/
Текст
ДЕРЕВА Н К ЫЕ
КОНСТРУКЦИИ
ГОС СТР О У И ЗД АТ у С С Р — К
В. А. ИВАНОВ, Л. п. куницкии, Л. И. КОРМАКОВ, П. Н. ГУДКОВ,
Н. С. ПРИМАК, В. И. ЬРЯПЧЕВ, П. И. СИКАЛО, г. м. НОСОВ
ДЕРЕВЯННЫЕ
КОНСТРУКЦИИ
(ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ)
Допущено
Министерством высшего и среднего
специального образования УССР
в качестве учебного пособия для студентов
строительных, специальностей вузов УССР
Государственное издательство
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ И АРХИТЕКТУРЕ УССР
Киев — 1960
В книге излагаются основные положения и методы
проектирования деревянных конструкций. Приведены
примеры расчета и конструирования несущих и ограж-
дающих деревянных конструкций покрытий, между-
этажных перекрытий и каркасов деревянных зданий.
В книге даны указания по изготовлению и монтажу
несущих деревянных конструкций, а также по мерам
химической защиты древесины несущих и ограждающих
конструкций от гниения, возгорания и поражения де-
реворазрушающими насекомыми.
Книга рассчитана в основном на студентов инже-
нерно-строительных вузов и по своему назначению
является методическим пособием при выполнении про-
ектных работ по курсу «Деревянные конструкции», а
также может быть использована инженерами-проекти-
ровщиками и работниками строительных организаций.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Настоящее учебное пособие содержит ряд примеров проектирова-
ния деревянных конструкций, иллюстрирующих применение основных
положений и расчетных формул НиТУ 122-55-
Книга состоит из двух частей: 1) основные положения и методы
проектирования деревянных конструкций; 2) примеры проектирования
деревянных конструкций.
Так как основной темой программы по курсу «Деревянные конст-
рукции» является проектирование покрытий промышленных и граж-
данских зданий, этот вопрос освещен в книге наиболее полно.
Из 14 примеров проектирования 9 относятся к проектированию по-
крытий с плоскими несущими конструкциями, включая ограждения; да-
ны примеры, относящиеся к проектированию междуэтажного перекры-
тия, зданий с несущим деревянным каркасом, покрытия пространствен-
ного типа, а также отдельного сооружения (башни).
В примерах преобладают конструкции заводского изготовления
или изготовленные при помощи построечной механизации, что ориенти-
рует учащихся на применение современных деревянных конструкций.
Многие примеры конструкций и их детали разработаны в разных
вариантах, что необходимо для развития у учащихся творческого под-
хода к проектированию, направленного на выбор наиболее рациональ-
ного решения путем технико-экономического сравнения различных кон-
струкций.
Решения некоторых клееных конструкций и конструкций с листо-
выми шарнирами, относительно новые или мало освещенные в техни-
ческой литературе, приведены в пособии как решения теоретически к
практически обоснованные, имеющие перспективы для применения в
дальнейшем.
Значительное внимание в книге уделено защите древесины от гние-
ния, пожарной опасности и энтомологических вредителей.
В приложениях даны таблицы, графики и другие справочные дан-
ные, которые облегчают работу расчетчиков и способствуют разви-
тию у студентов навыков к использованию при проектировании вспомо-
гательных материалов.
В составлении пособия принимали участие канд. техн, наук, доцент
В. А. Иванов (§19, примеры 9 и 10 и приложения), канд. техн, наук,
доцент Л. П. Куницкий (§ 1—18 и примеры 1 и 2), канд. техн, наук, до-
3
цент Л. И. Кормаков (примеры 5, 7, 11 и 13), доцент П. Н. Гудков
(примеры 6 и 8), канд. техн, наук, доцент Н- С. Примак (пример 12),
инж. В. И. Брянцев (§ 20—22 и вопросы химической защиты древеси-
ны во всех примерах), инж. Г. М. Носов (примеры 3 и 4), инж. П. И Си-
кало (пример 14).
Общая редакция учебного пособия осуществлена В. А. Ивановым.
Предложения и пожелания по книге просим направлять по адре-
су: Киев, Владимирская, 24, Госстройиздат УССР.
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ И МЕТОДЫ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Глава I
ОСНОВНЫЕ НОРМАТИВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ1
§ 1. ОБЛАСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Основной областью применения несущих деревянных конструкций
в зданиях и промышленных сооружениях являются покрытия и пере-
крытия зданий с нормальным температурно-влажностным режимом. Де-
ревянные покрытия зданий должны осуществляться, как правило, с на-
ружным отводом атмосферных вод и без фонарей верхнего света. Уст-
ройство деревянных ендов в бесчердачных покрытиях не допускается.
Деревянные конструкции не следует применять в условиях систе-
матического увлажнения и затрудненного проветривания, а также при
повышенной пожарной опасности.
В условиях длительного нагревания, возникающего в результате
производственных процессов, применение деревянных конструкций не
допускается, если установившаяся при этом температура древесины
превышает 50°.
В целях экономии лесоматериалов деревянные конструкции в
строительстве следует применять с учетом ограничений, изложенных в
«Технических правилах по экономному расходованию металла, леса и
цемента в строительстве» (ТП 101-57).
§ 2. МАТЕРИАЛЫ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Для элементов несущих деревянных конструкций следует приме-
нять лесоматериалы преимущественно хвойных пород, а для ответст-
венных деревянных деталей соединений конструкций (шпонок, нагелей,
вкладышей и т. д.) —лесоматериалы твердых лиственных пород.
Применение лиственницы для изготовления элементов гвоздевых
конструкций не допускается.
Применение для элементов несущих конструкций древесины лист-
венных пород, а также применение древесины хвойных пород для изго
товления ответственных деталей соединений элементов конструкций до
пускается в соответствии с указаниями технических условий.
Сортамент лесоматериалов и качество древесины готовых элемен-
тов или отдельных участков элементов конструкций, выполненных из ле-
соматериалов как хвойных, так и лиственных пород, должны удовлетво-
‘Настоящие положения изложены в соответствии с «Нормами и техническими
условиями проектирования деревянных конструкций» (НиТУ 122-55) и распространяв
ются на проектирование несущих деревянных конструкций зданий и промышленных
сооружений постоянного назначения. Проектирование деревянных конструкций вре-
менных зданий и сооружений (складов, мастерских, навесов, эстакад, лесов, подмо-
стей и т. п.), являющихся подсобными при производстве строительно-монтажных работ,
должно осуществляться в соответствии с «Указаниями по проектированию деревянных
конструкций временных зданий и сооружений» (У 108-55).
рять требованиям СНиП (главы I-A, 11 и Ш-Б,6) 1 в зависимости от кате-
горий элементов, установленных по табл. 1.
,, Таблица!
Категории элементов несущих конструкций
Наименование элементов
Категория
Растянутые элементы конструкций (в том
числе растянутые элементы составных балок) с
использованием более 70% их расчетной несу-
щей способности ................... I
Сжатые и изгибаемые элементы конструкций П
Растянутые элементы конструкций с использо-
ванием не более 70% их расчетной несущей
способности ...................... II
Настилы, обрешетка под кровлю и неответ-
ственные элементы, повреждение которых не
нарушает целости несущих конструкций . . III
Примечание. Требования к качеству древесины сжатых и изгибаемых элемен-
тов конструкций при условии использования не более 70% их расчетной несущей спо-
собности, а также требования к качеству древесины клееных конструкций могут быть
снижены в соответствии с указаниями технических условий.
