпендикуляр¬
ным расположением волокон вследствие значи¬
тельной разницы в величинах усушки древесины
вдоль и поперек волокон, приводящей к обра¬
зованию крупных щелей.
При действии на конструкцию динамической,
а также подвижной нагрузки должна быть обес-
• См. доклад автора на I Всесоюзной конферен¬
ции по инженерным деревянным конструкциям «Дей¬
ствительная работа деревянных конструкций по резуль¬
татам опытных исследований», М. 1931 г.
Ю. М. ИВАНОВ
>874
печена возможность компенсации неплотностей,
образующихся в элементах со знакопеременными
усилиями в результате усушки древесины и де¬
формаций под действием усилий. Для этой цели
«соединения должны быть натяжными.
Фиг. 3. Пример конструкции крепления
трансмиссии без компенсации неплотностей
к двутавровой балке с перекрестной стенкой
Небезупречное решение в этом отношении
представляет например конструкция крепления
трансмиссии к двутавровой балке с пере¬
крестной стенкой (фиг. 3). Недостатком этого
решения является невозможность последую¬
щего устранения (например при помощи под¬
тягивания) крупных неплотностей, совер¬
шенно неизбежных, во-первых, вследствие пер¬
пендикулярного расположения волокон (и как
следствие большой разницы в усушке досок балки
и вертикальных брусков) и, во-вторых, вслед¬
ствие работы болтов на динамические воздей¬
ствия трансмиссии поперек волокон (в балке).
При подвижной и динамической нагрузке,
в особенности же при знакопеременных усилиях,
должны применяться лишь плотные соединения,
не имеющие начальных смещений.
При наличии значительных коррозионных вли¬
яний, например в условиях химических произ¬
водств, должны применяться конструкции без
металлических рабочих частей (фермы на нож¬
ничных и других врубках, деревянных наге¬
лях и т. д.), а в некоторых случаях должны при¬
ниматься специальные меры защиты древесины.
В незащищенных сооружениях не рекомен¬
дуется применение многослойных сплошных кон¬
струкций ввиду опасности развития грибка;
такие конструкции могут быть допущены лишь
при условии специальных мер защиты против
загнивания.
в) Требования к материалу и выполнению
Важным условием долговечности конструкции
является качество лесоматериала,
в основном — его влажность. При назначении
допускаемой влажности материала и решении
вопроса о необходимости предварительной его
сушки должны приниматься во внимание не
только нормальные эксплоатационные условия,
определяющиеся технологическим процессом дан¬
ного производства, но также условия режима
в начальный период службы конструкции, ко¬
торые нередко могут резко отличаться от первых.
Большое значение имеют условия монтажа обо¬
рудования.
Примером отклонения от нормального эксплоа-
тационного режима могут служить условия при
монтаже паропроводов с перегретым парі м (г°
до 300° Ц). В нормальных условиях эти трубы
имеют термоизоляцию с нагревом наружной по¬
верхности до 50—70°, в начальный же период
они лишены изоляции, которая наносится слоями,
постепенно высыхающими при температуре на¬
ружной поверхности 150 — 200°, причем имеют
место усиленная конвекция и нагрев воздуха в
помещении.
При неизбежной усиленной вентиляции и по¬
ниженной влажности воздуха или при чрезмерно
высокой температуре в начальный период службы
конструкции, т. е. при условиях, благоприятных
для интенсивного растрескивания древесины,
сырой лесоматериал не должен ставиться в дело
без предварительной сушки его до влажности
18—15%. Предварительное подсушивание лесо¬
материала для защищенных конструкций весьма
желательно также в целях уменьшения влияния
последующей усушки. Уменьшение усушки осо¬
бенно важно при наличии динамической на¬
грузки.
Напротив, при высокой влажности воздуха
в условиях эксплоатации конструкции лесома¬
териал не должен иметь очень низкой влажности
во избежание разбухания древесины (см. п. 2).
Порода древесины должна назначаться в за¬
висимости от условий эксплоатации сооружения,
например при опасности загнивания должны
применяться более стойкие породы (не рекомен¬
дуются пихта, ель и т. п.).
Фиг. 4. Влияние коробления
досок при последующей усушке
Условия эксплоатации должны учитываться
также и в отношении качества выполнения.
Например при наличии динамических воздей¬
ствий нагрузки соединения должны быть выпол¬
нены особо тщательно, дабы была обеспечена
большая их плотность.
Для уменьшения расстройства соединений вслед¬
ствие коробления (при усушке и разбухании дре¬
весины в деле) необходимо при заготовке эле¬
ментов располагать годичные слои дощатых эле¬
ментов определенным образом в зависимости от
предполагаемых объемных изменений древесины
(фиг. 4).
Если при эксплоатации сооружения ожидается
меньшая влажность, чем влажность лесоматери¬
ала во время заготовки элементов, то необходимо
доски располагать внутренней пластью наружу
симметрично относительно оси поперечного се¬
чения элемента1. Указанный случай встречается
наиболее часто.
Если же, наоборот, при заготовке элементов
лесоматериал имеет меньшую влажность, чем
в сооружении, например в незащищенных кон¬
струкциях, находящихся в атмосфере, насыщен¬
ной водяными парами (покрытия в некоторых
цехах текстильных и красильных производств
и т. п.), необходимо обратное расположение
годичных слоев в досках.
1 Иванов Ю.М., Причины недостаточного запаса
прочности деревянных конструкций, «Строит, пром.» № 8,
1931 г. Помещено также в приложении к книге Кер-
стена, «Современные деревянные конструкции», 1932 г,
стр. 396—407.
ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
875
2. Наблюдение за конструкцией в эксплоа-
тации
1) Задачи наблюдения
Наблюдение за конструкцией преследует две
задачи:
1) поддержание конструкции в исправном со¬
стоянии;
2) выяснение надежности работы конструкции.
Первая задача может быть разрешена путехм
непосредственного осмотра конструкции и свое¬
временного производства мелких ремонтных ра¬
бот 1.
Вторая задача более сложна и может быть раз¬
решена лишь путем периодических наблюдений
и измерений. Результаты тех и других реги-
стрируются и из сравнений полученных данных
выявляется направление, в котором развиваются
наблюдаемые явления.
Основные требования, предъявляемые к ука¬
занным наблюдениям, — надежность и сравни¬
мость результатов.
Для выполнения этих требований следует по
возможности все наблюдения приводить к изме¬
рению тех или иных величин (например ширины
раскрытия трещин, длины их распространения
и т. д.), т. е. производить количественную оценку
наблюдаемых явлений, для достижения большей
объективности.
Под этим углом зрения и ведется все дальней¬
шее изложение.
Основными объектами наблюдения, производи¬
мого с целью выяснения состояния конструкции,
являются деформации конструкции как общие,
так и местные.
К общим деформациям, которые подлежат из¬
мерению, относятся 1 2:
1) вертикальные перемещения
основных точек системы (узлы в сквозных кон¬
струкциях, определенные точки в вертикальных
поперечных сечениях пространственных кон¬
струкций и т. д.), осадка опорных точек кон¬
струкций;
2) боковые перемещения из пло¬
скости конструкции в плоскостных системах;
горизонтальные смещения точек, расположенных
в средней части пролета распорных систем, а
также характерных точек пространственных
конструкций;
3) у г лы поворота в характерных точ¬
ках системы, например опорных частей и т. п.
(преимущественно в пространственных соору¬
жениях).
К местным деформациям отно¬
сятся:
1) смещения в соединениях наи¬
более ответственных элементов;
2) местный выгиб элементов (на¬
пример пояса на длине панели, выпучивание
сжатых элементов, отгиб концов раскосов,
наружных накладок в растянутых стыках
и т. д.);
3) трещины — их раскрытие и распро¬
странение, в особенности в ответственных эле¬
ментах и в пределах рабочей зоны соедине¬
ний);
1 См. ТУ и Н § 370—376.
2 См. также статью «Испытание деревянных конструк¬
ций и сооружений» в этом томе справочника.
Чрасщеление составных эле¬
ментов преимущественно в местах их со¬
единений (в стыках и т. п.).
2) Измерения
Трудность измерения общих деформаций кон¬
струкции в условиях ее эксплоатации заклю¬
чается в том, что все приспособления для про¬
изводства измерений должны располагаться вне
рабочих габаритов помещения. Этим требова¬
ниям более всего могут удовлетворить методы
измерения при помощи оптических приборов,
которые, как правило, устанавливаются перио¬
дически только на время измерений (лучше всего
с точным сохранением прежнего положения).
Для измерения вертикальных перемещений при¬
меняется нивелир, для горизонтальных —
теодолит.
В отдельных случаях может найти применение
стереофотограмметрический метод3.
Малая величина приращения деформаций, ко¬
торая должна быть обнаружена в результате
наблюдений, требует высокой точности измере¬
ния. Это требование является основным и должно
учитываться при выборе инструмента, располб-
жении станций в плане сооружения, способа
установки отсчетных реек и точности их делений.
С целью повышения точности результатов из¬
мерений рекомендуется выполнять правила пре¬
цизионного нивелирования, например брать от¬
счет при точном расположении пузырька уровня
посредине, по всем нитям зрительной трубы
(при наличии трех нитей), делать контрольные
повторные отсчеты и с различных станций и т. д.
Применение переносных реек возможно лишь
при тщательном совмещении их с точной отмет¬
кой точки измерения и при обеспечении строго
вертикального их положения (при помощи
уровня).
Однако даже самое тщательное выполнение
всех указанных требований не обеспечивает от
накопления ошибок. Поэтому во всех случаях,
где это возможно, следует рекомендовать приме¬
нение постоянных реек, неизменно прикреплен¬
ных к конструкции.
При невозможности установки постоянных
реек во всех точках измерения рекомендуется
устанавливать их для контроля измерений хотя
бы в некоторых точках.
Должно быть обращено внимание на устра¬
нение побочных влияний, которые могут внести
погрешности в результаты измерений, а именно:
изменения длины рейки вследствие усушки дре¬
весины, смещения в месте прикрепления рейки
к конструкции, деформаций масштабной ленты
(например бумажной) и т. д.
Все отсчеты с данной станции должны быть
привязаны к неподвижным реперам, точность
отсчета по которым должна быть не меньше
точности отсчета по рейкам.
Ввиду длительного срока подобных наблюде¬
ний необходимо обеспечить контроль положения
реперов, например взаимной проверки отсчетов
по нескольким реперам и т. п.
Измерение местных деформаций должно со¬
путствовать общему тщательному осмотру кон¬
струкции, позволяющему обнаружить новые тре¬
щины и другие явления, которые должны стать
объектом дальнейших измерений.
3 См. «Испытание деревянных конструкций и соору¬
жений», гл. IV, Измерение местных деформаций.
ІО. М. ИВАНОВ
876
Наблюдение за смещением в соединениях про¬
изводится по рискам, которые должны быть
нанесены в возможно большом числе 1.
В основном цель нанесения рисок, в общем
дающих небольшую точность измерений, — это
контроль за работой конструкции и обнаруже¬
ние деформирующихся соединений, приращения
деформаций которых могут быть затем измерены
более точно.
Местные выгибы элементов определяются по
стрелке, измеряемой по натянутой (с вогнутой
стороны) нити. Отгиб концов элементов изме¬
ряется или по смещению риски, нанесенной на
специально пригнанной кобылке, или непосред¬
ственным измерением расстояния между точно
отмеченными точками.
Фиг. 5. Определение раскрытия
трещин измерительным клином
Раскрытие трещин измеряется подобно из¬
мерению отгибов по риске или непосредствен¬
но (например помощью измерительного клина)
(фиг. 5).
В последнем случае измерение производится
по направлению прямой, проведенной на внеш¬
ней поверхности элемента поперек трещины.
Наблюдение 8а распространением трещин про¬
изводится по отметкам, которые делаются непо¬
средственно на поверхности материала.
Все данные измерений заносятся в специальный
журнал, в котором кроме того для правильной
оценки полученных данных должны отмечаться
величина и расположение нагрузки на конструк¬
ции в момент измерения деформаций, температура
воздуха в непосредственной близости объектов
наблюдения, по возможности относительная влаж¬
ность воздуха и т. д.
Кроме того сюда же заносятся все соображе¬
ния наблюдателя о возможных влияниях на
деформации конструкции.
Для обеспечения одинаковой точности по¬
вторных наблюдений через длительные проме¬
жутки времени при возможной смене наблюда¬
телей в журнале обязательно дается описание
приемов и порядка производства измерений.
8) Анализ результатов
Результаты измерений обрабатываются 1 2 и пред¬
ставляются в виде диаграмм перемещений, по¬
строенных для всех узлов одного и того же пояса
каждой фермы или для точек одного поперечного
или продольного сечения сооружения.
При анализе полученных данных необходимо их
расположить в хронологической последователь¬
ности и, сопоставляя с величинами нагрузки и
1 См. «Испытание деревянных конструкций и соору¬
жений», гл. IV, в этим томе справочника.
2 См. «Испытание деревянных конструкций и соору¬
жений» в этом томе справочника.
другими данными (см. выше), выяснить законо¬
мерность в приращении деформаций 3.
Наибольший интерес с точки зрения оценки
состояния конструкции представляет развитие
деформаций от приложения временной нагрузки
и по прекращении ее действия. При этом
должна быть определена упругая и остаточная
части деформации.
При длительном воздействии нагрузки, как
это например имеет место в покрытиях, представ¬
ляет интерес процесс затухания деформаций
под нагрузкой и возвращения их по снятии на¬
грузки.
Поэтому сроки измерений должны назначаться
с таким расчетом, чтобы иметь точки в наиболее
характерные периоды работы конструкции при
изменении временной нагрузки, например в на¬
чале и конце зимы и т. д.
Значительная величина остаточной части де¬
формаций или отсутствие упругой части, а тем
более заметное нарастание деформаций указы¬
вают на неудовлетворительное состояние кон¬
струкции.
В таких случаях необходимо тщательно об¬
следовать ее, чтобы обнаружить местную лока¬
лизацию деформаций. В отдельных случаях
целесообразно произвести испытание конструк¬
ции расчетной нагрузкой для исчерпывающего
выяснения вопроса о достаточно надежной ее
работе.
3. Ремонт, усиление и восстановление по¬
врежденных конструкций
1) Разгрузка конструкции
Мелкие ремонтные работы, необходимые для
поддержания конструкции в исправном состоя¬
нии, как-то: подтягивание болтов, тяжей, под¬
бивка клиньев, гвоздей и т. д. при небольшой
величине неплотностей (как это нормально имеет
место при правильной эксплоатапии), произво¬
дятся без разгрузки и поддержания конструкции
на подмостях.
В других случаях в зависимости от характера
ремонтных работ необходима частичная или пол¬
ная разгрузка конструкции с поддержанием ее
на подмостях.
При таких ремонтных работах необходимо пре¬
жде всего освободить конструкцию от временной
нагрузки. Затем может быть снята ббльшая
часть постоянной нагрузки, например путем
подпирания с поднятием прогонов крыши и т. п.
При этом должны быть приняты меры для обеспе¬
чения устойчивости верхнего пояса (например
путем временного раскрепления).
Следующая стадия разгрузки — подпирание
непосредственно самой конструкции. Хотя и
в этом случае фактически не достигается полной
разгрузки, так как известная доля нагрузки и
собственного веса передается на отдельные эле¬
менты конструкции, но в большинстве случаев
нагружением их можно пренебречь, если только
самые элементы не подлежат замене или другим
исправительным работам.
При подпирании элементы конструкции дол¬
жны быть обеспечены от дополнительных усилий,
которые могут возникнуть например при мест-
3 При этом должны быть учтены соображения, при¬
веденные в статье «Испытание деревянных конструкций
и сооружений».
ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
877
ном действии реакций или вследствие чрезмер¬
ного поднятия конструкции на временных про¬
межуточных опорах.
При разгрузке отдельных ферм или балок
необходимо учитывать влияние соседних жестких
участков перекрытия (крыши, пола и т. д.),
нагрузка от которых может передаваться на
разгружаемую конструкцию.
Особое значение при этом имеют поперечные
и продольные связи между фермами, жесткие
прогоны и т. д., влияние которых должно
быть устранено тем или иным способом (раз-
балчиваиие элементов, одновременное поднятие
соседних конструкций и т. д.).
Величина поднятия подпертой конструкции
должна контролироваться нивелиром.
Ввиду возможности осадки стоек, поддержи¬
вающих конструкцию, вследствие обмятия и
осадки грунта и т. д. во время ремонта необхо¬
димо следить за профилем подпертой конструк¬
ции.
При капитальном ремонте конструкции, при
котором является возможность исправить ее про¬
висание (например путем замены элементов,
устройства новых стыков в поясах и т. д.), необ¬
ходимо придавать конструкции проектный стро¬
ительный подъем. Однако при очень большой
величине провисания, вызвавшего дополнитель¬
ный выгиб элементов, полная величина проект¬
ного подъема иногда не может быть придана
ввиду опасности возникновения в элементах
значительных дополнительных напряжений.
2) Частичное усиление
При частичной замене отдельных элементов
или отдельных досок в элементах необходимо
обеспечить совместную работу 1 новых и старых
частей.
Трудность выполнения этого требования * со¬
стоит в том, что новое соединение дает начальные
деформации, между тем как старое соединение,
находившееся под действием усилий, уже полу¬
чило полную величину деформаций.
При параллельном включении нового соеди¬
нения со старым (например смена одной ветви
составного элемента или накладки в стыке и т. п.),
очевидно, получится перегрузка старой части за
счет начального смещения в новом соединении.
В результате такого ремонта получатся ухудше¬
ние работы конструкции и уменьшение ее за¬
паса прочности.
Поэтому при составлении проекта ремонтных
или усилительных работ должно быть обращено
особое внимание на выполнение указанного
требования. При этом необходимо учитывать воз¬
можные недостатки выполнения, которые могут
привести к ненадежной работе усиленного эле-
мента.
Ввиду важности этого вопроса следует рас¬
смотреть более подробно методы рационального
усиления.
Неизбежное влияние начальных деформаций
во вновь поставленном элементе или соединении
на распределение усилий в ремонтируемой части
конструкции может быть устранено частично или
полностью двумя приемами.
Первый прием использует начальное на¬
тяжение новой части, т. е. предварительное вклю¬
чение ее в работу. Для этой цели дается достаточ¬
1 См. статью автора, указанную в гл. I, π. 4 и в гл. II,
п. 1.
ный подъем конструкции до полного возвраще¬
ния деформаций в старых соединениях, а при воз¬
можности и до получения известного смещении
в обратном направлении. В этом положения
производится разметка новых частей, получаю¬
щих таким образом уменьшенное расстояние
между центрами соединений с запасом на на¬
чальные смещения.
Этим примером достигается лишь некоторое
выравнивание усилий, однако распределение
усилий все же остается достаточно неопределен¬
ным, так как не может быть точно определена
величина предварительного обратного смещения,
которое должно компенсировать начальное сме¬
щение в новом соединении.
о
ς
I г Н - ] . с - . -1
.г.? 1 in:?
' — >
i ::к; ::ι:: ι
1
М:.I -:Г: -
1
I J·
Фиг. 6. Усиление с исключением параллельной работы
старых и новых соединений (по второму приему)
Второй прием основан на исключении
параллельной работы старых и новых соедине¬
ний (фиг. 6). Этот прием более радикален и может
быть рекомендован к применению, так как обес¬
печивает равномерную работу в месте смыкания
старой части с новой. Однако он требует полного
удаления старого соединения (например стыка,
подлежащего ремонту, и т. п.)и устройства при¬
мыкания на новом месте, что не всегда возможно
при ограниченных размерах панели и большой
длине стыка.
При применении соединений, допускающих
предварительное натяжение, возможно произ¬
водить усиление конструкций без ее разгрузки2,
т. е. в обычных условиях при действии полной
постоянной нагрузки. При этом большое значе¬
ние имеет последовательность введения в работу
отдельных частей усиления. Основное требова¬
ние, предъявляемое к усилению без разгрузки
конструкции, — четкость рабочей схемы и опре¬
деленность величины усилий, воспринимаемых
рабочими элементами усиления.
8) Полное усиление и восстановление
При использовании конструкции для другой
нагрузки усиления отдельных элементов обычно
бывает недостаточно.
В таких случаях возможно достигнуть повы¬
шения допускаемых нагрузок при сохранении
величины пролета путем изменения системы кон¬
струкции, например путем превращения простой
системы в комбинированную (поддержка балки
аркой или цепью, устройство под аркой жесткой
балки того же пролета и т. п.) или путем превра¬
щения сквозной системы в сплошную (например
сплошная обшивка сквозной арки и т. п.).
* См. например статью Н. Ф. Котова «Усиление стро¬
пильных ферм», «Строитель» № 20 и 24, 1933 г.
878
Ю. М. ИВАНОВ
При использовании комбинированных систем
распределение нагрузки между отдельными со¬
ставляющими системами регулируется величиной
предварительно задаваемого подъема усиляемой
системы.
При этом должна учитываться начальная де¬
формация вновь вводимой дополнительной си¬
стемы.
Чтобы обеспечить воспринятие элементами уси¬
ления полной величины действующей нагрузки,
предварительная разгрузка уси¬
ляемой конструкции является
обязательной во всех случаях.
При усилении статически определимой кон¬
струкции путем превращения ее в статически
неопределимую необходимо учитывать возмож¬
ное перераспределение усилий вследствие началь¬
ных и пластических деформаций в соединениях
и поэтому к подобному способу следует подхо¬
дить с особой осторожностью.
При восстановлении поврежденных конструк¬
ций нередко возникает вопрос о полной их
смене. В таком случае желательно по возможности
оставлять без переделки ограждения конструкции,
т. е. крышу, подвесной потолок и т. д., в целях
ускорения восстановительных работ и экономии
средств.
Для этого новая конструкция должна иметь то
же внешнее очертание, что и старая, и такую же
разбивку панелей (при передаче нагрузки через
прогоны).
Для упрощения работ сборка новой конструк¬
ции должна производиться в вертикальном по¬
ложении, что отчасти предопределяет выбор
сборного типа конструкции (смешанные железо¬
деревянные системы).
РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
ПРИЛОЖЕНИЯ
Н. Е. ИВАНОВА
I. ЛЕСНЫЕ РЕСУРСЫ СССР
1. Распределение и характеристика лесных
ресурсов
Общая площадь1 лесов СССР определяется
в 934 млн. га, удобная 2 лесная площадь —
в 618 млн. га и покрытая лесом площадь —
в 574 млн. га.
Леса СССР составляют около 21% от всей
площади лесов земного шара и 40% от всей пло¬
щади лесов умеренного пояса.
Распределение покрытой лесом площади между
отдельными лесными районами Европейской
части СССР, средний процент лесистости
и состав лесов по каждому району приведены
в табл. 1 и показаны на схематической карте
(фиг. 1).
Наибольшие по площади лесные массивы
расположены на севере, северо-западе и северо-
востоке Европейской части СССР, в Беломорском,
Уральском, Балтийском и Центральном лесных
районах, которые характеризуются и наиболь¬
шим процентом лесистости.'На юге, юго-западе
и юго-востоке Европейской части СССР, в За¬
падном, Черноземном и Южном районах ле¬
1 Под общей площадью понимается вся территория,
выделенная для лесного хозяйства, включающая в себя
угодья и неудобные пространства.
* Удобной площадью считается производительная
лесная площадь как покрытая, так и непокрытая лесом
в данный момент.
сов значительно меньше и процент лесистости
ниже.
Состав лесов Европейской части СССР неодно¬
роден. На севере, северо-востоке, в Беломорском
и Уральском районах преобладают елово-сосно¬
вые насаждения с небольшой примесью листвен¬
ных пород, главным образом березы и осины.
На северо-западе, в Балтийском районе, распро¬
странены сосново-еловые насаждения с неболь¬
шим процентом лиственных пород. С продвиже¬
нием на юг примесь лиственных пород увеличи¬
вается, и Центральный район уже характери¬
зуется хвойно-лиственными насаждениями.
По направлению на юго-запад из состава на¬
саждений постепенно исчезает ель и увеличивается
примесь лиственных пород, среди которых появ¬
ляется дуб (Западный район).
На юго-востоке (Южный и Черноземный рай¬
оны) преобладают лиственные насаждения, в со¬
став которых в значительном количестве входят
дуб и бук.
Леса Беломорского и Балтийского районов
эксплоатируются главным образом на экспорт;
Уральский район в основном является базой
горно-заводской промышленности и питает внут¬
ренний рынок; Центральный район также до¬
ставляет древесину для внутреннего рынка;
Западный район дает как экспортную древе¬
сину, так и древесину для внутреннего потребле¬
ния; Черноземный и Южный районы с неболь-
Таблица 1
Лесные ресурсы Европейской части СССР
Площадь, покрытая
Лесные районы
лесом
Состав лесов
в
%
в млн. га
в %
Беломорский
63,00
54
50
ели,
, 40
сосны,
10
лиственных
Уральский (Европейская часть) .
55,75
46
40
»
40
20
»
Балтийский
12,20
36
30
»
50
»
20
>
Центральный
20,18
30
30
»
25
»
45
»
Западный
6,64
14
10
40
ь
I 40
1 ю
лиственных
дуба
Черноземный
4,66
9
-
»
15
»
f 45
1 40
лиственных
дуба
Южный
3,57
4
-
»
10
хвойных
f 30
1 60
лиственных
бука
Всего. . .
126,00
-
Я. Е. ИВАНОВА
§80
шими по площади лесами обслуживают главным
образом внутренние потребности.
Ежегодный отпуск древесины из лесов Евро¬
пейской части СССР определяется в 126 млн.
jw8, из которых деловой древесины 50 млн. м3,
яли 40%, и дровяной — 76 млн. mz.
Общая площадь лесов Азиатской части
СССР вместе с Закавказьем определяется в 760
млн. га, из которых покрытой лесом площади
448 млн. га.
Распределение покрытой лесом площади по
районам Азиатской части СССР, процент леси¬
стости и состав лесов приведены в табл. 2 и по¬
казаны на схематической карте (фиг. 2).
Леса Закавказья занимают самую не¬
значительную площадь из всех районов Азиатской
части СССР и расположены главным образом на
горах, по долинам горных рек и ущелий. Леса
этого района отличаются исключительным раз¬
нообразием древесных пород. Среди лиственных
пород в лесах Закавказья наибольшее распро¬
странение имеют бук, дуб, граб, каштан, реже
встречается ясень, грецкий орех; из хвойных по¬
род наиболее распространены кавказская пихта
и восточная ель. Вследствие трудных условий
эксплоатации горных лесов леса Закавказья
эксплоатируются очень слабо. Ежегодный отпуск
древесины определяется в 3,5 млн. лі3, в том
Фиг. 1. Лесные районы Европейской части СССР (схема)
ЛЕСНЫЕ РЕСУРСЫ СССР
881
числе деловой древесины 1,851 млн. мъ, идущей
как на экспорт, так и на внутренний рынок.
Леса Среднеазиатского района за¬
нимают сравнительно большую площадь в 15 млн.
га, но состоят главным образом из зарослей сак¬
саула и горного кустарника. Из всей покрытой
лесом площади саксаулом занято около 60%,
хвойными породами — 30% и лиственными —
10%. Из хвойных пород в этом районе произ¬
растают тяньшанская ель, пихта, древовидный
можжевельник (в горах Казахстана и в Кирги¬
зии) и сосна (по песчаным полосам вдоль больших
рек: Иртыша, Ишима, Тобола); из лиственных
пород — грецкий орех, миндаль, в поймах рек —
тополь и ива. Лесистость этого района состав¬
ляет лишь 4%, леса расположены большею
частью в горах и трудно доступны эксплоатации,
в доступной же части имеются лишь небольшие
запасы. Размер ежегодного пользования опре¬
делен в 3,249 млн. mz.
В лесах Западносибирского рай¬
он а, в который входят и леса азиатской части
Уральской области, наибольшее распространение
имеют сосна и ель, затем кедр и наконец лист¬
венница. Лиственные леса состоят главным об¬
разом из березы. Леса Западносибирского рай¬
она эксплоатируются очень неравномерно. Наи¬
более интенсивная эксплоатация ведется в лесах
азиатской части Уральской области, дающей
62% ежегодного отпуска. Общий размер ежегод¬
ного сметного отпуска для Западносибирского
района определен в 28,278 млн. м3 древесины,
в том числе деловой — 6,435 млн. м3, или
23%.
В Восточносибирском районе
сосредоточены наибольшие по площади лесные
массивы СССР.
Леса этого района характеризуются значитель¬
ным количеством лиственницы и небольшой
примесью лиственных пород. Эксплоатация ле-
Таблица 2
Лесные ресурсы Азиатской части СССР
Лесные районы
Площадь,
покрытая
лесом
в млн. га
Леси¬
стость
в %
Состав лесов в %
Закавказье
3,3
17
80 лиственных, 20 хвойных
Среднеазиатский
15,0
4
60 саксаула, 30 хвойных, 10 лиственных
Западная Сибирь
41,7
30
30 сосны, 30 ели, Ю кедра, 30 лиственных
Восточная >/
108,7
54
34 сосны, 24 лиственницы, і8 ели и пихты, 12 кедра
12 лиственных
Северная »
210,3
30
90 хвойных, Ю лиственных
Дальний Восток
68,6
34
45 лиственницы, 20 ели и пихты, 15 кедра и сосны и
Всего . . . 1
447,6
20 лиственных
Фиг. 2. Лесные районы Азиатской части СССР (схема)
Деревянные конст.ѵ тшии
56
882
Η. Е. ИВАНОВА
С0В—далеко не полная, и древесина идет в основ¬
ном на внутренний рынок.
Леса Северосибирского района,
включающего северные районы Западной и Вос¬
точной Сибири, Дальнего Востока и Кахмчатку,
занимают около 62% всей покрытой лесом пло¬
щади СССР. Район этот граничит с тундрой,
отличается неблагоприятными условиями для
произрастания леса, очень мало освоен, а по¬
этому и сведения о нем очень неточны. В лесах
западной части этого громадного района пре¬
обладают сосна, ель с пихтой и кедр, в восточ¬
ной части и на Камчатке — лиственница. Из
лиственных пород здесь произрастают береза
и осина и на Камчатке — береза Эрмана.
Леса Дальневосточного района,
расположенные в бассейне рек Амура и Уссури,
а также и на побережье Японского и Охотского
морей и в Северной части острова Сахалина,
отличаются большим разнообразием древесных
пород. В состав их входят: лиственница, ель,
пихта, сосна, кедр и лиственные породы. Лист¬
венница встречается повсюду за исключением
южной части (Владивостокского района) и Са¬
халина, сибирский кедр растет главным образом
в Забайкалье, корейский — по всему Уссурий¬
скому краю (Хабаровский и Владивостокский
районы), ель и пихта — в пределах Уссурий¬
ского края, а также на севере, в бассейне
р. Амура и на Сахалине.
Лиственные породы имеют большое распро¬
странение в Уссурийском крае и в бассейне
р. Амура. Наиболее ценны и наиболее часто встре¬
чаются: ясень манчжурский, береза желтая,
дуб монгольский, реже встречаются орех манч¬
журский, ильм японский и бархат амурский.
Леса Дальневосточного края трудно доступны
для эксплоатации и мало еще освоены. Ежегод¬
ный отпуск определяется в 37,112 млн. мг,
в том числе деловой древесины 18,216 млн. м3
(т. е. около 50%). Древесина из лесов этого рай¬
она идет в значительной степени на экспорт,
а также и на удовлетворение потребностей
внутреннего рынка."
Покрытая лесом площадь Европейской и Ази¬
атской частей Союза по преобладанию
пород распределяется следующим образом:
1) С преобладанием хвойных пород:
ели и пихты Я5 млн. га
сосны 94 » »
лиственницы 75 » »
кедра 25 » »
древовидного можжевельника . 2 » »
Итого. . .291 млн. га
2) С преобладанием
лиственных пород:
березы
МЛН.
га
осины
, . . 12
»
саксаула
. . . 7,5
»
»
дуба
. . . 4,7
»
»
бука
»
»
липы
. . . 1,2
»
»
ольхи
»
тополя ,
. . . 0,6
»
»
клена и ясеня . . ,
. . . 0,2
»
»
граба
. . . 0,2
»
»
ореха
»
»
фисташки
. . . 0,136
»
»
миндаля
. . . 0,038
»
»
прочих листпенных ,
. . . 6,Ь92
»
Л т о г о
. . . 78
МЛН.
га
Z) С неизвестным распре-
делением
»
»
Всего
. . . 574
млн.
га
Таким образом покрытая лесом площадь,
учтенная по преобладающим древесным поро¬
дам, составляет 369 млн. га и распределяется
между хвойными и лиственными породами в сле¬
дующем соотношении: насаждениями с преобла¬
данием хвойных пород занято 291 млн. га, или
80%, a насаждениями с преобладанием листвен¬
ных пород — 78 млн. га, или 20%.
2. Основные древесные породы1
1) Хвойные породы (табл. 3)
Наиболее распространенными древесными по¬
родами в СССР являются хвойные породы.
Ствол их в большинстве случаев высокий, пря¬
мой, полнодревесный, в нижней части в густых
насаждениях хорошо очищен от сучьев или имеет
тонкие сухие сучки. Древесина хвойных пород
не имеет сосудов и древесных волокон, а состоит
из трахеид и паренхимных клеток, содержит
смоляные ходы и отличается от древесины лист¬
венных пород однообразным строением в попереч¬
ном разрезе резко выделяющимися годовыми
кольцами и наличием смоляных ходов в виде
желтоватых точек.
Хвойные породы имеют наибольшее приме¬
нение в строительстве.
Сосна обыкновенная (Pinus silvest¬
ris). Благодаря нетребовательности в отношении
почвы и климата сосна произрастает от крайнего
севера до самого юга (Крым, Кавказ) и от
Белоруссии до Тихого Океана. Она образует
или чистые насаждения или растет вместе с елью
и лиственными породами. В зависимости от кли¬
матических и почвенных условий сосна характе¬
ризуется различной энергией роста как по
диаметру, так и в высоту, почему в одном и том
же возрасте может иметь различные размеры.
В лучших условиях в возрасте около 120 лет
сосна имеет диаметр на высоте груди (1,3 м от
земли) — 35—40 см, высоту 27—32 м, а в худ¬
ших условиях в том же возрасте диаметр 20—
27 смл а высоту 18 м. Техническая спелость сосны
средних районов Союза наступает в 80—120
лет, а северных районов — в 160—200 лет.
Сосна — порода светолюбивая, поэтому деревья,
выросшие смолоду в густом насаждении, имеют
высокоочищенный от сучьев ствол, допускаю¬
щий выход деловой древесины до 9—10 м, де¬
ревья же, выросшие в менее сомкнутых насажде¬
ниях, очищены от сучьев на высоту только 5—
8 м. Сучья расположены в мутовках, и ближе
к кроне заросшие сучки дают на стволе вздутие.
Кедр сибирский (Pinus cembra) от¬
носится к тому же роду, что и сосна. Он имеет
большое распространение в Сибири, где обра¬
зует или чистые насаждения или растет в смеси
с елью. Кедр произрастает и на крайнем северо-
востоке Европейской части Союза у подошвы
Уральского хребта, преимущественно на глубо¬
ких, влажных, богатых почвах. Кедр — порода
сравнительно теневыносливая, растет медленно
и достигает технической спелости в возрасте
около 200 лет. Очищается от сучьев плохо, на
стволе его бывает много тонких сухих сучков.
Ель обыкновенная (Picea excelsa),
как и сосна, распространена в Европейской части
Союза, главным образом на севере и северо-за¬
паде. К почве она более требовательна, чем сосна,
1 См. табл. 3 и 4.
Таблица 3
Хвойные породы
Название
Цвет древесины
Годовые слои
Сердцевинные лучи
Смоляные ходы
Свойства древесины
Кора
оболонь
ядро
Сосна обыкно¬
венная
(Pinus silve¬
stris)
Оболонь желтовато¬
белая, широкая,
резко выраженная
Ядро буровато-крас¬
ного цвета, в свеже-
срубленном состоя¬
нии ядро по цвету
мало отличается от
оболони, впослед¬
ствии оно темнеет
Годовые слои
различаются ясно
Сердцевинные лучи
узкие, едва заметные
Смоляные ходы
хорошо заметны
Древесина сравни¬
тельно мягкая, бле¬
стящая, легко ко¬
лется
Кора в нижней части
ствола с поверхности
серовато-бурая,
глубже красно-бурая,
имеет вид толстых
чешуек. В верхней
части ствола тонкая
желтоватая, гладкая
Кедр сибир¬
ский
(Pin us cembra)
Оболонь желтовато¬
белая, широкая,
выражена не резко
Ядро буровато-крас¬
ное или светлоро¬
зоватое
Годовые слои пра¬
вильно округлены,
различаются ясно;
весенняя древесина
постепенно перехо¬
дит в более темную
летшою
Сердцевинные лучи
слабо заметные
Смоляные ходы боль¬
шие, хорошо за¬
метны
Древесина мягкая,
легкая, хорошо ко¬
лется
Кора коричнево-се¬
рая с трещинами,
в молодости гладкая
темнозеленая
Ель обыкно¬
венная
(Picea excelsa)
Оболонь не отли-
личается по цвету
от спелой древе¬
сины
Спелая древесина
белая, с желтова¬
тым оттенком, бле¬
стящая
Годовые слои раз¬
личаются ясно; ве¬
сенняя древесина
постепенно перехо¬
дит в летнюю
Сердцевинные лучи
не видны
Смоляные ходы за¬
метные, в неболь¬
шом количестве
Древесина мягкая
и легкая
Кора красноватая,
или сероватая, с
трещинами и округ¬
лыми чешуйками
Лиственница
сибирская
’ (Larix Біѣігіса)
1
Оболонь узкая,
желтовато-белая,
резко выраженная
Ядро красновато¬
бурого цвета
Годовые слои ясные,
слегка волнообраз¬
ные
Сердцевинные лучи
не видны
Смоляные ходы
хорошо заметные,
немногочисленные
Древесина тяжелая,
твердая, очень проч¬
ная, легко колется
Кора толстая, сверху
сероватая, глубже
яркокрасная с тре¬
щинами
ЛЕСНЫЕ РЕСУРСЫ СССР
S84
Я. Е. ИВАНОВА
-■хорошо растет на свежих суглинистых или су¬
песчаных почвах. Ель образует или чистые
насаждения или смешанные с пихтой, сосной,
осиной и березой. В хороших условиях роста
в возрасте 120 лет она имеет диаметр на высоте
груди 35—40 см и высоту 30 м. Ель — порода
очень теневыносливая, поэтому очищается от
сучьев очень плохо. Ствол—прямой, мало сбежи¬
стый, в нижней части ствола остаются тонкие
,оухие, горизонтально торчащие сучья. Сучья
в бревнах и досках двух родов: мутовчатые
і(болыние) и межмутовчатые (мелкие).
Ель сибирская (Picea obovata) растет
в Азиатской части Союза от Урала до Тихого
океана, встречается и в северо-восточном углу
Европейской части Союза.
По внешнему виду деревьев и по древесине
ель сибирская очень похожа на ель обыкновен¬
ную.
Лиственница сибирская (Larix
sibirica) произрастает в Сибири и в северо-во¬
сточном районе Европейской части Союза. Она
образует или чистые насаждения или растет
в смеси с хвойными и лиственными породами.
К почве не слишком требовательна, растет на
рыхлых супесчаных почвах, на легких суглин¬
ках и в горах на известковистых почвах. Сибир¬
ская лиственница — порода очень светолюбивая,
быстро растущая. В хороших условиях роста
в возрасте 150 лет имеет диаметр 45 см, высоту
до 32 м. Ствол—ровный, прямой, высокоочищен¬
ный от сучьев. Сучья расположены без всякого
порядка.
Древесина — тяжелая, твердая, очень прочная
даже в условиях переменного увлажнения,
легко колется; особенно ценится для судострое¬
ния, в мостовом и гидротехническом строитель¬
ствах.
Лиственница даурская (Larix dau-
гіса) растет в Забайкалье и на Дальнем Востоке,
где ее особенно много в верховьях Амура и на
северном побережье. В хороших условиях роста
отличается высоким, стройным, хорошо очи¬
щенным от сучьев стволом. Древесина ее мало
изучена, по внешнему виду очень похожа на
древесину лиственницы сибирской.
2) Лиственные породы (табл. 4)
Лиственные породы в целом имеют меньшее
распространение, чем хвойные. Стволы их менее
правильной формы и более сбежистые. Древе¬
сина содержит многочисленные сосуды различ¬
ной величины, сочетание которых дает для
некоторых пород характерную текстуру. Гра¬
ница годовых слоев выражена менее ясно, чем
у хвойных пород. Сердцевинные лучи у некото¬
рых пород большие, ясно заметные, у других
пород выражены слабо.
Для строительных целей лиственные породы
употребляются гораздо реже, чем хвойные,
преимущественно в виде деталей креплений из
твердого дерева.
Дуб летний (Quercus pedunculata) —
самая ценная лиственная порода Европейской
части Союза. Растет главным образом в средней
и южной полосе. Предпочитает черноземные,
суглинистые и влажные супесчаные почвы. Ствол
дуба, в молодости искривленный, с возрастом
выравнивается и достигает до 40 м по высоте и
1 м по диаметру. Порода—светолюбивая и, произ¬
растая в смеси с другими лиственными породами,
высоко очищается от сучьев.
Ясень обыкновенный (Fraxinus ex¬
celsior) произрастает в средней и южной полосе
Европейской части Союза, *а также в Крыму
и на Кавказе. В средней и южной полосе Союза
в возрасте 120—14 0 лет имеет диаметр 40—45 слс,
высоту — 26—28 м\ на Кавказе такого же размера,
достигает в возрасте 70—80 лет. К почве очень
требователен, любит плодородные суглинистые
почвы, хорошо увлажненные и с примесью изве¬
сти, однако растет и на трясинах с проточной
водой и в поймах рек. Чистых насаждений ясень
не образует, но растет в смеси с другими листвен¬
ными породами. Порода—светолюбивая и в со¬
мкнутых насаждениях дает прямой, ровный,
высокоочищеиный от сучьев ствол.
Крупные сосуды образуют коліцо в весенней
части годового слоя и ясно отграничены от мел¬
ких сосудов, равномерно разбросанных в лет¬
ней части слоя.
Древесина—твердая, гибкая, тяжелая, трудно
колется. Кора — в молодости гладкая зеленовато¬
серая, позже — серая с продольными трещинами.
Каштан (Castanea vesca) произрастает в
Крыму и на Кавказе. Высоко в горы не подни¬
мается, предпочитает плодородные влажные поч¬
вы. В хороших условиях роста в 70—80 лет
достигает по диаметру 50 см, в высоту — 30 м.
Ствол прямой, хорошо очищается от сучьев.
Древесина по внешнему виду очень похожа на
древесину дуба, но не имеет ясных сердцевинных
лучей, которые хотя и многочисленны, но очень
узки и плохо заметны.
Бук (Fagus sibvatica) принадлежит к числу
наиболее распространенных древесных пород на
Кавказе и в Крыму. Растет в горах на высоте
760—1 200 м над уровнем моря в тенистых защи¬
щенных местах на свежих перегнойных почвах.
Ствол — прямой, довольно полнодревесный, вы¬
соко очищен от сучьев. Доживает до 300 лет и
достигает больших размеров, но старые деревья
повреждаются напенной гнилью. Наиболее здо¬
ровые деревья в возрасте 150 лет имеют диаметр
38—40 см и высоту 32—33 м.
Граб (Garpinus betulus) произрастает в юго-
западном районе Европейской части Союза, а
также в Крыму и на Кавказе. К почве не слишком
требователен, растет и на мелких каменистых су¬
хих почвах, но особенно больших размеров не
достигает. Ствол—неровный, с продольными впа¬
динами по всей длине.
Береза (Betula verrucosa и В. pubescens)
является самой распространенной лиственной
породой как в Европейской, так и в Азиатской
частях Союза. К почве нетребовательна, может
расти везде, но предпочитает свежие суглинистые
и супесчаные почвы. Наиболее распространены
два вида березы: береза бородавча¬
тая (В. verrucosa) и береза пушистая (В. pu¬
bescens), произрастают они совместно. Береза
бородавчатая имеет более сбежистый ствол и
темную, толстую в нижней части ствола кору.
Береза пушистая имеет более стройный ствол и
гладкую белую кору с тонкими отстающими
пластинками. Береза — светолюбивая и быстро
растущая порода. Недолговечна и редко дожи¬
вает до 150 лет. Древесина двух названных видов
берез между собой не отличается.
Осина (Populus tremula) встречается как
в Европейской части Союза, так и в Сибири, на
Дальнем Востоке, в Туркестане, в Крыму и на
Кавказе. Хорошо растет на богатых, свежих
почвах. Порода—светолюбивая, хорошо очищается
Лиственные породы
Таблица 4
Цвет древесины
Годовые
Сое
уды
Сердцевинные
Свойство древесины
Кора
Название
оболонь
ядро
слои
крупаые
мелкие
лучи
Дуб летний
(Quercus ре-
dunculata)
Оболонь
узкая,
желтоватая,
резко выра¬
женная'
Ядро светло-
бурое или
темное
Годовые слои
различаются ясно
Крупные сосуды рас¬
положены кольцами
в весенней части слоя
и резко отделяются
от осенней
Мелкие сосуды сгруп¬
пированы радиаль¬
ными полосками
Сердцевинные лучи
широкие и узкие,
ярко выражены
Древесина тяжелая,
твердая,крепкая,вяз¬
кая, прочная, хорошо
колется
Кора серая, очень
долетая с глубокими
трещинами, в моло¬
дости гладкая бле¬
стящая
Ясень обык¬
новенный
(Fraxinus
excelsior)
Оболонь ши¬
рокая, желто¬
вато-белая
Ядро светло-
бурое
Годовые слои
различаются ясно
Крупные сосуды рас¬
положены кольцом
в весенней части
слоя и ясно отграни¬
чиваются от мелких
Мелкие сосуды раз¬
бросаны равномерно
в летней части слоя
Сердцевинные лучи
тонкие и многочис¬
ленные
Древесина твердая,
тяжелая, гибкая,
трудно колется
Кора серая с про¬
дольными трещина¬
ми, в молодости глад¬
кая зеленовато-серая
Каштан
(Castanea
vesca)
Оболонь уз¬
кая, светло-
желтая
Ядро темно¬
бурое
Широкие годовые
слои различаются
ясно
Крупные сосуды рас¬
положены кольцом
в несколько рядов
в весенней части слоя
Мелкие сосуды рас¬
положены радиаль¬
ными ветвистыми по¬
лосками
Сердцевинные лучи
многочисленные, но
очень узкие и неяс¬
ные
Древесина легче и
мягче, чем дубовая,
прочная, хорошо ко¬
лется
Кора серая, глад¬
кая и лишь у тол¬
стых деревьев имеет
трещины
Бук
(Fagus sib-
vatica)
Древесина
красновато-бе¬
лого цвета
Ложное ядро
темнобурого
цвета, появля¬
ется у старых
деревьев
Годовые слои
ясно заметны, ок¬
руглые, но у серд¬
цевинных лучей
загибаются
внутрь
Нет
Мелкие сосуды рав¬
номерно разбросаны
но годовому слою
Сердцевинные лучи
широкие и узкие,
ясно заметные, очень
блестящие
Древесина твердая,
тяжелая, крепкая,
плотная, гибкая,
легко колется. В
условиях переменной
влажности непроч¬
ная
Кора серая гладкая
Граб
(Carpinus
betuius;
Древесина
желтовато-бе¬
лая, блестя¬
щая
Нет
Годовые слои
слабо заметны,
неравномерной
ширины, у сердце¬
винных лучей
изогнутые
Нет
Мелкие сосуды рас¬
положены радиаль¬
ными не вполне яс¬
ными линиями
Сердцевинные лучи
узкие и широкие (об¬
разованные из груп¬
пы узких лучей,
ложные) блестящие
Древесина твердая,
тяжелая, крепкая,
трудно колется, в
сухом виде прочная
Кора серая, гладкая
неравномерной тол¬
щины
Береза
(Betula ver¬
rucosa, B.
pubescens)
Древесина
желтоватая
или красно-
вато-белая
Нет
Годовые слои
неясны
Нет
Мелкие сосуды рас¬
положены зигзаго¬
образными линиями
Сердцевинные лучи
очень узкие, слабо
заметные
Древесина твердая,
крепкая, довольно
тяжелая. В услови¬
ях переменной влаж¬
ности непрочная
Кора у березы «боро¬
давчатой» темная, в
нижней части тол¬
стая, у березы пуши¬
стой гладкая, белая
с отстающими че¬
шуйками
Осина
(Popuius
tremula)
Древесина
белая
Нет илп лож¬
ное темного
цвета
Годовые слои
слабо заметны
Нет
Мелкие сосуды рав¬
номерно разбросаны
но годовому слою
Сердцевинные лучи
не видны
Древесина мягкая,
легкая, хорошо ко¬
лется, В сухом месте
прочная
Кора толстая, серая
с трещинами, в мо¬
лодости гладкая бе¬
ловато-зеленая
Тополь чер¬
ный, осо¬
корь
(Popuius
nigra)
Оболонь ши¬
рокая, желто¬
вато-белая
Ядро светло-
бурое
Годовые слои за¬
метные, против
трещин коры
многогранные
Нет
1
Мелкие сосуды рав¬
номерно разбросаны
по годовому слою
Сердцевинные лучи
узки, на торцевом
срезе неясны, на
радиальном ясно
видны, блестящие
Древесина мягкая и
легкая
Кора толстая с глу¬
бокими трещинами
ЛЕСНЫЕ РЕСУРСЫ СССР
886
А. М. БАРАКС
от сучьев. Ствол осины — прямой, правильной
цилиндрической формы. Старые стволы часто
повреждены напенной гнилью.
Тополь черный (Populus nigra), или
осокорь,;—высокое дерево, растущее главным
образом в южной и, реже, в средней полосе Евро¬
пейской части Союза по поймам рек и заливае¬
мым островам. Светолюбивая и быстро растущая
порода, достигающая 30 м высоты. Ствол — до¬
вольно прямой и ровный.
ЛИТЕРАТУРА
1. Проф. О р л о в Μ. М., Леса СССР, статистический
обзор, 1931 г.
2. Ипгк.-техн. Селибер Б., Леса и лесная про
мышленность СССР, т. I, 1933 г.
3. ЗаборовскийЕ. П., Лесная ботаника, 1932 г.
4. Проф. Терлецкий А. И., Определитель дре¬
весины, ГНТИ, М. — Л. 1931 г.
5. Турский М. и Яшнов Л., Определитель
древесины, ветвей и семян главнейших древесных и ку¬
старниковых пород по таблицам, 1908 г.
6. А г е е в С. М., Технология дерева, 1932 г.
7. Абраменко С. А. и Фишер Б., Определи¬
тель важнейших древесных пород СССР, 1933 г.
8. Медведев Я. С., Деревья и кустарники Кав¬
каза, 1919 г.
9. Овсянников В. Ф., Хвойные породы,
1930 г.
10. Овсянников В, Ф., Лиственные породы,
1930 г.
шнпнвшншв
Ипж. А. М. БАРА ЕС
И. ЗАГОТОВКА, ТРАНСПОРТИРОВКА, ХРАНЕНИЕ, СУШКА И ОБРАБОТКА
ДРЕВЕСИНЫ
1. Общие сведения
Древесина как сырье для строительных целей
добывается главным образом из хвойных лесов.
Леса вообще, и хвойные в частности, в целях
эксплоатации разбиваются лесоводами на участки,
более или менее однородные по своему составу
(смешению пород), возрастам, условиям произ¬
растания (бонитету) и состоянию (добротности).
Такие обособленные участки леса, выделенные
из общей площади массива, носят название наса¬
ждений. В спелом возрасте насаждения могут
давать далеко не одинаковые по размерам, ко¬
личеству и спецификации сортименты срублен¬
ных стволов. По характеру срубленной древе¬
сины все насаждения грубо делятся на товарные
(деловые) и нетоварные (дровяные).
Основной характеристикой тех или иных на¬
саждений является их бонитетность. Нормально
различают пять бонитетов. Товарные насажде¬
ния, т. е. такие, которые дают в спелом возрасте
стволы строевых и пиловочных размеров, глав¬
ным образом характеризуются бонитетами I, II
и III. Наиболее ценным для хозяйственных целей
является бонитет I, который в спелом возрасте
дает максимум стволов наиболее крупных раз¬
меров как по высоте, так и среднему диаметру.
Бонитет IV является промежуточным между
деловыми и дровяными насаждениями. Бонитет
V дает стволы исключительно дровяные. Каж¬
дому бонитету присущ в спелом возрасте свой
максимум числа стволов и количества (запас)
древесины, выраженной в куб. метрах на 1 га.
Оценка насаждений для целей заготовки и по¬
лучения тех или иных сортиментов произво¬
дится: 1) по средней высоте верхнего яруса на¬
саждения, составленного из «господствующих» и
«согосподствующих» деревьев; 2) по расположе¬
нию кроны в верхнем пологе леса; 3) по среднему
диаметру тех же деревьев; 4) по полноте насаж¬
дения, выраженной в десятых долях от «нормаль¬
ного насаждения» (т. е. такого, где кроны де¬
ревьев хорошо сомкнуты и образуют сплошной
полог, без просветов и прогалин); 5) по среднему
запасу, выраженному в куб. метрах плотной
древесины, главным образом его стволовой части,
и 6) по составу, т. е. процентному соотношению
пород, растущих на данном однородном по про¬
чим признакам участке леса (насаждений).
Рубка леса для строительных надобностей
производится в хозяйственно-спелых насажде¬
ниях, т. е. таких, где подавляющее большинство
деревьев уже достигло товарных размеров. В раз¬
личных бонитетах хозяйственная спелость раз¬
ных пород колеблется в широких пределах
(в средней полосе хвойных лесов от 60 до 140 лет)
и при оценке леса сравнивается с «Таблицами
хода роста нормальных насаждений», приведен¬
ными в лесных справочниках для отдельных
географических районов и бонитетов. Нормаль¬
ные таблицы хода роста предусматривают чи¬
стые насаждения, т. е. состоящие из одной по¬
роды, в отличие от смешанных насаждений,
в состав которых входит несколько пород.
Оценку, или таксацию, леса производят обычно
применительно к главной породе, т. е. породе,
имеющей хороший спрос, а не по господству¬
ющей породе, если последняя имеет второсте¬
пенное экономическое значение.
Современная заготовка древесины требует ме¬
ханизации не только самой заготовки (рубки ле¬
са), но и транспорта, ибо в себестоимости круг¬
лого леса именно стоимость транспорта состав¬
ляет наиболее значительную часть.
Механизация отдельных процессов заготовки
и транспорта требует концентрации рубок, т. е.
производства валки и разделки древесины на
лесные сортименты по возможности в одном месте
с большой площадью и в достаточном количе¬
стве с таким расчетом, чтобы произведенные
капитальные затраты смогли окупить себя в те¬
чение короткого срока заготовки и вывозки
всего запаса древесины с данного эксплоатацион-
ного участка. Эта предпосылка рентабельности
эатрат вызывает необходимость обязательного
составления эксплоатационного плана заготовки
и транспорта древесины из предоставленной
в пользование сырьевой базы.
В основном эксплоатационный план должен
содержать следующие данные:
1. Подробное инвентарное описание всех лесо¬
насаждений, входящих в состав данного лесо-
хозяйственного района (сырьевая база), по всем
приведенным выше признакам.
2. План лесонасаждений с выделением всех
спелых и приспевающих участков, примерно
одинаковых по условиям транспорта древе¬
сины.
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
887
3. Подсчет запаса товарной древесины в каж¬
дом из выделенных лесоэксплоатационных участ¬
ков.
4. Взаимную связь и последовательность (оче¬
редность) рубки в отдельных участках с раз¬
бивкой последних по сезонности рубки в зави¬
симости от условий и вида транспорта (водный,
железнодорожный, конный, автомобильный).
5. Проектную стоимость затрат по каждому
из видов транспорта и выявление рентабельности
их в соответствии со сроком службы и плотностью
движения лесных грузов.
6. Методы валки леса, доставки срубленной
древесины к вывозным путям (трелевки) и сте¬
пень их механизации.
7. Подсчет стоимости по заготовке и транс¬
порту древесины к местам потребления или мас¬
совой обработки в наиболее выгодном варианте
по местным условиям.
8. Технический проект по отдельным опера¬
циям заготовки и транспорта.
9. Очередность и организацию работ отдельно
по годам на весь предполагаемый срок эксплоа-
тации лесохозяйственного района в зависимости
от размера ежегодного отпуска по району.
2, Заготовка
і) Валка леса
Валка леса может производиться круглый
год, несмотря на существующее еще мнение,
что рубку леса для строительных целей необ¬
ходимо производить только в зимнее время,
когда закончилось сокодвижение. В разі.ые
лесозаготовительные сезоны валка леса имеет
свои преимущества и недостатки, но в конечном
итоге при правильно выбранных методах хра¬
нения срубленной древесины в лесу и на складах
время заготовки на качестве древесины не ска¬
зывается. При заготовке в зимнее время легче
транспортировать древесину, легче ее хранить
(благодаря низкой температуре), но труднее за¬
готовлять и при валке леса нельзя добиться
тон производительности труда, какой можно
достичь при летних заготовках.
Влажность древесины, заготовленной в летнее
и зимнее время, отличается лишь незначительно,
продолжительность же сушки летом короче,
что особенно важно при заготовке строевых бре¬
вен.
Таблица 1
Средний процент влажности листвеппых и хвойпых пород
в зависимости от времени заготовки 1
Месяц заготовки
Для евро
ПО]
твердые
породы
(среднее
из 16)
>П. листв.
эод
мягкие
породы
(среднее
из 8)
Для европ.
хвойн, пород
(среднее из 5)
Январь
69
108
150
.Февраль ....
61
108
138
Март
56
104
144
Апрель
56
96
117
Май
64
89
150
Июнь
54
89
156
Июль
64
100
150
Август
—
—
—
Сентябрь ....
61
89
138
Октябрь ....
—
—
—
Ноябрь
52
82
138
Декабрь ....
1 По Гартигу.
Древесина на корню имеет 50—150% влажности
по отношению к 100% ее сухого веса. Точно
определить влажность нельзя, так как таковая
колеблется не только у разных пород, но и в пре¬
делах одной породы в зависимости от бонитета
и хода роста.
Средний процент влажности лиственных и
хвойных пород, отнесенный к сухому весу дре¬
весины, в зависимости от времени заготовки
виден из табл. 1.
Распределение влажности в свежесрубленной
древесине неодинаково, а именно: заболонь всегда
имеет большую влажность, чем ядро (в 1,5—2
раза). У безъядерных пород влажность спелой
древесины, т. е. расположенной ближе к сердце-
вине, будет всегда меньше. Вдоль ствола влаж¬
ность также распределена неодинаково, так
например, у хвойных пород чем ближе к комлю,
тем влажность выше. У лиственных пород макси¬
мум влажности лежит примерно у середины
ствола.
Срубленная древесина довольно быстро начи¬
нает терять свою влажность, но по истечении
4—б месяцев высыхание ее сильно замедляется.
Фиг. 1. Диаграмма хода сушки дерева в бревнах в зави¬
симости от способа заготовки бревен — потеря веса
в процентах от первоначального веса при Юи, 50, 20 и
0% снятой коры: 1 — ель, совершенно окоренная, 11—
окоренная до 50%, 111 — ель, окоренная до 20%, IV—
ель неокоренная, У — сосна неокоренная
Это объясняется тем, что заболонь, расположен¬
ная непосредственно у поверхности испарения
(ствола) и более влажная, быстрее отдает свою
свободную влагу. Влажность же ядра или спе¬
лой древесины очень близка к точке насыщения
волокна (25—30%), т. е. состоит главным образом
из влаги, связанной со стенками клеточек (имби-
биционной), и потому при высыхании древесины
на открытом воздухе в естественных условиях
испаряется труднее и медленнее.
Продолжительность сушки тем больше, чем
больше удельный вес древесины. Кроме того испа¬
рение влаги идет гораздо быстрее (до 70%) с тор¬
ца, чем с боковой поверхности, а еще быстрее—
через крону, поэтому при валке деревьев полезно
отделять крону от ствола не сразу, а спустя
некоторое время (через 8—10 дней), что снижает
довольно значительно первоначальную влажность
(на 5—8%). На фиг. 1 дана диаграмма хода сушки
дерева (в бревнах) в зависимости от способа
эаготовки бревен — в коре целиком или с окор¬
кой 2.
Валка леса обычно распадается на следующие
этапы: а) отделение ствола дерева от пня путем
срубки топором или отпиливания под корневую
2 По данным Экмана (Швеция), см. E к щ а n, Hand-
bok iskogsleknologi.
А. М. БАРАБС
Ш
шейку; б) очистка ствола от сучьев и коры;
в) разметка и разделка ствола на деловые сорти¬
менты и дровяную часть; г) сортировка разде¬
ланной на сортименты древесины; клеймение
деловой части и подготовка к транспорту.
а) Отделение ствола
Отделение ствола производят при помощи пил
с подрубкой или подрезкой ствола. Повал леса
производят параллельно границам лесосеки; при
этом оси поваленных стволов стараются распо¬
ложить параллельно друг другу, не допуская
перекрещивания стволов и сохраняя направле¬
ние комлей в сторону линии подтаскивания или
вывозки.
Отделение ствола только топором давно остав¬
лено из-за большой потери древесины в наиболее
ценной комлевой части ствола и неровности ли¬
нии среза, что представляет неудобство при даль¬
нейшей разделке древесины; подруб топором
на линии валки также дает потерю древесины,
поэтому наиболее рациональна выпиловка кли¬
новидного сухаря пилой.
Фиг. 2. Оцноручпая пила «Компис»
Для этой цели применяются пилы: двуручные,
одноручные (ножовки) или лучковые (при тонком
или мелком лесе). Зубья пил имеют заточку и
развод для распиловки поперек волокон и обя¬
зательно «выносные» зубья через каждые 10—15
рабочих зубьев. В отличие от рабочих зубьев
выносные зубья имеют прямую, а не косую
заточку, а высоту — несколько меньшую, чем ра¬
бочие зубья (на 1—2 мм). Как показал опыт,
при минимальной величине развода (0,46 мм)
пила в процессе пиления не заедается, легче
выносит опилки и дает ббльшую производитель¬
ность (не менее как на 15%).
В насаждениях средней толщины по диаметру
24—28 см на высоте груди удобно пользоваться
одноручной пилой типа «Компис» (фиг. 2) с пру¬
жинами, растягивающимися при холостом ходе
пилы и сжимающимися при рабочем ходе, что
сильно облегчает труд лесоруба. По нашим
и шведским наблюдениям производительность
труда при работе повышается на 80% и выше,
несмотря на дополнительную затрату времени
на установку и закрепление пружины. Кроме
ручных пил существуют и находят себе приме¬
нение моторные пилы.
Моторные пилы по конструкции пильного по¬
лотенца делятся на два типа: 1) хвостовые пилы
(фиг. 3) и 2) цепные пилы (фиг. 4).
В хвостовых пилах полотенце в виде ножовки
закрепляется своим основанием на шатуне или
пальце кривошипа приводного вала и приводится
в движение от двигателя внутреннего сгорания
или электромотора. Моторные пилы этого типа
Фиг. 3. Хвостовая пила «лисий хвост»
применяются главным образом на лесных бир¬
жах для раскряжовки.
Цепная пила представляет собой бесконечную
звеньевую фрезерную цепь, натянутую между
двумя звездочками (шкивами), из коих ведущая
получает свое движение от рабочего вала двига¬
теля внутреннего сгорания. Несмотря на ряд
удачных конструктивных решений в отдельных
моделях приводных механических пил и высокую
рабочую производительность, всем им присущи
следующие недостатки: а) сравнительно большой
вес и громоздкость; б) высокий процент потерь
рабочего времени, падающий на перенос пилы
от дерева к дереву; в) затруднительность уста¬
новки, особенно в зимнее время; г) частые полом¬
ки приводного механизма и разрыв цепных пил;
д) высокая амортизация при коротком сроке
службы; е) необходимость иметь квалифициро-
Фиг. 4. Цепная пила переносная
ванную бригаду слесарей и мотористов, что за¬
труднительно при работах в лесу.
Произведенные опыты широкого применения мо¬
торных пил при валке леса показали низкую
их производительность (40—45% против обыкно¬
венной двуручной поперечной пилы).
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
889
б) Очистка ствола
Очистка ствола от сучьев производится топором
вручную. Лучшие результаты дают «окорочные»
топоры особой формы и специальной заточки
лезвия. Щеки окорочного топора имеют сфери¬
ческую заточку, выпуклое лезвие и несколько
больший вес, чем плотничный топор. Окорочный
топор утяжеляется главным образом за счет
более массивного обуха, которым часто пользу¬
ются при обломке сучьев. Такой топор легко вру¬
бается в плотную сучковую древесину и не за¬
едается при ударе.
Очистка ствола от коры (окорка) является
почти непременным условием при заготовке
строевой древесины, причем некоторые породы,
например сосна, окориваются целиком, а ель —
частично, полосами. Окорка предусматривает
лучшую сохранность и более быстрое высыхание,
древесины при хранении на лесных промежуточ¬
ных складах, что важно как для железнодорож¬
ного транспорта, так и при сплаве (повышен¬
ная пловучесть древесины).
При соблюдении правил дальнейшего хране¬
ния под навесом (для предохранения от выщелачи¬
вания) еловая кора может быть при окорке
использована как сырье-дубите ль.
в) Разметка и разделка ствола
на сортименты
При заготовке строительного леса раэметка
ствола на деловую и дровяную части и подразде¬
ление деловой части ствола на отдельные сорти¬
менты имеют первостепенное значение.
Строительный лес для общих целей заготавли¬
вается бревнами согласно ОСТ 92, заготовка
же специальных сортиментов, например для длин¬
ных элементов некоторых инженерных сооруже¬
ний (мачты для линий высокого напряжения),
ведется «длинномером» и даже «хлыстами» вне
обычных размеров ОСТ. Из всех возможных
к заготовке длин размеры 6,5 и 9,5 м наиболее
удобны для погрузки на одиночные железнодо¬
рожные платформы. Разметка бревен произво¬
дится обычно специальными разметчиками-бра-
керами сразу же после очистки ствола от сучьев
и коры. При разметке добиваются повышенного
процента выхода наиболее ценных сортиментов
согласно примерной спецификации бревен, вы¬
даваемой бракеру перед заготовкой в виде ведо¬
мости. Для этого прежде всего обращается вни¬
мание на наличие в древесине пороков и обяза¬
тельно вырезается брак (фаут) так, чтобы из
здоровой части ствола можно было получить
нормальный или кратный по длине сортимент.
При здоровой древесине главное внимание обра¬
щается на прямизну ствола и эакомелистость.
При разметке употребляются следующие ин¬
струменты: 1) стальная мерная лента (тканая
лента портится от атмосферных влияний при ра¬
боте в лесу на открытом воздухе), 2) мерная
скоба, 3) крючок (вилка), 4) крюк (аншпуг)
для легкого и быстрого переворачивания хлы¬
стов вокруг оси при осмотре, 5) клейма-молотки
и 6) легкий топор для разметки хлыста путем
зарубки линий разреза на отдельные сортименты.
Замер хлыста по диаметру на толщину бревна
производится вилкой или скобой (с точностью
до 1 см) по линии верхнего отруба. Замер произ¬
веденных работ учитывается с кубометра пова¬
ленной и разделанной на сортименты древе¬
сины *.
г) Сортировка древесины
Сортировку бревен лучше всего производить
на промежуточных складах вблизи валки леса,
чтобы своевременно обнаружить брак и не пере¬
плачивать на транспорте древесины, заведомо
негодной как строевого материала. Сортировка-
и браковка срубленной древесины производятся
согласно ОСТ 608, 609, 610 и 2618 в зависимости
от характера заготовки и назначения древесины'
при дальнейшей переработке. Дровяная часть-
хлыста и фаут должны разрабатываться и транс¬
портироваться отдельно от деловой древесины.
Небрежность разметки и предварительной сор¬
тировки древесины в процессе заготовки в лесу
является причиной крупных ошибок и недоразу¬
мений, ведущих к потере наиболее ценной части
ствола. Ввиду этого бракеры-разметчики должны
знать не только пороки древесины, но и техни¬
ческие требования, предъявляемые к заготовляе¬
мой древесине.
2) Лесной транспорт
а) Подтаскивание
Лесной транспорт начинается с подтаскивания
бревен или хлыстов к пунктам погрузки и точкам
сплава. Подтаскивание (трелевка) в настоящее
время в достаточной мере механизировано.
При массовой эаготовке древесина подтаски¬
вается к линии (трассе) вывозного пути при по¬
мощи воротов и лебедок тросами, причем лесо¬
материал может подтаскиваться: 1) волоком
по земле, 2) полу подвесным способом и 3) подвес¬
ным способом (воздушные канатные дороги).
Лебедки приводятся в действие конной или паро¬
вой тягой или при помощи двигателей внутрен¬
него сгорания и, гораздо реже, электромоторов.
Лебедка (ворот) устанавливается на линии
вывозного пути или в непосредственной его
близости. Процесс подтаскивания бреЕен идет
по радиусам окружности предельной длины
троса сообразно мощности лебедок и системе
подтаскивания. При подтаскивании волоком по
земле радиус подтаскивания колеблется в преде¬
лах 30—50 м, по снегу — 60—100 ^.Если водило,
к которому припрягается лошадь, непосредствен¬
но закреплено на оси ворота, то барабаны ворота
монтируются на вертикальной оси, если же кон¬
ный привод имеет зубчатое сцепление — барабаны
устанавливаются горизонтально, что дает неко¬
торое преимущество при навивании и разматы¬
вании троса. Каждый барабан в отдельности
имеет с рабочей осью храповое сцепление на
муфте, благодаря чему для захвата новой порции
бревен (фиг. 5) независимо от вращения рабочего
вала трос может сматываться вручную или кон¬
ной тягой.
Подъемная сила ворота с конным приводом
при волочении бревен по эемле может быть до¬
ведена до 800 кг, т. е. примерно за один раз.
ворот может подтащить около 1 мѣ древесины.
Для полного охвата площади круга при уста¬
новке ворота необходимо периодически развора¬
чивать станину ворота по кругу, ибо при одном 11 Обмер замеренной древесины учитывается по объ¬
ему на основании таблиц объема Крюденер-Турского,.
ОСТ 379.
S90
А. М. В АР ARC
положении станины ворота каждый из бараба¬
нов охватывает площадь, соответствующую цен¬
тральному углу не более 60°.
Двухбарабанные вороты работают одновре¬
менно по обе стороны от линии вывоза. При сред¬
них запасах древесины в наших лесах двухба¬
рабанный ворот работает на одном месте б—8 час.
скорость вращения барабанов соответствует ско¬
рости движения троса 0,5—0,7 м/сек.
При установке лебедок с механическим при¬
водом радиус действия лебедки в зависимости
от запасов древесины составляет от 125 до 175 м.
В этом случае лебедка при наличии паровой тяги
монтируется на общей станине с двигателем и
Если ворот смонтирован на платформе-санях,
перестановка его совершается или путем перека¬
тывания по линии лежневой дороги или желез¬
нодорожного пути или путем подтаскивания
ворота вдоль линии вывоза. Перестановка ворота
котлом. Производительность механической при¬
водной лебедки необходимо согласовывать с на¬
личием запасов срубленной древесины, иначе
частые перестановки сведут на-нет высокую
производительность лебедки.
ка новое место на расстоянии 30—60 м с укреп¬
лением станины на «мертвяки» тросовыми рас¬
тяжками (для устойчивости ворота при подта¬
скивании бревен) и перекрытие конного хода во¬
круг лебедки переносными щитами занимают
2 часа. Полный цикл времени одной установки
ворота колеблется в пределах от 8—10 час.
Диаметр троса при работе конным приводом
равен 6—8 мм.
Для увеличения мощности и производитель¬
ности ворота барабаны соединяют при помощи
губчатого сцепления с осью лебедки, причем
При крупных и тяжелых агрегатах на той же
станине устанавливается вторая лебедка для пе¬
ретаскивания агрегата с места на место и для
погрузки подтащенных бревен на платформы
вывозной линии.
Удлинение базы подтаскивания бревен и пе*
ресеченный рельеф мест заготовки часто вызы¬
вают необходимость вамены метода подтаскива¬
ния бревен полуподвешенным способом.
При подтаскивании полуподвешенным спосо¬
бом требуются предварительная разбивка сети
поддерживающих тросов, почвеска канатных те¬
лежек с блоками-роликами и подвеска тягового
троса. Существует несколько систем разбивки
тяговой сети: «Лиджервуд» (фиг. 6), «Мак-Ферлан»
(фиг. 7), «Дуплекс» (фиг. 8), «Нордбенд» (фиг. 9)
и др. Отличие этих систем друг от друга заклю¬
чается в методах крепления поддерживающего
троса (внизу у пней или вверху на стволах остав¬
ленных специально для этой цели деревьев)
и конструктивными деталями тележек и блоков.
Натяжение поддерживающего троса осуществляет¬
ся при помощи лебедки и закрепляется в натя¬
нутом положении прихватками специальной кон¬
струкции. Приведенные схемы поясняют основ¬
ные принципы разбивки.
В горных лесах применяется подвесной способ
подтаскивания бревен [воздушно-канатные до¬
роги упрощенного типа, как например ординар¬
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
ная система (Nestos) (фиг. 10), и двойная система
(Double skyline sMem) (фиг. 11)].
Вое перечисленные выше способы подтаскива¬
ния бревен применяются в лесах со значительными
запасами, как это имеет место например в Запад-
Фиг. 8. Система подтаски «Дуплекс»
ных штатах США. В наших условиях заготовки
леса наиболее пригодны: ворот с двумя бараба¬
нами и простая лебедка с двумя или тремя ба¬
рабанами и g двумя тросами, действующими
попеременно.
Фиг. 9. Система подтаски «Нордбенд»
бует земляных работ при устройстве полотна
и балластировки верхнего строения пути, так
как обычно вместо насыпей из части срубленной
древесины выкладываются эстакады на клетках.
Фиг. 11. Воздушно-канатная дорога двойной системы
«Дубльскай»
Рельсы лежневой дороги делаются из под¬
товарника без изменения его профиля. Деревян¬
ные рельсы (лежни) крепятся деревянными на-
Фиг. 12. Лежневая дорога с конной тягой
Погрузка подтащенных бревен на платформы
осуществляется при помощи блоков-укосин, дер¬
риков или козловых кранов. Во всех случаях
трос приводится в действие конной тягой или
от той же приводной лебедки.
б) Современные виды сухопут
ного лесного транспорта
При применении конной тяги в условиях
непрерывности вывозки необходимо иметь по¬
стоянно действующие вывозные пути независимо
от времени года. Наиболее легко осуществимый
тип дорог — лежневая дорога. Лежневые дороги
{фиг. 12) представляют собой простейший тип
рельсового пути, который, как правило, не тре-
гелями к шпалам (главным образом в стыках)
и соединяются между собой косым или прямым
замком. Длина лежней соответствует наиболее
ходовой длине строительного леса — 6,5 м.
Предельный подъем в грузовом направлении
0,010; минимальный радиус закругления — 50 м,
в конечных пунктах — 30 м\ наиболее выгодная
ширина колеи — 1,20 м. После окончания вы-
А. Μ. БАРАКС
892
В08КИ материал лежневой дороги идет в дело
(клетки эстакады) или на дрова (верхнее строе¬
ние пути). Никакой специальной обделки ле¬
соматериала, идущего на постройку дороги,
кроме окорки верхней поверхности лежней,
обра»" _ тки стыков и сверления дыр под нагель
не требуется. Схема разбивки путей и стрелки
видны на фиг. 13, конструкция подвижного
состава — на фиг. 14. Расстояние между боко¬
выми линиями определяется диаметром действия
трелевочных лебедок, т. е. 60—120 м. Главные
вывозные магистрали строятся обычно по двух¬
дороги могут быть использованы как ледяные
путем оледенения колеи между лежнями.
Конная тропа между лежнями делается шири¬
ной 60 см. Оледенение лежневой дороги выгодно
при усилении вывозки, так как плотность движе¬
ния может быть увеличена при одном и том же
конском составе в 2,5—3 раза.
В отдельных случаях лесовозный транспорт
может быть осуществлен исключительно в зим¬
нее время — при помощи ледяных дорог. Фиг. 16
Г па
S3
Я
|L J
Ж
wilViiw^
1—и
ΈΖ5Ι
рз:
«J i
2ST
ІѵШ
"'-"40ά"'"·"'·' ’---и
Л 0 ЧйгіГ ' '~W
Фиг. 14. Простейший тип лежневой тележки широкой
колеи 1,20 м при конной тяге. Грузоподъемность 3,5 т,
колеса — деревянные двухребордные
путевой системе на расстоянии 250—300 м одна
от другой. Ориентировочный подсчет показывает,
что на 1 км лежневой дороги падает при этом
около 1 000 м3 древесины, подлежащей вывозке.
Наиболее совершенным типом лежневых дорог
является система Видегрена, где конная тяга
заменена специального типа авто возом (фиг. 15).
Особенностью подвижного состава этого типа
являются колеса на резиновом бандаже, тогда
как при простейшем типе деревянных колес
бандаж делается желобчатым (двухребордным).
При перевозке вимой конной тягой у вагонеток
Фиг. 16. Типы оледенения колеи ледяных
дорог: 1—сплошное оледенение, 2—для
саней и 3 — для трактора и саней
показывает типы оледенения колеи дорог: 1)
сплошное, 2) для саней и 3) для трактора и са¬
ней. Устройство ледяной дороги сводится к под¬
готовке полотна (с теми же предельным подъе¬
мом и вакруглениями, как и для лежневых до¬
рог) путем уплотнения снегового покрова катка¬
ми, вырезки колеи под полоз груэовых саней
и оледенения колеи многократной поливкой.
В результате такой операции образуется как
бы ледяной желобчатый рельсовый путь, по
Фиг. 15. Лежневая дорога с механической тягой система
Видегрена
простейшего типа колеса заменяются полозками
с желобчатым профилем. Грузоподъемность ва¬
гонетки— 3,5 м3 древесины и больше. Одна
лошадь при хорошем состоянии пути летом
свободно везет одну вагонетку, зимой на полоз¬
ках в морозы — две вагонетки. Скорость пере¬
возок 4—6 км/час в грузовом направлении и
10,0 KMjuac — в порожнем. На магистральных
линиях через каждые 6—8 км следует устраи¬
вать оборотные конюшни. Подвижной состав
требуется иметь в тройном количестве против
установленной цифры перевозки за день. При
конечных пунктах выгрузки и на конных стан¬
циях необходимо достаточное развитие запасных
путей под порожняк. В зимнее время лежневые
Фиг. 17. Водяной лоток с уклоном 0,002—0,003 дошлет*
ней транспортировки бревен
которому скользят полозья грузовых саней*
соответствующих ширине колеи и предельной
нагрузке.
Тяга может быть конной или механической,
например при помощи тракторов, лучше, на гу¬
сеничном ходу. На коротких расстояниях (до
6 км) следует применять конную тягу, которая
в этих случаях дешевле механической.
Как разновидность ледяной дороги при бла¬
гоприятном рельефе может быть устроен ледяной
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
S93
желоб, купа непосредственно сбрасываются брев¬
на и транспортируются самотеком (при уклоне
свыше 0,012) или конной или тракторной тягой
(связанные цепями, гуськом). В летнее время
при среднем уклоне 0,002—0,003 очень хорошо
работают водяные лотки (фиг. 17) при усло¬
вии, если имеется резервуар в голове транс-
Фиг. 18. Однорельсовая подвесная железная дорога
жесткого типа системы Диканского
но невелик, удобны лесоспуски. Последние
представляют собою плоский, деревянный сухой
желоб, устроенный из пластин или подтовар¬
ника с плавным уклоном. На лесоспусках бревна
движутся под влиянием собсівенного веса
(фиг. 20). В конце пути для уменьшения ско¬
рости движения устраиваются тормозные пло¬
щадки с выведением уклона желоба на гори¬
зонтальный участок и подъем, а также путем
подвешивания за один конец тормозных брусьев
над желобом.
в) Сплав леса
Наиболее дешевым видом лесного транспорта
является сплав леса. Сплав леса по естественным
водным путям в зависимости от длительности
сплава и глубоководности водяного потока про¬
изводится «молем» (россыпью), «плитками», «гон¬
ками», однорядными и многорядными плотами.
В пределах одной водной системы часто приме¬
няется смешанный сплав — вначале молем, в
конце — однорядными или многорядными пло¬
тами. При переходе с одного вида сплава на дру¬
гой в удобных местах (чаще всего в устьях вод¬
ных притоков) устраиваются на воде специаль¬
ные сортировочные устройства — запани.
При молевом сплаве древесина идет беспоря¬
дочной массой, самотеком и работа заключается
портируюшего сооружения, достаточный для обес¬
печения на время сплава постоянного расхода
воды от 0,75 до 2,0 м*/сек. При достаточной
плотности движения при коэфициенте полезного
заполнения лотка в 0,7 этот вид транспорта
является наиболее дешевым.
Фиг. 19. Облегченная воздушно-канатная дорога си¬
стемы «Лиджервуд»; подтаска через холм
К более сложным видам лесного транспорта сле¬
дует отнести однорельсовые подвесные железные
дороги жесткого типа (например системы Дикан¬
ского, фиг. 18). Такой транспорт рентабелен
только при механической тяге (автовозы) Стои¬
мость таких дорог значительно выше стоимости
лежневых и страдает от
недостаточной прочности
конструкции подвижного
состава. Кроме того на
слабых почвах самый
путь быстро приходит
в расстройство, что дол¬
жно быть учтено при его
постройке.
В горных лесах на
магистральных вывозных
путях наиболее целесообразно применение воз¬
душных канатных дорог (типа Блейхерта и др.,
более облегченных—Лиджервуд) (фиг. 19). Стои¬
мость канатных дорог очень высока. Амморти-
зационный срок каната — от 3 до 5 лет. В тех
же горных лесах, где грузооборот сравнитель-
Фиг. 20. Спуск бревен
под влиянием собствен¬
ного веса на лесоспу¬
сках; схема
Фиг. 21. Запань для задержки сплавляемой древесины;
общий вид
главным образом в срывке древесины в воду при
паводке и в контроле над проплывом ее, т. е.
в своевременном разборе заторов («валомов»)
и отталкивании застрявшей древесины от бере¬
гов и на отмелях (так называемая зачистка хво*
ста).
В местах приплыва древесины к конечному
пункту сплава устраивается коренная запань,
служащая для задержки всей приплавляемой
древесины на плаву и для постепенного пропуска
ее через запанные ворота в сортировочные дворы
для сплотки древесины в плитки, гонки и плоты.
Запань (фиг. 21) представляет собой пловучие
мостки, составленные по ширине из нескольких
бревен, число которых зависит от быстроты ве¬
сеннего потока и количества сплавляемой дре¬
весины (от 3 до 12 бревен вряд). По ширине мост¬
ков бревна связываются цепями, тросом или сила-
894
А. М. БАРА КС
чиваются деревянными шпонками (постоянная
вапань); отдельные мостки связываются по длине
цепями или тросом. Таким образом получается
пловучий звеньевой мостик, который заводится
от одного берега до другого и на «мертвяках»
(кѵстовых сваях, вабитых в береговой грунт)
укрепляется неподвижно тросами с берегов,
а на воде удерживается тросами на якорях.
I
Фиг. 22. Пловучие мостики-боны, образующие сортиро¬
вочный двор
На реках с особенно быстрым течением вдоль
линии запани набивают кустовые сваи (замки)
или устанавливаются ряжевые устои. В этих слу¬
чаях коренная запань крепится тросами эа сваи
и 8а ряжи на плаву. Ворота в запани устраива¬
ются путем затопления одного или двух звеньев
запани при помощи дополнительной накатки
бревен на соседние эвенья запани или расчалкой
отдельных звеньев запани на якорях. Глубина
затопления ворот находится в зависимости от
наибольшего диаметра бревен; проходимых через
ворота, и равна обычно 1,5 диаметра наиболее
толстого бревна. Поверх затопленных звеньеЕ
перекидывается мостик на клетках. Все сооруже¬
ние для прочности перевязывается тросом. Ниже
вдоль по течению, против ворот, отступя на двой¬
ную длину бревна, протягиваются так называе¬
мые боны, т. е. более узкие пловучие мостки
(3—5 бревен) (фиг. 22). Боны располагаются
на якорях вначале веерообразно, а затем парал¬
лельно, образуя таким образом сортировочные
дворы. Площадь водной поверхности дворов
зависит от ожидаемого среднесуточного прохода
бревен, считая в среднем на одно бревно от 21/а
до 3 м2 водной поверхности.