Древесина шпонок, нагелей, вкладышей и других мелких ответст-
венных деталей должна быть прямослойной, без сучков и других поро-
ков.
Влажность древесины для изготовления наземных деревянных кон-
струкций должна быть не более 25%, для изготовления клееных кон-
струкций, а также шпонок, нагелей, вкладышей и других мелких от-
ветственных деталей — не более 15%.
Разрешается применять древесину с влажностью более 25% для
изготовления наземных конструкций, в которых усушка древесины не
вызывает расстройства соединений или значительного провисания и
связанных с этим дополнительных напряжений, при условии проведе-
ния мероприятий по защите древесины от гниения.
Влажность древесины для изготовления элементов конструкций,
длительно находящихся в увлажненном состоянии, не ограничивается.
Пределы прочности древесины, определяемые путем лабораторных
испытаний малых стандартных образцов, должны быть не ниже вели-
чин, приведенных в п. 11 НиТУ 122-55.
Для изготовления клееных конструкций допускается применение
пиломатериалов с пониженными требованиями в отношении сучков на
кромке и на пласти (в крайних зонах балок), а также в отношении
норм допускаемого обзола. Путем стыкования по длине и ширине мо-
жет быть также использован маломерный пиломатериал.
Качество древесины элементов клееных конструкций должно удов-
летворять требованиям НиТУ 122-55 (табл. 17) в зависимости от кате-
горий элементов, установленных для различных конструкций по табл. 2.
Сортамент пиломатериалов по ГОСТ 8486-57 «Пиломатериалы
хвойных пород» приведен в приложении 4. В зависимости от качества
древесины пиломатериалов стандартом установлены для досок и брус-
ков шесть сортов, а для брусьев — пять сортов лесоматериалов. Эле-
менты несущих конструкций I категории могут быть получены из пило-
материалов 1-го сорта, а элементы II и III категорий—соответственно
из пиломатериалов 2-го и 3-го сортов. Длина пиломатериалов установле-
на от 1 до 6,5 м с градацией в 0,25 м. Пиломатериалы большей длины,
1 Требования к пиломатериалам и бревнам в отношении допустимых пороков при-
ведены также в табл. 2 (2) и 3 (1) НиТУ 122-55.
6
Таблица 2
Категории элементов клееных несущих конструкций
Наименование конструкций
или их элементов
Схемы расположения
категорий элементов
Растянутые элементы из пакета досок
(растянутые пояса и стержни ферм, за'1''
тяжки и т. п.):
а) с использованием более 70% их
расчетной несущей способности
б) с использованием не более 70% их
расчетной несущей способности
. . I -
• ц a>0,7R.
I —
б<0.7«.
Сжатые пояса ферм и арки из пакета
досок:
а) крайние зоны поперечного сечения
высотой от кромок 0,1 h (но не
менее двух досок) по всей длине
элемента ....... II
б) средняя зона поперечного сечения
по всей длине элемента . . . III
Сжатые стойки (колонны), сжатые
стержни решетки ферм, многослойные бал-
ки высотой 50 см ит. п.:
а) крайние зоны поперечного сечения
высотой 0,1 h (но не менее двух
досок) в средних четвертях длины
элемента (пролета балки) .
б) то же, в крайних четвертях длины
элемента ...........................
в) средняя зона поперечного сечения
но всей длине элемента . .
Многослойные балки высотой Л >50 см:
а) первая часть растянутой зоны се-
чения балки высотой 0,1 h от кром-
ки (но не менее двух досок) в
средних четвертях пролета балки .
б) то же, в крайних четвертях про-
лета . . . „.......................
в) вторая часть растянутой зоны се-
чения балки высотой 0,15 Л от пер-
вой зоны и сжатая зона высотой
0,1 Л от кромки (но не менее двух
досок) в средних четвертях пролета
г) то же, в крайних четвертях пролета
д) средняя зона поперечного сечения
балки по всему пролету
Двутавровые балки со стенкой из досок
на ребро:
а) растянутая и сжатая полки балки
в средних четвертях пролета .
б) то же, в крайних четвертях пролета
____в) стенки балки по всей длине пролета
Двутавровые балки с фанерной стенкой:
а) растянутый пояс балки в средних
четвертях пролета ....................
б) то же, в крайних четвертях пролета
в) сжатый "пояс балки в средних чет-
вертях пролета .....................
") то же, в крайних четвертях пролета
II
Па
III
I
II
II
Па
III
II
Па
Ша
I
II
II
Па
7
а также толщиной и шириной более 220 мм могут поставляться по спе-
циальному заказу.
Сортамент строительных бревен установлен ГОСТ 4533-48 «Лесо-
материалы круглые хвойных пород, применяемые без продольной рас-
пиловки». По стандарту толщина бревен в верхнем торце принята от
120 до 300 мм с градацией через 10 мм; длина бревен — от 4 до 9 м с
градацией через 0,25 м, а для бревен лиственных пород — от 3 до 9 м
с той же градацией.
Для деревянных фанерных конструкций применяется строитель-
ная фанера повышенной водостойкости марки ФСФ или средневодо-
стойкая фанера марок ФК и ФБА сорта не ниже ВВ по ГОСТ 3916-55
«Фанера клееная», а также фанера повышенной водостойкости марки
ФВФ.
Фанера повышенной водостойкости марки ФВФ на фенолформаль-
дегидном клее (смоле) С-1 или других клеях, соответствующих смо-
ле С-1 по водостойкости, применяется для несущих конструкций (ба-
лок, арок, рам и т. п.) открытых сооружений, не защищенных от ат-
мосферных воздействий, с окраской.
Фанера повышенной водостойкости марки ФСФ, склеенная клеями
типа фенолформальдегидных клеев, применяется:
для защищенных от атмосферных воздействий несущих конструк-
ций в помещениях с влажностью воздуха не выше 70% с окраской или
без нее;
для стен и других наружных частей зданий с защитой от увлажне-
ния окраской;
для кровельных щитов покрытий с защитой от атмосферных воз-
действий гидроизоляцией.
Фанера средней водостойкости на карбамидных клеях (марки ФК)
или на альбумино-казеиновых клеях (марки ФБА) применяется для не-
сущих конструкций в помещениях с влажностью воздуха не выше*
70%, с окраской; для перегородок, внутренней обшивки и других внут-
ренних частей зданий.
Строительная фанера изготовляется из березы, ольхи, бука, липы,
ясеня, ильма, дуба, пихты, сосны, ели, кедра и осины. Фанеру считают
изготовленной из той породы древесины, из которой изготовлены ее
рубашки (наружные слои фанеры). В зависимости от качества рубашек
фанера делится на сорта. Для клееных фанерных конструкций приме-
няют фанеру сортов НВ, В и ВВ. Для наиболее напряженных частей
конструкций рекомендуется применять фанеру сорта НВ с рубашками
из шпона сорта не ниже В и серединками из шпона сорта не ниже ВВ.
Клееная строительная фанера по ГОСТ 3916-55 изготовляется в
листах таких основных размеров по длине и ширине: 1830X1220, 1525Х
Х1525, 1525x725 и 1220x725 мм с толщиной листов 1,5; 2; 2,5; 3; 4;.