Бревна сплачі виются в конце сортировочного
двора в «кошелях» или прогоняются дворами
к береговой причальной линии и сплачиваются
там. Сплотка производится вручную или меха¬
низированным путем. Ручная сплотка произво¬
дится при помощи жердей («поворин») и «виц»
(распаренных и скрученных в жгут стволиков
молодой елки). Поворник накладывается перпен¬
дикулярно оси сплачиваемых бревен поверху,
ближе к торцам. Из виц делаются кольца (серьги),
которые заводятся кругом двух соседних бревен,
продеваются и накладываются петлей на пово-
рину, где и затягиваются («пришиваются») к
поворине клином, забиваемым между гіивориной
и стягиваемыми бревнами. Полученный таким
образом однорядный плот чаще всего называется
плиткой.
Плитки по длине соединяются в эвенья-плоты
при помощи таких же виц и коротких жердей
(схваток) опять-таки под клин, так что получает¬
ся полужесткое шарнирное сцепление плиток,
позволяющее проводить плоты по извилистому
фарватеру.
Плоты по мере уширения русла водного пути
соединяются параллельно по ширине плиток,
а также и в длину. Получаются таким образом
гонки, или «возы». На передней и задней плитке
гонки при самосплаве устанавливаются греб¬
ные весла, вытесанные из подтоварника. В слу¬
чае буксировки 8а пароходом плоты сверх обыч¬
ного крепления обносятся («шлагуются») снастью
пеньковой или мочальной или тросом кругом
и по середине плиток вдоль плота для большей
прочности и зачаливаются снастью или тросом
на буксир. Многорядные плоты составляются
и вяжутся последовательно ряд за рядом нака¬
тываемых бревен на однородные плитки («под¬
дон»), которые по окончании сборки и вязки
соединяются в плоты, так же как и однорядные
плоты, разница только в толщине виц, схваток
и снастей. Этот способ сплотки требует громад¬
ного количества прислужного леса.
Ручной способ вязки плотов отличается медлен¬
ностью и малой производительностью, поэтому
на смену ручной сплотке постепенно внедряется
механизированная, пучковая сплотка.
Пучковая сплотка заключается в том, что мно¬
горядные плоты вяжутся не из отдельных бре-
I e i, а из пучков, перевязанных проволокой
при помощи специальных сплоточных станков.
Существует несколько систем сплоточных стан¬
ков. Наиболее прост, но отличается высокой про¬
изводительностью станок системы Лебедева (фиг.
Фиг. 23. Сплоточный станок системы Лебедева для пучко¬
вой сплотки
23). Этим станком вязка пучков производится
следующим образом. Бревна из сортировочного
двора направляются в приемник сплоточного
станка параллельно ряду прижимных свай.
По заполнении приемника онределенным коли¬
чеством бревен (в зависимости от диаметров,
кубатуры и максимально допустимой осадки
пучка) бревна набираются в двойную петлю
троса, у которой один конец закрепляется «в мерт¬
вую» на прижимных сваях, а другой сращивается
с тяговым тросом, идущим к вороту с конным
приводом или механической приводной лебедкой.
При пуске тягового троса бревна гонятся петлей
к прижимным сваям и собираются в пучок до
отказа. По остановке ворота или лебедки обра¬
зовавшийся пучок обвязывается проволокой в
двух или трех местах в зависимости от длины
бревна (до 6,5 м — две вязки).
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
89$
По окончании перевязки тросу дают обратный
ход и пучок бревен проплавляется в бассейн
для сплотки в плитки. Ошлаговка плиток при
сборке в плот производится снастью.
В озерных бассейнах древесина проводится
или «кошелями» или моторньщ ботом — «вар-
повальной» лодкой. Кошель представляет собой
пловучий подвижной бон в виде открытой петли,
куда набиваются бревна на плаву, после чего
концы кошеля зачаливаются тросом на буксире
пароходом. Таким образом бревна проводятся
через водные бассейны.
Организация сплава вависит от его продол¬
жительности и скорости, а также протяженности,
характера берегов и фарватера и принятого спо¬
соба сплава. Особенной четкости требует моле¬
вой сплав ввиду ограниченности срока сплава
(иногда несколько дней).
Нормальная постановка сплава требует теле¬
фонно-диспетчерской связи во избежание зато¬
ров (сплошное перекрытие русла реки сплавляе¬
мой древесиной, еще не потерявшей способности
двигаться по течению, но сильно затрудняющей
управление сплавом) и заломов (заторы, поте¬
рявшие способность двигаться, сопровождаемые
нагромождением бревен и нередко забивкой
ими водного русла до дна). Заторы и особенно
заломы грозят не только срывом календарных
сроков, но и полной приостановкой и невыпол¬
нением сплава. Прием строевого леса ввиду его
громоздкости и больших объемов при массовой
обработке древесины выгоднее производить со
сплава в целях дешевизны транспорта, удобства
приемки, сортировки и выгрузки и для сохра¬
нения качества древесины, которая, находясь
в воде в переувлажненном состоянии, не подвер¬
гается гниению, червоточине и растрескива¬
нию.
В) Выгрузка, сортировка и хранение древесины
а) Выгрузка
Со сплава древесина может поступить молем
или в плотах к лесопильному заводу. В обоих
случаях для приема древесины устраиваются
речная и береговая запани с сортировочными
дворами и выгрузочным оборудованием. Речная
вапань обычно устраивается на несудоходных
водных путях, где древесину можно сплавлять
молем. Устройство запани сортировочными дво¬
рами аналогично вышеописанной приемной за¬
пани для сплотки древесины. Разница в том,
что сортировочный двор заканчивается сплавным
каналом (фиг. 24) в виде рукава, ограниченного
бонами и направляющего всю древесину из сор¬
тировочных дворов в рассортированном виде
к приемной выгрузочной площадке. Береговая
вапань, как показывает название, вытягивается
вдоль берега выше по течению приемной пло¬
щадки главным образом на судоходных реках,
где запрещен сплав молем, и древесина посту¬
пает к ваводу в плотах или гонках. В этом слу¬
чае весь прибывающий лес зачаливается к бе¬
реговой линии причала плотов выше по течению
от береговой эапани. Гонки и плоты по мере на¬
добности расшиваются на плитки и последние
самоплавом или буксиром доставляются к горлу
береговой вапани (фиг. 25).
У горла вдоль по течению на случай аварии
с плотами должен стоять наготове так называе¬
мый призапанок или пловучий бон и варпо-
вальная моторная лодка, снабженная аварий
ным реквизитом: якорями, снастями или тросом,
баграми или спасательными принадлежностями.
Назначение призаианка — задерживать при ава¬
рии с плотами «разбойный лес», т. е. распущен¬
ный в моль.
Установку призапанка на фарватер реки и
обратно производит варповальная лодка, она
же перехватывает до плаву аварийные плитки
Фиг. 24. Сплавной канал сортировочного двора
и плоты и прибуксировывает их к берегу. Плит¬
ка, доставленная к горлу береговой запани,
расшивается в моль, и отдельные бревна про¬
ходят окончательную сортировку на воде для
выгрузки на берег («на гору») или для непосред¬
ственной подачи в бассейн лесопильного эавода
на распиловку.
б) Сортировка
Сортировка бревен на воде перед подачей
в распиловку или перед выгруэкой на берег
для выкладки в штабеля временного хранения (для
зимней работы лесопильного вавода) является
обязательным условием правильно поставлен¬
ного биржевого хозяйства.
В лесозавод древесина должна подаваться
в полном соответствии с технологическими тре¬
бованиями, предъявляемыми к сырью-бревнам
при распиловке их на лесопильных рамах.
Лесопильная рама всегда пилит бревно по
установленному в пильной рамке «поставу»,
т. е. набору пил. Каждый постав при рас¬
чете на максимальный выход пиломатериЭ'
А. Μ. БАРАКС
лов требует вполне определенных диаметров
бревен; нормально предельное колебание диа¬
метра бревен на постав — 2 см. Постав нормаль¬
но '^ідует менять только по истечении 3—4 час.
работы рамы, т. е. когда наступает затупление
пил. Поэтому количество сортировочных кана¬
лов у береговой запани должно соответствовать
числу ступеней толщины бревен, сплачиваемых
нормально в одну плитку (3—4 двора), плюс
«запасной» двор, куда направляется вся дре¬
весина, не укладывающаяся по толщине к подаче
в тот или иной сортировочный двор. При подсче¬
те потребной водной поверхности сортировоч¬
ных каналов и всего сортировочного двора не¬
обходимо знать производительность лесопиль¬
ного завода и производительность выгрузоч¬
ных устройств. Нормально для свободы маневри¬
рования с бревнами на воде при подаче под вы¬
грузочные механизмы (бревнотаски) на одно
бревно требуется 3—4 м2 водной поверхности.
Общая площадь сортировочных устройств дол¬
жна равняться полуторасменной работе завода
плюс полуторасменная производительность бе¬
реговых бревнотасок, подающих древесину на
берег в штабеля. Ширина сортировочных дво¬
ров не должна быть уже полуторной длины
приплав ля емых бревен на случай необходимости
поворота бревна на 180° по оси для подачи под
механизмы в нужном направлении.
Если позволяют местные условия, лучшим
методом хранения бревен для зимней распиловки
на лесозаводе является хранение под водой
в штабелях. Основание штабеля в этом случае
делается из однорядной плитки, на которую
Фиг. 26. Цепная бревнотаска
последовательно накладываются бревна ряд за
рядом вручную или при помощи пловучих лесо¬
каток.
Хранение бревен под водой имеет следующие
преимущества:
1) предохраняет древесину от усыхания и
растрескивания;
2) не дает «синевы», т. е. поражения древе¬
сины грибками;
3) не дает бревнам зимой промерзать;
4) облегчает сортировку бревен по размерам
при укладке в штабеля.
При выкатке бревен на берег их укладывают
в штабеля на специально отведенном месте —
Фиг. 27. Бревенная биржа; слева — штабеля бревен,
справа — продольная береговая бревнотаска
б ревенной бирже. В штабеля бревна подаются
также рассортированными по породам и разме¬
рам при помощи механических бревнотасок.
Существуют три типа бревнотасок:
1) Пловучие бревнотаски, где бреЬна подни¬
маются тросами при помощи лебедки.
2) Цепные бревнотаски, или поперечные эле¬
ваторы (фиг. 26).
Эти два типа бревнотасок применяются
в случае низких берегов и мало изменяющегося
уровня воды в сплавном водном бассейне.
3) Продольные цепные элеваторы или берего¬
вые бревнотаски. При крутых и удаленных
от воды береговых откосах, при сильно меня¬
ющихся уровнях горизонта воды применяется
исключительно этот тип.
Для успешности и правильности распиловки
необходимо иметь бревна, чистые от ила, песка
и грязи, для чего перед выкаткой их необходимо
обмывать сильной струей из напорного водопро¬
вода (давление до 4 атм). Впрочем обмывка чаще
делается перед подачей бревен в лесопильный
амбар.
Высота штабелей бревен в разных случаях
различна: при укладке вручную с «гужа» бревна
укладываются в три-пять рядов на подкладках;
при укладке при помощи бревенных элеваторов
штабеля могут быть высотой до 11 ж (фиг. 27).
При больших высотах нижние ряды бревен на
прокладках деформируются и дают при распи¬
ловке брак («отдулины»).
в) Правила укладки и хранения
бревен в штабелях
1. Лучшим способом является хранение бре¬
вен под водой.
2. Вода водного бассейна предпочтительна
слабо проточная или чистая стоячая, незацве¬
тающая.
3. Дно водного бассейна должно быть ровное,
каменисто-песчаное, но не илистое, не заливае¬
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
897
мое течением и свободное от повреждения ледо¬
ходом и паводками, не глубже 10 м.
4. Бревна штабелюются или в клетку после¬
довательным накатом или параллельными ря¬
дами между кустами свай. ·
Примечание. Накат бревен при штабелировке
доводится до поверхности воды с накатом поверх водной
поверхности одного дополнительного ряда бревен.
5. При укладке бревен на сухопутной бирже
разбивка фундаментов должна предусматривать
длину оси штабеля не свыше 100 м, расстояние
между штабелями не менее 2 м и наличие по¬
жарных проездов через каждые 150 м фронта
(передней линии) биржи.
6. Основание фундаментов должно быть по¬
строено на стелажах высотой не менее 35 см от
поверхности земли до нижней поверхности бру¬
са, причем взаимное расположение последова¬
тельных рядов фундаментных брусьев должно
иметь воздушные продухи, расположенные
между внутренними и внешними рядами бревен,
не менее 50 см.
зательно с подветренной стороны господствую¬
щих ветров во избежание заражения остальных
здоровых штабелей. Распиловку подозритель¬
ных на синеву бревен следует производить при
температуре наружного воздуха не выше 4° Ц,
Бревна подаются в лесопильный завод через
бассейн, в который в зимнее время поступает
теплая (конденсационная) вода от силовой стан¬
ции или отработанный пар.
Бассейн может быть на одном уровне с горизон¬
том водного пути или выше его. В первом слу¬
чае бассейн в зимнее время изолируется от реки
шлюзом, во втором случае бревна подаются
летом продольной бревнотаской, а зимой чаще
всего при помощи «волокуши». Волокуша — бес¬
конечная цепь, проходящая через деревянные
барабаны большого диаметра (1,5 м), стоящие
на поворотных пунктах; цепь приводится в дви¬
жение лебедкой. В бассейн бревна доставляются
при помощи «подхваточных цепей», причем брев¬
на волочатся непосредственно по уплотненному
снежному или ледяному желобу.
Фиг. 28. Станок с циркульной пилой типа «Тюрнер»
7. Бревна длиной 4 м и менее должны скла¬
дываться в двойные штабеля с расстоянием
между двумя штабелями не менее 2 м (нор¬
мально 5 м).
8. Желательно складывать бревна с проклад¬
ками толщиной 6—7 см, но в виде исключения
они могут складываться и без прокладок. Про¬
кладки должны быть из отесанных жердей (под¬
товарника), сухих и вполне здоровых и обяза¬
тельно пропитанных маслянистым антисептиком.
При разборке штабелей прокладки должны
складываться под навесом и охраняться от за¬
гнивания.
9. Высота штабелей зависит от способа вы¬
катки бревен и может доходить до 11,0 м в го¬
ловной части штабеля при укладке бревен на
прокладках с уклоном в хвостовой части в 2%.
10. Все деревянные части фундаментов не
менее одного раза в год (весной) необходимо
смазывать дезинфицирующим раствором.
11. Вершины бревен при укладке на проклад¬
ках должны быть обращены в каждом ряду
в одну сторону.
12. При укладке бревен в плотные штабеля
прокладки толщиной 10—12 см должны быть
на расстоянии не более 0,6 м ряд от ряда.
13. Подозрительные на синеву и гниль бревна
должны складываться на бирже отдельно и обя-
4) Первичная обработва древесины
а) Общие сведения
Из бассейна бревна подаются на распиловку
в лесопильный амбар лесозавода. Лесопильный
завод как отдельное предприятие состоит из:
а) склада (биржи) бревен; б) лесопильного цеха
(амбара), где собственно и происходит распи¬
ловка бревен на пиломатериалы; в) раскройного
цеха для разделки пиловочной мелочи (рейка,
брусок, планка, клепка и т. п.); этот цех терри¬
ториально часто находится в лесопильном амбаре,
но на крупных лесопильных заводах может быть
выделен в отдельном здании; г) сортировочной
площадки, если лесозавод имеет больше двух
лесопильных рам; д) сушильного хозяйства,
если пиломатериалы выпускают е лесозавода
транспортной или производственной сухости;
е) склада (навеса) для пиломатериалов и биржи
пиломатериалов или открытого склада.
В случае использования отбросов при лесо¬
пильном заводе организуются так называемые
утилизационные цеха. Назначение и характер
последних могут сильно отличаться друг от друга
и в отдельных случаях вырастать до размеров
предприятия (гидролизный завод, завод пласт¬
масс и т. п.).
Деревянные конструкции
57
898
А. М. ВАРАКС
б) Основное оборудование лесо¬
пильного завода
Бревна могут быть распиливаемы на циркуль¬
ных, рамных или ленточных пилах. Выбор
тог' или иного основного оборудования зависит
οι-цели и назначения распиловки бревен для нужд
строительства.
1. Если строительство нуждается главным об¬
разом в брусьях, а не в досках, лесопильный за¬
вод может быть оборудован только станками
с циркульными пилами типа Тюрнер, модель
тюменского машиностроительного завода «Ме¬
ханик» (фиг. 28), так как производительность
Фиг. 29. Лесопильная рама
этих станков выше рамных и ленточных пильных
станков и станки эти вполне пригодны для це¬
лей обрусовки бревен.
Лесопильный цех в таких случаях очень упро¬
щается и сводится к простому навесу-шатру,
где и размещаются станки завода «Механик»
отдельными потоками. Получаемый при обру-
совке отход в виде лафета и горбов может быть
пропущен через вспомогательные станки: реб¬
ровый, реечный и поперечно-пильные, для полу¬
чения «мелочи»: опалубочного теса («уцкотт»),
планки, рейки и штукатурной дранки (пиленой).
При такой организации лесопильного завода
часто выпадает сушильное хозяйство и строи¬
тельный материал сушится на бирже естествен¬
ной, воздушной сушкой.
2. Если лесопильный завод предназначается
для распиловки разнообразных строительных
материалов, чаще всего у нас б Союзе основным
станком в лесопильном амбаре является лесо¬
пильная рама (фиг. 29). Лесопильные рамы
устанавливаются в один ряд или в два ряда в
шахматном порядке, причем бревна при проходе
через раму распиливаются либо сразу (в развал)
либо за два прохода через раму. При распиловке
в развал бревна распиливаются пакетом пил,
собранных в постав и натянутых жестко при
помощи клиньев или особой конструкции за¬
тяжек в пильной рамке, имеющей возвратно¬
поступательное движение. Первый проход брев¬
на через раму называется брусовкой и дает в
результате распила так называемый голландский
брус и необрезной пиломатериал как отход от
бруса в виде необрезных досок или горбылей.
Второй проход обычно дается на другой раме,
установленной во втором ряду. Такая рама носит
название разваливающей рамы. На эту раму
подается только голландский брус, из которого
в результате распиловки получают острокант-
ный брус, или валкантный брус с обэолом
по граням бруса, или пакет обревных досок,
т. е. досок, имеющих одинаковую ширину, рав¬
ную толщине голландского бруса. В том и дру¬
гом случае получаются как отход подгорбыль-
ные, необрезные доски и горбыли.
Брус (четырехбитный) и обрезные доски
сразу после получения транспортируются из
лесопильного амбара при помощи вагонетки
или специальных транспортеров (роликовые,
пассовые). Бревно в раму из бассейна подается
при помощи продольных цепных бревнотасок
(фиг. 26), причем одна автобревнотаска, снаб¬
женная автоматическим остановом бревен в конце
у тележек лесопильной рамы, обычно обслужи¬
вает только одну раму. Если завод работает
е гужа, то бревна в раму подаются с сортировоч¬
ной площадки.
После остановки бревна у тележек лесопиль¬
ной рамы оно снимается на тележки или вруч¬
ную или при помощи механического сбрасыва¬
теля.
Тележки лесопильной рамы делятся на:
И) зажимные, или направляющие (фиг. 30,а)і
2) поддерживающие (фиг. 30,6);
3) подвесные-зажимные (фиг. 30,в).
Если лесопильная рама пилит в развал, пе¬
ред ней устанавливают обязательно две тележ¬
ки — одну комлевую, зажимную, другую вер¬
шинную (поддерживающую). Позади рамы уста¬
навливают: у комля — поддерживающую, а у
вершины — важимную или подвесную тележку.
Комлевая тележка спереди рамы и вершинная
позади ее само размыкаются в тот момент, когда
комель и вершина бревна находятся на строго
и заранее определенном месте; тележки имеют
самоход вперед и автоматическую откатку в ис¬
ходное положение.
Если лесопильная рама устанавливается в пару
к разваливающей раме в шахматном порядке
(см. схему двухрамного лесопильного завода
на фиг. 31), в этом случае разваливающая рама
не всегда имеет тележку и брус тсгда проводится
через раму на роликовом аппарате, сзади же
устанавливается подвесная тележка. Брусующая
рама сзади может иметь портальные тележки.
Применение портальных тележек позволяет эко¬
номить ширину здания лесопильного амбара,
так как в этом случае рамы можно устанавливать
не в шахматном порядке, а в ватылок. Это объ¬
ясняется тем, что портальная тележка может
возвращаться назад к лесопильной раме бее
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
899
сбрасывания распиленного бревна на сторону,
а пропуская его сквозь себя.
Производительность современных лесорам силь¬
но повысилась за счет большого числа оборотов
(295—400 в минуту) и большей мощности {55—
а)
б)
о)
Фиг. 30. Тележки лесопильной рамы: а — зажимные,
или направляющие; б — поддерживающие; в — подвес¬
ные зажимные
У5 л. с.)9 что позволяет вести распиловку на боль¬
ших посылках \ 11 Посылкой называется величина (в мм) продвижения
бревна через раму за один оборот пильной рамки.
57·
5000
Фиг. 31. Схема двухрамного лесопильного завода
900
А. М. В АР ARC
При пропуске бревен через утепленный бас¬
сейн посылка может быть постоянной круглый
год. При пропуске мороженого бревна посылка
уменьшается на 11—30%. Правильность посылки
должна быть согласована с уклоном пил в пиль¬
ной рамке, иначе пилы будут сильно греться
и посылки придется снижать. Уклон в рамке
на 50 см хода изменяется в пределах от 11 до
20 мм при ^днотолчковой и от 6 до 10 мм при
непрерывной подаче соответственно при диа¬
метре верхнего отруба от 35 до 15 см.
Производительность лесопильной рамы за сме¬
ну (7—8 час.) исчисляется по формуле;
ті · о ■ с · 0,93 гт
0—^ = /7Λ
где п — величина посылки за один ход рамы,
изменяющаяся в пределах от 9 до 35 мм соот¬
ветственно изменению диаметра верхнего отруба
бревна от 50 до 15 см\
о — число оборотов рамы в минуту;
с — число минут в смене;
0,93 — коэфициент полезной работы лесопильной
рамы;
д — длина бревна, выраженная в мм\
Пр — производительность, выраженная чис¬
лом бревен за смену.
Если средняя длина бревна точно установлена,
о-с -0,93
выражение ^ для данной рамы может
быть постоянно.
При заготовке пиломатериалов для деревян¬
ных конструкций желательно иметь такую схему
лесопильного завода, где возможно было бы до¬
водить процент брусовки до 100 или пилить все
бревна в развал с последующим раскроем досок
на бруски, планки и дощечки по принятому
сортименту на специальных станках (обрезном,
ребровом, реечном и т. п.).
Фиг. 32. Ленточная пила для распиловки бревен
При распиловке бревен для деревянных кон¬
струкций можно вместо лесопильной рамы уста¬
новить ленточную пилу (фиг. 32).
Ленточная пила имеет следующие преимуще¬
ства:
а) дает возможность производить индивидуаль¬
ную распиловку каждого бревна с учетом вскры¬
того брака;
б) позволяет пилить бревно в любом направле¬
нии. что важно при необходимости выпиливать
специальные сорта брусьев для наиболее ответ¬
ственных частей конструкций;
в) может производить распил с выделением
заболони и сердцевины;
г) производительность ленточной пилы при
распиловке на брусья выше, чем лесопильной
рамы (1,2—2,0 м/сек).
* Для повышения процента выхода при распи¬
ловке древесины для нужд строительства, в
частности деталей конструкций, необходимо при
организации лесопильного производства раз-
Фиг. 33. Автовоз типа «Кенгуру» для пе¬
ревозки пиломатериалов
работать примерную спецификацию распиловки
с выявлением в ней всех строительных деталей
в черных заготовках, т. е. с указанием размеров
с припусками на усушку и с допусками на обра¬
ботку. Имея в распоряжении такую специфика¬
цию, можно разработать таблицу поставов на
«рядовую» доску с последующим ее раскроем
на производственные заготовки (пиловочную ме¬
лочь) уже после того, как рядовой пиломатериал
прошел через сушильное хозяйство. Крупные
по размерам производственные заготовки обычно
включают непосредственно в таблицу поставов
и выпиливают на лесопильном заводе наряду
с рядовым пиломатериалом.
При обычных методах распиловки для получения толь¬
ко рядового пиломатериала использование древесины
из хлыста дерева, растущего в лесу, по данным Лесного
департамента США составляет на заводе для сухого
нестроганого строительного пиломатериала едва 30%.
В СССР хотя и получается в среднем из хлыста на 5%
больше, зато при дальнейшем использовании пиломате¬
риалов на стройках наши потери значительно больше—
примерно около 20%. Следует стремиться к тому, чтобы
на стройке, как правило, не было обрезков досок и брусьев
и даже стружек. Этого возможно достичь только при
тщательной проработке нормального стандарта на строй¬
материалы х.
При организации лесопильного производства
особенно важно иметь в виду не только получе¬
ние пиломатериалов обычной длины 6 м и выше,
но и разработку короткомера, который на строй¬
ках употребляется в большом количестве.
Данные исследований Мэдиссоновской лабора¬
тории в США показали, что потребители, заку¬
пая от 75 до 95% пиломатериала стандартной
длины, т. е. более 2,44 ж, фактически потребляли 11 Например стандарт строганых пиломатериалов
Иннорса (44 стандарта).
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
901
от 70 до 100% пиломатериал короче 2,44 м и
30—70% дате еще короче — 1,22 м. Поэтому
наряду с ленточным станком или лесопильной
рамой необходимо иметь в лесозаводе ряд спе¬
циальных станков для разработки мелочи, не
исключая пиломатериалов, идущих на ответствен¬
ные детали деревянных конструкций.
К таким станкам относятся: обрезной станок,
ребровый, многопильный или однопильный рееч¬
ный станок, концеравнительные и торцовочные
станки. Все перечисленные станки помимо спе-
гиального назначения имеют и общее — цир¬
кульную или дисковую пилу как режущий ин¬
струмент. Большинство станков имеет автомати¬
ческую вальцовую или дисковую подачу и дости¬
гает высокой производительности: обрезные —
до 112 м/мин, ребровые — до 44 м/мин.
упрощает технологическую обработку ее и облег¬
чает точное изготовление по размерам отдельных
деталей.
Необходимость применения для деревянных
конструкций воздушно-сухой древесины обусло¬
вливается также и ее гигроскопичностью, т. е.
способностью поглощать или отдавать влагу
в зависимости от изменения относительной влаж¬
ности окружающего воздуха. Ввиду того что
поглощение или отдача древесиной влаги вле¬
чет за собой разбухание или усушку ее (что
может вызвать изменение формы и нарушить це¬
лость конструкции), гигроскопичность древе¬
сины необходимо свести к минимуму. Поэтому
перед использованием древесина должна быть
предварительно высушена до устойчивой влаж¬
ности, т. е. до такого конечного влагосодержания,
Фиг. 34. Диаграмма зависимости между состоянием воздуха и устойчивой влажностью
древесины
Полученный на лесозаводе пиломатериал обя¬
зательно должен пройти предварительную сор¬
тировку с вырезкой брака по породам и разме¬
рам (толщине и длине, ширина имеет меньшее
значение).
На многорамных заводах для этой цели строят
в непосредственном примыкании сортировочную
площадку, откуда пиломатериал грузится на
вагонетки или на специальные автовозы (тип
«Кенгуру») (фиг. 33) и отправляется на биржу
пиломатериалов для воздушной сушки на от¬
крытом воздухе или в сушильные камеры для
камерной сушки.
4. Сушка древесины
1) Общие положения
Одним из основных требований, предъявляемых
к древесине как к строительному материалу,
является ее воздушно-сухое состояние, гаранти¬
рующее ее от дальнейшего резкого высыхания,
а следовательно от усушки, коробления и растре¬
скивания и уменьшающее опасность загнивания.
Одновременно с этим применение сухой древе¬
сины уменьшает собственный вес конструкции,
до какого она могла бы дойти, высыхая в усло¬
виях окружающего воздуха. Так как относи¬
тельная влажность воздуха не является постоян¬
ной, то лучше высушивать древесину до мини¬
мальной влажности, которой она может дости¬
гнуть в условиях своего применения, а не до ма¬
ксимальной ввиду того что последующее возмож¬
ное разбухание менее отрицательно сказывается
на изделиях, чем усушка. Согласно ТУ и Н
древесина, идущая на деревянные конструкции,
должна быть высушена по возможности до воз¬
душно-сухого состояния. Соответствующий ко¬
нечный процент влажности высушиваемой дре¬
весины зависит от состояния окружающей среды
(температуры и относительной влажности воз¬
духа); ввиду того что влажность окружающей
среды может быть различна (внутри помещения,
снаружи, в разное время года и пр.), то и дре¬
весина может считаться «сухой» при влажности
от 5 до 22% в зависимости от ее назначения и
места работы в изделии. Диаграмма (фиг. 34)
дает зависимость между состоянием воздуха и
устойчивой влажностью древесины.
Пример. Температура окружающего воздуха
равна 10° Ц, относительная влажность его —
60%. По диаграмме в точке пересечения прямых,
А. М. ВАРАКС
002
соответствующих заданным температуре и отно¬
сительной влажности воздуха находим устойчи¬
вую влажность древесины, равную примерно 12/0.
Если при той же относительной влажности
(60%) температуру изменить хотя бы на 20°,
то на диаграмме устойчивая влажность изме¬
нится только на 1%. Если же при той же тем¬
пературе (10° Ц) изменить на 20% относительную
влажность воздуха, то устойчивая влажность дре¬
весины изменится на 4—6%. Отсюда становится
ясным, что на влажность древесины в изделии
в наших обычных атмосферных условиях влияют
главным образом относительная влажность воз¬
духа и меньше — его температура. Это указы¬
вает на необходимость устранения причин, вызы¬
вающих сырость в сооружениях из дерева.
Разрез по А В
связанной влаги значительно труднее, требует
несравненно большего времени и сопровож¬
дается явлениями усушки (древесина начинает
изменяться в объеме).
Ввиду того что усушка в тангенциальном
направлении значительно больше, чем в ради¬
альном, и явление усушки наступает не одновре¬
менно по всей толщине сушимой доски, в дре¬
весине возникают внутренние напряжения; если
эти напряжения достигают значительной вели¬
чины, в древесине появляются трещины, начи¬
нается коробление и прочие пороки, обесцени¬
вающие ее и ограничивающие ее применение.
Все это ясно видно на диаграммах, фиг. 35
и 36. Диаграмма фиг. 35 показывает, что при
удалении из древесины свободной влаги от 105%
Время сушки Ь сутках
‘Фиг. 35. Диаграмма зависимо¬
сти темпа испарения влаги до
точки насыщения волокон и
ниже точки насыщения волокон
S3 но
0-5 106
2|'«
* ° 102
'u40 35 30 25 20 15 10 5 0
•Влажность дреЬесины 6 %
Фиг. 36. Диаграмма зависимо¬
сти уменьшения объема древе¬
сины при удалении влаги до
точки насыщения волокон и
нише точки насыщения волокон
==?■======
-·:3=Ξ=1
Μ Μ _
ΜΗ
І
V
—
!
4
_0
*Отрубки
Фиг. 37.
Часто высушивание древесины доводят до
«транспортной сухости», т. е. до такого состоя¬
ния, когда перевозка ее становится уже экономи¬
чески целесообразной.
Транспортная сухость соответствует моменту,
когда из древесины удалена вся влага, нахо¬
дящаяся в полостях ее отдельных клеток. Та¬
кая влага называется «свободной» (капиллярной)
влагой в отличие от «связанной» (мицелярной,
гигроскопической), содержащейся в стенках кле¬
ток древесины. При сушке вначале удаляется
свободная влага из полостей клеток, а затем уже
связанная — из стенок клеток. Состояние дре¬
весины, когда из нее удалена вся свободная влага,
но полностью еще осталась влага связанная,
называется точкой насыщения волокна и харак¬
теризуется влажностью в 28—31% в зависимости
от породы, т. е. от анатомического строения
(структуры) древесины.
Удаление свободной влаги весьма просто и
не требует много времени; никаких изменений
в древесине при этом не происходит. Удаление
Правильная укладка пиломатериалов в штабель при
естественной сушке
до точки насыщения волокна (примерно на 75—
78%) потребовалось около восьми единиц (в на¬
шем случае суток) времени, при удалении же
влаги ниже точки насыщения волокон до 3%
конечного влагосодержания (на 25%) времени
потребовалось в несколько раз больше.
Диаграмма (фиг. 36) показывает, что при сушке
древесины до точки насыщения волокон от 40
до 28% объем ее не изменяется (горизонтальный
участок кривой диаграммы). При продолжении
сушки ниже точки насыщения волокон кривая
изменения объема падает.
Поэтому для облегчения веса древесины при
перевозке целесообразно без боязни ее повреж¬
дения и без больших денежных затрат высуши¬
вать древесину до «транспортной сухости», т. е.
в среднем до влажности 28%.
2) Воздушная сушка
Ввиду ответственного назначения древесины,
применяемой для деревянных конструкций, не¬
обходимо по возможности высушивать ее ис¬
кусственным камерным способом.
ЗАГОТОВИЛ, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШИЛ ДЕРЕВА
.903
Этот способ позволяет наиболее четко упра¬
влять процессом сушки, делает этот процесс
независимым от внешних условий и представляет
следующие преимущества по сравнению с воз¬
душной сушкой: 1) при правильном проведении
процесса сушки можно в кратчайший срок по¬
лучить материал с наименьшим количеством
брака; 2) действие высоких температур пони¬
жает гигроскопичность древесины и стерилизует
ее, убивая древоточцев, грибы и пр.
Тем не менее камерную сушку можно при¬
менять не всегда. Для крупных сортиментов —
бревен, брусьев или досок толщиной свыше
10 — 12 см — камерная сушка уже нерацио¬
нальна, так как экономически себя не оправды¬
вает. В этом случае приходится крупные сорти¬
менты сушить естественным способом на бирже,
причем необходимо создавать условия, которые
сводили бы до минимума сопровождающие воз¬
душную сушку отрицательные явления — силь¬
ное растрескивание, заражение грибом, пораже¬
ние древоточцем, коробление и пр.
Биржи пиломатериалов представ¬
ляют предмет особой заботы на лесопильных
заводах.. Правильно расположенная и оборудо¬
ванная биржа способствует более быстрой и
правильной сушке пиломатериалов.
Под биржу пиломатериалов необходимо отво¬
дить сухой и как можно более доступный ветру
открытый участок.
Весьма распространенное мнение о вредном
влиянии ветра на качество древесины, подвергае¬
мой естественной сушке, ошибочно. Материал
кладется в штабеля (фиг. 37) длинной стороной
перпендикулярно к направлению господствую¬
щих ветров, причем торцы могут быть защищены.
Сильный ветер создает горизонтальные потоки
воздуха в штабеле и дает более равномерную
сушку. Забор биржи рекомендуется делать не
сплошным, а решетчатым и штабеля укладывать
возможно далее от забора и стен построек. Если
участок мало доступен ветру, то циркуляция
воздуха в штабеле замедляется, возникает верти¬
кальный поток воздуха сверху вниз, и влажный
воздух задерживается в нижней части штабеля,
вызывая синеву, неравномерную замедленную
сушку и пр. Основные указания по распланиров¬
ке биржи и содержанию ее, а также по укладке
пиломатериала изложены в нижеприводимых
«Правилах».
а) Выборки из правил правильнойрас-
планировки биржи для пиломатериа¬
лов1.
1. Площадь под биржу должна быть сухая, ровная
без ям, которые должны быть засыпаны землей или шла¬
ком.
2. Стоячая вода должна быть спущена, а при высо¬
ком уровне грунтовых вод площадь должна быть дре¬
нирована.
Поднятие биржи рейками недопустимо, так как от
этого неизбежно происходит захламление биржи гни¬
ющей древесиной.
3. Окружающие биржу заборы должны быть низ¬
кие, не выше 1,5 м и решетчатые. Сплошные высокие
заборы делать не рекомендуется.
4. Площадь биржи разбивается на участки, так на¬
зываемые проулки и дороги. Проулки должны распола¬
гаться по господствующему ветру (обычно их направляют
перпендикулярно к реке, что менее практично).
5. Размер проулков, разрывов между штабелями и
продольных дорог (табл. 2).
6. Между проулками помещаются 2 штабеля, а между
дорогами 4—5 штабелей.
1 Лебед ев В. И., Дефекты древесины, вызы¬
вающие клеймсы при экспорте пиломатериалов.
Таблица 2
Проулки по господствующему ветру в м
Проулки
Разрывы
Дороги
по дороге
по проулку
9Д
2,2
1,5
10,7
Проулки к реке не по господствующему ветру
11,3
1
2,2 1 %
11,3 1
Проулки и дороги должны быть прямолинейны и
одинаковой ширины на всем протяжении биржи.
7. Фундаменты должны иметь размеры 7,5x8 м.
Все фундаменты должны быть одинаковой высоты, но
Не ниже 0,60 м и располагаться так, чтобы не задержи¬
валось низовое течение воздуха. Рекомендуется делать
их переносными, клеткой на конус, из креозотирован-
ных досок или обрезков бревен. Основание не должно
быть шире 0,60 м.
Низкие, ряжевые, сделанные из сплошных досок и
вообще сплошные фундаменты на бирже не должны при¬
меняться.
Все фундаменты должны иметь постоянную нумера¬
цию.
8. Сараи не следует ставить посреди биржи, лучше
выносить их на края, но ни в коем случае не строить
впереди господствующих ветров.
9. Нижнюю часть сараев (на высоте 0,75 м) следует
делать открытой для свободного прохода низового те¬
чения воздуха.
10. Если место под биржей неровное, то для сохра¬
нения правильного низового продувания фундаменты
в низкой части биржи дополняются ребровиками. Это
дополнительное наращивание фундамента досками, по¬
ставленными на ребро, не задерживает правильной цир¬
куляции воздуха внизу штабелей по всей бирже и может
спасти штабель во время половодья весною.
11. Штабеля должны отстоять не ближе 2 м от отка¬
тов и сараев.
12. Трава на бирже уничтожается.
б) Правила распределения лесомате¬
риалов на бирже.
1. Если биржа имеет значительную площадь, то
лучше разделить ее на несколько участков: 1) для тон¬
ких досок от 12—38 мм; 2) для толстого лесоматериала
свыше 50 мм; 3) для прочей мелочи и 4) для просушки
засиневшего леса.
2. Наиболее продуваемая часть биржи отводится
для тонких досок (от 12 до 38 мм), которые должны рас¬
полагаться так: до 25 мм по краям участка, а от 25 мм
до 38 мм—в центральной части участка. Для толстых
досок отводится менее продуваемый участок. На этом
участке доски в 50 мм, как наиболее поражаемые сине¬
вой, располагаются по краям, а более толстые — в цен¬
тральной части. Биржа для мелочи должна иметь посто¬
янные навесы-крыши. Для синих досок отводится уча¬
сток в стороне от остальной биржи и доски кладутся со
«шпациями» (пропусками) не менее 25 см.
3. При одной бирже на заводе доски располагаются
так: тонкие (от 12 до 38 мм)—по краям, а толстые
(от 50 мм и толще) — в центральной части биржи.
в) Правила содержания биржи при
лесопильном заводе
1. Биржа должна содержаться в чистоте и порядке.
На бирже не должны валяться отдельные доски, рейкп
и т. п. Чистота, опрятность и порядок—первое условие
правильной сушки и сохранения пиломатериалов. Во¬
обще нельзя допускать захламленности биржи. Для
этого после переборки и во время погрузки досок вокруг
освободившихся фундаментов сейчас же необходимо
очистить место от отбракованных досок, крыш, прокладок
и т. п. Если увезти все это немедленно невозможно, то
следует оставшиеся материалы положить на освободив¬
шийся фундамент.
2. Нельзя допускать складывания каких бы то ни
было лесоматериалов и пр. в разрывах между штабелями
или на проулках.
ш
А. М. БАРARC
3. Подштабельные места должны быть кругом сво-
йодны для прохода. Вблизи фундаментов не должно быть
ничего, что могло бы задерживать ветер. На правильно
содержащейся бирже ветер свободно продувает под
штабелями во всех направлениях. Если на такой бирже
посмотреть под штабель с одного конца биржи, то
должен быть виден противоположный ее конец.
4. Не допускать складывания горбылей на бирже
без фундаментов.
5. Не ставить бочек с водой близ самого штабеля:
от этого синеют кромки досок в штабеле на уровне боч¬
ки и выше ее. Бочки надлежит ставить на угол на метр
от штабеля.
6. Осенью должны производиться обязательная убор¬
ка биржи и ее дезинфекция известью; все деревянные
части—фундамент, лежни и все прокладки—должны
быть обработаны антисептиком (карболинеум, креозот
и т. п.).
7. Не следует допускать попадания снега в штабеля.
Для этого:
а) в «штабелях из-под пилы», начиная с 15 октября,
сплачивается верхний ряд;
б) выпавший снег со штабелей сметают.
8. С 1 апреля верхний ряд всех штабелей из-под пилы
должен быть расплочен, вместо этого можно закрыть
штабеля не слишком покатыми крышами из тех же досок.
9. С 1 апреля и до 15 октября нельзя сплачивать верх¬
него ряда ни на одном штабеле.
10. Оставшиеся на бирже штабеля с высохшими до¬
сками следует держать под крышей и следить, чтобы
крыша не протекала. Такие штабеля можно сдваивать
или класть вплотную.
11. Первосортные доски после ранней переборки
неЪбходимо защищать щитами на жердях, открытыми
снизу и приставленными косо под крышу штабеля.
12. С 15 апреля все щиты должны быть сняты.
13. При весенней переборке необходимо следить,
чтобы снег не попадал на доски. При укладке досок
в штабеля часто наблюдается, что укладчики заносят
на ногах подлипший к сапогам снег на штабель; этого
не следует допускать, так как если доска обледенеет, то
она не может просохнуть к моменту наиболее интенсивного
развития грибов и плесеней и потому может поразиться
грибами (синевой).
14. При очистке откатов надлежит следить, чтобы
мусор не попадал в штабеля.
д) Общие правила укладки досок.
1. Высота штабеля должна быть не менее 4 м; чем
штабель выше, тем лучше.
2. Разрывы в штабелях нужно делать на одной вы¬
соте и по одной линии на всей бирже.
3. Шпации должны быть одинаковы по ширине от
низа до верха штабеля.
4. Прокладки кладутся против лежней фундаментов
и должны представлять прямую, а не ломаную или кри¬
вую линию.
5. Штабеля должны быть ровные и не наклоняться
в какую-либо сторону.
6. В середине штабеля должна быть труба шириной не
менее 0,60 м.
7. Полно выложенный и перебранный штабель
должен быть закрыт плотной крышей без щелей с на¬
пусками как спереди, так и сзади штабеля.
8. Нижний конец крыши кладется не на штабель, а
на доску, положенную на 75 мм прокладки (стульчики),
чтобы обеспечить свободный проход воздуха.
9. Когда штабель закрыт крышей, торцы защищают
обшивными досками, чтобы их не рвало солнцем.
10. Материал в сараях кладется на рейках-проклад¬
ках, в самом штабеле разрывы не делаются.
Даше правильно устроенная биржа не дает
возможности всегда получать хорошо и нормаль¬
но просушенную доску, так как срок сушки
пиломатериала в штабелях далеко не один и
тот же и зависит от того месяца, когда доски
были положены в штабель.
Для того чтобы высушить до 15% влажности
доски толщиной 25 мм в штабелях, уложенных
в разное время, нужно количество дней, ука¬
занное в табл. 3.
Приведенные данные получены в США, но
они почти не отличаются от данных средней
полосы РСФСР, для зимних же месяцев северной
полосы — затягиваются недели на три; наиболь¬
ший срок сушки досок в штабелях там примерно
равен 8 месяцам.
Такие резкие колебания и неравномерность
сушки (42% сушки годовой продукции лесопиль¬
ного завода падает на июнь) заставляют совре¬
менные заводы иметь сушильные камеры и
переходить частично на камерную сушку.
Для непрерывности отпуска сухого материала
с биржи завода вполне достаточно, если сушиль¬
ное хозяйство рассчитано на производитель¬
ность 40—50% годовой продукции с учетом
сезонности спроса и оборота биржи.
Таблица 3
Количество дней, необходимое для просушки досок 1
150
120
юс
100
90
75
50
75
225
225
225
200
В каком месяце
полошены доски
■1
1“,
111
ΪΥ
V 1
V!
VII
VIII
IX
X
1χι
XII
Месяцы
, в которые закончена сушка
VI
VI
VI |
VII1
ѵш|ѵш|
IX
X
!Ѵ 1
V
-1
νι
3) Камерная сушка
Для камерной сушки древесины, идущей
для изготовления деревянных конструкций, ре¬
комендуются камеры периодического действия,
позволяющие точно регулировать условия сушки.
В камерах желательна искусственная, возврат¬
ная циркуляция воздуха, создаваемая ревер¬
сивными вентиляторами. Такие камеры дают
наиболее равномерно высушенный материал, срок
сушки в них меньше, а вместимость их благодаря
отсутствию или незначительности зазоров между
досками в одном горизонтальном ряду больше.
Камеры эти строятся на один и два штабеля
по ширине камеры и на два штабеля по ее длине
(фиг. 38, а, б, в).
а) Режимы сушки и их проведе¬
ние. Контроль
Режим сушки — это комплекс условий, соблю¬
дение которых при проведении процесса сушки
гарантирует достаточно быстрре высушивание
древесины без брака. Условия эти заключают¬
ся в том, чтобы циркуляция, температура и
относительная влажность воздуха в камере на¬
ходились в строгой зависимости от влажности
сушимой древесины. Поскольку влажность дре¬
весины во время сушки меняется, то соответ¬
ственно необходимо менять и температуру, от¬
носительную влажность и по возможности и
скорость циркулирующего воздуха, подводи¬
мого к сушимому материалу. Поэтому приборы,
определяющие состояние воздуха, должны быть
устанавливаемы в месте входа воздуха в штабель.
Без приборов, определяющих состояние цирку¬
лирующего в камере воздуха, проводить сушку
по режиму невозможно.
Для определения температуры и относитель¬
ной влажности воздуха наиболее удобен дально-
действующий психрограф (фиг. 39). По записан¬
ным психрографом показаниям сухого термометра
(температура циркулирующего в камере воз¬
духа) и термометра влажного можно, вычислив
психрометрическую разницу (разница между по¬
казаниями сухого и влажного термометров),
по приводимой ниже психрометрической таблице
определить относительную влажность цирку¬
лирующего в камере воздуха. i.i. Данные о ходе сушки сосновых досок (по Фалейви).
ЗАГОТОВИЛ, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
905
Режим сушки может проводиться: 1) по из¬
менению влажности сушимой древесины в лю¬
бой момент сушки, 2) по времени, протекшему
от начала сушки.
а)
6\
в)
Фиг. 38. Камеры с реверсивными
вентиляторами: а — на один шта¬
бель по ширине; б — на два шта¬
беля по ширине; в — внутренний
вид камеры на один штабель по
ширине
Проведение режима по времени практически
весьма удобно, но требует знания скорости
удаления влаги из древесины; поскольку ве¬
личина эта изменяется в зависимости от по¬
роды и толщины сушимого сортимента и учесть
ее трудно, приходится проводить режим сушки
по изменению влажности древесины.
Изменение влажности можно определить ме¬
тодом взвешивания контрольных образцов. Ме¬
тод этот заключается в том, что в штабель за¬
кладывается образец длиной в 0,6 — 0,8 м, вы¬
пиленный на расстоянии 0,6 м от торца доски..
Фиг. 39. Дальнодействующий психрограф
достаточно характерной для партии сушимого-
материала. От образца отрезается секция влаж¬
ности толщиной в 10—12 мм, взвешивается
до абсолютно сухого веса, после чего определяет¬
ся влажность секции и тем самым первоначаль¬
ная влажность всего контрольного ооразца по
формуле:
— . 100 = Вл, (!)ί
где н.— начальный вес секции влажности;
с — сухой ее вес;
Вл — процент влажности.
Контрольный образец с известным уже на¬
чальным влагосодержанием слегка обмазывает¬
ся с торцов каменноугольным, пеком, взвеши¬
вается и помещается в штабель, высыхая одно¬
временно с ним. Одновременно вычисляется
сухой вес образца по формуле:
100 · н
юо+Ж ’
(2),
значения те же, что и в ф-ле (1).
Во время сушки образец периодически выни¬
мается на весьма короткий промежуток време¬
ни и взвешивается, и полученный вес всякий
раз принимается за начальный в данный момент;
если сухой вес образца вычислен по ф-ле (2),
то влажность его после каждого взвешивания
может быть определена по ф-ле (1). Влаж¬
ность всей сушимой партии принимается услов¬
но равной влажности контрольного образца.
Зная влажность сушимой древесины, можно
906
А. М. ВАРARC
Таблица 4
Психрометрическая таблица
Темпе¬
ратура
в °Ц
Относительная влажность воздуха в процентах при разности температур между сухим и влажным термо¬
метрами в °Ц ^психрометрическая разность)
1 1
2
3
4
5
6
7
8
9
1°
111
112
113
114
116
18
1 20
1 22
124
1 26
28
30
I 32 1
34 1
36
JS
93
87
80
74
68
62
57
52
47
42
38
34
29
24
16
36
93
87
81
75
69
63
58
53
48
43
39
35
30
26
18
37
93
87
81
75
69
64
59
54
49
44
40
36
31
27
19
38
93
87
81
75
70
64
60
55
50
45
41
37
32
28
21
14
39
93
88
82
76
70
65
60
56
51
46
42
38
33
29
22
15
40
94
88
82
77
72
67
62
57
52
48
44
40
35
31
24
18
41
94
88
82
77
72
67
62
58
53
49
45
41
37
33
26
20
42
94
88
83
77
72
67
63
58
54
50
46
42
38
34
28
21
15
43
94
89
83
78
73
68
63
59
54
50
46
43
39
35
29
22
16
44
94
89
83
78
73
68
64
59
55
51
47
44
40
36
30
23
17
45
94
89
83
78
73
69
64
60
56
52
48
44
41
37
31
24
18
46
94
89
84
79
74
69
64
60
56
52
48
45
41
38
31
25
19
47
95
89
84
79
74
69
65
61
57
53
49
45
42
38
32
26
20
48
95
89
84
79
74
70
65
61
57
53
49
46
42
39
33
27
21
15
49
95
89
84
79
75
70
66
62
58
54
50
46
43
40
34
28
22
16
50
95
90
84
80
75
70
66
62
58
54
51
47
44
40
34
29
23
17
53
95
90
85
80
76
71
67
63
59
56
52
49
45
42
36
31
25
20
55
95
90
85
81
76
72
68
64
60
56
53
50
47
44
38
32
26
22
58
95
90
86
81
77.
73
69
65
61
58
54
51
48
45
39
34
28
24
20
60
95
90
86
82
77
73
69
66
62
58
55
52
49
46
40
35
29
25
21
17
63
95
91
86
82
78
74
70
66
63
60
56
53
51
47
41
36
30
27
23
20
17
65
95
91
86
82
78
74
71
67
64
60
57
54
51
48
42
37
31
28
26
21
18
68
95
91
87
83
79
75
71
68
64
61
58
55
52
49
43
38
32
29
26
22
19
70
96
91
87
83
79
75
72
68
65
62
59
56
53
50
44
39
33
30
27
23
20
73
96 '
91
87
83
80
76
72
69
66
62
59
57
54
51
45
40
34
32
29
24
22
18
75
96
91
88
84
80
76
73
69
66
63
60
57
54
52
46
41
35
33
30
25
23
20
19
78
96
91
88
84
80
77
73
70
67
64
61
58
55
53
47
42
37
34
31
26
24
21
80
96
91
88
84
81
77
74
71
67
65
62
59
56
54
48
43
38
35
32
28
25
22
20
85
96
91
88
85
81
78
75
71
68
65
63
60
57
55
49
44
40
37
33
30
27
24
21
18
90
96
91
89
85
82
78
75
72
69
66
64
61
59
56
51
46
41
38
35
31
29
26
22
21
19
95
96
92
89
86
83
79
76
73
70
68
65
62
60
57
52
48
43
40
36
32
31
27
24
22
20
100
96
92
89
86
83
80
77
74
71
68
66
63
61
58
54
49
44
41
38
34
32
29
26
23
21
По Рв Warlimont’y.
Пример. Показание сухого термометра 70°Ц
» мокрого » 66°Ц
Психрометрическая разность . · 4°Ц, откуда по психрометрической таблице
относительная влажность воздуха—83%
проводить соответствующий решим сушки.
Влажность древесины быстро определяется аме¬
риканским прибором Хеипенстола, построен-
тельно изменять также и скорость циркулиру¬
ющего в камере воздуха. При этом следует
иметь в виду, что в начальный период сушки при
Фиг. 40. Прибор Хеппенстола для быстрого определения процента влажности древесины (Америка)
ным на основе различной электропроводности
древесины при разной влажности. Пользование
этим прибором очень простое; показания полу¬
чаются немедленно (фиг. 40—41).
Кроме изменения относительной влажности
воздуха и его температуры в зависимости от
влажности сушимой древесины при сушке жела-
высокой по режиму относительной влажности
циркулирующего в камере воздуха Для обеспе¬
чения достаточно эффективного поглощения вла¬
ги скорость его циркуляции должна быть по¬
вышена; в конце же сушки, напротив, при малой
относительной влажности циркулирующего воз¬
духа (т. е. при большом его дефиците васыще-
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
907
ния) скорость циркуляции может быть пони¬
жена. Изменение скорости циркуляции дости¬
гается изменением числа оборотов вентилятора
и соответствующим маневрированием заслонками.
Фиг. 41. Пользование при¬
бором Хеппенстола
При применении нижеприводимых режимов
сушки 1 рекомендуется в начале сушки устанав¬
ливать более мягкий медленный режим g боль¬
шой относительной влажностью воздуха и с не¬
высокой температурой и лишь после положитель¬
ных результатов пробовать применение более
форсированных режимов с меньшей относитель¬
ной влажностью и более высокой температурой.
До сушки древесины по определенному режиму
1 По данным Мэдиссоновской лаборатории за ряд лет
эти данные несколько расходятся с нашими ТУ и Н.
она предварительно прогревается, подвергаясь
действию увлажняемого паром воздуха (предва¬
рительная пропарка), при температуре воздуха
на 6—10° Ц выше начальной температуры режима
и относительной влажности, доводимой до 85—
90%. Длительность прогрева — от 1 до 5 час. на
каждые 25 мм толщины в зависимости от породы
и времени года.
Следует различать сушку: 1) древесины свеже-
срубленной и 2) древесины, предварительно
выдержанной долгое время на складе.
В последней возможно значительное различие
во влажности по толщине, связанное с быстрой
поверхностной засушкой. Сушить такую древе¬
сину по мягкому влажному режиму нельзя,
так как поверхностное увлажнение пиломатериа¬
лов, сопровождающееся при этом разбуханием
поверхностных слоев, ведет к образованию в
древесине «постоянных» напряжений (обратный
вакал) и к увеличению трещин, если таковые
имели место до загрузки древесины в камеру.
Древесина, предварительно подсушенная на
складе, в случае наличия в ней напряжений
должна сушиться при сравнительно невысокой
относительной влажности, соответствующей по
режиму содержанию влаги в наружных слоях
древесины. Этим тормозится развитие напря¬
жений, опасных для целости древесины. Лишь
по окончании процесса сушки для ослабления
вакала такую древесину следует подвергнуть
поверхностному увлажнению по «режиму от
вакала», указанному ниже. Для разных пород
режимы также различны. Для хвойных пород
имеется три режима. Тонкие доски можно су¬
шить по режиму 000, а толстые сортименты —
по более мягким длительным режимам — 00 и 0.
При применении одного и того же режима для
Режимы для хвойных пород
Таблица 5
Процент влажности древесины, при которой произво¬
дится изменение режима
Показания
сухого термо-
метра в °Ц
Показания
мокрого термо¬
метра в °Ц
Относительная
влажность воздуха
в %
I 1
1 “ 1
III !
1 г?
Режим 0
Начальный
Начальный
Начальный
57
51
70
30
25
2С
66
52
50
20
16
13
74
66
40
1Б
12
10
-
79
54
30
Режим 00
Начальный
Начальный
Начальный
Начальный
71
63
70
40
35
30
25
77
62
50
20
16
13
13
81
57
30
Режим 000
Начальный
Начальный
Начальный
Начальный
82
74
70
40
85
30
25
88
71
50
‘20
16
13
13
93
66
30
Таблица в
Режим для лиственных пород
№ режима
1
2
3
4
5
6
7
• і
Порода
Береза
Ясень
Бук
Железное
дерево
Граб
Дуб
Дуб
j 1
Дуб j
908
А. М. Б АР АКО
Таблица 6а
Режимы для лиственных пород
С — температура сухого термометра в °Ц;
М — температура мокрого термометра;
В — относительная влажность воздуха в %.
% влаж¬
ности дре¬
весины
Режим 1
Режим 2
Режим 3
Режим 4
толщина
пиломате¬
риалов
С
М
В
С
М
В
С
М
В
G
М
В
Выше . . .
40
60
55
80
57
53
80
54
50
80
52
48
80
40
63
57
75
60
54
75
57
52
75
54
49
75
30
65
58
70
63
56
70
60
53
70
57
51
70
25
68
58
60
65
55
60
63
53
60
60
51
60
20
71
57
50
68
55
50
65
52
50
63
50
50
15
74
53
35
71
51
35
68
51
40
65
48
40
и до конца.
10
76
46
20
74
44
20
71
46
25
68
44
25
Режим 5
Режим 6
Режим 7
Режим 8
Выше . . .
40
49
45
80
46
43
80
43
40
85
40
38
85
40
51
46
75
49
44
75
46
43
80
43
40
80
30
54
48
70
51
45
70
49
44
75
46
41
75
25
57
49
65
54
46
65
51
44
65
49
43
70
20
60
49
55
57
46
55
54
44
55
51
43
60
15
63
48
45
60
46
4Б
57
44
45
54
43
50
и до конца.
10
65
44
30
63
42
30
60
42
35
57
41
40
хвойных пород процесс сушки можно форсиро¬
вать или замедлять в зависимости от влажности
древесины того или иного раздела режима.
Режим, примененный по каждому последующему
разделу, является наиболее осторожным и мяг¬
ким (раздел I — самый жесткий, II—мягче и
т. д.)·
Каждый последующий режим мягче предыду¬
щего. Все режимы рассчитаны на сушку пилома¬
териалов толщиной до 40 мм. При увеличении
толщины на 25 мм необходимо проводить про¬
цесс сушки по следующему более мягкому ре¬
жиму. Так например, бук толщиной в 60 мм
сушится уже по режиму 4, а толщиной в 85 мм—
по режиму 5 и т. д.
Для лучшего проведения камерной сушки не¬
обходимо руководствоваться следующими ориен¬
тировочными сроками сушки:
Для хвойных пород
Толщина
сортимента LpoK сушки
в мм в сутках
иную сторону, но во всяком случае они яв¬
ляются исходными.
Неравномерность сушки и отклонение от ре¬
жима влекут за собой брак древесины, в первую
очередь закал. Закалом называется явление,
когда внутренние слои древесины (середина
сортимента) имеют стремление сжаться больше,
чем наружные слои (поверхность); при этом
во внутренних слоях возникают растягивающие
напряжения, а в наружных — сжимающие. Для
Фиг. 42. Выпиленные секции для определения
степени вакала: а — нет закала; б — допусти¬
мый закал; в — недопустимый закал; г — обо¬
ротный закал от чрезмерной периодической про¬
парки при 100% относительной влажности воз¬
духа
12
8/4-1
19
11/2 - 2
22—25
21/2 — 3
30—40
4 — 5
50
51/2 - 61/2
60—70
7 — 9
80—90
10— 14
Для лиственных пород
(при толщине сортимента 25 мм)
Срок
Порода сушки
Береза .... 8—12
Ясень .... 10—14
Бук 12—18
Граб 12-18
Дуб 16—22
Сроки эти для сушки от 60 до 12% влажно¬
сти в зависимости от целого ряда факторов
(конструкция камер, обслуживание, оборудова¬
ние, начальная и требуемая конечная влажность
древесины, ее качество и назначение и пр.) мо¬
гут иметь небольшие отклонения в ту или
определения закала из контрольного образца^
помещаемого в штабель, вырезают «силовую
секцию» в форме буквы П (фиг. 42). Схождение
концов секции немедленно после вырезки служит
признаком закала, а расхождение — признаком
обратного закала, получающегося в результате
чрезмерного увлажнения воздуха.
б) Дефекты древесины от суш
к и, их предупреждение и устра¬
нение1
При сушке лесоматериала не всегда удается
избежать некоторых дефектов, главнейшими из
которых являются: закал, трещины, коробле¬
ние, развитие синевы, плесень и изменение есте¬
ственной окраски (потемнение) дерева. Ввиду
того что перечисленные дефекты типичны и
являются результатом или неправильного вы¬
1 ПоГендерсону: Hardezon Н. L., The air seasoning and
kiln drying of Wood, 1936.
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
909
бора режима сушки или несоблюдения его,
необходимо остановиться подробнее на непосред¬
ственных причинах их возникновения и необ¬
ходимых мероприятиях для их избежания и
исправления.
1. Закал (фиг. 42)
(Наружные и внутренние растягивающие и сжимающие
напряжения)
Причины появления: 1) чрезмерно быстрое высыха¬
ние поверхности, вызванное: а) слишком высокой темпе¬
ратурой, б) слишком низкой влажностью или и тем п
другим вместе;
2) неравномерная сушка, происходящая вследствие:
а) слишком медленной или неравномерной цирку¬
ляции,
б) слишком больших и резких колебаний температу¬
ры и влажности.
Способы предотвращения: во избежание закала сле¬
дует: 1) применять более высокую влажность и более
низкие температуры; 2) ускорять циркуляцию и делать
ее равномерной; 3) добиваться более равномерного ре¬
гулирования температуры и ^ влажности; 4) учащать
периодическое пропаривание; 5) делать частые испыта¬
ния на закал и распределение влаги.
Способы исправления: 1) поддерживать относитель¬
ную влажность в 70—85 % в течение продолжительного
периода (от 6 до 18 час. в зависимости от породы и
толщины пиломатериалов); 2) во время пропарки дре¬
весины поддерживать быструю циркуляцию.
2. Поверхностные трещины (фиг. 43)
Причины появления: 1) чрезмерная быстрота высы¬
хания поверхности по сравнению с серединой в перво¬
начальный период сушки; 2) неравномерная сушка,
происходящая вследствие: а) недостаточной и неравно¬
мерной циркуляции; б) укладки, при которой концы
досок выдаются из штабеля; в) вообще неправильной
укладки; 3) капанья воды с потолка; 4) трещин, по¬
явившихся во время воздушной сушки.
Способы предотвращения: 1) обеспечение лучшей
циркуляции; 2) применение высокой влажности в начале
процесса сушки; 3) частое периодическое пропарива¬
ние; 4) лучшая укладка; 5) надежная изоляция по¬
толка или проведение отопительных змеевиков под по¬
толком; 6) применение узких прокладок.
Фиг. 43. Поверхностные трещины дубовой
доски
Этот дефект не может быть исправлен, но дальнейшее
появление трещин может быть предупреждено тем же
самым способом, который применяется для устранения
запала.
Иногда трещины закрываются, если проводится
осторожная и равномерная сушка во все время процесса*
т. е. до момента низкого содержания влаги в древесине.
3. Н е р а в н о м е р н а я сушка
Причины появления: 1) резкое различие температуры и
влажности в разных местах камеры; 2) слишком сильное
колебание температуры и влажности; недостаточность
регулирования; 3) недостаточная или неуравновешен¬
ная циркуляция (короткие течения); 4) неправильная
г кладка пиломатериалов: а) слишком плотно, б) концы
свешиваются; 5) утечки через двери (неплотное закры-
чрчие); 6) капанье с потолка; 7) утечка пара через трубы.
Способы предотвращения: 1) исправление обогреваю¬
щем системъ (калориферы): а) ремонтом для прекраще¬
ния ѵтечки пара, б) воздушным продуванием труб,
в) п 'вышенргем давления пара, г) переустройством обо¬
гревающей системы, д) введением автоматического
регулирования; 2) урегулирование циркуляции путем:
а) урегулирования отдушин в штабелях, б) подачи со¬
ответственного количества свежего воздуха, в) измене¬
ния направления циркуляции, ремонта дверей, г) остав¬
ления большого пространства для воздуха в штабелях,
д) установки осевых вентиляторов для направления
паровых струй.
Способы исправления: 1) частое периодическое пропа¬
ривание; 2) пропаривание или установление высокой
влажности в конце процесса; 3) оставление пиломатериа¬
лов на более продолжительное время в сухих складах.
4. Коробление, скручивание (фиг. 44)
Причины появления:
Фиг. 44. Искрпвлепие досок
(коробление) в результате
неправильного размещения
прокладок в штабеле
1) неправильная укладка на тележки: а) неровные
прокладки, слишком малое количество их, неправиль¬
ное их размещение; б) свешивающиеся со штабеля концы;
2) неправильная циркуляция: а) слишком плотно сло¬
женные пиломатериалы, б) застаивающаяся вентиляция,
двери с утечкой, в) плохо спроектированная камера;
3) слишком сильный закал.
Способы предотвращения: 1) тщательная укладка
досок и прокладок одинакового размера: а) доста¬
точное количество прокладок и их правильное рас¬
пределение, б) установка концов прокладок на одной
линии с концами досок, никаких свешивающихся
концов, в) увеличение пространства для воздуха между
досками, проход (труба) в центре штабеля; 2) усо¬
вершенствование циркуляции: а) тщательная укладка,
б) очистка всех каналов, более высокая кладка, в) из¬
менение направления воздушных течений в камере,
г) ускорение циркуляции с помощью пароэжекционных
установок (дутьем паровых струй), воздуходувками
вентиляторного типа, водяными брызгами, конденса¬
ционными змеевиками; 3) предотвращение закала; 4) по¬
мещение тяжелых грузов на верхнюю часть штабеля.
Способы исправления: 1) устранить закал; 2) удалить
пиломатериалы из сушилки и вновь переложить их пра¬
вильно; опять поместить в сушилку и пропаривать при
высокой влажности в течение 6—24 час. Продолжить про¬
цесс сушки, применяя менее суровый режим сушки.
5. Внутренние трещины (фиг. 45)
Фиг. 45. Внутренние ситовидные
трещины («полый рог»). Разрез 12-слі
дубовой доски. При внешней целости
доски трещина обнаружена после
опиловки конца доски
Причини появления: І) закал с последующим появле¬
нием поверхностных трещин вследствие: а) слишком су¬
рового режима сушки, б) сушки с недостаточным перио¬
дическим пропариванием после появления поверхностных
трещин, в) сушки без повышения влажности после по¬
явления поверхностных трещин.
910
А. М. ВАРАКС
Способы предотвращения: 1) предотвратить появле¬
ние поверхностных трещин и закала путем более умерен¬
ного режима сушки; 2) применять частое периодическое
пропаривание; 3) урегулировать циркуляцию сквозь
штабеля.
Способов для устранения уже появившихся внутрен¬
них трещин не существует.
В легких случаях можно остановить развитие вну¬
тренних трещин частым пропариванием и применением
более низких температур при более высокой влажности.
6. Торцевые трещины (фиг. 46)
Причины появления: 1) слишком быстрое высыхание
у торцов и слишком медленное—у середины; 2) неодинако¬
вые прокладки, неправильно размещенные; 3) свешиваю¬
щиеся с торцов штабеля концы; 4) слишком большая цир¬
куляция у торцов и недостаточная внутри штабеля;
5) утечка через двери вследствие неплотности закрывания;
6) трещины, имевшиеся налицо до сушки.
Фиг. 46. Торцевые трещины на дубовом брусе
Способы предотвращения: 1) исправить укладку:
а) поместить прокладки в одну линию с концами досок
в одном конце штабеля и как можно ближе у другого
конца, б) оставить достаточно пространства для прохож¬
дения воздуха в штабелях; 2) обеспечить направление
движения воздуха так, чтобы заставить проходить его
через штабеля; 3) закрасить торцы досок водо-теплоне-
цроницаемым материалом: а) асфальтом или дегтем,
б) смолой с сажей (подогретой); 4) отпилить расщеплен¬
ные концы перед укладкой.
Если повреждение появилось, оно уже не может быть
исправлено. Дальнейшее развитие его может быть пред¬
отвращено первоначальным пропариванием, а затем
сушкой при более высокой влажности и продолжающимся
периодическим пропариванием.
7. Сырые пятна и плесень
Причины появления: 1) плохая циркуляция; 2) слиш¬
ком высокая влажность и слишком низкая температура.
Способы предотвращения: 1) ускорить циркуляцию;
2) поддерживать температуру сушки выше 63°Ц.
Способы исправления: 1) пропаривать в течение часа
при 71®Ц; 2) кончать сушку при температуре выше 60°Ц.
8. Синие пятна (синева)
Причины появления: 1) медленная естественная сушка
во влажпом климате; 2) неправильная укладка.
Способы предотвращения: 1) сушить в сушилке не¬
медленно после распиловки; 2) мочить в растворе соды.
Для устранения появившегося дефекта средств не
существует.
9. Коричневые пятна
Причины появления: сушка при слишком высокой
температуре.
Способы предотвращения: 1) применять более умерен¬
ный режим сушки; 2) ускорить циркуляцию.
Средств для устранения дефекта не существует.
10. Красные пятна
Причины появления: 1) паровые трубы имеют
утечку; 2) острый пар ударяет в пиломатешалы;
3) слишком много пропаривания.
Способы предотвращения: 1) исправить трубы для
прекращения утечки; 2) применять более низкое давле¬
ние пара, если трубы близки к штабелю; 3) подмешивать
свежий воздух в шаровые струи, прежде чем они коснутся
пиломатериалов.
Появившийся дефект неустраним.
Из всех перечисленных выше дефектов самым
серьезным является закал, так как сн является
причиной целого ряда других дефектов. По¬
этому особенно .надо следить за тем, чтобы избе¬
жать б процессе сушки закала; этим самым уве¬
личатся шансы на высушивание древесины бег
таких дефектов, как внутренние трещины, короб¬
ление, скручивание и пр.
Чтобы освободить совершенно древесину от
напряжений, нужно режим, применяемый от
закала древесины, поддерживать в течение 6—
18 час. беспрерывно. Но если закал очень си¬
лен, т. е. если напряжения очень велики, то
может оказаться необходимым и более длитель¬
ное применение режима против 8акала. Период
6—18 час. применим для сортимента толщиной
25 мм, а более толстые сортименты требуют
большей продолжительности этого режима.
Содержание
Температура в °Ц
Относитель¬
влаги
ная влаж¬
в древесине
твердые
мягкие
ность воздуха
в %
породы
породы
в %
15—18
71-81
81 и выше
90—95
10—12
71—81
81 » »
80-85
6-8
7.1—81
81 » »
65-75
Довольно часто для освобождения древесины
от вакала применяется кратковременная про¬
парка при 100%-ной относительной влажности.
Однако прцменение этого способа · не рекомен¬
дуется, так как он вызывает вакал о обратным
напряжением и в результате древесина все же
будет коробиться при разделке (раскройке).
Необходимо помнить, что после применения лю¬
бого из режимов для освобождения от вакала
следует при охлаждении древесины поддержи¬
вать высокую влажность.
Напряжения от закала уменьшаются также от
длительного пребывания древесины в штабелях
(не меньше 1—2 месяцев), так как это дает воз¬
можность влаге распределиться более равно¬
мерно.
в) Правила укладки доѳок в шта¬
беля для сушки в камерах
Неправильная укладка лесоматериалов вле¬
чет ва собой ряд серьезных дефектов — поверх¬
ностные трещины, неравномерную сушку, ко¬
робление, скручивание, торцевые трещины, си¬
неву и пр. Поэтому необходимо очень тщатель¬
но следить эа правильностью укладки. По вы¬
соте доски должны быть уложены друг над
другом по одной вертикальной линии; один го¬
ризонтальный ряд досок от другого отделяется
прокладками, уложенными перпендикулярно к
доскам; прокладки также укладываются друг
над другом по одной вертикальной линии через
1—2 м в одном горизонтальном ряду (в зависи¬
мости от толщины сушимого материала). Про¬
кладки должны быть сделаны из совершенно здо¬
ровой и сухой древесины и по возможности
пропитаны водным антисептиком. Ширина про¬
кладок обычно в 11/2 раза больше их толщины.
Нормально толщина прокладок принимается рав¬
ной при толщине досок до 50 мм — в 25 мм,
при толщине досок выше 50 мм — в 35 мм.
В камерах с реверсивной циркуляцией воздуха
доски выкладываются почти вплотную боковы¬
ми кромками одна к другой, э в камерах других
конструкций между досками в одном горизон¬
тальном ряду оставляются промежутки (зазоры)
с расчетом, чтобы сумма их составляла в среднем
30% ширины штабеля; размер прокладок в каме¬
рах с реверсивной циркуляцией увеличивается
на '1—11/2 см против обычных указанных раз¬
меров; делается это для облегчения поперечной
циркуляции воздуха через штабель. Высота
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
91 і
штабеля в зависимости от конструкции камеры
колеблется в пределах от 2 до 3 м. Точно так же
и ширина штабеля может быть от 1,2 до 2,5 м.
Торцы досок не должны выходить за габариты
штабеля, в противном случае материал трес¬
кается. Вообще нельзя допускать свисания тор¬
цов; это влечет за собой (помимо растрескива¬
ния) также неравномерную сушку и коробле¬
ние. Крайние вертикальные ряды прокладок
должны отстоять не более чем на 0,15—0,25 м
от торцов досок и не быть на весу, а упираться
в вагонетку или в опорный брус, лежащий на
этой вагонетке. Штабеля выкладываются на
специальных вагонетках-трэках (фиг- 47). Трэк
J
Фиг. 47. Трэк для штабеля с продольной выклад¬
кой пиломатериала
дает простейший надежнейший тип вагонеток
и состоит из двух параллельных швеллеров
8 или 10 © прокладками между ними. Швел¬
леры соединены болтами. В промежутке, обра¬
зуемом прокладками, имеются два колеса на
роликовых подшипниках. Колеса могут быть чу¬
гунные со стальным стаканом. Трэки под шта¬
беля устанавливаются так, чтобы расстояние
их от конца штабеля было не больше 0,3—0,5 м
(в зависимости от толщины досок).
г) Устройство камер, их плани¬
ровка и обслуживание
Основное требование, предъявляемое к су¬
шильным камерам, — их термическая изоляция
и малая влагопроводность. В этом отношении
хороши стены в 2х/2 кирпича g воздушной, опи¬
лочной или шлаковой прослойкой в 0,5 кирпича
(силикатный кирпич для постройки сушилок
исключается). Потолок камер точно так же
должен быть тщательно утеплен. Особое внима¬
ние следует уделять тепловой изоляции дверей.
Лучше всего делать двери сдвижные, подвесные
на рельсах, но при небольшом количестве камер
можно сделать и распашные. Управление ка¬
мерой (паровые вентили, рычаги шиберов и
пр.) должно быть вынесено наружу в нишу или
в специальный коридор управления. При по¬
стройке камер с реверсивными вентиляторами
должна быть обеспечена надежная смазка вра¬
щающихся частей вентиляционной установки.
Здание сушилки обычно располагается непосред¬
ственно перед цехом, куда подается высушива¬
емый материал. Загрузочная сторона вдания
камер должна находиться со стороны склада
сырого пиломатериала, выгрузочная — ближе к
цеху. G выгрузочной стороны помимо путей
в цех должен проходить путь на склад сухого
материала. Остывочное отделение, как показал
опыт, замедляя охлаждение материала, умень¬
шает поверхностную засушку и облегчает по¬
следующую его строжку. Желательно также
после сушки подвергнуть материал действию
горячего влажного воздуха (пропарки) в тече¬
ние 15—30 мин. При лесосушилке обязательно
должно быть предусмотрено помещение для
лаборатории.
4. Вторичная обработка древесины в рас¬
кройном цехе
1) Общие сведения
Продукция лесозавода при распиловке бре¬
вен на пиломатериал примерно разбивается на
следующие виды:
1) брусья и доски — 70%;
2) пиленая мелочь — 12 — 14%;
3) опилки — 12%;
4) дровяные срезки — 4—6%.
Первые два вида продукции после просушки
идут непосредственно в дело.
Опилки идут целиком в энергетическое тепло¬
вое хозяйство или частично после отсева и под¬
сушки используются как сырье для выработки,
древесной муки и крошки, как продукт-напол¬
нитель для изготовления пластмасс (ксилолит,
линкруст, линолеум), как добавка к глине для
изготовления пористого кирпича, силикат-орга¬
ников, теплобетона и тому подобных строитель¬
ных материалов.
Дровяные обрезки используются главным об¬
разом как топливо в дробленом виде (щепа) или
после сортировки и очистки как сырье для из¬
готовления пластмасс (месонит). Понятие «пило¬
вочная мелочь» включает также такие строй¬
материалы, как планки, рейки, косые шпонки,
штукатурная дрань («бакуля») и бруски (штука¬
турные реечные маты).
Организация выработки той или иной мелочи
зависит от потребности и количества исходного
сырья — горбов и реек; первый отход полу¬
чается при распиловке бревна на основном
станке лесопильного завода — лесопильной раме
или ленточной пиле, второй — при обрезке
кромок доски и брусьев — лафета на обрезном
станке. Главная масса пиломатериалов в виде
брусьев разного сечения и чистообрезных досок
идет после сушки непосредственно в дело на строй¬
дворы. Необрезные же доски после сушки идут
в раскройный цех лесозавода или транспортиру¬
ются в районные или припостроечные стройдворы.
Наличие раскройного цеха позволяет отгру¬
жать в стройдворы производственные заготовки,
идущие в дальнейшую обработку в стройдворах
по своему непосредственному назначению в строго
рассортированном по деталям виде.
Местонахождение раскройного цеха зависит
от следующих обстоятельств:
а) если лесозавод должен обслуживать только
стройдвор какого-либо крупного строительства,
целесообразно расположить раскройный цех при
стройдворе. Это особенно удобно в тех случаях,
когда лесозавод находится на одной территории
со стройдвором и входит таким образом в со¬
став комбината подсобных предприятий при дан¬
ном строительстве;
б) если лесозавод имеет районное значение и
своей продукцией обслуживает сразу потреб¬
ность нескольких строительств, более целе¬
сообразно с точки зрения наилучшего использо¬
вания древесины расположить раскройный цех
при лесозаводе. В этом случае раскройный цех
готовит и выдает производственные заготовки
непосредственно по заказам отдельных строи¬
тельств или районного стройдвора, причем по¬
следний может находиться не при заводе, а в бо¬
лее или менее отдаленном расстоянии в зави¬
симости от экономических выгод транспортировка
готовых изделий.
912
А. М. БАРARC
2) Транспортирование пиломатериалов с завода
Для перевозки рядовых пиломатериалов на
отдельные стройки района может быть исполь¬
зован водный или железнодорожный транспорт.
При наличии водного транспорта стройма¬
териалы, выпускаемые с завода с устойчивой
влажностью (не более 15—18%), грузятся в бар¬
жи, шаланды или иные лесовозные суда, обяза¬
тельно в трюм и в сухую погоду. Укладка пило¬
материалов в трюме при устойчивой влажности
не требует каких-либо прокладок, вентиляцион¬
ных каналов или колодцев и может производиться
вплотную с заполнением всего габарита трюма,
поскольку пиломатериал устойчивой влажности
не боится поражения грибками.
При наличии железнодорожного транспорта
укладку пиломатериала желательно произво¬
дить в крытые железнодорожные вагоны, но не
исключена возможность пользования и откры¬
тыми платформами при обязательном соблюдении
укладки пиломатериалов в сухую погоду и в
плотную массу, чтобы не дать проникнуть сы¬
рости внутрь штабеля.
Размеры пиломатериалов особой роли не иг¬
рают, но желательно, чтобы наибольшая длина
пиломатериала не превышала длины железно¬
дорожного подвижного товарного состава, по¬
скольку погрузка длинномера на две платформы
всегда сопряжена с потерей полезной грузоподъ¬
емности платформ. Если пиломатериал отгру¬
жается с биржи лесозаводов как рядовой, ни¬
какой торцовки для забеливания, т. е. для полу¬
чения чистых торцевых отрезов, не требуется во
избежание порчи пиломатериалов при перевоз¬
ке в условиях переменной влажности.
8) Обработка полуфабрикатов на стройдворах
Дальнейшая и окончательная распиловка и
обработка заготовок в полуфабрикаты и гото¬
вые детали (изделия) могут производиться на
районных или местных стройдворах.
Районные стройдворы по схеме генерального
плана включают следующие цеха и складские
устройства (фиг. 48).
а) Биржа пиломатериалов или склады-навесы
для приемки и хранения поступающего на произ¬
водство сырья или полуфабрикатов.
Возможны следующие варианты:
1. Сырье на биржу поступает в виде рядовых
пиломатериалов в сыром виде. В этом случае
биржа пиломатериалов устраивается так же,
как при лесопильном заводе с укладкой пило¬
материалов в штабеля воздушной сушки.
2. Биржа связана железнодорожными путя¬
ми с сушильным хозяйством, каковое в этом
варианте и должно обязательно быть запроекти¬
ровано по пропускной способности на 100%
оборота биржи с тем, чтобы пиломатериал, по¬
ступающий в обработку, ни в коем случае не имел
влажности выше устойчивой (15—18%).
Между сушильными камерами и заготовитель¬
ным цехом обязательно устройство склада-навеса
для сушки пиломатериалов, для равномерного
распределения остаточной влажности по всей
толщине доски и предохранения сухого пилома¬
териала от неблагоприятных атмосферных влия¬
ний. В этом складе пиломатериал хранится без
перекладки на вагонетках или сушильных трэ-
ках либо складывается в плотные пакеты («тиры»).
Во избежание штучной перевалки грузов склад
должен быть оборудован подвесными талями-кош¬
ками грузоподъемностью 1 х/2 — 2 т.
4) Цех и его основное оборудование
Цех охватывает три основных процесса:
1) поперечная и продольная раскройка доски на
заготовки с последующей сортировкой, 2) острож¬
ка деталей и 3) выделка деталей заготовок в
чистоте.
Если размер производства невелик и требует
при сборочных процессах до 60 человек в смену,
первый и второй процессы можно запроектиро¬
вать в одном здании, объединив раскрой и пер¬
вичную основную острожку пиломатериалов (пер¬
вый вариант). Этот вариант имеет то неудобство,
что пиломатериал приходится сразу направлять
в два потока, поскольку не все детали требуют
острожки. Лучшие результаты в смысле чет¬
кости производственного процесса дает второй
Фиг. 48. Схема районного стройдвора
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
913
вариант — выделение раскройного отделения в
самостоятельный цех.
а) Раскройное отделение
Раскройное отделение должно иметь следую¬
щие станки:
1) Поперечно-пильные станки.
Эти станки работают при помощи циркульной
пилы двух типов — «маят¬
ника» с вертикальной (фиг.
49) или горизонтальной по-
I двеской (фиг. 50) (педальная
I пила) и консольного станка
(фиг. 51), где пила подается
или на салазках или шар¬
нирно-рычажным сочлене¬
нием в виде параллелограма.
Изображенный на фиг. 49
маятниковый станок пово¬
ротного типа и консольные
станки могут работать на
циркульных пилах малого
диаметра и давать чистый
пропил в разных плоскостях,
не меняя способа подачи той
же доски под распиловку.
Производительность попе¬
речно-пильных станков ко¬
леблется в пределах 18—36
резов в минуту при средней
ширине доски в 15 сж, т. е.
2,5—5,4 м чистого пропила
в минуту. Все типы поперечно-пильных станков
имеют обычно подающие столы с роликами на де¬
ревянной станине, которые располагаются или по-
Фиг. 49. Поперечно¬
пильный станок «ма¬
ятник» с вертикаль¬
ной подвеской пово¬
ротного типа
Фиг. 50. Поперечно-пильный станок с горизонтальной
подвеской (педальная пила)
перек или (чаще) вдоль оси здания с непосредствен¬
ным примыканием рельсовых путей, идущих от
промежуточного склада для подачи досок на ваго¬
нетках или сушильных траках. Очень удачным
приспособлением для подачи пиломатериалов
к станку является подъемный трап (фиг. 52)
в конце рельсового пути. Вагонетка в этом слу¬
чае закатывается на трап, который при помощи
электромотора с кнопочным управлением всегда
держит верхний ряд досок на уровне подающего
стола и сильно облегчает работу станочника при
подаче на стол поперечно-пильного станка.