5; 6; 8; 9; 10 и 12 мм. Наименьшая толщина березовой и ольховой фа-
неры устанавливается 1,5 мм, а из других пород — 3 мм.
Предел прочности фанеры при скалывании по клеевому слою дол-
жен отвечать требованиям «Инструкции по проектированию и изготов-
лению клееных деревянных конструкций и строительных деталей»
(СН 11-57, табл. 7).
Древесина конструкций должна предохраняться от загнивания и
возгорания конструктивными мероприятиями, что необходимо учиты-
вать при проектировании и производстве строительно-монтажных ра-
бот (см. ,§ 19). Если же сохранность конструкций не может быть обес-
печена только конструктивными мероприятиями, то долговечность дре-
весины необходимо повышать путем антисептирования, огнезащитной
пропитки и окраски (см. § 20—22). При этом следует учитывать, что
8
древесина используемых в строительстве мягких лиственных пород —
осины, липы, тополя, ольхи, а также твердых лиственных пород—березы
и бука — подвержена загниванию больше, чем хвойных пород.
Мелкие ответственные детали (шпонки, нагели, вкладыши и т. п.)
из малостойких в отношении загнивания пород (береза, бук) во всех
случаях необходимо антисептировать.
Стальные части деревянных конструкций должны предохраняться
от коррозии.
Порода и влажность древесины, категория и характер обработки
(острожка, антисептирование и др.) деревянных элементов конструк-
ций, марка стали и обработка (окраска, лакировка и т. п.) стальных
частей должны указываться в чертежах деревянных конструкций. В
чертежах клееных конструкций, кроме того, следует указывать марку
клея и делать ссылку на то, что изготовление конструкций необходимо
вести в соответствии с правилами, изложенными в СН 11-57.
Материалы для стальных частей деревянных конструкций, назна-
чаемых по расчету, должны удовлетворять требованиям «Норм и тех-
нических условий проектирования стальных конструкций» (НиТУ 121-55).
§ 3. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ1
Расчетные сопротивления древесины при разных видах напряжен-
ного состояния определяются как произведение нормативных (снижен-
ных) сопротивлений чистой древесины (НиТУ 122-55 табл. 4 (2), гра-
фа «б») на соответствующие коэффициенты однородности древесины
по НиТУ 122-55 табл. 6 (4).
При расчете защищенных от увлажнения и нагрева деревянных
конструкций на одновременное воздействие постоянной и временной
нагрузок основные расчетные сопротивления древесины сосны и ели
принимаются по табл. 3.
Таблица 3
Основные расчетные сопротивления древесины сосны и ели в кг/см2
№ п.п Вид напряженного состояния Обозначение Расчетное сопротивление
1 Изгиб ...... 130
2 Растяжение вдоль волокон .... «о 100
3 Сжатие и смятие вдоль волокон . ft? ’ S о ft; 13J
4 Сжатие и смятие по всей поверхности по-
перек волокон, а также в щековых *'с 90 1
врубках ^см 90 ) 18
5 Смятие поперек волокон на части длины
при длине свободных концов не менее длины площадки смятия и толщины элемента: . , . * 4. а) при длине площадки смятия вдоль волокон 10 см и более, а также в лобовых врубках, шпонках и опор- ных плоскостях конструкции ... ^см 90 30
б) при длине площадки смятия 3 см, а также под шайбами при углах смя- 40
тия 90—60° чсм 90
6 Скалывание вдоль волокон (максималь- ное) 24
7 Скалывание поперек волокон (максималь-
ное) Яск 90 12
’Расчетные характеристики материалов для деревянных конструкций временных
зданий и сооружений принимаются в соответствии с «Указаниями по проектированию
деревянных конструкций временных зданий и сооружений» У 108-55.
9
Примечания: 1. Расчетное сопротивление древесины смятию под углом а
к направлению волокон определяется по формуле
р
^сма
R
СМ
/ Rcu
у ^см9о
- 1
sins а
(1)
или по графику (рис. 1).
2. Для лобовых врубок расчетное
Рис. 1. Расчетные сопротивления древе-
сины смятию под углом к волокнам для
расчета:
сопротивление древесины смятию вдоль
волокон в формуле (1) принимается
Дсм=150 кг) см?.
3. Расчетное сопротивление древе-
сины смятию поперек волокон при дли-
не площадки смятия менее 10 см, но бо-
лее 3 см определяется по интерполяции.
4. Расчетное сопротивление древе-
сины скалыванию под углом а к
направлению волокон определяется
формуле
р_____________________ск____________
Аска / р \
1 I I 'СК 1 I Ч
1 + -=•---------1 sin3 а
1 "скЭО /
по
(2)
5. Расчетные сопротивления древе-
сины конструкций, изготовляемых на за-
водах, повышаются на 10% при условии
применения древесины с влажностью не
более 15% и контроля прочности дре-
весины.
Расчетные сопротивления
для древесины других пород, для
конструкций, находящихся в ус-
ловиях повышенной влажности
или повышенной температуры
или проверяемых на воздействие
только постоянной нагрузки, для
конструкций, рассчитываемых на
кратковременное воздействие
монтажных или сейсмических на-
грузок, определяются как про-
а-лобовых врубок; б—призматических шпо- ИЗВеДеНИЯ ОСНОВНЫХ рИСЧеТНЫХ
нок, e-лобовых упоров и щековых врубок. сопротивлений, Приведенных В
табл. 3, на соответствующие коэф-
фициенты, указанные в табл- 4, 5 и 6.
Расчетные сопротивления и модули упругости строительной фане-
ры, применяемой в клеефанерных конструкциях, приведены в табл. 7.
Модуль упругости древесины вдоль волокон независимо от поро-
ды при определении деформаций конструкций, защищенных от увлаж-
нения и нагрева и находящихся под воздействием постоянной и вре-
менной нагрузок, принимается £'=100 000 кг!см?. Модуль упругости
древесины при определении деформаций конструкций, находящихся в
условиях повышенной влажности или повышенной температуры или
проверяемых на воздействие только постоянной нагрузки, определяет-
ся как произведение указанного выше значения модуля упругости на
коэффициент, приведенный в табл. 5.
Проверочный расчет элементов и соединений на воздействие только
постоянных нагрузок при сниженных значениях расчетных сопротивле-
ний древесины от умножения на коэффициент 0,8 и расчетной несущей
10
Таблица 4
Коэффициенты расчетных сопротивлений древесины разных пород
по отношению к древесине сосны и ели
_____В ид напр яженного состояния
Породы древесины Растяжение, изгиб, сжатие и смятие вдоль волокон Сжатие и смятие по- перек воло- кон Скалывание
1 2 3 4
Хвойные
Лиственница ..... 1,2 1,2 1,0
Кедр сибирский 0,9 0,9 0,9
Пихта 0,8 0,8 0,8
Твердые лиственные
Дуб 1,3 2,0 1,3
Ясень, клен, граб 1,3 2,0 1,6
Акация 1,5 2,2 1,8
Береза, бук 1,1 1,6 1,3
Вяз, ильм . . . 1,0 1,6 1,0
Мягкие лиственные
Ольха, липа, 0,8 1,3 1,1
Осина, тополь 0,8 1,0 0,8
Таблица 5
Коэффициенты снижения расчетных сопротивлений и модуля упругости древесины при
повышенной температуре или влажности и учете только постоянной нагрузки
Условия эксплуатации конструкций Коэффициент
Кратковременное увлажнение древесины с последующим ее высыханием Длительное увлажнение древесины Воздействие установившейся температуры воздуха 35—50° (в производственных помещениях) Воздействие постоянной нагрузки 0,85 0,75 0,80 0,80
Таблица 6
Коэффициент повышения расчетных сопротивлений древесины при расчете конструкций
на воздействие монтажных и сейсмических нагрузок
Монтажные
Сейсмические
Виды нагрузок
Все виды напряженного состояния, кроме смятия Смятие
1,1 1,2 1,3 1,5
11
Таблица 7
Расчетные сопротивления и модули упругости строительной березовой фанеры
Вид и направление действующего усилия Расчетные сопротивления Л’ф в кг/<м? при числе слоев и сорте фанеры Модули упругости £'ф в 1000 кг)смг при числе слоев и сорте фанеры
3 5 7 и бо- лее 3 5 7 и бо- лее
НВ В НВ В НВ В НВ В НВ В НВ В
Сжатие вдоль волокон на- ружных шпонов 100 100 100 90 100 70 100 100 90 85 85 80
То же, поперек волокон . 50 20 70 26 75 30 50 40 60 50 65 50
Растяжение вдоль волокон наружных шпонов 100 100 100 90 100 70 100 100 90 85 85 80
То же, поперек волокон . 50 20 70 26 75 30 50 40 60 50 65 50
Изгиб вдоль волокон наруж- ных шпонов . . . . 140 140 140 140 140 110 145 145 120 120 105 105
То же, поперек волокон . 7 0 40 15 50 20 6 5 30 25 45 35
Сдвиг вдоль волокон наруж- ных шпонов . . . . 60 50 55 45 60 45 7 7 7 6 7 5,5
То же, поперек волокон . 75 60 70 55 60 45 7 7 7 6 7 5,5
Примечания: 1. Расчетные сопротивления сдвигу даны для средневодостойкой
фанеры. Для водостойкой фанеры эти напряжения увеличиваются на 20%.
2. Для фанеры сорта ВВ Величины, приведенные в таблице для сорта В, умень-
шаются путем умножения расчетных сопротивлений на коэффициент 0,8, а модулей
упругости — на коэффициент 0,9.
3. Величины, приведенные в таблице для изгиба, относятся к изгибу фанерного
листа в его плоскости при направлении нормальных напряжений соответственно
вдоль и поперек волокон наружных шпонов.
4. Для ольховой и сосновой фанеры расчетные величины умножаются на попра-
вочный коэффициент 0,65.
способности соединений производится в тех случаях, когда усилия в эле-
ментах и соединениях деревянных конструкций, возникающие от рас-
четных постоянно действующих нагрузок, превышают 0,8 усилий от рас-
четной полной нагрузки.
К постоянно действующим нагрузкам следует относить, помимо соб-
ственного веса сооружения, также и нагрузки, действующие на конст-
рукцию в течение большей части срока ее службы, как например: по-
лезные нагрузки складских и библиотечных помещений, давление во-
ды в резервуарах и водохранилищах, давление сыпучих тел на стены
закромов и т. п.
12
Повышение расчетных сопротивлений древесины при расчете конст-
рукций на воздействие монтажных и сейсмических нагрузок, обоснован-
ное кратковременностью воздействия этих нагрузок, производится неза-
висимо от введения коэффициента для учета дополнительных или осо-
бых сочетаний нагрузок (СНиП, гл. П-Б. 1).
В тех случаях, когда подлежат учету несколько факторов, проявля-
ющихся одновременно (например, повышенная влажность, повышенная
температура, воздействие только постоянной нагрузки и т. д.), расчет-
ное сопротивление и модуль упругости древесины определяются как
произведение основного расчетного сопротивления или модуля упругости
на все коэффициенты, которыми учитывается влияние этих факторов.
Расчетные сопротивления стали для расчета стальных элементов
деревянных конструкций определяются в зависимости от марки стали
по НиТУ 121-55. Для расчета тяжей и болтов, работающих на растяже-
ние, расчетные сопротивления стали принимаются: в ненарезанной части
длины тяжа и болта—равными расчетному сопротивлению прокатной
стали соответствующей марки, а в нарезанной — равными тому же рас-
четному сопротивлению, умноженному на коэффициент 0,8. При расчете
двойных и тройных тяжей и болтов расчетные сопротивления стали
снижаются умножением на коэффициент 0,85.
При определении веса деревянных конструкций объемный вес древе-
сины принимается по табл. 8.
Таблица 8
Объемный вес древесины в кг/мЪ
Конструкции
Породы древесины
защищенные от
увлажнения
не защищенные
от увлажнения
Хвойные
Лиственница ..............
jCocna, ель, кедр, пихта.........
Твердые лиственные
Дуб, бук, береза, ясень, клен, граб, ака-
ция, вяз, ильм...................
Мягкие лиственные
Осина, тополь, ольха, липа . . . .
650
5'иО
700
500
800
600
800
600
Примечание. Объемный вес свежесрубленной древесины хвойных и мягких
лиственных пород может приниматься 850 кг/м3, твердых лиственных пород —
1000 кг/м3.
Объемный вес березовой фанеры влажностью 10—12% составляет
в среднем 640 кг]м\ ольховой 580 кг!мл и сосновой — 540 кг/м?.
§ 4. ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Расчет деревянных конструкций должен производиться в соответ-
ствии со СНиП гл. П-Б. 1 по двум предельным состояниям:
а) по несущей способности (прочности, устойчивости) — для всех
конструкций;
13
б) по деформациям — для конструкций, в которых величина дефор-
маций может ограничить возможность их эксплуатации.
Расчет по несущей способности производится на воздействие расчет-
ных нагрузок, расчет по деформации—на воздействие нормативных на-
грузок.
Нормативными нагрузками являются наибольшие установленные
нормами величины внешних воздействий, допускаемые при нормальной
эксплуатации конструкций.
Расчетными являются нагрузки, равные по величине произведению
нормативных нагрузок на соответствующие коэффициенты перегрузок.
Значения нормативных нагрузок зданий и сооружений, а также коэффи-
циентов перегрузок, учитывающих опасность превышения (а в отдельных
случаях — уменьшения) нагрузок по сравнению с их нормативными зна-
чениями, даны в приложениях 1, 2 и 3.
Нагрузки при расчете принимаются в следующих сочетаниях:
а) основные сочетания, состоящие из нагрузок, постоянно действую-
щих на сооружение или обычно возникающих при его эксплуатации;
б) дополнительные сочетания, состоящие из комбинаций нагрузок,
входящих в основные сочетания, с нерегулярно возникающими нагруз-
ками, не связанными с нормальной эксплуатацией здания и сооруже-
ния;
в) особые сочетания, состоящие из комбинаций основных и допол-
нительных нагрузок с нагрузками, имеющими аварийный характер и
возникающими в исключительных случаях.
Для зданий и промышленных сооружений основные сочетания со-
стоят из нагрузок от собственного веса, полезных нагрузок, снеговой
нагрузки, нагрузки от рабочих кранов и т. п.
Дополнительные сочетания состоят из нагрузок, входящих в основ-
ные сочетания с добавлением нагрузок от ветра, монтажных кранов или
воздействий температуры.