2) Продольно-пильные станки.
Режущим инструментом такого станка (фиг. 53)
также служит циркульная пила. При продоль¬
ном раскрое укороченные по основным размерам
доски распускаются вдоль на бруски и планки.
Деревянные конструкции
Продольно-пильные станки строятся с ручной и
с автоматической подачей. Последним следует
Фиг. 51. Поперечно-пильный консольный
станок
отдавать предпочтение не только из-за более
быстрой подачи, но главным образом ввиду пра¬
вильности и чистоты реза. Производительность
продольно-пильных станков при ручной подаче—
от 2 до 8,0 м, при автоматической — от 8,0 до
60 м и выше в минуту.
б)
Фиг. 52. Подъемный трап для подачи
пиломатериалов к станку: а—в начале раз¬
грузки штабеля; б — в конце разгрузки
штабеля
Раскроенный таким образом пиломатериал обя¬
зательно требует сортировки и последующего
раскроя как вдоль, так и поперек или на тех же
станках или на станках, дополнительно поста¬
вленных в поток по ходу.
3) Транспортеры. При более крупных
размерах производства с первых двух станков
58
914
А. Μ. ВАРАКС
ваготовки попадают на специальный ленточный
или пластинчатый транспортер, где на ходу произ¬
водятся сортировка и отбор деталей, а брак и
отходы проходят весь транспортер, откуда сва¬
ливаются на вращающийся диск где производят
окончательный отбор мелких брусков и планок
для последующей сборки на автоматах в более
крупные детали путем вырезки шпунта и греб¬
ня вдоль кромки и склейки в одно "целое.
Фиг. 53. Продольно-пильный станок
Изготовленные таким образом черновые де¬
тали либо поступают дальше в строгальное
отделение либо, если острожки не требуется
(стойки, каркас, балки, стропила), непосред¬
ственно на склад готовых изделий, где подвер¬
гаются маркировке, а иногда перед выпуском
новой серии идут в пробную сборку на площадку
(сборочный стэнд). Такие элементы, как балки
на пластинчатых нагелях, стандартные стро¬
пильные фермы, косяки для кружально-щитовых
сводов, идут на стэнд для окончательной сборки и
проверки под лекало и для пробных нагрузок.
В раскройном отделении при наличии загото¬
вок для кружал устанавливается ленточная пи¬
ла средних размеров с пилой 50—75 мм ширины
для выпиловки кривых под шаблон. Произво¬
дительность ленточных пил для подобных работ
невысока, поскольку подача применяется вруч¬
ную (2—5 м/мин чистого ре?а).
В раскройном отделении при наличии крупных
деталей (элементов стен, перекрытий и стропиль¬
ных ферм) применяется рельсовый транспорт на
вагонетках или платформах, непосредственно
связанный со сборочной площадкой; при на¬
личии же мелких деталей (столярно-строитель¬
ных) — безрельсовый транспорт на подъемных
ручных тележках или электрокарах.
Черновые заготовки столярно-строительных
конструкций поступают в строгальное отделе¬
ние, где и подвергаются дальнейшей обработке.
б) Строгальное отделение
В строгальном отделении ставятся следую¬
щие станки;
1) Трех- или четырехсторонний
строгальный станок тяжелого ти-
п а (фиг. 54) и высокой производительности
с автоматической подачей (24—60 м/мин и выше).
Строгальные станки новейших конструкций обя¬
зательно снабжаются так называемой гладиль¬
ной ножевой коробкой для обработки лицевой
стороны заготовок начисто.
2) Шипорезные станки тяже¬
лого типа для обработки косяков и коро¬
бок на шип. Шипорезные станки бывают одно-
или двухсторонние; в процессе обработки тор¬
цов сначала производится обрезка детали точно
по размеру, а затем отборка шипов. Подача на
таких станках — обычно автоматическая цепная;
скорость подачи — 0,5—1,5 м/мин чистой от¬
борки шипов.
Фиг. 54. Четырехсторонний строгальный станок тя¬
желого типа
3) Цепи о-д олбежные станки для
выборки гнезд для сквозных шипов в крупных
балках и брусьях. Цепно-долбежные станки
(фиг. 55) очень удобны для массовой стандартной
работы, отличаются высокой производительностью
Фиг. 55. Цепно-долбежный станок
(от 0,01 до 0,06 м/сек) и точностью обработке
профиля, так как режущим инструментом у это¬
го станка служит бесконечная шарнирно-фрезер¬
ная цепь, причем на каждый размер и профиль
устанавливается специальная цепь. Бесконечная
цепь натягивается между двумя вертикальными
звездочками, закрепленными в скользящем верти-,
кальном суппорте. При выборке глухих шипов
эти станки не всегда удобны, поскольку дно гнезда;
получается полукруглое по профилю цепи Я
диаметру обводной звездочки. В случае необ-і
ходимости вачистки таких гнезд требуется уста-*
новка долбежного станка с ручной подачей.
4) Переносные электросверла.!
Часто для васверливания отверстий под круглые
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
915
нагели («шканты») и для болтовых отверстий на
сборочной площадке устанавливаются перенос¬
ные электросверла с ручной подачей (фиг. 56).
Электрические сверла (дрели) есть разных
типов: а) одноручные (револьверного типа),
б) двухручные и в) с опорной площадкой. Сверла
Фиг. 56. Переносное электросверло
с ручной подачей
последнего типа дают более точную работу и
центровку дыр, сверла же нажимные, где при ра¬
боте вся дрель с мотором вывешивается на ру¬
ках, требуют хорошей квалификации и физи¬
ческой выносливости рабочих. Часто однако
переносные электрические дрели уводят сверло
от центра, особенно если приходится работать
длинно-проходными сверлами.
5) Многошпиндельные стацио¬
нарные станки считаются лучшим ти¬
пом сверлильных станков (фиг. 57). Отдельные
сверла насаживаются на гибкие раздвижные
Фиг. 57. Мпогопшиндельный стационарный сверлиль¬
ный станок
шпиндели и притом не только в одной плоскости,
но и под разными углами. Этот тип станков дает
наивысшую производительность и точность об¬
работки. Часто перед пропуском заготовок через
четырехсторонние станки требуется в целях
более точной сборки деталей предварительная
обработка под угол или профуговка основной,
опорной плоскости доски или бруса. Такие ра¬
боты производятся на фуговочных станках
(фиг. 58) обычно с ручной подачей, т. е. со
средней производительностью 4 м/мин.
В этих случаях фуговочные станки ставятся
перед четырехсторонним строгальным станком.
Для тонкого обшивного материала фуговочный
станок не нужен, и заготовки сразу пропускаются
через четырехсторонний строгальный станок ли¬
цевой стороной вниз через гладильные ножи.
6) Ребровый и ленточно-дели¬
тельный станок. При заготовке большо¬
го количества тонкой обшивки лесозавод для
удобства транспорта и сушки выпускает иногда
доски не одинарной, а двойной и тройной ширины
с последующим после сушки раскроем их на
ребровом или ленто чно-де лите льном станках.:
Ленточно-делительные станки имеют при прочих
равных условиях производительность примерно
в два раза меньше ребрового станка (до 44 м/мин).
Для этого вида работ на ребровых станках ста¬
вятся обязательно циркульные, так называемые
конические пилы для уменьшена._ ширины про¬
пила. Следует отметить, что разводка, правка и
рихтовка конических пил требуют высокой ква¬
лификации инструменталыцика-пилостава.
Фиг. 58. Фуговочный станок с ручной подачей
7) Бандажи-футляры. При производ¬
стве на районных стройдворах деталей деревян¬
ных конструкций последние изготовляются в ви¬
де полуфабрикатов — остроганные и нарезан¬
ные до стандартных размеров, но с припусками,
без обработки торцов и без засверловки дыр,
так как при последующем транспорте чрезвы¬
чайно трудно сохранить торцы от механических
повреждений. Если почему-либо детали требуется
доставить на место стройки в окончательно об¬
работанном виде, в этих случаях практикуется
упаковка деталей пакетами с заделкой концов
специально-патентованными бандажами-футля¬
рами с обратной доставкой последних после
приемки деталей на стройке. В пределах СССР
это является еще новинкой и нигде практически
не применялось.
Если местные стройдворы не получают гото¬
вых деталей, а заготовляют их сами, то как обо¬
рудование, так и порядок обработки и сборки
остаются те же. Разница только в мощности ме¬
ханического оборудования цехов. В процессе
механической обработки деталей и заготовок
деревянных конструкций на месте производства,
особенно в строгальном отделении, скапливается
большое количество отбросов в виде главным
образом стружки, опилок и срезков. Общее коли¬
чество отбросов достигает 20—45% от массы
пропущенной через цеха древесины. Поэтому
механизация транспорта отбросов и дальнейшая
их утилизация играют немаловажную роль при
удешевлении стоимости производства. Транс¬
порт отбросов, как общее правило, пневмати¬
ческий при помощи эксгаусторной установки.
Станковая стружка находит применение в смеси
с древесной шерстью для изготовления фибро¬
лита, а опилки, отсев стружки и срезки идут в
топливо.
58*
916
А. М. Б АР ЛЕС
в) Заготовительное отделение
Раскройное и строгальное отделения имеют
непосредственную связь с заготовительным от¬
делением, где производится механическая обра¬
ботка заготовок для изготовления столярно¬
строительных деталей, главным образом оконных
переплетов и дверных полотен. Заготовки в этот
цех попадают через промежуточный склад от
раскройного отделения.
В заготовительном отделении должны быть
в порядке последовательности технологического
процесса обработки заготовок установлены сле¬
дующие станки:
1) Фуганок (фиг. 58) для обработки двух
основных опорных плоскостей под угол. Подача
и пропуск на этих станках — главным образом
ручные. Каждая деталь в процессе фуговки про¬
пускается в среднем 2—3 раза, что и следует
учитывать при подсчете производительности стан¬
ка. Если же благодаря неумелой сушке у заго¬
товок имеется продольный изгиб, то многократ¬
ность пропуска увеличивается и полезная произ¬
водительность станка падает.
2) Пропускной строгальныйста-
н о к (рейсмус) для обработки деталей на задан¬
ную толщину и ширину. Эти станки обычно имеют
автоматическую роликовую подачу от 8 до 24
м/мин. Заготовки приходится пропускать через
станок при нормальном допуске (3 мм) один или
несколько раз.
3) Фрезерный станок (фиг. 59) для
выборки калевки, фасок, четвертей, пазов и т. д.
Фрезерные станки обычно имеют ручную подачу
из-за разнообразия встречающихся профилей.
Производительность — 2,5—4,0 м/мин в зави¬
симости от профиля обработки.
Фиг. 59. Фрезерный станок для выборки
калевки, фасок, четвертей, пазов и пр.
4) Шипорез (комбинированный станок)
для обработки торцов деталей на шип с оторцов-
кой заготовки точно по длине перед зарезкой
шипа и проушин. Наиболее современными
являются станки с двухсторонней автоматиче¬
ской подачей. Как указывает название, на
этих станках ведутся обработка и зарезка шипов
одновременно с обеих сторон при автоматической
подаче. Производительность таких станков—до 50
заготовок в минуту, или 100 шипов (2,0—3,5 м/мин
чистого резца).
5) Цепно-долбежный станок
(фиг. 55) для выборки гнезд. Если при сборке
строительных деталей употребляются не сквозные
шипы, а круглые нагели на соединение впритык
(как это имеет место на ряде фабрик по изгото¬
влению дверных полотен в США), вместо шипо¬
резов и цепно-долбежных станков употребляются
специальные автоматы по изготовлению круглых
нагелей (шкантов) и автоматы по засверловке
дыр и вставке шкантов на клей. В СССР этот спо¬
соб соединения еще не привился, несмотря на
ряд преимуществ по быстроте и точности сборки,
экономии материала (до 10%) и прочности со¬
единения.
6) Автоматы для получения фи¬
ленок, щитков и тому подобных деталей
устанавливаются после фуганков (отдельным
потоком) и служат для припазовки и склей¬
ки отдельных дощечек в щиты (станок Рай¬
мана).
7) Веерные пресса для склейки впри¬
тык или на шипы — пластинчатые или круг¬
лые.
Фиг. 60. Трехбарабаныый шлифовальный
станок
После склейки и обрезки щитов по размерам на
формоточном циркулярном станке (трекпильном)
последние обрабатываются на пропускном станке
на заданную толщину и поступают в промежуточ¬
ный склад сборочного цеха или пропускаются
предварительно через цилиндрические (двух-,
трехбарабанные) шлифовальные станки (фиг. 60).
Чаще шлифовальные станки устанавливаются
в сборочном цехе, поскольку шлифовка изделий
относится к отделочным процессам.
Производительность современных деревооб¬
делочных станков весьма высока, например при
одном автомате Раймана, одном шипорезе и двой¬
ном комплекте остальных станков производитель¬
ность однопольных пятифиленчатых дверей мож¬
но довести до 6 000 шт. в смену.
Основное правило при размещении станков
в заготовительном цехе состоит в том, чтобы
расстановка станков соответствовала последо¬
вательности процесса обработки без возвратных
движений заготовок. Внутрицеховой транспорт
применяется обычно безрельсбвый на подъемных
платформах как наиболее гибкий и менее всех
остальных видов мешающий работе и обслужива¬
нию станков. Уборка отбросов (опилок и струж¬
ки)—исключительно пневматическая. Между заго¬
товительным цехом и сборочным желательно
иметь промежуточный склад деталей для бес¬
перебойности сборочных процессов. Емкость про¬
межуточного склада должна быть не меньше,
чем на двойной постоянно переходящий запас
деталей дневной производительности сборочного
цеха. Так как при обработке заготовок в мас¬
совом количестве никогда не удается использо-
Еать всю древесину по прямому назначению и
часть ее (6—10%) составляют отходы (брак и не¬
домерок), всегда приходится ставить вопрос об
использовании этих отходов на нужды того же
строительства. Лучшее применение для отходов—
на рейки длиной от 0,5 до 2,0 м, сечением 8 х 10,
ЗАГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ, ТРАНСПОРТИРОВКА И СУШКА ДЕРЕВА
917
10x10, 10X12 мм для изготовления строи¬
тельных штукатурных матов. Станки, употреб¬
ляемые для этого производства, в достаточной
мере специализированы и автоматизированы. По
существу требуются два станка: 1) многопильный
реечный станок, 2) автомат для вязки матов
(фиг. 61). Вязка матов требует оцинкованной
проволоки толщиной 0,6 и 1,2 мм.
Короткие обрезки разной ширины и толщины
идут как исходное сырье на выработку деталей
как в самих строениях, так и передвижной фа¬
Фиг. 61. Автомат для вязки матов
нерованной мебели для нужд строительства.
Заготовка из мелочи склеенных брусков произ¬
водится на автомате Раймана и веерных прес¬
сах в том же заготовительном цехе.
5) Сборочный цех
Сборочный цех в стройдворах размещается
обычно в двух отделениях: а) сборочной площад¬
ке и б) сборочном отделении стройдеталей.
1) Сборочная площадка (стэнд) слу¬
жит для сборки частей элементов зданий, там же
обычно производят и сборку щитов с заполне¬
нием их различными изоляционными материа¬
лами, Обычно она разбивается под открытым
небом на стелажах, где производится сборка кар¬
касов и стропильных ферм. Оборудование ее
состоит главным образом из переносных или под¬
весных электродрелей, механических отверток,
рубанков, сверл для высверливания сучков,
ручных молотков, набгра лекал и шаблонов.
Все оборудование хранится в кладовых при
площадке. Рядом обычно располагают крытый
навес для сборки щитов — элементов стен зда¬
ний.
2) Сборочное отделение строй¬
деталей, поскольку там широко применяется
клейка деталей, всегда устраивается в теплом,
отапливаемом здании. Оборудование его состоит
из сборочных верстаков, приводных механи¬
ческих вайм и шлифовальных станков. Процесс
сборки строительных деталей ведется бригадами
поточно.
При сборочном цехе в отдельном изолирован¬
ном помещении устраивается клееварка с рас¬
становкой клеевых бачков на водяной бане около
сборочных верстаков и вайм.
При хорошо организованном заготовительном
цехе и последующей сортировке и браковке заго¬
товок в сборочном цехе не требуется набора
ручного столярного инструмента кроме стамесок,
ножовки и рубанка с двойной железкой для за¬
чистки изделий после сборки.
Над сборочными верстаками обязательно раз¬
мещение электросверл для высверливания и за¬
делки сучков.
Сборочные ваймы представляют собою станину
с механическим приводом, приводящим в движе¬
ние при помощи червячных передач параллельные
бруски-зажимы. Между зажимными брусками
внутри, на опорной плоскости ваймы распо¬
лагается собранный насухо оконный пе¬
реплет или дверное полотно, которые при
помощи зажимных брусков обжимаются
после обмазки шипов клеем до отказа под
прямой угол. После обжима производится
расклинка шипов или засверловка и за¬
гонка нагелей.
За сборкой следуют процесс зачистки
сопряжений, заделка сучков и шлифовка
собранного изделия.
Грунтовка изделий в сборочных цехах не
производится; все малярные работы пере¬
носятся в отдельное помещение малярно-
отделочного цеха. При крупных размерах
производства грунтовка и окраска изде¬
лий производятся при помощи пульвери-
заторных аппаратов с последующей сушкой
изделий в тоннельных или коридорных су¬
шильных камерах с паровым обогревом.
Готовые изделия хранятся в специальных
складах, где главное внимание обращается
на хорошую вентиляцию помещений, защиту
изделий от прямых солнечных лучей и тща¬
тельную укладку изделий на правильно и прочно
установленные фундаменты без каких-либо пере¬
косов.
Следует помнить, что нарушение одного из
этих условий хранения готовых изделий влечет
за собой их растрескивание и коробление, осо¬
бенно если влажность древесины превышает
устойчивую влажность для данных условий и
изделие находится в состоянии воздушно-сухой
древесины. В последнем случае нужно обращать
внимание на вентиляцию, так как изделия при
повышенной влажности не застрахованы от за¬
гнивания, поскольку граница интенсивного по¬
ражения древесины грибками соответствует при¬
мерно 19% влажности.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ткаченко Μ. Е., Концентрированные рубки,
Сельхозгиз, 1931 г.
2. Шмелев А. Е. и Дашевский Э. Д.,
Механизация лесозаготовок, ГНТИ, 1931 г.
3. Протанский В. В., Сыромятников
С. А., Заготовка и транспорт леса, Архангельск Сев.
изд., 1932 г.
4. Ленинградский институт по повышению квалифи¬
кации адм.-технич. персонала, «Сухопутный транспорт
леса», Гостехиздат.
5. Лебедев В.И., Дефекты древесины, вызываю¬
щие клеймсы при экспорте пиломатериалов, Архангельск
1931 г.
6. Яновский Лавр, Сплав леса, Гослестех-
издат, 1935 г.
7. Быков А. И., Варповальные лодки, Гослес-
техиздат, 1933 г.
8. Никольский В. Р., Молевой сплав и устрой¬
ство запаней, Гослестехиздат, Свердловск 1932 г.
9. Чулицкий Η. Н., Исследование факторов н
характеристик режимов сушки древесины, труды ВИАМ,
вып. 13, 1934 г.
10. С е л ю г и н Ы. С., Сушка древесины, Гослес¬
техиздат, 1936 г.
11. Кроль Б. А., Лесопильное производство,
Гослестехиздат, 1933 г. -
918
Ю. М. ИВАНОВ
12. Кроль Б. А., Деревообделочный завод, Гос-
лестехиздат, 1935 г.
13. ЦБИТО и ВНИТО деревообрабатывающей про¬
мышленности, Оборудование — деревообрабатывающая
промышленность, вып. 3, Гослестехиздат, 1934 г.
14. ^ ршадский А. Л., Планирование и расчет
производства строительных деталей, Гослестехиздат,
1932 г.
15. Дешевой М. А., Механическая технология
дерева, ч. 1 и 2, ОНТИ НКТП, 1934 г., 1936 г.
16. Шейнов И. И., Новейшие типы деревообде¬
лочных станков, Гослестехиздат, 1934 г.
17. К в я т к о в с к и й Μ. Ф., Строительные дере¬
вянные маты, журн. «Лесопромышленное дело» № 5,
1928 г.
18. Бараке А. М., Дефекты древесины в связи
с искусственной сушкой, «Лесопромышленное дело»
№ 9, 1929 г.
19. Лебедев А. Н., Сплотка долготья в пучки по
способу Севзаплеспрома, «Лесопромышленное дело» № 3,
1931 г.
1. Ekman W., Handbok, Skogsteknologi, Stock¬
holm 1922.
2. Gibbons W., Logging in the Douglas fir re¬
gion, Washington. U. S. Department of Agriculture,
Bulletin № 711, 1918.
3. Hermann A., Neuzeitliche Einrichtungen zur
Holzbearbeitung, Stuttgart.
4. Tiemann H., The kiln-drying of lumber, 4 ed.#
Philadelphia 1921.
5. Koehler A. and Thelen R., The kiln-
drying of lumber, New Jork 1926.
6. Thelen R., Kiln-drying handbook, Washing¬
ton, U. S. Department of Agriculture, Bulletin № 1136,
1929.
7. W а г 1 i m ο n t P., Das ktinstliche Holztrocknen,
Berlin 1929.
8. Mathewson I., The air seasoning of wood.
Washington, U. S. Department of Agriculture, Bulle¬
tin № 174, 1930.
9. Seaosoning, handling and car of lumber, War>: -
ton, U. S. Department of Commerce, 1928.
10. Technical notes of wood, Forest Products Labora¬
tory, Madison, Wisconsin.
11. Tiemann H. D., Rational kiln-drying sche¬
dules, Southern Lumberman, Jan. 15, Febr. 15, March 15
1933.
12. Lundberg H., Angtorkning av sagvirke,
Stockholm, Ingeniors vetensksps Akademien, 1929.
13. Henderson Ы., The air seasoning and kiln-
drying of wood. New Jork 1936.
Инж. Ю. M. ИВАНОВ
III. ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИИ И СООРУЖЕНИИ
1. Общие положения
Работа осуществленной конструкции неизбежно
отличается от теоретических расчетных предпо¬
ложений, положенных в основу проекта. Это
отличие, вызываемое условностью расчетной
-схемы, неоднородностью материала, недостатками
выполнения, влиянием режима эксплоатации и
другими факторами, особенно значительно в
деревянных конструкциях.
Поэтому здесь непосредственный
:а к с п е р и мент более чем где-либо может
оказаться единственным методом, позволяющим
дать правильную оценку работы конструкции,
а нередко и своевременно вскрыть недостатки
проекта или производства работ.
В зависимости от поставленных требований
конструкция может быть подвергнута:
а) испытанию расчетной нагрузкой;
б) испытанию до разрушения"
Испытание расчетной нагруз¬
кой1 позволяет:
1) определить величины общих деформаций и
2) дать общую оценку работы конструкции под
нагрузкой и может быть произведено как в про¬
цессе производства работ и при сдаче в эксплоа-
тацию, так и в условиях эксплоатации.
К испытанию расчетной нагрузкой прибегают
в случаях:
а) несоответствия качества материала проект¬
ным требованиям;
б) низкого качества выполнения или введения
новых методов производства работ, требующих
проверки качества продукции;
в) признаков недостаточной прочности кон¬
струкции (например больших деформаций и т. д.);
г) использования конструкции в измененных
условиях нагрунки и режима;
д) наличия значительных отклонений от рас¬
чета в работе конструкции или в характере возг
действия нагрузки;
1 См. ТУ и н § 354.
е) применения новых типов сопряжений или
новой системы конструкции.
Испытание до разрушения вклю¬
чает в себя решение поставленных выше задач
и кроме того позволяет:
1) проследить работу конструкции и развитие
деформаций при дальнейшем возрастании нагруз¬
ки выше расчетной;
2} выяснить вид деформации разрушения;
3) определить наименьшую величину предель¬
ной (разрушающей) нагрузки или запас проч¬
ности конструкций.
Ввиду большой затраты средств и времени и
потери испытуемого экземпляра конструкции
испытание до разрушения применяется лишь
в тех случаях, когда необходимо получить
исчерпывающую оценку работы конструкции;
как правило, изготовленные экземпляры кон¬
струкции испытываются до установки их на место.
Основным методом испытания деревянных кон¬
струкций и сооружений является статиче¬
ский метод.
В последнее время приобретает значение и
динамический метод, позволяющий
изучить работу конструкции в условиях ее экспло¬
атации при динамическом воздействии нагруз¬
ки (междуэтажных перекрытий, подкрановых ба¬
лок, кранов, эстакад, мостов и т. д.).
В том случае, когда сооружение состоит ив
ряда однотипных конструкций (балки, фермы
и т. д.), выделяются один или два экземпляра
последних, как правило, худшие по качеству,
по результатам испытания которых и делается
оценка всего сооружения. Если отобранные
экземпляры имеют особые индивидуальные не¬
достатки, производится дополнительное испы¬
тание экземпляров, средних по качеству, резуль¬
таты которого должны характеризовать основ¬
ную массу элементов данного сооружения.
Одним из основных требований, предъявляе¬
мых к испытанию, является возможность рас¬
пространен ія его результатов на другие экзем¬
пляры конструкции, одинаковые по типу и раз¬
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
919
мерам с экземпляром, подвергнутым испытанию.
Для этого особое внимание должно быть уделено
осмотру конструкций, позволяющему отделить
индивидуальные свойства, присущие испытуе¬
мому экземпляру, от особенностей работы дан¬
ного типа конструкции вообще.
Другие требования вытекают из необходимости
получить результаты в кратчайший срок с наи¬
меньшей затратой материалов и средств.
Требования эти должны быть учтены при состав¬
лении программы испытания и проекта испыта¬
тельной установки, а также при выборе загру¬
зочного материала и места испытания.
Испытание производится по определенной про¬
грамме, составляемой после ознакомления с рас¬
четом и рабочими чертежами конструкции. По¬
следнее имеет целью выяснение размера и
комбинаций нагрузки, установление наиболее
ответственных и напряженных элементов и со¬
единений, а также общую проверку основных
данностей расчета.
Программа должна содержать подсчет испыта¬
тельной нагрузки с указанием комбинаций и
степени продолжительности загружения (см.
ниже раздел 5), расположение точек наблюдения
и измерительных приборов, порядок производ¬
ства измерений и формы соответствующих жур¬
налов.
Одновременно с программой делается эскиз
испытательной установки. Окончательное уточ¬
нение программы и разработка чертежей испы¬
тательной установки производятся после выяс¬
нения условий испытания на месте.
Ввиду необходимости при составлении выво¬
дов суммировать результаты многочисленных
наблюдений руководство работами безусловно
должно быть сосредоточено в руках одного
ответственного лица соответствую¬
щей квалификации.
В обязанности указанного лица входят раз¬
работка программы испытания, производство
осмотра конструкции, ведение журнала испыта¬
ния, руководство основными операциями и со¬
ставление выводов.
2. Осмотр конструкции перед испытанием
1) Цель осмотра
Для правильной оценки работы конструкции
и возможности распространения результатов ис¬
пытания на другие экземпляры необходимо пу¬
тем осмотра установить все индивидуальные
особенности испытуемого экземпляра, которые
могут оказать влияние на его работу.
Осмотр должен выявить:
1) отклонения от проектных размеров;
2) качество материала, выполнения элементов
и их соединений;
3) обеспечить возможность исправления об¬
наруженных недостатков, имеющих существен¬
ное значение для правильной работы кон¬
струкции.
2) Проверка размеров
Сначала производится проверка общих гео¬
метрических размеров конструкции стальной
рулеткой. Размеры плоских конструкций про¬
веряются по возможности в горизонтальном по¬
ложении конструкции до установки ее на место.
Затем проверяется расстановка стыков и со¬
единений, измеряются поперечные сечения эле¬
ментов и рабочие размеры соединительных час¬
тей (диаметр нагелей, диаметр и рабочая длина
гвоздей и т. д.).
Все размеры сверяются с рабочими чертежами
конструкции.
В плоских конструкциях должен быть кроме
того построен профиль поясов путем нивелировки
переносной рейкой и проверены отклонения из
плоскости системы при помощи теодолита.
В пространственных конструкциях должны
быть определены координаты основных точек.
При наличии в составе пространственной кон¬
струкции плоских элементов (например попе¬
речные арки в ребристом своде-оболочке и т. п.)
должны быть проверены плоскости последних.
3) Качество выполнения
Для оценки качества работы отмечаются не¬
достатки в выполнении отдельных частей и со¬
единений, проверяются прямолинейность элемен¬
тов, центрировка соединений, отмечаются неплот¬
ности в стойках и примыканиях, щели в состав¬
ных элементах и т. п.
При осмотре гвоздевых соединений должны
быть проверены направление оси, степень за¬
острения конца и достаточность рабочей длины
гвоздя для обеспечения работы проектного числа
срезов. Указанная проверка выполняется путем
вытаскивания нескольких гвоздей на выбор,
причем длина гвоздей сравнивается с общей тол¬
щиной соединяемых элементов в натуре. Следует
также обращать внимание на наличие трещин
в местах гвоздевого забоя.
В конструкциях на кольцевых шпонках должно
быть проверено наличие колец Качество вы¬
полнения устанавливается непосредственным ос¬
мотром кольцевых соединений, для чего должны
быть сняты на выбор наружные доски или на¬
ружные стыковые накладки до установки фермы
в вертикальное положение.
При осмотре нагельных соединений следует
обращать внимание на края нагельных отверстий,
наличие или отсутствие повреждения которых
дает известное представление о качестве нагель¬
ного гнезда. Одновременно должны быть осмот¬
рены передние концы нагелей.
Если при изготовлении соединений применя¬
лось специальное оборудование, то необходимо
ознакомиться с особенностями последнего для
возможности более правильной оценки качества
выполнения. Наиболее ответственные соединения
должны быть подвергнуты более подробному
обследованию. При осмотре необходимо прове¬
рить степень плотности натяжных соединений,
которая не должна быть чрезмерной 1 2.
Это указание относится главным образом к кон¬
струкциям, испытание которых производится
тотчас после их изготовления или ремонта.
Чрезмерно затянутые соединения должны быть
ослаблены до нормального состояния в условиях
эксплоатации.
4) Качество материала
Для оценки качества материала отмечают все
крупные его недостатки, а именно: сердцевину,
суки (в особенности на кромках досок), трещины,
косослой, прорости и т. д. 3. Особое внимание
1 См. ту и н § 331.
2 См. ТУ и Н § 363.
3 См. требования к лесоматериалу для конструкций
§ 275 ТУ и Н. fj™***,
920
ІО. М. ИВАНОВ
должно *’іть обращено на недостатки материала
вблизи или в пределах расположения соедине¬
ний растянутых элементов.
Рекомендуется измерять раскрытие трещин и
отмечать непосредственно на поверхности древе¬
сины пределы их распространения. Такие отметки
дают возможность наблюдения за развитием тре¬
щин во время испытания.
Попутно определяют породу древесины, что
обычно сводится к установлению в конструкции
ели или пихты.
Основные отличительные признаки ели следующие:
в отличие от сосны ядро ели имеет тот те светлый цвет,
что и заболонь; мутовчатые суки идут перпендикулярно
направлению волокон j. между ними имеются мелкие
отдельно сидящие сучки; весенняя часть годичного
слоя постепенно переходит в более темную летнюю
часть х.
Затем выясняют, нет ли внешних признаков
гнилостного повреждения древесины — наличия
грибной флоры, изменения цвета древесины
(краснина, темнина) и т. д., а также поврежде¬
ний червоточиной, шашнег- и т. п.
Для полноты общей характеристики древесины
необходимо установить, подвергался ли лесо¬
материал камерной сушке и с каким режимом,
и проверить наличие внутренних напряжений
путем выпиливания силовых секций 1 2.
Проверке этой может быть подвергнута партия
лесоматериала, из которого изготовлена испы¬
туемая конструкция, или отдельные сортименты
при заготовке элементов, а также элементы раз¬
рушенной конструкции (см. ниже раздел 6).
Общая грубая оценка механических свойств
и влажности лесоматериала, из которого изго¬
товлена испытуемая конструкция, может быть сде¬
лана на основании данных испытания лаборатор¬
ных образцов, отобранных при приемке партии
лесоматериала, а также при заготовке элементов.
Механические свойства могут быть определены
с достаточным приближением и без испытания
образцов — по объемному весу древесины 3, а
более грубо — на основании зависимости, су¬
ществующей между механическими свойствами
и процентом содержания летней древесины.
Так, для некоторых сортов сосны можно при¬
нять 4 5:
Д_іб = + 170, (1)
где -Й_і5—временное сопротивление сжатию вдоль
волокон при нормальной влажности;
т — процент летней древесины.
Измерение процента содержания летней дре¬
весины производится по торцевому срезу б,
что делает этот способ применимым лишь для
элементов с открытыми торцами, доступными для
указанных измерений.
Для более точной оценки механических качеств
может быть с успехом использована ударная
проба на боковую твердость ®.
1 См. ТУ и Н § 248, Хвойные породы.
* Подробнее см. ЧулицкийН. Н., Лесопромыш¬
ленное дело, 1930 г., № 9—10, стр. 582; Селюгин
Н. С., Методика испытания сушил для дерева, Л. 1932 г.,
стр. 31.
8 См. «Влияние влажности, плотности и неправиль¬
ностей строения древесины», стр. 12—14, а также § 272
ТУ и Н, Определение объемного веса (второй метод).
4 Данная формула получена для сосны с песчаных
почв Московской области (по работам Института древе¬
сины), см. Пере лыгин Л. М., Признаки крепости
древесины, «Лесопром. и деревообр.», 1932, вып. 6, 16.
5 См. ТУ и Н § 277, а также Чулицкий Н. Н.,
Оценка качества древесины по ее макроструктуре, ВИАМ,
сборник 2, 1933 г., стр. 73.
6 Предложена проф. Певцовым А. X.
Испытание производится путем удара о боко¬
вую поверхность сортимента стальным шариком
(d = 25 мм), свободно падающим с определен¬
ной высоты (h = 500 мм) 1.
Размер получаемого при этом отпечатка ха¬
рактеризует боковую твердость древесины, по
последним исследованиям показавшую хорошее
совпадение (коэфициент корреляции 0,80—0,85)
с временным сопротивлением сжатию вдоль
волокон 8.
В условиях строительства ударная проба
производится следующим способом.
На верхнюю горизонтальную поверхность сор¬
тимента ставится специальная рейка с упором
для шарика на расстоянии h + у = 512,5 мм.
Шарик придерживается в соприкосновении с упо¬
ром двумя пальцами руки, которая опирается
на рейку. Затем пальцы разжимаются, и шарик
падает вниз. Для получения резкого очертания
отпечатка рекомендуется положить на испытуе¬
мую поверхность лист копировальной бумаги.
В наклонных элементах конструкций, установ¬
ленных на место, ударная проба должна произ¬
водиться на вертикальных гранях сортиментов.
Испытание в этом случае может быть выпол¬
нено по принципу маятника следующим обра¬
зом.
Шарик, подвешенный на гибкой нити, отво¬
дится от испытуемой грани до горизонтального
положения нити и затем отпускается (фиг. 1,а).
В тот момент, когда нить займет вертикальное
положение, скорость шарика будет равна ско¬
рости, приобретаемой при свободном падении
с высоты, равной длине нити.
-0U
Фиг. 1. Схема испытания на удар¬
ную пробу
По этому же принципу ударная проба может
быть произведена при любом наклоне грани
7 Известны еще приборы Баумана и Шварца, которые
у нас не распространены. Заслуживает внимания первый
прибор с пружинным ударником, позволяющий произ¬
водить испытание при любом положении испытуемой
поверхности.
8 Подробнее см. Певцов А. X., Метод ударного
определения твердости древесины (печатается), а также
Певцов А. X., Новый способ определения твердости
древесины «Лесопром. и деревообр.», 1932 г., вып. 6, 14.
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
921
сортимента путем подбора соответствующей дли¬
ны нити.
Длина нити определяется из условия равен¬
ства скорости в момент удара нормальной ее
величине при свободном падении стандартного
шарика с высоты h = 500 мм1:
V = Y 2gl (zos φ — QOSa) = Y2gh. (2)
Длина нити должна быть равна (фиг. 1,6):
(3)
I _ h 500
1 COS φ >
' COS φ *
для грани с углом наклона к горизонту φ = 45
получим:
Іі =
500 - 2
ѴІ
= 707 мм.
Боковая твердость древесины определяется по
формуле:
(4)
Я = —,
где Р — вес шарика в г;
h — высота падения в мм\
ω — площадь проекции отпечатка.
Площадь со определяется по формуле:
πάο
4
где
d0 — Y" d^d2 ; (5)
и d2—наибольший и наименьший диаметры
отпечатка.
Боковая твердость приводится к нормальной
влажности (15%) по формуле:
Н1Ь = Нк [1 + 0,0175 {К - 15)], (6)
где К — поверхностная влажность в слое толщи-
Фиг. 2. Определение влажности по способу «Диакун»
ной приблизительно 5 мм в месте удара (в про¬
центах).
Основной характеристикой механической кре¬
пости является временное сопротивление сжатию
вдоль волокон R-. Зная боковую твердость Я,
можно определить В- сосны по формуле:
Я- = 0,423Я + 179. (7)
При сортиментах, имеющих крупные попереч¬
ные размеры, следует производить несколько
ударов (пять-шесть) в разных местах поперечного
сечения. На радиальных срезах число ударов
может быть уменьшено.
При оценке по боковой твердости механиче¬
ских качеств древесины в целом сортименте необ¬
ходимо обращать внимание на состояние мате¬
риала в поверхностных слоях. В отдельных слу¬
чаях, например в конструкциях, находившихся
длительное время в эксплоатации, следует уда¬
лить наружный слой древесины, имеющий при¬
знаки коррозии.
Для приближенной оценки механических свой¬
ств древесины может применяться также свер¬
ление2. Достоинством этого метода является
возможность оценки качества древесины во внут¬
ренних частях сортиментов; недостатком—гро¬
моздкость, а также, судя по последним исследова
ниям, недостаточная надежность.
Для определения влажности лесоматериала
в деле могут быть взяты образцы без поврежде¬
ния элемента при помощи бурава Преслера.
Ввиду малого объема такого образца для
получения более точных результатов из одного
элемента необходимо брать несколько образцов
Ввиду того что влажность образца вследствие его
рыхлости быстро изменяется, вынутый образец
должен быть немедленно заключен в бюксу,
вместе с которой он взвешивается 3.
Сверление должно производиться настолькс
медленно, чтобы сверло не нагревалось.
Без отбора образцов влажность древесины
в пределах до точки насыщения волокна может
быть определена по электропроводности при
посредстве специальных приборов, применяемых
в практике камерной сушки дерева 4 *.
Результаты измерений в значи¬
тельной степени зависят от рас¬
пределения влажности по сечению
и поверхностной влажности. По¬
этому для применения в условиях
строительства этот метод мало при¬
годен. При определенных услови¬
ях, а именно при сухой поверх¬
ности материала и известном гра¬
диенте (например при определен¬
ном режиме сушки) указанным
методом влажность может быть
определена с точностью до 2%.
Одной немецкой фирмой пред¬
ложен следующий новый способ
определения влажности по изме¬
нению цвета реактивной бумаги,
так называемый «диакун» б.
В испытуемом сортименте вы¬
сверливается отверстие диаметром
7 мм и глубиной 100 мм, в которое ввин¬
чивается стеклянная трубка, заключающая ре¬
активную бумагу (фиг. 2). При помощи спе¬
циального держателя реактивная бумага про¬
двигается внутрь отверстия в сортименте и
выдерживается там в течение 10 мин. Предва¬
рительно воздух из трубки высасывается на¬
сосом. Затем производится сличение цвета бу¬
Средняя точность определения величины R—
по боковой твердости по сравнению с данными
испытания нормальных лабораторных образцов
составляет 7—8%.
1 Хвольсон О. Д., Курс физики, т. 1, изд.
6, 1933 г., стр. 218.
2 Метод предложен акад. Симииским К. К.
3 См. «Грибки-вредители дерева», под ред. проф.
Сапожникова, НТО ВСНХ, 1922 г., стр. 117.
< Чулицкий H. Н., Определение влажности
древесины методом измерения ее электропроводности,
«Лесопром. и деревообр.». 1932 г., вьш. 6, 25.
б Kulmann, Die Holzindustrie, 1933, 5. 49.
922
Ю. М. ИВАНОВ
маги со специальной шкалой. Цвет изменяется
от синего до яркорозового в сухом состоянии
(повидимому, хлорный кобальт). Продолжитель¬
ность всего испытания — 25—30 мин. Точность
определения влажности — до 1—1,5%.
Этот способ благодаря своей простоте и доста¬
точной точности должен получить широкое рас¬
пространение. Недостатком его является необ¬
ходимость высверливать отверстие в исследуемом
материале.
При помощи того же прибора может быть опре¬
делена путем прикладывания стеклянной трубки
к наружной поверхности сортимента поверх¬
ностная влажность древесины, необходимая на¬
пример при определении боковой твердости удар¬
ной пробой, а также влажность атмосферного
воздуха.
При испытании конструкций в условиях экспло-
атации влажность древесины может быть грубо
оценена по относительной влажности и темпера¬
туре воздуха в помещении с учетом годового
режима Шкала для такой оценки приведена
в табл. 1.
Таблица 1
і Шкала для оценки влажности древесины
Относи¬
тельная
влажность
воздуха
в %
Температура
Равновесная
воздуха
в °Ц
(выше нуля)
влажность
древесины
в %
40
15
8
~30~
Т
60
15
12
30
И
80
. 15
17,5
“зо~
1675
100
15
30,5
"30“
~з<Г
3. Испытательная установка
1) Требования
В испытательную установку входят приспособ¬
ления: а) для передачи нагрузки на испытуемую
конструкцию, б) для обеспечения нормальных
условий ее работы и деформирования при испыта¬
нии и в) для ее поддержания в случае разрушения,
а также и вспомогательные устройства для нагру¬
жения и разгрузки конструкции и для произ¬
водства наблюдений и измерения деформаций
во время испытания.
К испытательной установке предъявляются
следующие требования:
1) обеспечение боковой устойчивости (при
испытании плоских систем);
2) четкое распределение нагрузки;
3) поддержание испытуемой конструкции во
время ее разрушения.
2) Боковая устойчивость
Обеспечение боковой устойчивости является
основным требованием при испытании плоских
конструкций и обычно сводится к раскреплению ii Подробнее см.Кротов Е.Г., Технология дерева,
2-е изд., 1932 г., номограмма на стр. 44.
сжатого контура или верхнего пояса в простых
балочных фермах.
Выбор способа раскрепления сжатого контура
при испытании целиком зависит от раскрепления
конструкции в осуществленном сооружении. В за¬
висимости от последнего решается и вопрос об
испытании одной или двух ферм одновременно.
При передаче нагрузки на ферму в сооружении
через прогоны и отсутствии других связей между
фермами вполне возможно испытание одной
фермы. В этом случае раскрепление верхнего
пояса осуществляется в соответствии с проектом
при помощи прогонов. Последние одним концом
опираются на испытуемую ферму, а другим
неподвижно закрепляются на второй ненагру¬
женной ферме, поставленной параллельно и жест¬
ко раскрепленной специальными подкосными
рамами (фиг. 3) или на специальных рамах жест¬
кости соответствующей высоты (фиг. 4 и 5).
В обоих случаях воспринятие рамами жестко¬
сти горизонтальных усилий от прогонов должно
быть обеспечено постановкой на концах под¬
косов связей (например скобы), способных пере¬
давать растягивающие усилия (фиг. 6, а), и укреп¬
лением нижних концов рам от поднятия (фиг. 6, б).
G этой целью последние связываются со сваями,
врытыми в грунт столбами или же загружаются
каким-либо грузом достаточного веса.
Сплошной настил, непосредственно уложен¬
ный на пояс и обеспечивающий его устойчивость
при продольном изгибе, не может быть удален
при испытании без нарушения нормальных усло¬
вий работы конструкции. В этом случае для испы¬
тания необходимо выделить самостоятельный
жесткий элемент покрытия, который обычно
образуется парой ферм, соединенных настилом
(фиг. 7).
При ломаном и криволинейном верхнем поясе
боковая устойчивость ферм вполне обеспечи¬
вается жесткостью настилов и обычно никаких
дополнительных мер не требуется.
При прямолинейном верхнем поясе конструк¬
ции, например двутавровые балки с перекрест¬
ной стенкой, и соответственно плоском настиле
для получения неизменяемой системы необхо¬
дима постановка поперечных связей в плоскости
опорных вертикальных стоек (фиг. 8).
Арочные фермы, оба пояса которых сжаты,
обычно бывают снабжены поперечными свя¬
зями и таким образом вместе с прогонами обра¬
зуют пространственно-жесткую систему. Испы¬
тание таких конструкций также осуществляется
путем выделения жесткого элемента покрытия,
образованного парой ферм, соединенных связями
и крышей.
Фермы с подвесным потолком ввиду сложности
передачи нагрузки при испытании одной фермы
также, как правило, испытываются попарно.
В горизонтальном положении допустимо испы¬
тывать лишь балочные системы, имеющие рас¬
крепление верхнего пояса при помощи несущих
прогонов. Однако такое испытание ввиду невоз¬
можности обеспечить свободное деформирование
фермы в своей плоскости и точно определить
величины прилагаемых нагрузок не рекомен¬
дуется.
3) Передача нагрузки
Четкость распределения нагрузки является
весьма существенным требованием и невыполне¬
ние его приводит к совершенно неправильной
оценке работы конструкции.
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
923
Фиг. 3. Испытание одной фермы с раскреплением относительно второй
ненагруженной
Фиг. 5. Гамы жесткости по схеме фиг. 4
ΰ24
Ю. Μ. ИВАНОВ
При нагружении испытуемых ферм должны
быть выполнены следующие требования:
1. При испытании одной фермы раскреп¬
ление не должно препятствовать деформациям
в ее плоскости. Постановка поперечных связей
л пролете в этом случае (фиг. 9) вызывает пере¬
распределение нагрузки и поэтому недопустима.
2. При испытании спаренных ферм, об¬
разующих пространственно-жесткое целое, необ¬
ходимо совершенно одинаковое и одновременное
их вагружение.
одновременном раскреплении сжатого контура)
и т. п. В случае невозможности полного устра¬
нения жесткой связи с соседними фермами под¬
держивающее влияние последних может быть при¬
ближенно оценено по относительной величине их
деформаций, измеряемых при испытании.
4. При загружении фермы сверху непосред¬
ственно по проектному настилу для правильного
распределения нагрузки между узлами необхо¬
димо укладывать загрузочные материалы
со свободными промежутками (см. ниже), препят¬
ствующими образованию сводов в теле нагрузки.
Пример неправильного затружения сверху по¬
казан на фиг. 10. Здесь кроме жестких про¬
кладок непрерывный и достаточно высокий слой
нагрузки сам по себе обладает большой жест¬
костью, вызывающей местную разгрузку испы¬
туемой фермы.
5. Для устранения влияния жесткости самого
настила (при большой толщине его и малом про¬
лете испытуемой конструкции), а также работы
Фиг. 7. Испытание пары ферм,
3. При испытании ферм на месте в покрытии
должны быть приняты меры к устранению жест¬
кой связи испытуемых ферм g соседними. Это
Фиг. 8. Раскрепление балок с перекрестной стенкой
может быть достигнуто путем разбалчивания и
разъединения поперечных связей, назначения
ферм для испытания в пределах между шарнира¬
ми прогонов, временного поднятия крыши (при
единенных безреберным настилом
его как свода (при криволинейном или ломаном
очертании верхнего пояса), необходимо разре¬
зать настил в нескольких меетах по пролету фер¬
мы. Указанное требование имеет целью прибли¬
жение условий работы испытуемой конструкции
к расчетным предположениям и к условиям ее
работы в эксплоатации.
6. Наиболее рационально подвешивать нагруз¬
ку снизу. Лишь при очень частом расположении
прогонов (например в сегментных фермах) пред¬
почтительнее нагружать фермы непосредственно
по верхнему настилу. # Подвешивание нагрузки
снизу представляет следующие преимущества:
сокращается путь перемещения загрузочного ма¬
териала и время нагружения, облегчается устрой¬
ство для поддержания конструкции при разру¬
шении (вследствие расположения нагрузки на
более низком уровне), имеется большая гаран¬
тия от несчастных случаев и др.
7. В зависимости от рода загрузочного мате¬
риала могут применяться открытые платформы
или ящики (см. ниже). В обоих случаях нижние
несущие прогоны должны представлять собой си-
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
925
Фиг. 10. Неправильное загружение сверху (Керстен, фиг. 56)
Фиг. И. Схема подвесной платформы при передаче нагрузки на
одну ферму
926
Ю. М. ИВАНОВ
Э
prq
7ΐψΤ\7Κ
К—1—Ί
»
1 1
i 1
[ill!
fill
! i 1 и ! !
ѴфЩ/ЩЩ/М УЩ/Щ
~А~ ' "А"
Фиг. i'l. Неправильное загружение
сниву (неразрезная платформа)
(Керстен, фиг. 53а)
Фиг. 13. Неправильное вагруякение снизу (пакет рельсов)
(Керстен, фиг. 484)
е) д) г)
Фиг. 14. Схемы подвески платформ и распределения нагрузки
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
927
стешу однопролетных балок, передающих нагруз¬
ку на тяжи по закону рычага (фиг. 11).
8. Применение неразрезных платформ (фиг. 12),
а также нагрузки в виде пакетов из рельсов,
бревен и т. д., подвешиваемых в нескольких точ¬
ках по их длине (фиг. 13), недопустимо. Такая
9. При водяной нагрузке (см. ниже) каждый
ящик должен подвешиваться в одной точке
фермы (фиг. 15) во избежание перераспределения
нагрузки, передающейся на узлы, при разнице
в их прогибах.
10. Для уменьшения общего количества ва·*
Фиг. 16. Подвесные ящики с гравием
Фиг. 17. Подвесная платформа для нагрузки кирпичом
платформа или пакет вследствие своей жесткости
образует с испытуемой конструкцией сложную
комбинированную систему и тем самым нару¬
шает правильную работу ее.
В зависимости от числа узлов фермы схема под¬
весных платформ решается различно (фиг. 14).
грузочного материала (главным образом при
испытании плоскостных конструкций) передача
нагрузки может быть осуществлена при помощи
рычага. При этом, учитывая недопустимость
значительного наклона последнего и сравни¬
тельно большие деформации деревянной кон-
928
ΙΟ: Μ. ИВАНОВ
струкции, необходимо придавать рычагу доста¬
точную длину плеч или устраивать подвижную
и переменную по высоте точку упора, что
весьма усложняет установку. В обычных усло¬
виях подобная схема может быть выгодна лишь
при испытании конструкций малого размера с
большой жестокостью.
4) Загрузочный материал
Ввиду сравнительно большого веса необхо¬
димой испытательной нагрузки в качестве за¬
грузочного материала обычно используют ма¬
териал, имеющийся на месте испытания.
Загрузочный материал должен удовлетворять
следующим основным требованиям:
Фиг- 18. Общий вид установки для испытания одной фермы водяной нагрузкой
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
929
1) иметь постоянство объемного или штучного
веса;
2) допускать постепенное загружение мини¬
мальными порциями.
Песок и земля вследствие неопределенного
объемного веса, меняющегося в широких пре¬
делах в зависимости от степени уплотнения при
укладке, не могут быть рекомендованы.
Крупный гравий имеет более постоянный объем¬
ный вес и вполне пригоден для 8агру8ки.
Объемный вес сыпучих тел определяется путем
взвешивания проб известного объема не менее
0,25 мъ г. Для получения средних данных пробы
берутся и8 равных мест штабеля.
Хорошим материалом для нагрузки служит
кирпич или другой штучный материал стандарт¬
ной формы (например строительные камни),
имеющие вполне определенный и постоянный
вес, определяемый взвешиванием достаточно
большого числа штук, например 100 шт. кирпича
и т. п.
При нагружении конструкции непосредствен¬
но по проектному настилу сыпучие материалы
насыпаются в отдельные отсеки, располагаемые
с эазорами в 2—5 см между поперечными стенками,
а штучные материалы укладываются с зазорами
в 5—10 см через 0,75 — 1,25 м.
Для этой цели на крутых скатах к настилу
пришиваются рейки, удерживающие штучный
материал от споявания вниз и устраняющие
передачу нагрузки на нижележащие ряды.
При подвешивании нагрузки сниэу сыпучие ма¬
териалы насыпаются в подвесные ящики (фиг. 16),
а штучные материалы укладываются на плат¬
формы (фиг. 17).
Наилучшей нагрузкой является вода, имею¬
щая постоянный точно определенный вес и
допускающая плавное загружение и быстрое
удобное перемещение 1 2 3 *. Применение воды в ка¬
честве нагрузки возможно при наличии водо¬
непроницаемой ткани (например брезента), не¬
обходимой для закладки в ящики, как правило,
подвешиваемые к испытуемой конструкции снизу
(фиг. 18).
Для уменьшения деформаций стенки и дно
ящика делаются ребристыми (фиг. 19). Расчет
производится по жесткости на гидростатическое
давление. Обычный материал для стенок и дна—
нестроганый тес толщиной 19—25 мм. Водоне¬
проницаемая ткань, закладываемая внутрь, за¬
вертывается в углах ящика и прикрепляется
к верхней части его стенок (фиг. 20). Вода сли¬
вается сифоном при помощи жестких рукавов
(фиг. 18).
Объем воды измеряется рейками, а более точно—
специальным поплавковым прибором с роликом
(фиг. 21), по окружности которого нанесены
деления 8. При помощи этого прибора изменение
уровня воды в ящике может быть измерено с
точностью до 1 мм.
5) Опоры
Способ опирания испытуемой конструкции
должен точно соответствовать расчету. Так,
балочные фермы должны иметь одну п о-
движную опору, осуществляемую обычно
с помощью одного или двух стальных катков
1 См. ТУ *и Н § 357.
2 Загрузка водой производится по методу, разрабо¬
танному сектором испытаний ЦНИПС.
3 Применяется сектором испытаний ЦНИПС.
Деревянные конструкции
диаметром 7,5 — 10 см, под которые подклады¬
ваются железные подкладки надлежащей тол¬
щины, проверяемой расчетом (фиг. 22).
Фиг. 20. Вид подвесного ящика, наполненного водой
При установке конструкции на опоры необ¬
ходимо точно центрировать ее опорные площад¬
ки (фиг. 22), учитывая перемещение катка,
равное половине величины откатки опорного
уела. При предполагаемой значительной от¬
катке оіюры катки следует
располагать с некоторым сме¬
щением наружу пролета в рас¬
чете на то, чтобы ось симметрии
их совпала с опорной реакцией
при наибольшей нагрузке.
Для обеспечения достаточной
жесткости пути катания и луч¬
шего распределения давления I
на опору под нижнюю под¬
кладку следует подкладывать
отрезки рельсов или другого
профильного железа, распо¬
лагая их вдоль пролета фер¬
мы.
Конструкция опоры должна
обеспечивать горизонтальность Фиг 2і. схема по-
пути катания во время нагру- плавкового прибора
жения фермы, так как от этого
в значительной степени зависит сопротивление
опоры откатке. Горизонтальность пути катания
выверяется по уровню. При назначении разме¬
ров основания опор следует иметь в вид у умень¬
шение осадок во время испытания под наиболь¬
шей нагрузкой.
6) Опорные рамы
Неотъемлемой и обязательной частью испыта¬
тельной установки являются опорные ра¬
мы (фиг. 23), достаточно солидные и жесткие,
служащие для поддержания испытуемых кон¬
струкций снизу при появлении крупных дефор¬
маций и при разрушении.
Опорные рамы позволяют остановить процесс
разрушения на одной из его начальных стадий
и благодаря этому правильно оценить причину
разрушения. Кроме того опорные рамы являются
обязательной мерой техники безопасности.
Нагруэка от конструкции при ее осадке должна
передаваться непосредственно в торец стоек
опорных рам, через подкосы или насадки мини¬
мального пролета.
59
930
Ю. М. ИВАНОВ
Опорные рамы ставятся в пролете между плат¬
формами или ящиками в количестве 2—6 шт.
в зависимости от системы конструкции и величин
Фиг. 22. Катковая опора
пролета с таким расчетом, чтобы при всех воз¬
можных комбинациях разрушения конструкция
была полностью поддержана.
Фиг. 23. Опорные рамы (связанные крестами) при испы¬
тании ферм фиг. 5
Стойки рам расшиваются в жесткую систему
и обычно используются для устройства подмостей,
необходимых для осмотра и измерений на испы¬
туемой конструкции. Между испытуемой кон¬
струкцией и насадками опорных рам оставляется
вазор 15—30 см — в зависимости от величин
ожидаемых прогибов с учетом осадки опор.
Величина свободного прозора, равного 4—5 см,
регулируется в процессе испытания парными
клиньями.
При применении подвесных платформ (ящиков)
принимаются меры к их поддержке, выклады¬
ваются шпальные клетки, от верха которых до
низа главных балок, поддерживающих платфор¬
мы (ящики), оставляются проворы на 2—5 см
меньше промежутков под клиньями на опорных
рамах. Шпальные клетки позволяют разгрузить
испытуемую ферму от веса грузовых платформ
(ящиков) при осадке'ее на опорные рамы.
4. Измерение деформаций
1) Общие деформации
При испытании плоских конструкций основ¬
ными деформациями, подлежащими измерению,
являются: 1)в балочных системах —
вертикальные перемещения узловых точек и удли¬
нение пролета, 2) в распорных систе¬
мах — вертикальные и горизонтальные пере¬
мещения основных точек в плоскости конструк¬
ции. Кроме того в целях контроля обычно изме¬
ряются и боковые перемещения ив плоскости
испытуемой конструкции.
При испытании пространственных конструк¬
ций измерению подлежат проекции перемещений
основных точек на оси прямоугольной системы
координат. В некоторых случаях измеряются
также углы поворотов в отдельных точках соору¬
жения. В большинстве случаев величины общих
деформаций, дополненные данными о местных
деформациях *, позволяют получить ответ на все
вопросы, перечисленные в π. 1.
Для измерения вертикальных смещений сле¬
дует пользоваться нивелиром, обеспечивающим
достаточную надежность результатов. Отсчеты
производятся по вертикальным рейкам, неизмен¬
но прикрепленным в соответствующих точках
испытуемой конструкции. Рейки изготовляются
по возможности из воздушно-сухой древесины
поперечного сечения примерно 3x6 см. На
уровне горизонта инструмента к рейкам прикреп¬
ляются масштабные линейки, которыми могут
служить например отрезки деревянного метра
или клеенчатые нивелирные ленты, по которым
и берутся отсчеты. Применение для этой цели
бумаги, например миллиметровки, не рекомен¬
дуется ввиду коробления ее при поглощении
атмосферной влаги.
Для отметки горизонта инструмента необхо¬
димо предусмотреть не менее двух-трех доста¬
точно надежных реперов, устанавливаемых на¬
пример на кирпичной стене соседнего здания, на
хорошо врытом столбе и т. д. Репера должны
охватывать крайние положения зрительной тру¬
бы (не менее чем на 90°) и по возможности в пре¬
делах отсчетов на испытуемой конструкции.
Для упрощения обработки результатов можно
сохранить горизонт инструмента неизменным,
оставляя нивелир на месте во все время испыта¬
ния, но защитив его от атмосферных осадков.
При измерении вертикальных смещений обя¬
зательно измерение осадки опорных точек кон¬
струкции для введения соответствующих попра¬
вок при вычислении прогибов 1 2.
Для измерения перемещений в отдельных
точках могут быть применены прогибомеры ин-
1 См. стр. 932.
2 См. стр. 935.
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
931
дикаторного типа (Максимова и др.), а для
непрерывной регистрации перемещений—самопи¬
шущие прогибомеры (Ришара, Стоппани и т. п.).
Фиг. 24. Теодолит и горизонтальные рейки для контроля плоскости ферм
Все эти приборы, соединенные с объектом изме¬
рения постоянной проволочной связью, должны
достаточно точно учтены путем постановки кон¬
трольного прибора.
Ввиду того что осуществление всех указанных
.-ребований затруднительно,
подобные приборы могут при¬
меняться лишь как вспомога¬
тельные, и показания их дол¬
жны контролироваться ниве¬
лиром или другими оптичес¬
кими приборами х.
Измерение горизонтальных
перемещений производится раз¬
личными методами, в зависи¬
мости от расположения и чи¬
сла исследуемых точек и на¬
правления их перемещений.
Удлинение пролета балочной
фермы может быть определено
по перемещениям обоих ее
опорных узлов, измеряемым
относительно столбов, врытых
в грунт на достаточном рассто¬
янии от опоры наружного про¬
лета (вне зоны деформации
грунта под опорой). Измерение
производится горизонтальной
рейкой, пришитой к опорному
узлу. Способ этот весьма не¬
точен и может применяться
лишь при наличии плотного
грунта. Для этой цели могут быть также при¬
менены указанные выше прогибомеры с прово-
Фиг. 25. Стереофотограмметрический метод измерения перемещений; негативное изображение деревянной фермы
пролетом 20 м
иметь вполне неподвижную опору в пролете лочной связью, соединяющей опорные узлы.
испытуемой конструкции.
Деформации связи (вытяжка проволоки, тем¬
пературные удлинения проволоки) должны быть 1 См. стр. 932.
59*
932
Ю. М. ИВАНОВ
Неизменяемость плоскости испытуемой фермы
лучше всего проверяется при помощи теодо¬
лита. Положение визирной плоскости послед¬
него, устанавливаемой параллельно плоскости
фермы, сохраняется во время испытания неиз¬
менным и выверяется по двум реперам, охва¬
тывающим все отсчеты на ферме. Отсчеты произ¬
водятся по горизонтальным рейкам, жестко
прикрепленным на ребро к сжатому поясу нор¬
мально к плоскости фермы (фиг. 24).
Проверка плоскости конструкции другими не¬
оптическими приборами, например отвесом, не
рекомендуется.
При испытании распорных систем горизонталь¬
ные перемещения в плоскости конструкции наи¬
более просто измеряются стерёофотограмметри-
ческим методом1 (фиг. 25). Этот метод состоит
в том, что испытуемая конструкция фиксируется
на фотопластинке. Съемка производится специ¬
альной камерой. Перемещения точек конструкции,
отмеченных в натуре специальными марками,
измеряются по их стереоскопическим параллаксам
на двух последовательных снимках. Измерения
производятся по негативам (фиг. 25) на компара¬
торе. При пользовании стереофотограмметри-
ческим мётодом отпадает необходимость приме¬
нения нивелира, так как смещения точек изме¬
ряются по двум осям координат.
При испытании сводчатых конструкций гори¬
зонтальные перемещения могут быть измерены
теодолитами, устанавливаемыми под сводом та¬
ким образом, чтобы визирные плоскости их пере¬
секали несколько рядов горизонтальных реек,
укрепленных на разных уровнях.
Подобным же способом двумя или тремя тео¬
долитами могут быть измерены и горизонтальные
смещения свода-оболочки в поперечном направ¬
лении (фиг. 26).
Применение для указанной цели отвесов не
дает вполне надежных результатов, так как пе¬
ремещения точек измеряются по перемещениям
отвесов, занимающих правильное положение
лишь при абсолютном отсутствии движения
окружающего воздуха.
Вообще для измерения перемещений точек
пространственных конструкций могут быть при¬
знаны безупречными лишь оптические методы,-
при которых неизменное положение инструмента
и репера, относительно которого определяется
положение точек, вполне обеспечено.
2) Местные деформации
При испытании деревянных конструкций осо¬
бое внимание должно быть уделено измерению
смещений в соединениях. По способу
измерения следует различать:
а) смещения в стыках;
б) смещения в узлах (в примыканиях элемен¬
тов под углом);
в) смещения в связях составных элементов;
г) деформации элементов вблизи прикреплений;
д) деформации в местах примыканий деревян¬
ных элементов к специальным металлическим
частям (опорные башмаки, ключевые шарниры,
тяжи и т. п.).
Группа «в» объединяет также деформации в со¬
единениях сплошных конструкций, а в группу
1 Разработан сектором испытапия ЦНИПС.
Иванов ІО. М., Хитро в Е. В., Стереофо¬
тограмметрический метод измерения деформаций в кон¬
струкциях и сооружениях, сектор испытаний ЦНИПС,
Отчет по теме 1933 г.
«г» входят деформации изгиба, например концов,
растянутых раскосов, наружных накладок, рас¬
тянутых стыков и т. д.
Следует иметь в виду, что правильное пред¬
ставление о работе конструкции может быть
составлено лишь при условии наблюдения за
деформациями всех основных ее соединений.
Для этой цели рекомендуется пользоваться пис-
Фиг. 26. Горизонтальные и вертикальные рейки для изме¬
рения деформации свода-оболочки
ками, наносимыми перпендикулярно плоскости
касания элементов, взаимное смещение которых
должно быть измерено. Измерение смещений
может производиться двояко. По первому спо¬
собу наносится одна риска, смещения которой
измеряются при каждом отсчете. По второму
способу при каждом отсчете наносится отдельная
риска, параллельная первой. Смещение элемен¬
тов определяется как разность расстояний между
первой риской и риской, проведенной при данном
отсчете. Второй способ позволяет ускорить испы¬
тание, так как зафиксированное уже смещение
может быть измерено потом в любое время.
Риски рекомендуется проводить в возможно
большом числе сечений. Измерение производится
только в наиболее ответственных соединениях,
а также там, где смещения имеют заметную ве¬
личину. В остальных местах риски служат лишь
для контроля.
Риски наносятся по угольнику твердым остро
зачиненным карандашом или бритвой непосред¬
ственно на гладко выстроганной поверхности
элементов или на какой-либо подкладке, наклеи¬
ваемой казеиновым клеем (ватманская бумага—
фиг. 27, целлулоид и т. д.). При нанесении рисок
между элементами, имеющими уступ по высоте,
последний заполняется специальной рейкой, при¬
шиваемой к одному из элементов заподлицо с
другим.
Риски должны наноситься на противополож¬
ных гранях элемента в одном поперечном сечении
его. Для получения смещений элемента берется
среднее арифметическое из смещений на обеих его
гранях.
В отдельных точках смещения могут быть из¬
мерены более точно при помощи специальных
приборов, например «мессур» и т. п. При этом
необходимо иметь в виду, что зачастую значи¬
тельную погрешность могут внести смещения
в прикреплении самого прибора, вызываемые
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
933
например усушкой, неплотностями и т. д. Из¬
вестная погрешность получается также вследствие
измерения смещения с некоторым плечом.
Применение указанных приборов весьма удоб¬
но для измерения деформаций группы «в»,
когда прибор устанавливается на соответствую¬
щую металлическую часть при помощи специаль¬
ной струбцины.
Измерение напряжений в дере¬
вянных частях при обычных испытаниях на
строительстве не является необходимым, так как
вследствие влияния многих факторов величина
их мало показательна для оценки работы всей
конструкции в целом. Поэтому вопрос об измере¬
нии напряжений в древесине здесь не затраги¬
вается как относящийся уже к области исследо¬
вательской работы.
Фиг. 27. Смешение досок Бри потере устойчивости со¬
ставной арки (риски были нанесены на полосе ватмана)
При испытании смешанных конструкций может
встретиться необходимость в измерении напряже¬
ний в металлических частях (затяжки, тяжи и
т. д.). Для этой цели можно пользоваться экстен-
вометрами Манэ-Рабю, Окхайцена и Гугенбергера.
Для испытаний на строительстве может быть
рекомендован последний тип, модель «В-спец» 1.
б. Испытание статической нагрузкой
1) Размер испытательной нагрузки
Размер испытательной нагрузки 2 определяется
как разность между полной расчетной нагрузкой
и суммарной нагрузкой от собственного, веса
конструкции, постоянной нагрузки и веса при¬
способлений для испытания (прогонов, распре¬
делительных балок и т. п.). Вес грузовых
платформ, как правило, включается в величину
испытательной нагрузки, для чего конструкция
разгружается от них перед началом испытания.
Вес приспособлений определяется по их дей¬
ствительным размерам. Для уточнения веса
платформ или ящиков рекомендуется пользо¬
ваться десятичными весами, при помощи которых
. может быть определено давление от веса плат¬
формы на тяжи. Для этой же цели удобны динамо¬
метры.
1 Нилендер ICL А., Тепешева Л. А.,
Исследование работы тензометра Гугенбергера, сектор
испытаний ЦНИПС, Отчет по теме 1932 г.
* Полный вес нагрузки, которая может быть нагру¬
жена на конструкцию и в последующем снята для на¬
блюдения возвращения деформаций.
Наиболее простая схема взвешивания заклю¬
чается в определении величины опорных реакций
платформы или ящика в двух точках А и Б
(фиг. 28). Для этого достаточно иметь один дина¬
мометр, который последовательно меняется ме¬
стами с опорой л.
Вес загрузочного материала для контроля
изменения его вследствие изменения влажности
определяется дважды — перед началом и после
окончания испытания.
Фиг. 28. Схема взвешивания ящика
при помощи динамометра
При измерении объема сыпучих материалов
и воды во время нагружения (см. ниже) должна
быть учтена деіформация заключающих его
устройств (дно и стенки ящиков и т. д.).
2) Порядок нагружения
Для построения зависимости деформаций от
нагрузки последняя должна быть разбита на
части, которыми конструкция загружается в
определенном порядке — ступенями. Ре¬
комендуется уменьшать число различных ком¬
бинаций нагрузки за счет увеличения числа
ступеней, что позволяет более детально просле¬
дить изменение деформаций конструкции в функ¬
ции нагрузки и времени. Весьма желательны
повторные циклы нагружения, легко осущест¬
вимые при пользовании например водяной на¬
грузкой.
Вопрос о том, какая комбинация нагрузки
должна быть принята при испытании до разру¬
шения, в каждом случае решается особо. Сле¬
дует стремиться воспроизвести схемы загружения,
реальные в условиях эксплоатации конструкции.
Нагрузку каждой ступени удобнее всего вы¬
ражать в долях полной расчетной нагрузки (р. н.).
Так например, если принять, что собственный
вес фермы с весом прогонов составляет около
10—15% р. н., то нагрузка первой ступени (весом
платформ) дает примерно около 25% р. н. На¬
грузка следующих ступеней — соответственно 50%
р. н. (что примерно соответствует постоянной
нагрузке), затем 75% и наконец 100% р. н.
Под полной расчетной нагрузкой конструкция
выдерживается в течение не менее трех суток 3,
после чего может быть начата разгрузка.
Для наблюдения за работой конструкции при
разгрузке последнюю рекомендуется также произ¬
водить ступенями, что легче всего осуществить
при штучном материале (кирпич, стандартные
камни) или при водяной нагрузке.
При испытании до разрушения ступени нагру¬
жения могут быть крупнее ввиду большого их
числа. В этом случае нагруэка первой ступени
после опускания платформ должна составлять
50% р. н., следующая—100% р. н. Под этой на¬
3 См. дополнения к ТУ и Н § 366, изд. 1934 г.
934
Ю. М. Г ВАНОВ
грузкой конструкция выдерживается в течение
трех суток.
Нагрузка каждой следующей ступени до¬
бавляется только после затухания деформа¬
ций (см. ниже). Дальнейшее нагружение может
производиться например следующими ступенями:
150, 200, 225, 250, 275% р. н. и т. д. После двой¬
ной расчетной нагрузки ступени нагрузки для
более точного определения величины разрушаю¬
щей нагрузки уменьшаются.
Загружение штучным материалом ведется таким
образом, чтобы на каждую площадку штучный
материал укладывался в строго определенном
порядке.
Загружение сыпучим материалом ведется
слоями до уровней, заранее отмеченных на
стенках ящика на вертикальных рейках. Рейки
следует располагать в четырех углах и по
середине длинных сторон ящика. Поверхность
слоя проверяется рейкой, прикладываемой сверху
на ребро.
Загружение непосредственно по рабочему насти¬
лу производится по всей его ширине (поперек
ферм) одновременно. Направление загружения
по пролету определяется программой испытания.
Образование промежуточных комбинаций на¬
грузки, не предусмотренных расчетом конструк¬
ции, во избежание возникновения в ее элементах
усилий, которые не могут иметь места при експлоа¬
тации сооружения, не допускается.
Принятый порядок загружения должен быть
выдержан при всех ступенях данной комбинации
нагрузки.
Для устранения динамических воздействий
нагружение должно производиться без толчков.
Для упорядочения процесса загружения реко¬
мендуется расчленить его на отдельные операции:
1) накладку материалов на носилки или козлы,
2) подноску, 3) разгрузку и 4) раскладку на на¬
стиле, распределив их между работниками в со¬
ответствии е трудоемкостью работы.
Загружение каждой ступени должно произ¬
водиться без перерывов. Между промежуточными
ступенями делаются только короткие перерывы,
необходимые для отсчетов по приборам. Более
длительные перерывы, как правило, рекомен¬
дуется совмещать с предположенным по програм¬
ме выдерживанием нагрузки. 33) Производство измерений
Отсчеты по измерительным приборам произ¬
водятся тотчас по окончании загрузки каждой
ступени.
Во время более длительных перерывов между
ступенями нагружения для оценки влияния Бре¬
мени на деформации (упругое последействие) от¬
счеты делаются тотчас по окончании загружения
и непосредственно перед загружением следующей
ступени.
Вообще на влияние фактора времени должно
быть обращено особое внимание. Производство
отсчетов должно занимать минимальный проме¬
жуток времени, исходя из чего и назначается
число обслуживающих работников.
Для контроля измерений рекомендуется произ¬
водить повторные отсчеты в характерных точках—
в начале одной серии измерений (данного номера
отсчета) и по окончании ее. Таким образом может
быть выяснена величина приращения деформаций
за время производства измерений. Моменты начала
и окончания отсчетов, начала и окончания за¬
гружения должны регистрироваться по часам
с точностью до 1 мин.
Во время выдерживания нагрузки отсчеты про¬
изводятся по возможности через равные проме¬
жутки времени (через 6—12 час.).
После снятия испытательной нагрузки наблю¬
дение по приборам производится в продолжение
двух суток, также по возможности через равные
промежутки времени (через 12—24 часа).
Для оценки влияния колебаний температуры
на деформации испытуемой конструкции и на
показания измерительных приборов необходимо
иметь не менее двух термометров (один кон¬
трольный), отсчеты по которым должны делаться
одновременно с отсчетами по приборам. Жела¬
тельно иметь термограф, непрерывно регистри¬
рующий изменение температуры, что важно
с точки зрения явлений тепловой инерции.
Весьма желательно измерение влажности ат¬
мосферного воздуха. Для этой цели следует иметь
два психрометра, а для непрерывной регистра¬
ции — гигрограф.
Для устранения резких колебаний влажности
в элементах испытуемой конструкции последняя
должна быть укрыта от действия атмосферных
осадков, особенно места соединений.
Загрузочный материал для обеспечения неиз¬
менного веса должен быть также укрыт от дей¬
ствия атмосферных осадков как при укладке его
во время нагружения, так и в штабелях.
В летнее время следует по возможности защи¬
щать испытуемую конструкцию от действия
прямых солнечных лучей.
6. Осмотр во время и после испытания
1) Осмотр во время испытания
Осмотр конструкции во время испытания дол¬
жен производиться по загружении основных
ступеней испытательной нагрузки, а именно:
полной расчетной, полуторной, двойной и так
далее, а кроме того при появлении признаков
неудовлетворительной работы, нарастания де¬
формаций, местных разрушений и т. д.
При осмотре во время испытания должны тща¬
тельно проверяться все места, отмеченные при
предварительном осмотре (см. выше раздел 2),
соединения, показавшие крупные деформации,
появившиеся новые трещины, щели, неплотности
и т. п.
Указанные наблюдения над нагруженной кон¬
струкцией дают возможность составить более
полное представление о· ее работе, так как после
разгрузки многие деформации становятся неза¬
метными или совершенно исчезают.
Для фиксации подобных явлений весьма же¬
лательно применение фотографии.
2) Осмотр после испытания
Осмотр после испытания имеет целью наблюде¬
ние главным образом остаточных деформаций и
различных повреждений, сохранившихся и после
разгрузки конструкции.
Осмотр конструкции после разрушения должен
установить места и характер разрушений, пер¬
вичные и вторичные деформации, обнаружить
недостатки материала или выполнения и в ре¬
зультате дать необходимые указания для уста¬
новления основной причины разрушения.
Осмотр необходимо произвести тотчас по раз¬
рушении конструкции и во всяком случае до на¬
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
935
чала каких бы то ни было работ по разборке.
Наиболее характерные места должны быть сфото¬
графированы.
Немедленно после осмотра для определения
влажности и механических испытаний древесины
отбираются образцы в непосредственной близости
от мест разрушения, а также из всех ответственных
элементов. В разрушенных элементах рекомен¬
дуется определять послойную влажность г.
Для более правильной оценки действительной
влажности древесины рекомендуется тотчас же
на месте определить первоначальный вес образцов.
При достаточной величине последних взвешива¬
ние может быть сделано на аптекарских весах.
Детальный обмер, зарисовка и изучение разру¬
шенных элементов производятся по выпиливании
их из конструкции и после осторожной разборки.
Детали деформаций также должны быть сфото¬
графированы.
При разборке разрушенной конструкции дол¬
жны быть по возможности восполнены все про¬
белы предварительного осмотра, в особенности
касающиеся качества выполнения соединений;
могут быть также проверены размеры и расста¬
новка соединительных частей в скрытых местах —
в промежуточных частях многосоставных эле¬
ментов и т. д.
Одновременно могут быть установлены форма
и величина остаточных деформаций в наиболее
напряженных, но еще не разрушенных частях
соединений. С этой целью например соединения на
гвоздях выпиливаются и раскалываются по линии
гвоздевого забоя. Таким же образом путем рас¬
кола может быть обнаружена внутренняя поверх¬
ность например нагельных гнёзд и непосредствен¬
но установлено качество выполнения соединений.
7. Обработка результатов измерений
Все данные измерений, полученные во время
испытания, должны быть приведены к форме,
удобной для обозрения при составлении выводов.
Указанная работа в известной части должна
производиться параллельно с испытанием ввиду
необходимости следить за основными деформация¬
ми испытуемой конструкции во время хода
испытания.
К такого рода данным относятся:
1) основные общие деформации — вертикаль¬
ные прогибы, удлинение пролета, горизонталь¬
ные смещения в распорных и пространственных
системах, а также отсчеты по контрольному
теодолиту (в плоских системах);
2) смещения в основных соединениях наиболее
ответственных элементов (растянутый пояс, за¬
тяжка ит. д.).
Обработка нивелирного журнала заключается
в вычислении превышений по отношению к основ¬
ному реперу и введении поправок на осадку опор.
Для вычисления последних необходимо знать
точные расстояния между рейками.
Поправки могут быть определены аналитически
по формуле:
А δΑ (I -- Ь) — АвЬ
Δ° Ϊ ·
где Δ0—поправка для точки С, ΔΑ и Δβ —
осадки опор (фиг. 29). 11 Селюгин Н. С., Методика испытаний сушил
для дерева, Л. 1932 г., стр. 24.
Графически величина поправок получается
в виде отрезков, отсекаемых на соответствующих
вертикальных прямых замыкающей прямой, ко¬
торая строится для каждого отсчета по извест¬
ной осадке опор.
По введении поправок полученные смещения
представляются в виде диаграммы по пролету
испытуемой конструкции с отдельными кривыми
для каждого отсчета.
Фиг. 29. Определение поправки на осад¬
ку опор
На график наносятся также кривые зависи¬
мости перемещений от нагрузки и времени для
отдельных характерных точек. Кривые смеще¬
ний в функции времени необходимы для нагляд¬
ного представления процесса затухания деформа¬
ций при выдерживании нагрузки. Построение
указанных кривых для небольшого числа наиболее
характерных точек конструкции следует вести
во время испытания, добавляя точки кривой по
мере производства измерений. Смещения в со¬
единениях для большей наглядности также жела¬
тельно представлять в форме кривых.
Обработка теодолитного журнала сводится к
вычислению разностей отсчетов и введению по¬
правок на репера. Последние определяются ана¬
логично поправкам на осадку опор в нивелирном
журнале (см. выше).
8. Оценка работы конструкций по резуль¬
татам испытаний
1) Испытание расчетной нагрузкой
Ответ на основной вопрос, не является ли дан¬
ная конструкция дефектной, может быть с извест¬
ной вероятностью получен на основании наблюде¬
ний за деформированием конструкции при ее
выдерживании под расчетной нагрузкой.
При работе конструкции под нагрузкой возни¬
кают два вида деформаций: 1) местные деформации
в отдельных элементах и соединениях и 2) общие
деформации, проявляющиеся в виде перемещений
отдельных точек конструкции, как суммирован¬
ный результат местных деформаций.
Для разрешения поставленного вопроса должны
быть использованы общие деформации, которые
характеризуют работу всей конструкции в целом.
Характер развития деформаций при выдержи¬
вании нагрузки устанавливается по соответ¬
ствующим кривым зависимостей в функции вре¬
мени. Ясно выраженный процесс затухания
(фиг. 30) указывает на удовлетворительное со¬
стояние соединений и дает основание рассчитывать
на достаточную прочность испытуемой конструк¬
ции. Неясное затухание деформаций, сильно
растянутое во времени, или увеличение прира¬
щений показывает неудовлетворительное состоя¬
ние конструкции в целом или в отдельных ее час¬
тях.
936
ю. м. ив. нов
В дополнение к оценке конструкции по кривым
затухания служиі сравнительный анализ общих
и местных деформаций при различных ступенях
загружения, в основном позволяющий судить
о равномерности работы как всей конструкции
в целом, так и отдельных ее частей. Такой анализ
имеет особенное значение для нахождения причин
неудовлетворительной работы отдельных частей
конструкции в случае недостаточной жесткости ее,
обнаруженной по кривым затухания.
Фиг. 30. График прогибов в середине пролета фермы
Равномерность работы конструкции может быть
выявлена из сравнения величины смещений
в одинаковых соединениях при равной нагруэке,
например в симметричных стыках и узлах и т. д.,
и по линии прогиба при различных ступенях на¬
гружения. Отдельные резкие выступы и изломы,
нарушающие плавное очертание линии прогиба,
указывают на слабые места или неправильную
работу того или иного элемента и нередко могут
вскрыть существенные недостатки конструкции.
При сплошных пространственных конструкциях
может быть рекомендовано построение изолиний
для перемещений определенного направления,
отнесенных к какой-либо проекции исследуемой
поверхности или к ее развертке.
Такого рода диаграммы весьма наглядно пред¬
ставляют распределение деформаций по исследуе¬
мой поверхности и тенденции в изменении ее
формы. Для примера здесь приведена диаграмма
изопрогибов деревянного свода с жесткими тор¬
цевыми стенками (фиг. 31). Несимметричная
деформация свода, отчетливо видимая на диаграм¬
ме, является результатом влияния косого настила,
нашитого по своду в один слой под углом 45°
к продольной оси (по направлению от А к Б).
Работа конструкции до известной степени мо¬
жет также характеризоваться и абсолютной ве¬
личиной деформаций, которая зависит не только
от действующего напряжения, влажности и меха¬
нических свойств древесины, но также и от ка¬
чества выполнения конструкции.
Действительно, наибольшая величина действую¬
щих в соединении напряжений определяется не
только нагрузкой, находящейся на конструкции,
но еще и тем, насколько равномерно работают
отдельные его части, например отдельные на¬
гели и т. д. При неравномерном распределении
усилий наиболее загруженный нагель даст более
значительную деформацию, определяющую собой
деформацию всего соединения. Таким образом
абсолютная величина деформации может слу¬
жить в известной мере для оценки равномерности
работы соединения, а следовательно и качества
его выполнения. Последнее особенно сказывается
на величине остаточных деформаций.
Фиг. 31. План СЕода с нанесен¬
ными изолиниями вертикальных
перемещений
Ориентировочно могут быть указаны цифры
нормальной деформации при расчетном усилии
в полусухой древесине:
для железных нагелей—около 0,5—1,0 мм,
» гвоздей — около 1,0—1,5 мм,
» кольцевой шпонки — около 1,0—1,5 мм.
Величина наибольшего прогиба ферм''под рас¬
четной нагрузкой лишь в ограниченной степени
может служить критерием состояния конструкции,
и то лишь при условии сравнения с теоретической
величиной.
Однако для ферм определенного типа и кон¬
струкции на основе приведенных испытаний
могут быть указаны ориентировочные цифры
относительных прогибов. Так например, для сег¬
ментных ферм [h = 1/6 — г/7 I) из полусухой
древесины пролетом 25 — 35 м наибольший
прогиб под расчетной нагрузкой составляет
в среднем около 1/б00 пролета при величине оста¬
точного прогиба около 50%; для балочных ферм
(Л = 1/6 Z) на кольцевых шпонках — около 1/50о
пролета при остаточном прогибе около 50%.