Особые сочетания состоят из особого воздействия (например, сей-
смическая нагрузка), собственного веса конструкций, полезных нагру-
зок и ветра. При этом учитывается воздействие только одного из дей-
ствующих кранов при одновременной нагрузке от ветра.
Сочетания нагрузок и воздействий должны приниматься в наибо-
лее невыгодных комбинациях для отдельных элементов и конструкций
или для всего сооружения.
При расчетах деревянных конструкций на дополнительные сочетания
нагрузок величины расчетных нагрузок (кроме собственного веса) умно-
жаются на коэффициент 0,9, а при расчете на особые сочетания — на
коэффициент 0,8.
При расчете колонн, фундаментов и стен жилых и общественных
зданий при количестве этажей более двух полезная нагрузка перекры-
тий снижается в соответствии со СНиП гл. П-Б, 1. § 3, п. 4.
Определение усилий в элементах и соединениях деревянных конст-
рукций, а также расчет конструкций по деформациям производятся в
предположении упругой работы материалов.
Расчет элементов и соединений деревянных конструкций по несу-
щей способности производится (с учетом в необходимых случаях упруго-
пластической работы материала) согласно § 5 и 6.
Деформации конструкции в целом или отдельного ее элемента опре-
деляются по общим правилам строительной механики с учетом (в со-
ставных конструкциях или элементах) податливости соединений.
14
Для разных видов соединений при полном использовании их расчет-
ной несущей способности деформации соединений в мм принимаются:
При врубках и торец в торец.....................1,5
При нагелях всех видов..........................2,0
При шпонках всех видов, кроме колодок, а также при при-
мыканиях поперек волокон...................3,0
При колодках ...................................4,0
При неполном использовании расчетной несущей способности дефор-
мации соединений считаются пропорциональными действующему на сое-
динение усилию-
Усилия, действующие в отдельных ветвях составного элемента, при-
нимаются пропорциональными количеству и несущей способности свя-
зей (или их срезов), прикрепляющих эти ветви.
Напряжения и деформации, возникающие в деревянных конструк-
циях от изменения температуры, от усушки или разбухания древесины
вдоль волокон, а также разгружающее действие сил трения при расче-
те конструкций не учитываются.
Силы трения учитываются в следующих случаях:
а) если равновесие системы обеспечивается только трением при
условии постоянного прижатия примыкающего элемента и отсутствия
вибрационного воздействия нагрузки. Коэффициент трения дерева по
дереву в этом случае принимается: торца по боковой поверхности—0,3;
боковых поверхностей—0,2;
б) если трение ухудшает условия работы конструкций и соедине-
ний, например, вызывает дополнительные напряжения в элементах кон-
струкций, увеличение угла между направлениями сминающего усилия и
волокон древесины, увеличение расчетного усилия и т. п. В этом случае
коэффициент трения принимается равным 0,6.
Расчет элементов из бревен производится с учетом сбега бревен
(изменение диаметра по длине бревна), величина которого принимается
1 см на 1 м длины бревна.
Расчет бревенчатых элементов на прогиб и устойчивость допуска-
ется производить по сечению, расположенному в середине расчетной
длины элемента, расчет на прочность—по сечению с максимальным
изгибающим моментом.
§ 5. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ КОНСТРУКЦИЙ
Изгибаемые элементы
Цельные и составные изгибаемые элементы (рис. 2, а) рассчиты-
ваются на прочность при простом изгибе (рис. 2, б) по формуле
Л4 7?и нт,
(3)
а элементы цельного сечения при косом изгибе (рис. 2, в) — по формуле
Ж
ти
Му
у
(4)
15
го сечения нетто для
Коэффициент условий работы
где М—расчетный изгибающий момент;
Мх и Му—составляющие расчетного изгибающего момента для
главных осей х и у;
ти —коэффициент условий работы элемента на изгиб;
/?„ —расчетное сопротивление древесины изгибу;
1КНТ •—момент сопротивления нетто рассматриваемого попе-
речного сечения;
Wix и Wy—моменты сопротивления рассматриваемого поперечно-
осей х и у.
элементов на изгиб принимается:
для досок, брусков и брусьев, а
также клееных элементов с разме-
рами сторон сечения менее 15 см
ти =1,0;
для брусьев и клееных эле-
ментов сплошного прямоугольно-
го сечения с размерами сторон
15 см и более и высотой до 50 см
при отношении высоты сечения
элемента к его ширине-^-< 3,5
/пи=1,15;
для бревен, не имеющих вре-
зок в расчетном сечении, /пи=1,2.
Для клееных дощатых балок,
а также составных балок из
брусьев и бревен на пластинча-
тых нагелях, деревянных призматических шпонках и колодках коэф-
фициенты условий работы ти приведены ниже в § 9.
Расчет элементов при простом изгибе на скалывание древесины про-
изводится по формуле
Рис. 2. Изгибаемые элементы:
а—схема работы элемента на изгиб: б—нор-
мальные напряжения при простом изгибе:
в—нормальные напряжения при косом изгибе.
Q < /Яск ^?ск
I бр Ь
5бр
(5)
где >Q—расчетная поперечная сила;
/пск —коэффициент условий работы элемента на скалывание при
изгибе, принимаемый при расчете на скалывание по древеси-
не равным 1,0; по клеевым швам — 0,5;
Rck—расчетное сопротивление древесины скалыванию (макси-
мальное) вдоль волокон;
/бр —момент инерции брутто всего рассматриваемого поперечного
сечения элемента;
SgP —статический момент брутто сдвигаемой части поперечного
сечения относительно нейтральной оси всего сечения;
b—ширина сечения элемента в плоскости сдвига.
Для балок цельного сечения из брусьев и бревен при равномерной
нагрузке (балки перекрытий и покрытий зданий) расчет на скалыва-
ние можно не производить.
Прогиб балок цельного сечения при простом изгибе определяется
по формуле
kM« I*
2EI
(6)
16
или при симметричных сечениях балки по формуле 1
f=k^-
J k Efi ’
где Л4'“ и о —максимальный изгибающий момент и максимальное напря-
жение в балке от нормативных нагрузок;
I и h—расчетный пролет и высота балки;
Е—модуль упругости древесины;
/—момент инерции поперечного сечения балки;
k—коэффициент2, принимаемый для простых однопролетных
балок равным: при равномерной нагрузке по пролету
0,208; при сосредоточенной силе в середине пролета 0,167.
Прогиб составных балок определяется по формуле (6), как для ба-
лок цельного сечения, причем влияние податливости связей учитывает-
ся умножением момента инерции поперечного сечения на поправочный
коэффициент /гж (см. § 9).
Прогиб балок при косом изгибе определяется по формуле
(8)
где fx и fu—прогибы балок под влиянием составляющих сил. направ-
ленных перпендикулярно к осям х и у.
f
Относительный прогиб --- не должен превышать предельных зна-
чении
у- , приведенных в табл. 14.
При расчете изгибаемых элементов из бревен следует учитывать
естественный сбег бревен (см. § 4).
Количество связей пс, равномерно размещенных в каждом шве
изгибаемых составных элементов на отрезке от сечения с нулевым
моментом до сечения с наибольшим изгибающим моментом М, при
распределенной по длине элемента нагрузке, а также при сосредо-
точенных грузах в пределах средней трети пролета должно удовлет-
ворять условию
(9)
* бр
где Sep —статический момент брутто части площади поперечного сече-
ния, отсекаемой рассматриваемым швом, относительно нейт-
ральной оси; •
/бр —момент инерции брутто всего поперечного сечения элемента;
Т—расчетная несущая способность одной связи в данном шве.