ИСПЫТАНИЕ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ И СООРУЖЕНИЙ
937
Необходимо учитывать, что влажность древесины
оказывает большое влияние на деформации.
В соответствии с изложенными соображениями
из сопоставления всех полученных при испыта¬
нии данных осмотра делается общая оценка ра¬
боты конструкции 1 с выделением наиболее сла¬
бых мест и указываются меры к их исправлению
или усилению.
В заключение даются указания по эксплоатации
конструкций с ориентировкой на поддержание
исправного состояния указанных слабых мест,
а также наиболее ответственных частей
2) Испытание до разрушения
При этих испытаниях должны быть выяснены
влияние возрастания нагрузки на расстройство
соединений, появление дополнительных дефор¬
маций, ухудшающих работу конструкции, должны
быть выявлены роль пластичности древесины,
характер и быстрота развития деформаций разру¬
шения и т. п. Особое внимание должно быть уде¬
лено сравнительному изучению работы конструк¬
ции при ее выдерживании под последовательно
увеличивающимися ступенями нагрузки.
Величина коэфициента запаса для данной испы¬
танной конструкции определяется в виде отно¬
шения разрушающей нагрузки к реальной рас¬
четной (полной). При определении расчетной
нагрузки должны быть учтены: 1) действительная
влажность древесины (в величине поправочного
коэфициента к допускаемому напряжению) и
2) снятые с натуры геометрические размеры кон¬
струкции и ее рабочих частей.
При определении величины разрушающей на¬
грузки должны быть' учтены: 1) собственный вес
конструкции при данной влажности древесины,
2) вес прогонов, распределительных балок и дру¬
гих вспомогательных частей, включая элементы
крыши или подвесного потолка в случае их на¬
личия, 3) вес подвесных платформ или ящиков,
4) вес загрузочного материала.
i См. ту и н § 368.
При оценке величины запаса прочности сле¬
дует иметь в виду возможность влияния на окон¬
чательный результат условий испытания: не¬
достаточной устойчивости при испытаниях пло¬
ских конструкций (определяется величиной бо¬
ковых смещений по журналу контрольного тео¬
долита), уменьшенного усилия в нижнем поясе
или затяжке при данных условиях опирания
конструкции и т. п., если для устранения ука¬
занных влияний не были приняты достаточные
меры при испытании.
Достаточное внимание должно быть также
уделено оценке влияния недостатков материала
и выполнения, которые нередко имеют решающее
значение.
В результате анализа работы конструкции
делается оценка ее надежности, указываются
наиболее слабые места и методы их усиления,
а также и возможные улучшения в конструкции
с целью повышения общей ее надежности.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ни лек дер Ю.А., Основы методики испытания
деревянных конструкций, доклад на I Всесоюзной кон¬
ференции по деревянным конструкциям в Москве, 1931 г.
2. 'Иванов Ю.М., Действительная работа деревян¬
ных конструкций по результатам опытных исследований,
доклад на I Всесоюзной конференции по деревянным
конструкциям в Москве, 1931 г.
3. Иванов Ю.М., Причины недостаточного запаса
прочности деревянных конструкций, «Строит, пром.» № 8,
1931 г., стр. 412 (эта статья помещена также в приложения
к книге Керстен «Современные деревянные конструкции,
1932 г., стр. 396—407).
4. Нилендер Ю. А., Испытание сооружений,
справочник для инженера-проектировщика Промстрой¬
проекта, т. II, 1934 г.
5. Иванов Ю. М., Испытание деревянных ферм,
статья в сборнике «Конструктивные детали зданий»,
изд. Военно-строит. упр. РККА, 1934 г., 2-е изд., т. IV,
серия 12, стр. 351—359.
6. Иванов Ю. М. и Хитров Е.В., Установка
для испытания опытных ферм водяной нагрузкой, сектор
испытаний ЦНИПС, отчет по теме 1933 г.
7. I у а η о у Сг. М. et К i t г о у Е. V., Method*
st6r6ophotogramm6trique pour mesurer les d6formation
dans les bltiments et constructions, «Intern. Archiv fur
Photogrammetrie», Bd. VIII, H. 1, 1934, S. 44.
TV. ПРОЕКТ ОСТ „ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИα 1
1. Область применения норм
§ 1. Настоящие нормы распространяются на
деревянные конструкции всех промышленных и
гражданских сооружений.
2. Общие указания
§ 2. Расчет деревянных конструкций на проч¬
ность, жесткость и устойчивость, а также кон¬
струирование их должны производиться согласно
указаниям «Технических условий проектирова¬
ния деревянных конструкций» (ТУ проектирова¬
ния ДК).
Величины расчетных нагрузок, подразделение
их на основные и Дополнительные, а также дина¬
мические коэфициенты устанавливаются согласно
ОСТ 4534—4536 и ТУ проектирования ДК. ii Текст проекта ОСТ «Деревянные конструкции»
приводятся ниже в той редакции, в какой он был при¬
нят в Центральном бюро стандартизации Главстройпрома
НКТП после утверждения в Научно-техническом совете
ЦНИПС.
§ 3. Применение деревянных конструкций в по¬
мещениях с высокой температурой допускается
лишь при условии, что установившаяся темпера¬
тура в элементах конструкции не превысит 50° Ц.
3. Материалы
§ 4. К применению в деревянных конструкциях
допускается пиленый и круглый лесоматериал
удовлетворяющий требованиям в отношении сор¬
тамента и качества древесины 7099, в отно¬
шении механической прочности — § 6 настоящих
норм.
Для основных элементов конструкций должен
производиться дополнительный целевой отбор
е соответствии с указаниями Технических усло¬
вий возведения деревянных конструкций.
§ 5. По влажности, отнесенной к весу древесины
в абсолютно сухом состоянии, лесоматериал под¬
разделяется на: 1) воздушно-сухой (с влажностью
от 10 до 18%), 2) полусухой (с влажностью от 18
до 23%) и 3) сырой (с влажностью свыше 23%).
Лесоматериал, предназначенный для деревян¬
ных конструкций, должен быть, как правило,
938
ПРОЕКТ ОСТ <<ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИ»
воздушно-сухим; исключение представляют части
конструкций, находящиеся в воде, для которых
рекомендуется сырой лесоматериал.
§ 6. Временное сопротивление древесины сосны
и дуба с влажностью в 15% должно быть не
менее величин, указанных в табл. 1.
Таблица 1
Временное сопротивление в кг/см*
Порода
скалыванию
сжатию
изгибу
вдоль воло¬
кон
Сосна
350
600
60
Дуб
450
800
90
§ 1. Прочие строительные материалы, приме¬
няемые в деревянных конструкциях, должны
удовлетворять ОСТ на данный материал.
4. Допускаемые напряжения
1) Основные допускаемые напряжения
§ 8. Основные допускаемые напряжения для
воздушно-сухих сосны и дуба в конструкциях,
рассчитанных с учетом только основных нагрузок
и возводимых: в сооружениях 2-го класса из лесо¬
материала отобранного сорта (марки 0), в соору¬
жениях 3-го класса из лесоматериала первого сор¬
та (марки 1), в сооружениях 4-го класса из мате¬
риала второго сорта (марки 2) приведены в табл. 2.
Примечания: 1. Данные табл. 1 соответствуют
лабораторным испытаниям малых образцов согласно ОСТ.
2. Временное сопротивление древесины с иной влаж¬
ностью (п%<23%) приводится к влажности 15%
по формуле:
(*в)іб = (<*в)п [1 Ч- (т*. — 15)],
где (οβ) і5 — приведенное временное сопротивление;
(θβ)η — временное сопротивление образца с влаж¬
ностью п%;
keJi — коэфициент влажности, принимаемый равным
для хвойных пород — 0,04, для лиственных пород — 0,03:
Таблица %
Род напряжения
Условное
обозначе¬
Допускаемое напря¬
жение в кг/см*
Пояснение
ние
для сосны
для дуба
1. Растяжение вдоль волокон ....
[*+]
100
130
При наличии в элементе ослаблений
2. Сжатие и смятие вдоль волокон . .
["-J
[°с\ 0
100
130
вводятся поправочные коэфициенты,
см. примечание 1
См. примечание 2
3. Поперечный изгиб
[<*w]
100
130
4. Смятие поперек волокон:
а) по всей длине элементов . . .
б) по площадке длиной вдоль
волокон >10 см, а также
в щековых врубках
ы±
15
20
30
40
При длине свободного конца элемента
в) по площадке длинойсЮ см,
а также в лобовых врубках .
ы
25
50
не менее его толщины, длины смятия
и 10 см
То же
5. Смятие силой, направленной под
углом к волокнам
Ыа
От 15 до 100
От 0 до 130
В зависимости от угла и рода смятия,
6. Скалывание вдоль волокон ....
Μ η
От 6
От 10
см. примечание 3
В зависимости от размера врубки,
7. Скалывание поперек волокон . . .
Μχ
От 3 до 6
От 5 до 10
см. примечание 4
8. Скалывание силой, направленной
под углом а к волокнам . . · . . .
Μα
» 3 » 12
*■ 5 » 10
В зависимости от угла и размеров
9. Перерезывание волокон
Мф
45
60
врубки, см. примечания 3 и 4
10. Кручение
Mjsp
25
35
ѵ„ ЛІ 0 в центрально или внецентренно растянутых элементах ослаблений помимо
у I? i* изгибающего момента допускаемые напряжения снижаются умножением на коэфициенты:
а) при ослаблении нагелями или зубчато-кольцевыми шпонками более 10% всего поперечного сечения 0,9;
б) при ослаблении врубками (врезками) досок по пласти п брусьев:
симметричном 0,8;
несимметричном 0,7;
в) при ослаблении досок по кромке 0,6.
вое)' напряженію поты^аетсГна >^ределенвя напряжений смятия и скалывания допускаемое краевое (борто-
ются поПформеулам:НаПРЯЖеНИЯ смятия “ скалывания силой, направленной к волокнам под углом а, вычисля¬
ли
К|[
М-
(Ε!ί!ϋ_Λ
Ikjl /
Μα
м,
sina a
1 +
(таН
sina а
где величины имеют значения, указанные в пп. 2, 4, 6 и 7.
ялд4’ ^пг™Ка^9°е ѵг.Ж?НееттттПривеяеин?п на°Ряжение скалывания находится путем умножения высшего предела
для сосны гг кг/сма, для дуба 20 кг/см9) на:
k=
А +0.1
0,6
3деСЬ *1 сечения элемента в направлении врезки (нормально к плоскости скалывания);
і длина плоскости скалывания в направлении скалывания.
ПРОЕКТ ОСТ «ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИ)
939
§ 9. При расчете сжатых стержней допускае¬
мое напряжение, приведенное в п. 2 табл. 2,
снижается умножением на коэфициент φ про¬
дольного изгиба. Значения коэфициента φ в за.
висимости от наименьшей гибкости Я = -і- (I —
расчетная длина, г — радиус инерции попереч¬
ного сечения стержня) определяются по форму¬
лам:
при Я < 75:
при Я > 75:
3 100
Я2 ·
При расчете составных сжатых стержней
должна учитываться податливость связей, соеди¬
няющих отдельные элементы стержня, согласно
ТУ проектирования ДК.
§ 10. Для гнутых элементов допускаемые на¬
пряжения, приведенные в табл. 2, снижаются
умножением на коэфициенты табл. 3 в зависимости
R
от отношения (Я — радиус кривизны гнутого
элемента, h — размер его сечения в направле¬
нии радиуса).
Таблица 3
R
1
h
100
125
150
175
200
250
: зоо
1
Сжатие и изгиб
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
1,0
1 г>°
Растяжение . .
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1 ».0
1
§ 11. Допускаемые напряжения для металли¬
ческих частей, применяемых в деревянных кон¬
струкциях, назначаются согласно ОСТ на сталь¬
ные конструкции.
При расчете двойных и тройных тяжей, и бол¬
тов допускаемые напряжения снижаются на 20%в
2) Поправочные коэфициенты к основным до¬
пускаемым напряжениям
§ 12. Если в расчете кроме основных нагрузок
учитываются также дополнительные или монтаж¬
ные нагрузки, все допускаемые напряжения по¬
вышаются на 20%.
§ 13. Для деревянных конструкций, изгото¬
вляемых на заводе, при надлежащих отборе лесо¬
материала и качестве изготовления разрешается
повышать допускаемые напряжения на 15%.
§ 14. При отсутствии принятого в § 7 соот¬
ветствия между сортом лесоматериала и классом
сооружения допускаемые напряжения, приве¬
денные в табл. 2, умножаются на коэфициенты
табл. 4.
Таблица έ
Класс сооружения
Сорт лесоматериала
отборный
первый
второй
2-й класс
1,0
0,8
3-й »
1,2
1,0
0,8
4-й » и времен¬
ные вспомога¬
тельные соору¬
жения, леса, под¬
мости и т. д. . ·
-
1,2
1.0
§ 15. В зависимости от влажности применяе¬
мого лесоматериала и условий эксплоатации
конструкций допускаемые напряжения умно¬
жаются на поправочные коэфициенты табл. 5.
Таблица 5
Влажность
лесоматериала
Условия эксплоатации конструкции
защищен¬
ные
незащи¬
щенные
находящиеся
постоянно
под водой
от атмосферных воз¬
действий и почвенной
влаги
Воздушно-сухой
1,0
0,9
Не рекомен¬
дуется
Полусухой . . .
0,9
0,8
0,7
Сырой
Не допу¬
0,7
0,7
скается
§ 16. Для древесины иных пород основные
допускаемые напряжения, приведенные в табл. 2,
умножаются на коэфициенты табл. 6, отнесенные
для хвойных пород к сосне, для лиственных —
к дубу.
§ 17. Общий поправочный коэфициент к основ¬
ным допускаемым напряжениям, приведенным
в табл. 2, вычисляется путем перемножения соот¬
ветствующих коэфициентов, указанных в табл. 4,
5 и 6.
Таблица в
Переводные коэфициенты
для допускаемых напря¬
жений
Породы леса
на сжатие
1
О
Я
Я Я
<и о
я я
ЛК
Я о
<и о
о И
я Я
«о
о °
η Я
Я РЗ
Ы ®
Я CD
si
Η Я
«Ч я
я я
Сосна . . .
» Якутии
« Кольского полу¬
острова
Ель
1,0
0,9
0,7
0,85
1,0
0,8
0,7
0,85
1,0
0,9
0,8
0,9
1,0
0,8
0,8
0,9
» Кольского полу¬
острова
Лиственница
Пихта уральская и
сибирская
Пихта кавказская . .
Кедр
Дуб
Береза
Вяз и карагач ....
Каштан
Бук i
Липа 2
0,7 0,7 0,7
1,2 1,2 1,3
0 7 0,7 0,7
θ',9 0,9 0,9
0,9 1,0 0,8
1,0 1,0 1,0
0,8 0,9 0,8
0,8 0,7 0,9
0,7 0,7 0,8
0,7 1,0 0,8
0,6 0,5 0,6
0,7
1,0
0,6
0,8
0,9
1,0
0,7
0,8
0,6
0,8
0,6
Ппимечания: 1. В сооружениях 2-го и 3-го
классов допускается только в антисептироваыном виде,
о ттлттлгп.ияр.тг.я только в сооружениях 4-го класса.
5. Постоянные величины
§ 18. Расчетный объемный вес древесины сосны
и дуба в зависимости от влажности приведен
в табл. 7.
Расчетный объемный вес древесины иных по¬
род вычисляется умножением значений табл. 7
(для хвойных — веса сосны, для лиственных
веса дуба) на коэфициенты:
940
ПРОЕКТ ОСТ «ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИ>
для лиственницы 1,3
» сосны Якутии и Кольского полуострова. 0,95
» ели, пихты кавказской, кедра, березы
и бука 0,90
» пихты уральской и сибирской, вяза,
карагача, каштана и ольхи 0,8
» липы 0,7
Таблица 7
Объемный
вес в кг/ліз древесины
Порода
воздушно¬
сухой
полусухой
сырой
Сосна
500
550
600
Дуб
700
750
600
§ 19. Модуль упругости древесины на растяже¬
ние, сжатие вдоль волокон и изгиб независимо
от породы леса принимается равным:
для воздушно-сухого леса 100 000 кг/см2
» полусухого » 90 000 »
» сырого » 70 000 »
Примечание. Для сосны и ели Кольского полу¬
острова и липы модуль упругости снижается на 30%.
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ 1
Автовозы 901.
Аллигатор (шпонка) 84.
Американская разрезная шпонка 84.
Анкерные прогоны (сегментных ферм) 309, 310.
Анкеры мачт на оттяжках 694, 695.
Антипирены 866.
Антисептики 850, 851.
Антраценовое масло 759, 850.
Арки — см. трехшарнирные арки.
Арки Делорма 488.
Арки комбинированн. сист. мостов 824, 835—837.
Арочно-подкосные мосты 772—774.
Арочные мосты 774—776.
Бакелитовый клей 121—122.
Балки двутавровые — см. двутавровые балки.
Балки Деревягина (на пластинчатых нагелях)
197—211; — изготовление 202; — констру¬
ирование 199; — расчет 200—202, 203—
211 (таблицы).
» коробчатые — придание строительного
подъема 171; — производство работ 186;—
расчет 174 —186; таблицы 177—185.
» на косых шпонках 189—190.
( брусчатые простые 707—708; Гау
системы 716—722; — двутавро¬
вые 725—730; — параболические
730—735; —на пластинчатых на¬
гелях 709—712;— ригельно-под¬
косные 722—725; — шпренгель-
ные 712—716.
Балки простейшие 126—155. Общ. указ, по расч.
и констр. 127—129, 40—41; — расчет ба¬
лок из бревен 130—136, 141; — расчет
балок из брусьев и досок 150—155, 141—
149 (таблицы); — расчет неразрезных ба¬
лок 128.
Балки прямоугольного сечения на гвоздях 190—
197.
Балочные мосты малых и средних . пролетов
многопролетные 762; — с одноярусными
прогонами 765; — простейшие 760—762; —
с составными прогонами 765.
Балочные фермы (подробно см. по типам): дву¬
скатные 274—284; — многоугольные сег¬
ментного очертания 284—285; — с парал¬
лельными поясами 274—284; — треуголь¬
ные 244—253; треугольные с нагрузкой
в узлах 253—274.
Бандажи для консервированной древесины 854;
футляры 915.
Башни-оболочки (общие данные) 637; см. водо¬
напорные башни и градирни.
» силосные 668—676; — конструкции 669—
расчет 670.
1 Составил инж. С. К. Лазарева?.
Башни силосные гнуто-настильные 670; — кле¬
почно-обручные 673; — рубленые много¬
гранные 675.
» системы Шухова 657—668 (пример расчета
Безметальные кружально-сетчатые своды 482;
см. своды кружально-сетчатые.
Безраспорные мосты больших пролетов 806.
Биржи бревенные 896; — пиломатериалов 903—
904.
Болтовые нагели 104.
Болты вес 76; — сортамент 75.
Бонитет 886.
Борьба с гниением 848—865 (строительные меры
858); — пожарной опасностью 866—870.
Бревнотаски 896.
Бугели (для мачт) 693.
Бульдог (шпонки Теодорсена) 85.
Бурра фермы 804.
Буффо шпонка (Форселя) 86.
Вес объемный древесины 12,13.
Вес собственный
— балок подкрановых 707; — балок простых
127; — балок тавровых деревянных 245; —
болтов 76; — гвоздей 110; — куполов 584,
598;—сводов кружально-сетчатых 501;—
ферм треугольных (с непосредственной
нагрузкой) 253.
Ветровая нагрузка — см. нагрузка ветровая.
Ветровые связи (мостов) 758.
Вечная мерзлота (сооружение мостов) 792.
Видегрена дороги 892.
Виньоля рельсы 737.
Висконсинские силосные башни 670.
Вкладыши Грейма 87; — Корбша 81; — Кюб-
лера 81; — Шпильмана 81.
Влажность древесины 11, 12, 904, 905; — опре¬
деление 905—907, 921—922.
Водонапорные башни-оболочки 637—646; — рас¬
чет 638; — пример расчета 642.
Водяные лотки 893.
Ворот (для подтаски леса) 889.
Вредители древесины 856.
Временное сопротивление древесины 938; — из¬
гибу 42; — растяжению 17; — сжатию 23,
921; смятию 48.
Врубки (конструирование и расчет) 53—72; —
лобовые 54,57; — надежность соединений
на врубках 70—72; — ножничные 66—70;—
силосных башен 675; — трехплоскостиые
60—66; — щековые 58—59.
Выгрузка леса 895.
Габариты подмостовые 760—761; — проезда 760.
Галлереи и эстакады 735—755; — конструкции
736—745, 747; — примеры проектов 747—
755; — расчет 745.
» подкра¬
новые
942
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТ ЕЛЬ
Гау системы мосты 778—774, 781 (расчет); —
подкрановые балки 716—722.
Гвоздевые сопряжения 109—119, 817; — расчет
112—117;—сегментных ферм 319—328,
332.
Гвозди забивание 110; — классификация 109; —
крупносортные 118—119, 817;—для пря¬
моугольных балок 191; — расстановка
111—112 (см. расстановка); для сводов
Шухова-Брода 478; — сортамент 116; —
строительные 110.
Гвоздомет 119.
Генеральные размеры мостов: больших пролетов
806; — малых и средних пролетов 759.
Гензеля шпонка 82.
Гетцера шпонка (скоба) 86.
Гладкие кольцевые шпонки 82—85, 88—96; —
изготовление 95; — неразрезные 82—84;
работа под действием усилий 89; — раз¬
резные 84—85, 817; — расчетные данные
90—93; — сортамент 93; — стыки 90; —
узлы 94, 255.
Гниение — см. защита от гниения.
Гнилостные процессы 849.
Гнуто-настильные силосные башни 670.
Гоппенсталя прибор 906.
Горяче-холодная ванна 853.
Градирни-оболочки 646—656; — расчет ^47—
656; — пример расчета 650.
Грейма вкладыш 87; Грейма накладка 88.
Двускатные фермы с пологими скатами 284, 294—
295; см. фермы с параллельными поясами.
Двутавровые балки с перекрестной стенкой 211—
235; — конструирование 211—217; — об¬
щие сведения 211; — расчет 217—232 (таб¬
лицы), 228—232 (односкатные и двускат¬
ные), 223—227 (с параллельными поясами);
233—235(типовой); —строительный подъ¬
ем 172, 217.
» балки подкрановые 725 — 730.
» » со сплошной стенкой гвоздевые 187.
» » с фанерной стенкой 235—244; —
конструкция 236—237; — общие сведения
235; — расчет 238—244; — строительный
подъем 173, 237.
Делорма арка 488.
Дерево — см. древесина.
Деревоплита конструкция 155;—деревоплита в
междуэтажных перекрытиях 158, 808; —
расчет 157.
Деревягина балки 197—211;—подкрановые 709—
712; см. балки.
Деревянные трубы (мосты) 776.
Деррик-краны 699—703.
Детали клееные 119—126.
Дефекты древесины (от сушки) 908—910.
Деформации деревянных конструкций 21, 873;—
гвоздевых сопряжений 113, 115; см. изме¬
рение деформаций.
Дехалля шпонка 84.
«Диакун» (определение влажности древесины) 921.
Диафрагмы башен-оболочек 639,646; — башен
Шухова 657, 660; — сводов кружально¬
сетчатых 488, 504; — стрел деррик-кра¬
нов 700.
Дисковая шпонка 80.
Диференциальные уравнения сводов-оболочек
548—552, 552—556 (метод интегрирова¬
ния).
Днища резервуаров 678.
Допускаемые нагрузки — см. нагрузки.
Допускаемые напряжения — см. напряжения.
Древесина летняя 9, 13, 920;—спелая 9, 887.
Древесины влажность 11, 12, 904, 905—907,
921—922; — звукопроводность 10; — коро¬
бление 11; — крепость 12, 20—21, 871;—
линейное расширение 10;—механические
свойства 12, 920; — неправильности строе¬
ния 14—16; — объемный вес 12, 13; —
плотность 13; — пороки 20; .— предел про¬
порциональности 24;—сортировка 889,
895; — строение 9; теплоемкость 10; —
теплопроводность 10; — усушка 11, 872;—
электросопротивление 10.
Древесины растяжение 17—23; — сжатие 23—
39; — скалывание 43—45; — смятие 46—
48.
Железнодорожные рельсы 737.
Животный клей 121—122, 124.
Забивание гвоздей 110, 117;—крупносортных
118—119.
Заболонь 9, 887.
Заготовка древесины 886—889.
Закал 908, 909, 910.
Занавесы несгораемые 868.
Запань 893.
Защита от загнивания галлерей и эстакад 746;—
деревоплиты 161; — мостов 759, 815, 817,
828; см. борьба с гниением.
Звукопроводность древесины 10.
Зубчато-кольцевые шпонки 84—85, 96—100; —
влияние усушки 873;—изготовление 100;—
расчетные данные 98; — сборка конструк¬
ций 98.
Иванова шпонка 85.
Изгиб поперечный 39—43; — продольный 25—39;
см. продольный изгиб.
Измерение деформаций 875—876; 930—933, 934.
Испытание деревянных конструкций 918—937.
Казеиновый клей 121—123, 124.
Камеры сушильные 904, 911.
Капитализированная стоимость мостов 759.
Карболинеум 850.
Карлуса шпонка 83.
Каркасные многоэтажные здания 632—636.
Квятковского шпонка 83.
Классификация антисептиков 850; — башен си¬
лосных 669; — гвоздей 109; — грибов-раз-
рушителей 849; — мостов 756; — соору¬
жений по условиям загнивания 849; —
эстакад и галлерей 735.
Клееные конструкции 119—126; способ изготов¬
ления 119—120.
Клей для древесины см. по видам.
Клепочно-обручные силосные башни 673; — вто¬
рой тип (1932 г.) 674; — первый тип (1931 г.)
673.
«Кобра» (способ пропитки) 853.
Кольцевые шпонки — см. гладкие и зубчатые
кольцевые шпонки.
Комбинированно-подкосные мосты 770—772.
«Компис»-пила 888.
Конденсационные процессы 858.
Консервирование древесины 850—856; — спосо¬
бы 852; — выбор способа 856.
Конструктивный строительный подъем 161—173;—
второго рода 167; — первого рода 163—
167;—придание балкам констр. строит,
подъема 171.
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
943
Конструктивный строительный подъем балок Де¬
ревягина (на пластинчатых нагелях) 204,
709, 710;—двутавровых с перекрестной
стенкой 172, 217, 728;—двутавровых со
сплошной стенкой 187;—двутавровых с фа¬
нерной стенкой 173, 237;—коробчатых!75;—
прямоугольных 192; — тавровых 247.
» строительный подъем шпренгельных ферм
250.
Корбша вкладыши 81.
Коробление древесины 11.
Коробчатые балки — см. балки коробчатые.
Косослой 14, 20, 23.
Коуши 691.
Коэфициенты приведения (закрепления) при
продольном изгибе 26; — трения дерева по
дереву при продольном изгибе 54; — умень¬
шения напряжения при продольном изги¬
бе 25.
Крень 15.
Креозот 759, 850.
Креозотовое масло 850.
Крепление монорельсов к рамам фонарей 448—
450; — оттяжек мачт 691, 692; — рельсов
к подкрановым балкам 734.
Крепость древесины: влияние плотности, влаж¬
ности и строения 12, 20—21, 871; см. соп¬
ротивление временное.
Кристоф и Унмак шпонка 82.
Кровля галлерей 742; — куполов 587; — навесов
и сараев 606; — сводов-оболочек ребри¬
стых 533; — сводов-оболочек тонкостен¬
ных 519—520.
Кружально-сетчатые своды 482; см. своды кру¬
жально-сетчатые.
Крупносортные гвозди 118—119.
Крюгера шпонка 83.
«Кук» (антисептик) 851.
Куполы кольцемассивные 598.
» плоскостные ребристые 583—588; — расчет
584.
» полусборные и сборные 603.
» ребристые оболочки вращения 593, 598;—
расчет 594.
» сетчатые 589.
» тонкостенные оболочки вращения 589—
593; — расчет 589.
Кюблера вкладыши 81.
Лебедки (для подтаски леса) 889.
Ледорезы 789—792.
Ледяные дороги 892.
Лежневые дороги 891.
Лесной транспорт 889.
Лесные ресурсы СССР 879—886.
Лесопильные заводы 897.
Летняя древесина 9,13, 920.
Линейное расширение древесины 10.
Линии влияния для мостов безраспорных систем
больших пролетов 808—810; — Гау 783;—
комбинированно-подносных 772; — плаш¬
коутов 797; — ригельно-подкосных 770; —
Тауна 786;—трапецоидально-подкосных 769.
Линии влияния для подкрановых балок Гау 718;—
параболических 733; — ригельно-подкос¬
ных 723; — шпренгельных 714.
Лобовые врубки 54, 57; узлы на лобов. врубках
253, 256, 274.
Лучи сердцевинные 10.
Маленит 851.
Маслянистые антисептики 850.
Материалы для деревянных конструкций 937.
939; — нагрузки при испытаниях конст¬
рукций 928; — подкрановых балок 707;—
резервуаров 677; — сводов Шухова-Брода
476; — сегментных ферм 296;—трехшарнир¬
ных арок из сегментных ферм 423; — трех¬
шарнирных арок из треугольных ферм
411, 416.
Мачты на оттяжках 682—699; — конструирова¬
ние 691—696;— расчет 682—691; 695.
Механические свойства древесины 12.
Многоугольные фермы сегментного очертания
284—285.
Многоэтажные здания — см. каркасные здания.
Модуль упругости дерева 17, 18, 24, 42, 940.
Молевый сплав 893.
Моментная теория (своды-оболочки) 548.
Моменты инерции (таблицы) балок из бревен 136;—
балок составных 135;—поперечного сече¬
ния сводов-оболочек 542;—прямоугольных
сечений 137—140.
Моменты сопротивления}
Моменты статические } см· моменты инеРции'
Монорельсов подвешивание к рамам фонарей
448—450.
Морской древоточец 857.
Мосты больших пролетов — см. сложные плос¬
костные системы.
Мовты малых и средних пролетов 755—800 (см.
также по типам); — арочные 774; — балоч¬
ные 760; — в вечной мерзлоте 792; —
классификация 756; — наплавные 793; —
основные данные для проектирования 759,
760; — подкосные 767; — с решетчатыми
фермами 777;—трубы 776.
Мосты с решетчатыми фермами (малых и средних
пролетов) 777—786; — Гау 778—784; —
расчет 781; — Лембке 786; — подвесные
777, 778; — Тауна 784—786.
Наблюдение за конструкциями в эксплоатации
875.
Навесы (и сараи) 604—618;—двухпролетные
611; — консольные и козырьковые 618; —
многопролетные 615; — однопролетные
606; — трехпролетные 615.
Нагельные соединения 100—109; — конструи¬
рование 106; — работа 100—102; — ра¬
счет 102—106, 108; типы 100.
Нагрузка ветровая 437; — башен-оболочек 637;—
башен Шухова 657; — кружально-сетча¬
тых сводов 501; — куполов 590; — мачт
на оттяжках 682, 683.
Нагрузка допускаемая балок из досок и брусьев
142—149 (таблицы).
Нагрузка при испытаниях конструкций 922—929,
933.
Нагрузка расчетная мостов 760.
Нагрузка снеговая 313—314, 437; —кружально¬
сетчатых сводов 501.
Накладки металлические 73; — в гвоздевых со¬
пряжениях 115; — Грейма 88; — в дву¬
тавровых балках 215, 216.
Наплавные мосты 793—797.
Напряжения дополнительные от изгиба 21—23.
Напряжения, допускаемые для дерева, 938,
939; — изгиб 42; — растяжение 20—21; —
сжатие 24; — скалывание 42—45; — смя¬
тие 48; — для гвоздей 112.
Напряжения, допускаемые в конструкциях и со¬
оружениях: арки из сегментных ферм
429; — балки Деревягина (на пластынча-
S44
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
тых нагелях) 200; — балки двутавровые
(стыки) 216; балки прямоугольные на
гвоздях 190; — башни силосные 670, 674;—
градирни-оболочки 648; — сегментные фер¬
мы 351.
Напряжения, допускаемые в сопряжениях: вруб¬
ки 54, 58; — гвоздевые сопряжения 112,
115 (прокладки); — нагельные сопряжения
104, 105, 106; — хомуты резервуаров 678.
Напряжения, допускаемые для фанеры, 114, 241.
Неправильности строения древесины 14—16.
Ножничные врубки 66—70; узлы ферм на нож¬
ничных врубках 255, 256, 261, 262, 275.
Номограммы для расчета балок из брусьев и
досок 151—153; — деревоплиты 158; —
стержней на продольный изгиб 27—29.
Область применения арок и сегментных ферм 421;—
арок из треугольных ферм 407, 409, 416; —
арочных мостов 774; — балок двутавровых
с перекрестной стенкой 211;
балок двутавровых с сплошной стенкой 187
» » » фанерной » 235
» Деревягина (на пластинчатых нагелях) 198
» на косых шпонках 188
» простейшего вида 127
» прямоугольных на гвоздях 190
» тавровых (ферм) 245
» шпренгельных 249
» — галлерей и эстакад различных типов
739, 740;—Гау системы мостов 778; —
комбинированных систем мостов больших
пролетов 803, 806; — мачт на оттяжках
682; — подкрановых балок деревянных
706; — пустотелых сжатых стержней 699;—
рамных конструкций фонарей 436; — сво¬
дов кружально-сетчатых 483; — сводов
Шухова-Брода 476; — ферм сегментных
296.
Оболонь — см. заболонь.
Оболочки — см. своды, куполы, башни.
Обработка древесины вторичная 911—917; —пер¬
вичная 897—904.
Обручи силосных башен 673.
Объемный вес древесины 12, 13, 18, 794.
Огнезащитные преграды и продухи 869.
Односкатные фермы — см. фермы с параллель¬
ными поясами.
Опасные сечения (продольный изгиб) 26, 38.
Опорные рамы (при испыт. констр.) 929.
Опоры галлерей и эстакад 743, 744; — для испы¬
туемых конструкций 929; — куполов 587,
597, 598; — мостов больших пролетов
826; — мостов средних пролетов 786—
789; — рам световых фонарей 439, 447,
449, 456, 463, 474.
Ослабление сечения (при растяжении) 21.
Осмотр конструкций при испытаниях 919, 934.
ОСТ «Деревянные конструкции» (проект) 937—
940.
Осушающие продухи 862—865.
Отводы воды с крыш 862.
Оценка работы конструкций (по результатам ис¬
пытаний) 935—937.
Очистка стволов 889.
Параболические подкрановые балки 730—735.
Пароизоляция 860—865.
Парциальное давление пара 858.
Пилы для валки леса 888; — ленточные 900.
Пластинчатые нагели 197—211; 709—712; 817.
Плашкоутные мосты 794—797; — расчет 795.
Плотность древесины 13.
Плотовые мосты 793.
Подбор сечений балок простых 136—150 (табли¬
цы); — балок тавровых 245; — на про¬
дольный изгиб 27; — сегментных ферм
элементов 320, 330—332.
Подкосных систем мосты (конструкция и расчет)
767—774; — арочно-подкосные 772—774; —
комбинированно-подкосные 770—772;—
ригельно-подкосные 769, 770;—трапецои-
дально-подкосные 767—769; — расчет 768.
Подкрановые балки — см. балки подкрановые.
Подтаска леса 890—891.
Подъем конструктивный строительный 161—173;
см. конструктивный строительный подъем.
Полонсо фермы 265, 274, 288—292 (расчетные
таблицы).
Понтонные мосты 794.
Поперечный изгиб 39, 42—43.
Породы древесные—группировка по строению 9;—
лиственные породы 884;—механические
свойства 13;—объемный вес 12, 13, 18,
794; —хвойные породы 884.
Пороки древесины 20; см. неправильн. строения.
Предел пропорциональности (древесины) 24.
Предохранение от вредителей 857.
Предохранение от загниваний — см. защита от
загнивания и борьба с гниением.
Прессы для склейки 125.
Принципы конструирования мостов больших
пролетов 816.
Проверка размеров конструкций 919.
Прогиб балок простых 127, 128; — балок короб¬
чатых 175; — балок составных 162; —де¬
ревоплиты 157; — мостов комбинированных
систем 811.
Продольный изгиб деревянных стрежней 25—
39; — опертых в промежуточных точках
34; — составного сечения 27—35; —сплош¬
ного сечения 25—27; —с переменным мо¬
ментом инерции 34.
Продольный изгиб поясов двутавровых балок
с фанерной стенкой 238.
Продухи осушающие 862—865; — огнезащитные
869.
Проекты мостов больших пролетов (примеры)
818—848.
Производство работ по сооружению куполов
603; — мачт на оттяжках 696, 697; — мо¬
стов больших пролетов 828—830, 843—
848;—сводов-оболочек ребристых 541;—
сводов-оболочек тонкостенных 530; — сво¬
дов Шухова-Брода 480—482.
Прокладки в гвоздевых сопряжениях 115; —
в двутавровых балках 215—216.
Пропитка древесины антипиренами 866; — горяче¬
холодной ванной 853;— под давлением
852; — «Кобра» 853.
Прочность древесины — см. крепость древесины.
Противопожарные мероприятия: галлереи и эста¬
кады 746;—мосты 817, 828; см. «Борьба
с пожарной опасностью».
Психрограф 904.
Радиомачты — см. мачты на оттяжках.
Радиус инерции составных сечений (табл.) 36—
38.
Разбивка на пролеты галлерей и эстакад 744; —
мачт на оттяжках 692
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
945
Развитие деревянного мостостроения (данные)
800—803.
Разделка стволов 889.
Размещение гвоздей — см. расстановка.
Рамные конструкции фонарей 436—474; см. «ра¬
мы» по типам.
Рамные опоры мостов 788.
Рамы лесопильные 898—900.
Рамы световых фонарей двутаврового сечения
466—474; — расчет 467, 469; — примеры
469—474.
Рамы световых фонарей двухшарнирные 438—
450; — расчет 439—446; — подвеска мо¬
норельсов 448—450; — примеры 446.
Рамы световых фонарей с криволинейными поя¬
сами 456—466; — расчет 457—459; — при¬
меры 459—466.
Рамы световых фонарей шпренгельные 450—
456; расчет 451—453; — примеры 453—
456.
Раскройный цех 911, 912—917.
Распорные системы мостов больших пролетов
804.
Расстановка гвоздей в гвоздевых сопряжениях эле¬
ментов конструкций 111—112, 116; —дву¬
тавровых балках с перекрестной стенкой
211—212;—деревоп лите 15 5—156;—короб¬
чатых балках 174; — поясах сегментных
ферм 300; — прямоугольных балках 191;—
узлах сегментных ферм 304.
Расстановка нагелей в балках Деревягина (пла¬
стинчатых) 199, 211; — нагельных сопря¬
жениях 166, 169; — поясах сегментных
ферм 302.
Растяжение древесины 17—23; — вдоль воло¬
кон 17; — под углом к волокнам 18; —по¬
перек волокон 18; — в элементах дере¬
вянных конструкций 20—23.
Расход материалов для автодорожных мостов
797—800; 831—833, 846—847.
Расход металла в балках двутавровых с перекре¬
стной стенкой 211; — балках подкрановых
707; — балках тавровых 245; — куполах-
оболочках 598; — треугольных фермах 253,
254; — в трехшарнирных арках из тре¬
угольных ферм 415.
Ра іет арок из сегментных ферм 432—436; — из
треугольных ферм 286—292.
Р ,чет балок двутавровых с перекрестной стенкой
217—235; — двутавровых со сплошной
стенкой 187;—двутавровых с фанерной
стенкой 238—244; — Деревягина 203—
211; — коробчатых 174—186; — на ко¬
сых шпонках 188—190; — простых 128—
155, 40—41; — прямоугольных на гвоз¬
дях 190—197.
Расчет балочных ферм двускатных, односкатных
и с параллельными поясами 281—293.
Расчет балочных д .*м тавровых (балок) 245 — 249.
» » треугольных 286—292 (см.
таблицы).
Расчет балочных ферм шпренгельных 249. ,
Расчет башен-оболочек 638—046, 647—656.
» » силосных 670.
» » Шухова 657 - 6^8.
Расчет гибкой нити 682—684.
Расчет деревоплиты 157—161.
Расчет куполов плоскостных ребристых 584; —
ребристых оболочек вращения 594; — тон¬
костенных оболочек 589—593
Расчет мачт на оттяжках: огтяжек 685—689; —
тела мачты 689—691.
Расчет мостов арочных 776;—балочных 765 —
767;—больших пролетов (комбинирован¬
ных) 807—812; —Гау 781—784.
Расчет мостов плашкоутных 795; — подкосных
768, 769, 772, 774; — Тауна 786.
Расчет рам световых фонарей двутавровых 467,
469; —двушарнирных 439—446; — с кри¬
волинейными поясами 457—459; — шпрен¬
гельных 451—453.
Расчет резервуаров 679 (хомутов).
Расчет сводов кружально-сетчатых 488—500 (гео¬
метрический), 501—504 (статиче¬
ский).
» » оболочек ребристых 538—540;
542—548 (приближенный).
» » - тонкостенных 520—530; 548—556,
556—583 (графики).
» » Шухова-Брода 479.
Расчет сегментных ферм 313—335, 350—406 (таб¬
лицы).
Расчет сжатых пустотелых стержней 703—706.
Расчет сопряжений элементов конструкций: вру¬
бок 53—72; — гвоздевых 112—117; —на¬
гельных 100—108; -г- шпонок 77—80, 90—
93, 98.
Расчет элементов деревянных конструкций из¬
гибаемых 40—41; — растянутых 22; —свя¬
зей на сдвиг при продольном изгибе 30,
38; — сжатых 24—39, 939; — сжатых арок
и сводов 35, 939; — сжатых с изгибом
35; — скалывания 45;—скалывания при
изгибе 42; — смятия 48; — составных
брусьев на податливых соединениях 163.
Режим камерной сушки 904—908.
Резервуары 677—681.
Результаты испытаний трехшарнирных арок 409.
Рельсы железнодорожные (Виньоля) 737.
Ремонт деревянных конструкций 876.
Ригельно-подкосные мосты 769; — подкрановые
балки 722—725.
Рубленые силосные башни 675.
Ряжевые опоры мостов 789.
Сараи — см. навесы и сараи.
Сбег 9.
Сборка и подъемка мачт 696, 697.