При наличии в шве разных связей должно быть соблюдено условие
«с Т + ПеТ +->
1.5М$бР
/бр
(10)
где n'J’ —относятся к первому виду связей, п^Т"—ко второму виду связей, и т. д.
1 Для несимметричных относительно горизонтальной оси поперечных
балки значение прогиба, определенное по формуле (7), будет приближенным.
2 Для других схем балок и нагрузок значения коэффициента k можно
формулам в таблице приложения 16.
сечений
найти по
R M R пЖл ФТ l/i
2-409
17
Растянутые и растянуто-изгибаемые элементы
Центрально растянутые элементы (рис. 3, а) рассчитываются по
формуле
N-<^mpRpFm, (И)
а растянуто-изгибаемые и внецентренно растянутые (рис. 3, б) по фор-
муле
<1
V7HT
(12)
/7ZH
м
/ир RP F нт
где
Рис. 3. Растянутые и растянуто-изгибаемые
элементы:
1—центрально растянутые при симметричных ос-
лаблениях; б—растянуто-изгибаемые при вне-
центренном растяжении и центральном растяже-
нии с поперечным изгибом.
/?р
или, учитывая, что ~
R«
100
130
ванной
N
/Цр Fнт
=0,77, по преобразо-
формуле
°™ »R„(I3)
/ии Ш1Т
имею-
7Ии
вдоль
нетто;
N—расчетная продоль-
ная сила;
М—расчетный изгиба-
ющий момент;
тР—коэффициент усло-
вий работы элемен-
та на растяжение,
принимаемый для элементов, не имеющих ослаблений
в расчетном сечении, равным 1,0; для элементов,
щих ослабление — 0,8;
—коэффициент условий работы элемента на изгиб;
Rp и Ra —расчетные сопротивления древесины растяжению
волокон и изгибу;
F„T—площадь рассматриваемого поперечного сечения
при определении Fm ослабления, расположенные на
участке длиной 20 см, принимаются совмещенными в од-
ном сечении;
Шит—расчетный момент сопротивления нетто поперечного се-
чения элемента.
В составных растянутых стержнях должна быть проверена проч-
ность каждого элемента по наиболее ослабленному сечению; при этом
распределение усилий между элементами, при равномерном загружении
их, производится пропорционально площадям их поперечных сечений
брутто.
Центрально сжатые элементы
Центрально сжатые цельные и составные элементы (рис. 4 и 6)
рассчитываются по формулам:
на прочность
(И)
на устойчивость
рас.
(15)
18
где W—расчетная продольная сила в элементе;
т?гс —коэффициент условий работы элементов на сжатие,
принимаемый равным единице;
7?с —расчетное сопротивление древесины сжатию вдоль во-
локон;
Fm—площадь поперечного сечения нетто элемента;
^рас—расчетная площадь поперечного сечения для расчета
на устойчивость, принимаемая:
fpac = F&p —при отсутствии ослаблений и при ослаблениях, не вы-
ходящих на ребро (рис. 4, а), если площадь их не
превышает 0,25 Fep;
4
Fpac = -o’Fht—при ослаблениях, не выходящих на ребро, если пло-
о
щадь их превышает О^бДбр ;
Fpac — Fm—при симметричных ослаблениях, выходящих на реб-
ро (рис. 4, б);
<р—наименьший коэффициент продольного изгиба, опре-
деляемый по расчетной гибкости элемента.
Рис. 4. Центрально сжа-
тые элементы:
а~ при ослаблениях, не
выходящих на ребро; б—при
ослаблениях, выходящих на
ребро.
Рис. 5. График коэффициента продольного
изгиба.
При несимметричных ослаблениях сечений элементы рассчитывают-
ся как внецентренно сжатые.
Коэффициент продольного изгиба определяется по графику на рис. 5
или по формулам
/ X \»
(|Е)
при расчетной гибкости элемента Х<75;
3100
(17)
при расчетной гибкости элемента Х> 75.
Для прямоугольных и круглых сечении коэффициент можно опре-
ло Zn
делять также по отношениям . - и —ж,
п а,
19
где /0—расчетная длина элемента;
h—размер меньшей стороны прямоугольного сечения;
d—диаметр круглого поперечного сечения.
Гибкость X цельных элементов определяется по формуле
(18)
где Zo—расчетная длина элемента;
г—радиус инерции сечения: для круглых сечений r=0,25d; для
прямоугольных г=0.289Л (d—диаметр круглого сечения, h —
сторона прямоугольного сечения);
/брИ-Лбр—момент инерции и площадь
Рис. 6. Составные элементы с равномерно на-
груженными ветвями:
а—из пакета досок; б—с короткими прокладками.
поперечного сечения элемента
брутто.
Гибкость X составных эле-
ментов относительно оси, пер-
пендикулярной к швам (ось х
на рис. 6, а и б), проходящей
через центры тяжести сечений
всех его ветвей, определяется,
как для цельного элемента,
т. е. без учета податливости
соединений. Это указание не
распространяется на элементы
с неравномерно нагруженны-
ми ветвями (см. рис. 8).
Приведенная гибкость со-
ставных элементов относи-
тельно оси, параллельной
швам (ось у на рис. 6, а и б),
определяется с учетом подат-
ливости соединений по фор-
муле
Хпр=К(!ъХу)2 + Х2, (19)
где Ху — гибкость всего эле-
мента без учета его составности и податливости связей относительно
оси у при расчетной длине /о;
Xi—гибкость отдельной ветви относительно ее оси 1 — 1 (рис. 6, а и б)
при свободной длине ветви 1\, равной расстоянию между связями;
если расстояние между связями ветвей не превышает семи тол-
щин наиболее тонкого элемента, то влиянием гибкости отдельной
ветви Xi можно пренебрегать, принимая Xi = 0;
uy—коэффициент приведения гибкости, определяемый по формуле
Ру = У 1 +
(/•с
(20)
где b и h—полная ширина и высота поперечного сечения элемента,
см (рис. 6);
пш— расчетное количество швов между элементами сечения;
при определении расчетного количества швов учитыва-
ло
ются те швы, по которым суммируются взаимные сдвиги
элементов;
/о—расчетная длина стержня, .и;
пс—расчетное количество срезов связей в одном шве на
1 пог. м составного элемента; при нескольких швах с
различным количеством срезов связей берется их сред-
нее количество;
kc—коэффициент податливости соединений, определяемый по
формулам табл. 9 в зависимости от диаметра гвоздя или
нагеля d, см. Диаметр стального или дубового цилинд-
рического нагеля в формулах табл. 9 принимается не
свыше '/г толщины наиболее тонкого из соединяемых
элементов. Гвозди с защемлением конца менее 4d в ра-
счете не учитываются.
Таблица 9
Коэффициент податливости соединений Ас
Вид связей Вид напряженного состояния
Центральное сжатие Сжатие с изгибом
Гвозди 1 led2 1 5d2
Стальные цилиндрические нагели 1 3d2 1 l,5d2
Дубовые цилиндрические нагели . 1 l,5d 1 d
Клей 0 0
Примечания: 1. В составных
чение, гибкость отдельной ветви X, в
стержнях, ветви которых имеют различное се-
формуле (19) принимается равной
I
Xi =
-j/
Г Гор
' (21)
где Zj—свободная длина ветви (см. рис. 6 и 8);
S/i.6p —сумма моментов инерции брутто отдельных элементов сечения относительно
собственных осей, параллельных оси изгиба;
—площадь брутто составного сечения элемента.
2. Расчетная гибкость составной ветви составного элемента принимается равной
рДт , где щ —коэффициент приведения гибкости, вычисленный для отдельной вет-
ви с расчетной длиной по тем же правилам, что и для элемента в целом.
3. При наличии в швах составного элемента связей разных типов или размеров
определение коэффициента приведения гибкости по формуле (20) можно вести по лю-
бому из них с его коэффициентом kc =k' , причем за расчетное количество связей
принимается
k'
Пс =п' + п”—S. 4- . . ,
с с У' т
с
где А' , —относятся к расчетному типу связей; А'' , п" — ко второму типу свя-
зей и т. д.
4. Приведенная гибкость составного элемента, вычисленная по формуле (19), не
должна приниматься более гибкости ветвей, соединенных поставленными по конст-
21
руктивным соображениям (без расчета) связями, определяемой по формуле
(22)
* гбр
где S/i.6p—сумма моментов инерции брутто поперечных сечений всех ветвей отно-
сительно их осей, параллельных оси у,
Fep—площадь сечения элемента брутто;
1о—расчетная длина элемента.
Приведенная гибкость решетчатых элементов и элементов со сплош-
ной стенкой определяется в соответствии с указаниями § 10.
Предельная гибкость Л сжатых элементов ферм и арок не должна
превышать значений, приведенных ниже (см. табл. 24).
Расчетная длина сжатого элемента (рис. 7) при проверке его на
продольный изгиб определя-
ется путем умножения его
действительной длины на
следующие коэффициенты:
при одном защемленном и
другом свободно нагружен-
ном конце—2,0; при обоих
шарнирно закрепленных
концах—1,0; при одном за-
щемленном и другом шар-
нирно закрепленном кон-
це—0,8; при обоих защем-
ленных концах—0,65.
Расчетная длина пересекающихся элементов, надежно соединенных
между собой в месте пересечения, принимается при проверке устойчи-
вости в плоскости конструкции равной расстоянию от центра узла до
точки пересечения элементов; при проверке устойчивости из плоскости
конструкции: а) при пересечении двух сжатых элементов—полной длине
элемента; б) при пересечении сжатого элемента с неработающим
к__
гпж
1
(23)
где /1( kj и Ft— полная длина, гибкость и площадь поперечного се-
чения сжатого элемента;
1-2 Л2 и F,—полная длина, гибкость и площадь сечения поддержива-
ющего стержня; при этом 10 принимается не менее 0,5 /ц
в) при пересечении сжатого элемента с растянутым такой же силой—
расстоянию от центра узла До точки пересечения элементов. При мень-
ших значениях растягивающей силы расчетная длина сжатого элемен-
та определяется по интерполяции между случаями бив.
Если один или оба пересекающихся элемента имеют составное се-
чение, в формулу (23) подставляются соответствующие значения приве-
денной гибкости элементов.
Сжатые составные элементы с неравномерно нагруженными ветвями
на податливых соединениях, часть ветвей которых не оперта по кон-
цам или не закреплена в узлах; стержни со сплошными прокладками,
или накладками (рис. 8) рассчитываются согласно общим правилам, но
с соблюдением следующих указаний:
а) относительно оси у расчетный момент инерции определяется с уче-
том всех ветвей;
22
б) относительно оси х расчетный момент инерции определяется по
формуле
/ = /й + 0,5/н,о> (24)
где /0—момент инерции опертых ветвей;
4. о —момент инерции неопертых ветвей.
Рис. 8. Составные элементы с неравномерно нагруженными
ветвями:
а и б—с длинными прокладками; в—с длинными накладками.
Расчетная площадь поперечного сечения при проверке несущей спо-
собности стержня, а также при вычислении радиусов инерции опреде-
ляется, как сумма площадей только опертых ветвей.
Сжато-изгибаемые и внецентренно сжатые элементы
Сжато-изгибаемые и внецентренно сжатые элементы (рис. 9) —
цельные и составные — рассчитываются в плоскости изгиба по фор-
муле
К ,________М _
mcRcFm< mA-Rn W^ V ’
р
или, так как — - =1 и тс =1> по преобразованной формуле
М
N
Вит
(26)
В составных элементах, кроме того, проверяется устойчивость
более напряженной ветви при расчетной длине ее, превышающей
толщин ветви, по формуле
N . М
F6p +^бр ‘
наи-
семь
(27)
23
Здесь
|—коэффициент (действительный в пределах от 1 до 0), учиты-
вающий дополнительный момент от продольной силы W при
деформации элемента, определяемый по формуле
______
31ОО7?с Ебр ’
(28)
где X—гибкость элемента в плоскости действия изгибающего момента;
<pi—коэффициент продольного изгиба для отдельной ветви состав-
длине крайней вет-
ного сечения, вычисляемый по расчетной
ви /1 (см. рис. 6).
Расчет элементов на
скости изгиба, а также
при малых значениях изгибающего
а—при
нии;
тин;
тии
элементы:
несимметричном ослабле-
б—при внецентренном сжа-
в—при центральном сжа-
с поперечным изгибом.
устойчивость ИЗ ПЛО-
В ПЛОСКОСТИ
(когда основное напряжение изгиба
N
превышает 10% от напряжения
изгиба
момента
М
W ) ПР°-
изводится по формуле (15) без учета влияния
изгибающего момента.
Наибольшая гибкость сжато-изгибаемых
и внецентренно сжатых элементов не долж-
на превышать предельных значений гибкости
центрально сжатых элементов.
Количество связей в шве пс на половине
расчетной длины внецентренно сжатого со-
ставного элемента должно удовлетворять
условию
1,5Жбр
Пс 1 > е/бр
(29)
W не
где Збр—статический момент брутто части поперечного сечения, отсе-
каемой рассматриваемым швом, относительно нейтральной
оси всего сечения;
/бр—момент инерции брутто всего поперечного сечения элемента;
I—коэффициент, определяемый по формуле (28);
Т—расчетная несущая способность одной связи в данном шве.
Если связи в элементе воспринимают, кроме сил сдвига при изгибе,
еще и другие усилия, то количество их в шве должно быть соответст-
венно увеличено.
При расчете на сжатие с изгибом составных элементов, часть ветвей
которых не оперта по концам или не закреплена в узлах (рис. 8). рас-
четные моменты сопротивления Ж определяются по моментам инерции,
вычисленным в соответствии с указаниями, приведенными выше, а рас-
четная площадь поперечного сечения находится:
а) по сечению только опертых ветвей, если проверяются эти ветви;
б) по полному сечению элемента, если проверяются неопертые ветви.
Особенности расчета гнутых элементов
Гнутые сжатые и изгибаемые элементы рассчитываются по формулам
расчета сжатых и изгибаемых элементов с введением дополнительного
коэффициента условий работы для гнутых элементов штя , принимае-
мого по табл: 10 в зависимости от отношения радиуса кривизны гнуто-
го элемента г к размеру а сечения одной изгибаемой доски или бруска
24
в направлении радиуса кривизны. При этом в формулы вместо коэф-
фициентов /Ис и та вводятся соответственно произведения Шет™ и
титгн.