Сборка и установка мостов больших пролетов
828—830; 843—848.
Сборочный цех 917.
Свайные опоры мостов 786.
Своды кружально-сетчатые 73, 482—516; — кон¬
струкция 484—488; — примеры проекти¬
рования 504—516; — расчет геометриче¬
ский 488—500; — расчет статический 501—
504.
Своды-оболочки (общие сведения) 516·
» » ребристые: конструкция 530—
538; — расчет 538—540, 542—548
(приближенный).
ь » тонкостенные: конструкция
517—520; — расчет 520—530,
548—556, 556—583 (графики).
Своды Шухова-Брода 475—482; — конструкция
476—479; — расчет 479—480.
Связи сегментных ферм 309—311; — мостов — см.
ветровые.
Сдвиг швов в составных балках 162—166.
Сегментные фермы 296—406; — конструкции
299—312;—общие сведения 296;—примеры
проектирования 335—350; — расчет 313—
335, 350—406 (таблицы);—схемы 297—
299.
Деревянные конструкции
60
946
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Сетчатые куполы 589.
Сердцевина 9.
Сердцевинные лучи 10.
Сжатие древесины 23—39; — вдоль волокон
23; — под углом 23; — продольный из¬
гиб — см. продольный изгиб.
Сжатые пустотелые стержни 699—706; —
конструкции 699—703; — расчет 703—
706.
Силосные башни — см. башни силосные.
Сименс-Бауунион узлы 87.
Скалывание древесины 43.
Склады сыпучих материалов: схемы 619—621;—
конструкции 620, 622—631.
Склейка деталей 119—120, 123—126.
Скобы 73; — Гетцера 86.
Скорость затвердевания клея 124.
Сложные плоскостные системы мостов больших
пролетов 800—848; — конструирование
816; — общие данные и схемы 800—807; —
предпосылки для применения 812—816; —
примеры проектов 818—848; — расчет
приближенный 808—812; — расчет точ¬
ный 807.
Слои годовые 9.
Смятие древесины 46.
Снеговая нагрузка — см. нагрузка снеговая.
Солевые антисептики 851.
Сопротивление временное дерева 938; — изгибу
42; — растяжению 17; — сжатию 23, 921;—
смятию 48.
Сопряжения элементов деревянных конструкций:
общие соображения 49; — типы 50; по¬
дробно см. по типам.
Сопряжения элементов на растянутых крепях
72.
Сортамент болтов 75; — гвоздей 116; — кольцевых
шпонок 93; — пиленого леса 128; — рель¬
сов 737.
Сортировка древесины 889, 895.
Составные балки 161.
Сплав леса 893—895.
Сплотка бревен 894.
Стандарты на тавровые балки 244.
Станки для придания строительного подъема
171—172;—сборки балок Деревягина
203; — переносные электродолбежные
198; — поперечно-пильные 913; — продоль¬
но-пильные 913; — строгальные, долбеж¬
ные и сверлильные 914—916.
Стены галлерей 738—742.
Стереофотограмметрический метод измерен, де-
формац. 932.
Стефана шпонка 83.
Стрелы деррик-кранов 700.
Строение древесины 9.
Строительные меры борьбы с гниением 858—
865.
Строительный подъем сегментных ферм 311.
Стройдворы 912.
Стыки анкерных прогонов 309; — балок состав¬
ных 170; — поясов двутавровых балок
213—217, 237; — поясов сегментных ферм
300—302; — сводов-оболочек (настила)
524.
Стяжные болты 74.
Суперобмазка 855.
Сучки 15, 21.
Сушка древесины 901, 911; — воздушная 902; —
камерная 904.
Схемы: мостов больших пролетов 803, 804—806;—
решетки сегментных ферм 297—299.
Таблицы для
расчета арок из треугольных ферм
» 409, 410, 415, 420; — арок
из сегментных ферм 432—
435.
» балок: двутавровых с пе¬
рекрестной стенкой 217—
— 232; — Деревягина (на
пластинчатых нагелях)
205 — 210; — коробчатых
175—186; —простых 131—
149, 40—41; —прямоуголь¬
ных на гвоздях 193—197.
» балочных ферм 286—295.
» сводов-оболочек (графики)
556—583.
* » » сегментных ферм 313—317
(усилий в элементах); 321—
—322 (сдвигающих сил);
329 (расчет гвоздей); 330—
— 332 (подбор сечений);
350—406 (общий расчет).
Таблицы для расчета сопряжений гвоздевых
116;— нагельных 106;— зубчато-кольцевых
шпонок 98.
Таблицы психрометрические 906.
» режима сушки 907—908.
» радиусов инерции составы, сечен. 35—
38.
Тавровые балки: конструкция 244; — расчет
245—249.
Тарельчатая шпонка 81.
Температурный гистерезис 859, 872.
Теплопроводность древесины 10.
Теодорсена шпонка (бульдог) 85.
Тонкостенные башни-оболочки — см. градирни.
Транспорт леса 889—893; — пиленого леса 912.
Трапецоидально-подкосные мосты 767—769.
Трехплоскостные врубки 60—66; — с металличе¬
скими тяжами 63.
Треугольные фермы с непосредственной нагруз¬
кой 250—253; — тавровые 242—249; —
шпренгельные 249—250.
Треугольные фермы с узловой нагрузкой с вос¬
ходящими раскосами 262—
264, 265, 271, 286.
* » с нисходящими раскосами
253—262, 265, 286;—с пере¬
менными раскосами 264,
274, 287;—Полонсо 265,
274,288—292.
Трехшарнирные арки из сегментных ферм 296,
421—436; — конструкции 421—423; —при¬
меры 423—431; — расчет 432—436.
Трехшарнирные арки из треугольных ферм 407—
421; —конструкции 411—
414; — расчет 407—410.
» » на березовых или дубовых
нагелях 409—416.
» ■ » на гвоздях 416—421.
Трещины 909, 910.
Триангуляционные вышки 703.
Триолит 851.
Трубы (мосты) 776.
Трубчатые нагели 105.
Тухшерера шпонки — см. гладкие кольцевые
шпонки.
Ударная проба (на твердость) 920—921.
Узлы балочных ферм на врубках — см. по типам
врубок; — гладко-кольцевых шпонках 94,
255, 257, 258, 261, 262, 263—265;—зубчато¬
кольцевых шпонках 259, 261, 262, 263—
АЛФАВИТНО-ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
947
265, 277; — нагелях 257, 263, 275;—тя¬
жах 259, 306, 307;—хомутах 259, 260.
Увлы кружально-сетчатых сводов опорные 486;—
сетки 484; — торцевые 487.
Уэлы мачт на оттяжках 687, 691—693.
» подкрановых балок Гау717, 718; —пара¬
болических 731; — ригельно-подносных
723.
» рам фонарей — см. примеры по типам рам.
» сегментных ферм: опорные 305—309, 333—
334, 352; — поясов 303,304, 311.
» трехшарнирных арок из сегментных ферм:
опорные 421—422; — коньковые 423.
» трехшарнирных арок из треугольных ферм
412—413; 417—420.
Уклоны проезжей части мостов 759.
Уралит 851.
Усиление деревянных конструкций 877.
Условия возникновения гниения 849.
Усушка материала (влияние на конструкции)
872, 11.
Утепление водонапорных башен 638; — галлерей
741, 742; — сводов-оболочек ребристых
536; — сводов Шухова-Брода 478; — си^·
лосных башен 673.
Уход за мачтами на оттяжках 698.
Ферма Бурра 804.
» жесткости (мостов больших пролетов)
804, 806, 824—826, 837—840.
Фермы — см. балочные и сегментные фермы.
Фермы для галлерей и эстакад 739, 740 (схемы).
Фермы с параллельными поясами: с восходящими
раскосами 274, 275, 279; — с нисходящими
раскосами 275, 276, 281, 293; — с перемен¬
ными раскосами 276, 279.
Фонари световые на сегментных фермах 312,
352; — на сводах Шухова-Брода 478; см.
«Рамы световых фонарей».
Формула Знаменского (скалывание) 44.
— Тетмайера (продольный изгиб) 25.
— ТУ и Н (продольный изгиб) 25.
— Эйлера (продольный изгиб) 25.
Форселя шпонка (Буффо) 86.
Фтористый натрий 851.
Фундаменты галлерей и эстакад 744; — мачт на
оттяжках 696; — триангуляционных вышек
Хлористый цинк 851.
Хомуты резервуаров 678, 679; — силосных ба¬
шен 673.
Хорькова шпонка (ЦНИПС) 85.
Хранение бревен (на биржах) 896—897.
Чердачные покрытия (характеристика) 862.
Шаблоны для расстановки гвоздей 171.
Шпильмана вкладыши 81.
Шпонки круглые 80—82; — общие сведения 50,
77; — призматические 77—80.
» деревянные: 21, 78—79, 80; — круглые 80.
» металлические: когтевые 85—88; — пря¬
моугольные 79; — центровые 80; см. глад¬
ко-кольцевые шпонки и зубчато-кольцевые
шпонки.
Шпренгельные подкрановые балки 712—716.
Шпренгельные фермы (конструкция и расчет)
249—250.
Шульца шпонка 79.
Шухова башни — см. башни.
Шухова-Брода своды — см. своды.
Щековые врубки 58; — узлы на щеков. вруб¬
ках 257, 258, 274, 276, 305.
Эксплоатация деревянных конструкций 871—878.
Электросопротивление древесины 10.
Элементы пролетного строения мостов 757.
Ядро (древесины) 9, 887.
Предисловие
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ДРЕ¬
ВЕСИНЫ
I. Строение древесины и ее основные
свойства
Проф. Е. И. Савков
А. Строение древесины 9
2. Физические свойства древесины ... 10
3. Механические свойства древесины . . 12
4. Влияние на крепость древесины влаж¬
ности, плотности и неправильностей ее
строения 12
1) Влияние влажности 12
2) Влияние плотности 13
3) Влияние неправильностей строе¬
ния 14
Литература 16
П. Растяжение
Инж. В. В. Большаков
1. Лабораторные данные 17
1) Растяжение вдоль волокон ... 17
2) Растяжение поперек волокон . . 18
3) Растяжение под углом 18
2. Растяжение в элементах деревянных кон¬
струкций 20
1) Допускаемые напряжения .... 20
2) Центральное растяжение .... 20
3) Внецентренное растяжение .... 22
Ш. Сжатие
Инж. В. П. Синицын
1. Лабораторные данные 23
1) Сжатие вдоль волокон 23
2) Сжатие под углом к направлению
волокон 23
3) Предел пропорциональности и
модуль упругости 24
2. Расчет сжатых элементов 24
1) Допускаемые напряжения .... 24
2) Расчет на центральное сжатие . 25
3) Продольный изгиб стержней
сплошного сечения 25
4) Расчет на продольный изгиб стер¬
жней составного сечения 27
5) Расчет стержней, опертых в про¬
межуточных точках 34
6) Расчет стержней с переменным
моментом инерции 34
8. Расчет элементов, работающих на сжа¬
тие с изгибом 35
4. Расчет арок и сводов 35
Литература 39
Стрл
ГУ. Поперечный изгиб
Инж. М. Е. Каган
1. Распределение внутренних напряже¬
ний в изогнутом брусе. Расчет на проч¬
ность 39
2. Временное сопротивление. Предел
долговременного сопротивления. Рас¬
четная жесткость 42
Литература 42
У. Скалывание
Инж. Г. Г. Та X т а м ы ш е в
1. Лабораторные данные ........ 43
2. Расчет элементов деревянных кон¬
струкций на скалывание 45
УІ. Смятие
Инж. Г. Г. Тахтамышев
1. Лабораторные данные 46 1
. 1) Особенности работы древесины
на смятие 46 "
2) Смятие вдоль волокон 46
3) Смятие поперек волокон .... 46
4) Смятие под углом 47
2. Расчет элементов деревянных кон¬
струкций на смятие 48
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
СОПРЯЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ
КОНСТРУКЦИИ
I. Общие соображения при выборе и конструи¬
ровании сопряжений элементов
Проф. Г. Г. Карлсен
1. Основные положения 49
2. Характеристика основных типов со¬
пряжений 50
1) Врубки 50
2) Сопряжения на деревянных шпон¬
ках 50
3) Сопряжения на металлических
шпонках 51
4) Нагельные сопряжения 51
5) Прочие виды сопряжений .... 52'
3. Выводы 53
П. Врубки
Инж. М. Д. Анненков
1. Общие указания для проектирования
и расчета врубок 53
2. Расчет и конструирование узловых
сопряжений на врубках 53
1) Лобовые врубки с одиночным
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
7
ОГЛАВЛЕНИЕ
949
Стр.
2) Лобовые врубки с двойным
зубом 57
3) Щековые врубки 58
4) Трехплоскостные врубки .... 60
5) Ножничные врубки 66
3. Надежность узловых сопряжений на
врубках 70
Литература 72
Ш. Сопряжение элементов деревянных конструк¬
ций на растянутых крепях 72
Проф. Г. Г. Карлсен
IV. Шпонки
Инж. В. Ф. Г а у з е ч
1. Общие сведения } . . . 77
2. Призматические (линейные) шпон¬
ки 77
1) Поперечные деревянные шпонки . 78
2) Продольные деревянные шпонки . 78
3) Металлические шпонки 79
3. Круглые (центровые) шпонки сплош¬
ного сечения 80
4. Гладкие кольцевые шпонки 82
1) Неразрезные кольцевые шпонки . 82
2) Разрезные кольцевые шпонки . . 84
5. Зубчато-кольцевые шпонки 84
6. Когтевые шпонки 85
1) Шпонка «Бульдог» (инж. Теодор-
сена) 85
2) Шпонка Буффо (инж. Форсель) . 86
3) Скоба Гетцера *. 86
4) Вкладыши Грейма 87
5) Стыковые накладки системы
Грейма . ' 88
Литература 88
V. Гладко-кольцевая шпонка
Инж. Ю. М. Иванов
1. Общие сведения 88
2. Работа гладких кольцевых шпонок
под действием усилий 89
1) Различие в работе разрезного и
замкнутого кольца 89
2) Работа кольца как шпонки ... 89
3) Запас прочности и характер раз¬
рушения соединений ...... 89
3. Расчетные данные и сортамент шпо¬
нок 90
4. Стыки 90
5. Узлы 94
6. Требования к изготовлению кольцево¬
го соединения 95
Литература 96
VI. Зубчато-кольцевая шпонка
Инж. М. М. ХорькоЕ
1. Общие сведения 96
2. Проектирование конструкций на зуб¬
чато-кольцевых шпонках 98
3. Сборка конструкций 98
4 изготовление эубчато-кольцевых шпо¬
нок 100
ѴП. Нагельные сопряжения
Инж. А. В. Леняшин
1. Типы нагельных соединений 100
2. Характеристика работы нагельных со -
единений 100
Стр. ;
3. Расчет нагельных соединений .... 102
4. Конструктивные указания 106
5. Примеры расчета 108
Литература 109
ѴШ. Гвоздевые сопряжения
Доц. Г. А. Цвингман
1. Классификация гвоздей 109
2. Строительные гвозди 110
3. Забивание гвоздей 110
4. Расстановка гвоздей 111
5. Расчет гвоздевых сопряжений .... 112
1) Расчет на сдвиг 112
2) Расчет на выдергивание 116
6. Производство работ 117
Литература 118
IX. Крупносортные гвозди 118
Инж. Н. Ф. Котов
X. Клееные деревянные детали в конструкциях
Инж. Н. Ф. Бочаров
1. Введение 119
2. Способы изготовления отдельных дета¬
лей 119
3. Клей для склеивания древесины ... 121
4. Подготовка древесины для склеивания 123
5. Процесс склеивания 123
Литература 126
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ПЛОСКОСТНЫЕ СИСТЕМЫ
I. Балки простейшего вида
Инж. П. П. Николаев
1. Общие сведения 127
2. Общие конструктивные и расчетные
указания 127
3. Расчет балок из бревен 130 ,
4. Расчет балок из брусьев и досок . . . 141
1) Вспомогательные таблицы .... 141
2) Номограмма для расчета балок
из брусьев и досок 151
Литература 155
П. Деревоплита
Инж. П. П. Николаев
1. Общая характеристика 155
2. Конструкция 155
3. Расчет . 157
1) Расчет деревоплиты в кровель¬
ных покрытиях 157
2) Расчет деревоплиты в между¬
этажных перекрытиях 159
4. Защита от гниения 161
Литература 161
Ш. Конструктивный строительный подъем
Инж. В. Г. Писчиков
1. Работа составных балок на податли¬
вых соединениях 161
2. Конструктивный строительный подъем
первого рода 163
3. Конструктивный строительный подъем
второго рода 167
4. Придание балкам конструктивного
строительного подъема 171·
1) Гвоздевые балки ограниченной вы¬
соты прямоугольного двутав¬
рового и коробчатого сечения . . 171·
950
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
2) Двутавровые балки с перекрест¬
ной стенкой 172
3) Двутавровые балки с фанерной
стенкой 173
ГУ. Коробчатые балки
Инж. Д. И. Давыдов
1. Общие сведения 174
2. Расчет коробчатых балок 174
3. Таблицы элементов коробчатых ба¬
лок 175
1) Принципы составления таблиц . 175
2) Пример пользования таблицами . 176
3) Поверочный расчет балки . . . . 176
4. Производство работ 186
У. Двутавровые гвоздевые балки со сплошной
стенкой ограниченной высоты
Инж. В. С. Деревягин
1. Общие сведения 187
2. Пример расчета 187
3. Определение стрелки строительного
подъема 187
УІ. Балки на косых сосновых шпонках
Инж. В. С. Деревягин
1. Общие сведения 188
2. Пример расчета балки из двух брусьев 188
3. Пример расчета балки из трех брусьев 189
УП. Балки прямоугольного сечения на гвоздях
Инж. В. Г. Писчиков
1. Общие сведения 190
2. Таблицы балок прямоугольного сече¬
ния на гвоздях .... * 190
1) Принцип составления таблиц . . 190
2) Размеры гвоздей . . ... 191
3) Метод расчета балок 191
4) Конструктивный строительный
подъем балок 192
5) Пример пользования таблицами . 192
УШ-А. Балки на пластинчатых нагелях
системы Деревягина
Инж. В. С. Деревягин
1. Общие сведения 197
2. Конструктивные указания 199
3. Расчет 200
4. Примеры расчета 201
1) Балка из двух брусьев 201
2) Балка из трех брусьев 201
5. Инструкция по изготовлению балок . . 202
1) Заготовка пластинчатых нагелей . 202
2) Сборка балок 202
УПІ-Б. Таблицы балок на пластинчатых на¬
гелях системы Деревягина
Инж. В. Г. Писчиков
1. Область применения таблиц . „ f 203
2. Принципы составления таблиц . 204
3. Метод расчета балок 204
4. Вычисление допустимых нагрузок 204
5. Конструктивный строительный
подъем 204
6. Данные о пластинчатых наге¬
лях 204
Стр.
IX# Двутавровые гвоздевые балки с перекрест¬
ной стенкой
Инж. В. Г. Писчиков
1. Общие сведения 211
2. Конструкция и расчет 211
1) Пояса ’ 211
2) Стенка 212
3) Ребра жесткости 213
4) Стыки поясов 213
5) Конструктивный строительный
подъем 217
3. Таблицы двутавровых гвоздевых ба¬
лок с перекрестной стенкой 218
1) Принципы составления таблиц . 218
2) Расчет балок . . . 218
3) Пользование таблицами 221
4) Таблицы балок с параллельными
поясами 223
5) Таблицы балок с двускатным
и односкатным верхними поясами. 228
4. Типовой расчет балки с параллельными
поясами 233
1) Определение размеров элементов
балки 233
2) Расчет поясных гвоздей .... 233
3) Расчет стыка нижнего пояса . . 233
4) Стык верхнего сжатого пояса . . 235
5) Определение средней ординаты
кривой конструктивного строи¬
тельного подъема 235
X. Двутавровые балки с фанерной стенкой
Инж. В. Г. Писчиков
1. Общие сведения 235
2. Характеристика конструкции и ее осо¬
бенности 236
1) Поперечное сечение 236
2) Фанерные стенки 236
3) Ребра жесткости 236
4) Стыки поясов 237
5) Конструктивный строительный
подъем 237
3. Расчет балок 238
1) Расчет поясов 238
2) Расчет фанерной стенки ..... 241
3) Расчет гвоздей 241
4) Пример расчета балки с фанерной
стенкой 242
XI. Балочные фермы
Инж. В. Г. Писчиков
1. Треугольные фермы с местной загруз¬
кой поясов 244
1) Тавровые балки 244
2) Шпренгельные балки 249
3) Треугольные сближенные фермы . 250
2. Треугольные фермы с нагрузкой в
узлах 253
1) Треугольные фермы с нисходящими
раскосами 253
2) Треугольные фермы с восходящи¬
ми раскосами 262
3) Треугольные фермы с перемен¬
ным направлением раскосов . . . 264
4) Фермы типа Полонсо 265
5) Примеры ферм треугольного очер¬
тания 265
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Стр.
3. Фермы с параллельными поясами.
Двускатные фермы с пологими ска¬
тами 274
1) Фермы с восходящими раскосами 274
2) Фермы с нисходящими раско¬
сами 275
3) Фермы с переменным направле¬
нием раскосов 276
4) Примеры ферм с параллельными
поясами, ферм односкатных и
двускатных 279
4. Многоугольные фермы сегментного
очертания 284
1) Фермы g трапециевидным фо¬
нарем 284
2) Фермы под односкатную кровлю . 285
5. Усилия в стержнях балочных ферм . . 286
ХП. Сегментные фермы
Инж. В. А. 3 а м а р а е в
1. Общие сведения 296
1) Характеристика и область приме¬
нения 296
2) Материал 296
2. Схемы ферм 297
1) Очертание верхнего пояса .... 297
2) Высота ферм 297
3) Схемы решетки 297
4) Число панелей 298
3. Конструкция 299
1) Верхний пояс 299
2) Нижний пояс 301
3) Решетка 302
4) Опорные узлы 305
5) Связи между фермами 309
6) Крепление ферм на опорах . . . 311
7) Строительный подъем 311
8) Надстройки и несущая кон¬
струкция фонаря 312
4. Расчет 312
.1) Общие указания 312
2) Нагрузки 313
3) Определение усилий 317
4) Расчет верхнего пояса 318
5) Расчет нижнего пояса 328
6) Расчет решетки 330
7) Расчет опорных узлов 333
8) Расчет связей между ферма¬
ми 334
5. Примеры проектирования 335
6. Таблицы сегментных ферм 350
1) Общие пояснения 350
2) Принципы конструирования . . . 351
ХШ. Трехшарнирные арки из треугольных
ферм
Стр.
4) Пространственная устойчивость
фермы 414
5) Типовые проекты арок 414
3. Трехшарнирные арки на гвоздях . . . 416
1) Пролеты, нагрузки и схемы арок. 416
2) Сортамент материалов 416
3) Конструкция узлов и стержней . 417
4) Связи между фермами 420
5) Типовые проекты трехшарнирных
арок на гвоздях 421
XIV. Трехшарнирные арки из сегментных
ферм
Инж. В. Г. Писчиков
1. Область применения 421
2. Конструкция узлов и стержней . . . 421
3. Требования к материалу 423
4. Примеры арочных ферм 423 /
5. Усилия в стержнях арочных ферм . . . 432’
ХУ. Рамные конструкции фонарей
промышленных зданий
Инж. А. А. Новиков
1. Общие сведения
1) Область применения
2) Конструкция
3) Нагрузки
4) Выбор схемы
2. Двухшарнирные рамы малых про¬
летов
1) Конструкция
2) Метод расчета и его особенности
3) Определение расчетных величин
в двухшарнирной раме
4) Проект двухшарнирной рамы . .
5) Подвешивание монорельсовых
путей
3. Рамы шпренгельного типа
1) Конструкция
2) Метод расчета
3) Проект трехшарнирной шпрен-
гельной рамы
4. Рамы с криволинейным поясом ....
1) Схемы и конструкция
2) Методы расчета
3) Пример проектирования ....
5. Рамы двутаврового сечения с дощатой
или фанерной стенкой
1) Схемы
2) Конструкция
3) Особенности расчета
4) Проект трехшарнирной рамы . .
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ПРОСТРАНСТВЕННЫЕ СИСТЕМЫ
436 *
43f
4&
437<
43.
433
439 ,
440
446,
448
450
450 ;
451
453
45f *
4$ ·
4? ‘
466
468
469
469
i
Инж. Л. К. Войцеховский
1. Общая характеристика трехшарнир-
чых арок
1) Отличительные особенности . . .
2) Расчет
3) Конструирование ферм
4) Результаты испытаний трехшар¬
нирных арок
2. Трехшарнирные арки на дубовых или
березовых нагелях
1) Материалы
2) Пролеты и нагрузки
3) Конструкции узлов и стержней .
407
407
407
409
409
409
411
411
411
I. Двойные гнутые своды (Шухова-Брода)
Инж. В. А. Иванов
1. Общие сведения
2. Описание элементов конструкции . . .
1) Настилы
2) Прогоны
3) Мауерлаты
4) Затяжки
5) Скрепления '
6) Утепление и кровля
7) Фонари
3. Проектирование и расчет сводов . . .
-улъ
в кой
грукцн
4\
47«
4П'
952
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
4. Производство работ 480
1) Возведение свода на лесах . . - 481
2) Возведение свода на кружалах . 481
3) Сборка свода из готовых секций . 482
П. Безметальные кружалыю-сотчатые своды
Инж. В. А. 3 а м а р а е в
1. Общие сведения 482
2. Конструкция 484
1) Форма косяков 484
2) Узлы сетки 484
3) Размеры косяков 485
4) Шипы косяков нецевтрированной
сетки . 485
5) Шипы косяков цецтрированной
сетки 486
6) Опорные узлы 486
7) Торцевые узлы 487
8) Сетка свода (фиг. 15) 487
9) Жесткие диафрагмы 488
3. Геометрический расчет 488
1) Принципы образования кружаль¬
но-сетчатых сводов 488
2) Метод геометрического расчета . 489
8) Выводы основных формул для рас¬
чета сетки 489
4) Выводы формул для расчета осно¬
вных косяков 492
5) Выводы формул для расчета край¬
них косяков 496
6) Выводы формул для расчета вру¬
бок в обвязочных брусьях .... 499
4. Статический расчет * .... 501
1) Действующие нагрузки 501
2) Расчетные схемы 501
3) Определение усилий 502
4) Расчет элементов свода 504
5. Примеры проектирования 504
Ш. Своды-оболочки
Инж. М. Е. Каган
4. Общие сведения 516
2. Тонкостенные своды-оболочки .... 517
1) Описание конструкции 517
2) Определение внутренних усилий . 520
3) Расчет элементов свода-оболочки 522
4) Производство работ 530
8. Ребристые своды-оболочки 530
1) Описание конструкции 530
2) Расчет 538
3) Производство работ *. 540
Литература 541
IV. Приближеірый метод расчета ребристых сво¬
дов-оболочек на симметричную нагрузку
Инж. А. Б. Губенко
1. Определение моментов — статического,
инерции и сопротивления поперечного
сечения оболочки 542
2. Определение расчетных усилий .... 543
3.. Расчет ребер жесткости 544
1) Определение внешних сил, дей¬
ствующих на ребро 544
2) Определение изгибающих момен¬
тов, нормальных и поперечных
сил в ребре жесткости 545
3) Расчет ребра жесткости на монтаж¬
ную нагрузку 547
4. Расчет торцевого йояса 548
Стр.
V. Расчет тонкостенных сводов-оболочек
Инж. В. 3. Власов
и инж. А. Л. Гольденвейзер
1. Моментная теория Диференциальныѳ
уравнения 548
2. Метод интегрирования диференциаль-
ных уравнений оболочки 552
3. Графики для расчета тонкостенных
сводов-оболочек 55S
1) Принятые обозначения 556
2) Пояснения к пользованию гра¬
фиками 556
3) Примеры пользования графиками 559
VI· Куполы
Инж. К. П. Кашкаров
1. Общие сведения 583
2. Плоскостные ребристые куполы . . . 583
3. Сетчатые куполы 589
4. Тонкостенные оболочки вращения . . 589
1) Общая характеристика 589
2) Конструкция 589
3) Расчет 589
5. Ребристые оболочки вращения .... 593
Общая характеристика 593
6. Прочие типы куполов 598
1) Кольцемассивный купол .... 598
2) Полусборные и сборные куполы . 601
7. Производство работ 603
Литература 603
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
КОНСТРУКЦИИ ЗДАНИИ И СООРУЖЕНИИ
СПЕЦИАЛЬНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
I. Навесы и сараи
Доц. Г. А. Цвингман
1. Общая технико-экономическая харак- „·
теристика 605
2. Однопролетные решения навесов и
сараев 606
3. Двухпролетные навесы и сараи .... 611
4. Трехпролетные навесы и сараи .... 615
5. Многопролетные навесы и сараи ... 615
6. Консольные и козырьковые навесы . . 618
Литература 618
П. Склады сыпучих материалов
Инж. Г. А. Ш т е й м а н
1. Общие указания 619
2. Основные схемы ограждающих частей
склада 619
3. Конструкции покрытия двускатных
складов 620
4. При меры покрытий складов сыпучих
материалов ' . . . 624
Литература * 631
Ш. Каркасные многоэтажные здания
Доц. Г. А. Цвингман
1. Общая характеристика *. . · 632
2. Жилые каркасные здания 632
3. Производственные каркасные здания . 633
Литература · 636
ОГЛАВЛЕНИЕ
9SS
IV. Башни-оболочки
Стр.
Стр.
IX. Сжатые пустотелые стержни
Инж. М. Ф. Ковальчук
А. Общие сведения
2. Водонапорная ребристая башня-обо¬
лочка
1) Описание
2) Расчет
3) Пример расчета водонапорной
башни-оболочки
3. Тонкостенная башня-оболочка (гра-
Днрня)
А) Описание
2) Расчет
3) Пример расчета тонкостенной
башни-оболочки (градирни) . . .
V. Башни системы Шухова
1ш. М. Ф. Ковальчук
А. Общие сведения
& Расчет
3. Пример расчета водонапорной башни
высотой 16,7 м
Литература
VI. Сельскохозяйственные мокрые
силосные башни
Дрц. Г. А. Цвингман
А. Общие сведения
2. Классификация
3. Конструкция
4· Расчет
5. Гнуто-настильные -башни со строй¬
ными
6. Клепочно-обручные башни ......
7. Рубленые многогранные башни ....
Литература
¥11. Деревянные резервуары
Инж. М. ф. Ковальчук
А. Общие сведения
2. Материал
8. Конструкция резервуаров
1) Стенки
2) Днище
3) Хомуты
4. Расчет хомутов
5. Примеры деревянных резервуаров . .
Литература . . .
ѴШ. Мачты на оттяжках
Инж. В. Г. Писчиков
А. Условия работы мачт
2. Основы расчета гибкой нити
3. Ход расчета мачт на оттяжках . . . .
4. Расчет оттяжек мачты
5. Расчет конструкции тела мачты . . .
6. Крепление оттяжек к мачте и анкеру .
7. Разбивка мачты на пролеты и раз¬
мещение анкеров
8. Расчет и конструкция анкеров . . . .
А) Массивные анкеры
2) Железобетонные анкеры ......
9. Фундаменты мачт
АО. Сборка и подъемка мачт
А1. Уход за мачтами
637
637
637
638
642
646
646
647
650
657
657
660
668
668
669
669
670
670
673
675
676
677
677
677
677
678
678
679
681
681
682
682
'685
685
683
691
692
694
694
694
696
696
698
Инж. И. Я. И в а н и н .
1. Общие сведения 699
2. Примеры конструкций 699
1) Деревянные деррик-краны . . . 699
2) Триангуляционная вышка .... 703
3. Проектирование и расчет 703
А) Основные указания 703
2) Порядок расчета 705
3) Определение геометрических раз¬
меров стержня 705
4) Расчет соединительных элементов 706
Литература 706
X. Подкрановые балки
Инж. В. А. Замараев
А. Общие сведения
А) Область применения
2) Материал
3) Конструктивные схемы
4) Технико-экономическое сопостав¬
ление балок различной конструк¬
ции - -
2. Брусчатая балка
1) Общие сведения
2) Расчет
3. Балка на пластинчатых нагелях . . .
А) Принципы конструирования и
расчета
2) Пример расчета
4. Шлренгельная балка
А) Конструкция
2) Статический расчет
3) Пример расчета
5. Балка системы Гау
1) Конструкция
2) Статический расчет
3) Пример расчета
6. Рнгельно-нодкосная балка
А) Конструкция
2) Статический расчет
3) Пример расчета
7. Двутавровая балка с перекрестной стен¬
кой
1) Конструкция
2) Статический расчет
3) Пример расчета
8. Параболическая балка
1) Конструкция
2) Статический расчет
3) Пример расчета
9. Крепление рельсов
706
706
707
707
707
708
703
703
709
709
710
742
712
712
715
716
716
717
749
722
722
722
723
725
725
727
728
730
730
732
733
734
XL Эстакады и галлереи
Инж. С.М. Жаки инж. И. И. О р ш а и с к и й
А. Определение и классификация .... 785
А) Пешеходные эстакады 785
2) Эстакады под транспортеры и ва¬
гонетки ....... 78$
2. Конструкция 786
. А) Пролетное строение 786
2) Ограждения 98J
3) Опоры и фундаменты >748
3. Разбивка на пролеты и выбор типа нрЫ*
летного строения и опор 744
4. Расчет элементов конструкции ...» 74$
5. Особенности конструировании, возве¬
дения и эксплоатаціш ·. 74$
$54
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
1) Предохранение от загнивания . . 746
2) Противопожарные мероприятия . 746
3) Особенности конструирования . . 747
6. Примеры проектов 747
Литература 755
ХП. Мосты малых и средних пролетов
Проф. Е. Е. Гибшман
1. Общие сведения о мостах 755
1) Основные понятия 755
2) Основные требования, предъявляе¬
мые к мосту 758
3) Защита мостов от загнивания . . 759
2. Основные данные для проектирования
деревянных мостов 759
1) Определение генеральных разме¬
ров моста 759
2) Расчетные нагрузки 760
3) Габариты проезда 760
/ 4) Подмостовые габариты и судоход¬
ные требования 760
-3. Балочные мосты 760
1) Простейшие балочные мосты . . 760
2) Многопролетные балочные мосты . 762
3) Балочные мосты с составными про- 765
гонами 765
4) Балочные мосты с одноярусными
прогонами 765
5) Расчет балочных мостов .... 765
-4. Мосты подкосных систем 767
1) Мосты трапецоидально-подкосной
системы 767
2) Мосты ригельно-подкосной сис¬
темы 769
3) Мосты комбинированных подкос¬
ных систем 770
4) Мосты арочно-подкосной системы 772
Ъ. Арочные мосты 774
1) Общие сведения 774
2) Конструкция 774
3) Расчет 776
6. Деревянные трубы 776
1) Общие сведения 776
2) Конструкция 776
7. Мосты с решетчатыми фермами .... 777
1) Общие сведения 777
2) Подвесные мосты 777
3) Мосты системы Гау 778
4) Мосты системы Тауна 784
8. Опоры деревянных мостов средних про¬
летов 786
1) Общие сведения 786
2) Свайные опоры 786
3) Рамные опоры 788
4) Ряжевые опоры 789
5) Ледорезы 789
'9. Особенности деревянных мостов в райо¬
нах вечной мерзлоты 792
1) Общие сведения 792
2) Меры, предохраняющие деревян¬
ные мосты от деформаций в усло¬
виях вечной мерзлоты 792
3) Особенности постройки мостов в
районах вечной мерзлоты .... 793
10. Наплавные мосты 793
1) Общие сведения 793
2) Плотовые мосты 793
3) Понтонные мосты 794
4) Плашкоутные мосты 794
Стр.
Приложение
Данные о затрате материалов (дерева
и металла) для деревянных автодо¬
рожных мостов 797
Литература 800
XIII. Сложные системы плоскостных конструкций
в приложении их к мостостроению больших
пролетов
Инж. В. В. Большаков
1. Введение 800
1) Период расцвета деревянного мо¬
стостроения 800
2) Упадок деревянного инженерного
строительства 800
3) Возрождение инженерных дере¬
вянных конструкций в новых
формах 802
4) Современное положение деревян¬
ного большепролетного мосто¬
строения в СССР 802
2. Сложные комбинированные системы
мостов больших пролетов .... 803
1) Характеристика 803
2) Области применения различных
комбинированных систем .... 803
3) Распорные системы 804
4) Безраспорные системы 806
5) Генеральные размеры 806
6) Методы расчета комбинированных
систем 807
7) Прогиб комбинированных систем . 811
3. Основные предпосылки для применения
сложных комбинированных систем
в деревянных конструкциях больших
пролетов 812
1) Криволинейность верхнего поя¬
са 812
2) Простота конструкции 812
3) Возможность перераспределения
усилий 813
4) Удобство конструктивной защиты
от гниения 815
4. Принципы конструирования 816
1) Принцип дробности в сечениях
элементов 816
2) Принцип дробности в сопря¬
жениях 816
3) Методы борьбы с гниением как ре¬
зультатом диференциальной кон¬
денсации 817
4) Методы борьбы с пожарной
опасностью 817
5. Проект городского моста пролетом
I = 200 м 818
1) Общие данные 818
2) Конструкция проезжих частей . 819
3) Несущая конструкция 823
4) Связи 826
5) Опоры 826
6) Защита от гниения и противопо¬
жарные мероприятия 828
7) Сборка и установка 828
8) Технико-экономические данные . 831
6. Мост пролетом 1=84 м под автогужевую
дорогу 833
1) Общие данные 833
2) Конструкция проезжей части . 833
ОГЛАВЛЕНИЕ
955
Стр.
3) Несущая конструкция 835
4) Связи . . ' 843
5) Сборка и установка 843
6) Технико-экономические показатели 847
Литература 848
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
ЗАЩИТА И ЭКСПЛОАТАЦИЯ ДЕРЕВЯННЫХ
КОНСТРУКЦИИ
I. БорьСл с гниением, животными-вродителями
древесины и пожарной опасностью
Проф. Г. Г. Карлсен и проф. К. А. Попов
1. Вводная часть 849
2. Консервирование древесины 850
1) Общие указания 850
2) Антисептики 852
3) Способы консервирования . . . 852
4) Выбор антисептика и способа кон¬
сервирования 856
3. Предохранение древесины от разруше¬
ния насекомыми и древоточицами . . . 856
1) Вредители древесины 856
2) Меры борьбы с вредителями дре¬
весины 857
4. Строительные меры борьбы с гние¬
нием 858
1) Общие сведения 858
2) Конденсационные процессы ... 858
3) Борьба с конденсационными про¬
цессами в массивных конструк¬
циях 860
4) Борьба с конденсационными про¬
цессами в ограждающих частях
зданий 866
5. Борьба с пожарной опасностью . . . 866
1) Общие указания 866
2) Пропитка древесины растворами
антипиренов 866
3) Выводы 867
Литература 870
П. Эксшоатация деревянных конструкций и со
оружений
Инж. Ю. М. И ванов
1. Влияние режима експлоатации на ра¬
боту конструкции 871
1) Действующая нагрузки 872
2) Состояние древесины 872
3) Состояние соединений 872
4) Влияние нарастания деформаций 873
5) Требования к конструкции . . . 873
6) Требогания к материалу и вы¬
полнению 874
2. Наблюдение за конструкцией в експлоа¬
тации 875
1) Задачи наблюдения 875
2) Измерения 875
3) Анализ результатов 876
3. Ремонт, усиление и восстановление по¬
врежденных конструкций 876
1) Разгрузка конструкций 876
2) Частичное усиление 877
3) Полное усиление и восстановле¬
ние 877
Стр.
РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
ПРИЛОЖЕНИЯ
I. Лесные ресурсы СССР
Инж. Н. Е. Иванова
1. Распределение и характеристика лесных
ресурсов 879
2. Основные древесные породы 882
1) Хвойные породы 882
2) Лиственные породы 884
Литература 886
П. Заготовка, транспортировка, хранение, сушка
и обработка древесины
Инж. А. М. Б а р а к с
1. Общие сведения В8б,
2. Заготовка 887
1) Валка леса 887
2) Лесной транспорт 889
3) Выгрузка, сортировка и хране¬
ние Древесины 895
4) Первичная обработка древесины . 897
3. Сушка древесины 901
1) Общие положения 901
2) Воздушная сушка 902
3) Камерная сушка 904
4. Вторичная обработка древесины в
раскройном цехе 911
1) Общие сведения 911
2) Транспортирование пиломатериа¬
ла с завода 912
3) Обработка полуфабрикатов на
стройдворах 912
4) Цех и его основное оборудование 912
5) Сборочный цех 917
Литература . 917
Ш. Испытание деревянных конструкций и со¬
оружений
Инж. Ю. М. Иванов
1. Общие положения
2. Осмотр конструкции перед испытанием
1) Цель осмотра
2) Проверка размеров
3) Качество выполнения ....
4) Качество материала
3. Испытательная установка
1) Требования
2) Боковая устойчивость
3) Передача нагрузки
4) Загрузочный материал
5) Опоры
6) Опорные рамы
4. Измерение деформаций
1) Общие деформации
2) Местные деформации
5. Испытания статической нагрузкой. . .
1) Размер испытательной нагрузки .
2) Порядок нагружения
3) Производство измерений ....
6. Осмотр во время и после испытания .
1) Осмотр во время испытания . . .
2) Осмотр после испытания ....
7. Обработка результатов измерений . .
8. Оценка работы конструкций по резуль¬
татам испытаний
1) Испытание расчетной нагрузкой .
2) Испытание до разрушения . . .
Литература · ·
IV. Проект ОСТ «Деревянные конструкции»
Альфавитно-предметный указатель ....
918
919
919
919
919
9І9
922
922
922
922
928
929
929*
930
930
932
933
933
933
934
934
934
934
т
т
987
987
987
941
Сдано в набор 21 февраля 1936 г.
Формат бумаги 72X ΙΙΟΐ/χβ.
Индекс С-21-4(5)5
Тираж 20 000 экз.
Издательский №931.
раказ № 253.
'Подписано к печати 26 марта 1937 г.
Кол. печ. знаков в 1 бум. листе 200 000,
Уч. авт. листов 183,6.
Количество бум. листов 29 ?/8. ι
Учетный № 10335.
Уполном. Главлита № В-51940.
4-я типография ОНТИ НКТП СССР «Красный Печатник». Ленинград, Международный пр., 75а.