Таблица 10
Коэффициенты условий работы /геГн для гнутых элементов
Г а 125 150 200 250 и более
Коэффициент Мгн .... 0,7 0,8 . 0,9 1,0
§ 6. СОЕДИНЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИИ
Общая характеристика соединений
Для соединений элементов в составных деревянных конструкциях
применяют различные рабочие связи. По характеру работы различают
связи, работающие в соединениях на сдвиг (клеи), изгиб (цилиндричес-
кие и пластинчатые нагели), смятие и скалывание (врубки, призматиче-
ские и кольцевые шпонки) и растяжение (тяжи, болты, хомуты
и т. п.).
В целях повышения экономичности и снижения трудоемкости изго-
товления конструкций следует отдавать предпочтение связям, вызыва-
ющим меньшее ослабление рабочих сечений соединяемых элементов
и допускающим изготовление их в заводских условиях преимуществен-
но механизированным способом.
Для повышения надежности конструкций и устранения возможности
хрупкого разрушения связей соединения должны обладать достаточной
вязкостью, способствующей выравниванию усилий между параллельно
работающими связями и элементами составных сечений. Наряду с этим
связи не должны быть излишне податливыми, что приводило бы к сни-
жению жесткости составных элементов и конструкций. Повышению вяз-
кости соединений способствует применение принципа дробности связей,
заключающегося в передаче сосредоточенных усилий элементов в узло-
вых соединениях через большее количество связей.
Постановка связей должна обеспечивать надлежащую плотность
соединений, способствующую более равномерной работе параллельно
работающих связей и устраняющую дополнительные остаточные дефор-
мации конструкций за счет рыхлых деформаций в соединениях. Наконец,
связи должны обладать малой ползучестью при длительных нагрузках.
Все соединения деревянных элементов (кроме клеевых) податливы
и требуют ослаблений рабочих сечений соединяемых элементов.
Соединения на клею, применяемые в дощатых и фанерных
конструкциях, обеспечивают высокую прочность швов и монолитную
работу всех элементов сечения (при отсутствии податливости соедине-
ний и ослаблений рабочих сечений), позволяют изготовлять самые разно-
образные конструкции с различной формой поперечного сечения, раз-
личными высотами и пролетами. Клееные соединения должны выпол-
няться на заводах в отапливаемых помещениях специально обученными
рабочими при тщательном контроле качества работ.
Соединения на стальных цилиндрических и дубо-
вых пластинчатых нагелях отличаются достаточно высокой
прочностью, вязкостью и надежностью в работе, мало ослабляют рабо-
чее сечение соединяемых элементов. В соединениях элементов, работаю-
25
щих на сдвиг, нагели дают безраспорные соединения с относительно ма-
лыми деформациями при расчетных величинах нагрузок и отличаются
простотой изготовления. Гвозди обладают меньшей несущей способ-
ностью в сравнении с нагелями из круглой стали и большей ползу-
честью при длительных нагрузках. Нагельные соединения могут выпол-
няться в построечных условиях.
Соединения на врубках могут передавать только сжима-
ющие усилия и имеют ^существенные недостатки — значительные ослаб-
ления рабочего сечения (обычно несимметричные), трудоемкость изго-
товления вследствие затруднительности применения механизации при
их изготовлении. Соединения на продольных призматических шпонках
и колодках, обладая теми же недостатками, весьма чувствительны к
дефектам изготовления и требуют высокой квалификации изготовителей.
Менее чувствительные к дефектам изготовления поперечные натяж-
ные шпонки обладают большой податливостью и меньшей несущей
способностью. Соединения на врубках и шпонках относятся к кон-
струкциям построечного изготовления. Соединения на врубках целесо-
образно применять в несущих конструкциях из массивных элементов
в покрытиях производственных помещений, где выделяются вредно дей-
ствующие на стальные элементы газы. Соединения сжатых элементов ло-
бовым упором торца в торец обладают большой несущей способностью
и малой деформативностью, а потому широко применяются в различных
деревянных конструкциях. Лобовые упоры поперек волокон дают боль-
шие, возрастающие при длительном загружении, деформации и имеют
меньшую несущую способность. Отличаясь надежностью в работе и про-
стотой изготовления и контроля, упоры поперек волокон находят приме-
нение при .небольших усилиях в примыкающих сжатых элементах.
Соединения на клеестальных шайбах, отличаясь боль-
шой несущей способностью и малой деформативностью, требуют специ-
ального заводского оборудования и особо тщательного контроля в про-
цессе изготовления. Как дорогостоящее и металлоемкое соединение кле-
естальные шайбы применяются в узлах и стыках некоторых сборных и
сборноразборных конструкций заводского изготовления. Когтевые шай-
бы, изготовление которых трудоемко, могут найти лишь весьма ограни-
ченное применение в тех же конструкциях.
Соединения с помощью растянутых связей (болтов,
хомутов и т. п.) надежны в работе и применяются преимущественно
для подвески балок чердачных и междуэтажных перекрытий и других
подвешиваемых элементов, а также в качестве дополнительных рабочих
элементов в опорных узлах ферм, в составных балках на шпонках и ко-
лодках и т. п.
Некоторые рекомендации по выбору вида соединений в зависимости
от наличного лесоматериала, типа конструкции, имеющихся механизмов
и т. п. приведены в § Гб.
Соединения на клею
Клеи, применяемые для склеивания древесины, подразделяют на
водостойкие, средневодостойкие и ограниченно водостойкие.
К водостойким относятся синтетические, фенолформальдегид-
ные клеи марок КБ-3 и СП-2 (состоящие из двух компонентов: фенол-
формальдегидной смолы соответственно марок Б или СП-2 и отверди-
теля — контакта Петрова I сорта), а также резорциновые клеи типа
ФР-12 (из резорциновой смолы МФ-12 и отвердителя параформальде-
гида) .
26
К средневодостойким относятся клеи: казеиноцементный
(из казеинового клеевого порошка, портландцемента марки 400 и выше
и воды), мочевиноформальдегидный К-17 (смесь мочевиноформаль-
дегидной смолы МФ-17, отвердителя—10%-ного водного раствора ща-
велевой кислоты, наполнителя — литопона, древесной муки и др.) и
казеиновый (из казеинового порошка и воды).
К ограниченно водостойким относятся клеи, к которым
не предъявляются специальные требования по водостойкости, например
мездровый (столярный) клей и т. п.
Весовой подбор составных компонентов клеев, требования, предъяв-
ляемые к клеям, а также способы приготовления и хранения клеевых
растворов приводятся в «Инструкции по проектированию и изготовле-
нию клееных деревянных конструкций и строительных деталей»
(СН 11-57).
Клееные конструкции, не защищенные от атмосферных воздействий,
конденсационного увлажнения и других видов систематического увлаж-
нения, должны склеиваться водостойким клеем.
Несущие клееные конструкции (балки, фермы, арки и т. п.) следует,
как правило, изготовлять на водостойких клеях, учитывая возможность
увлажнения их в процессе хранения, транспортирования и монтажа.
Средневодостойкий казеиноцементный клей может быть применен для
склеивания проветриваемых несущих конструкций, защищенных от раз-
личных видов увлажнения (например, открытые фермы бесчердачных
покрытий, открытые прогоны покрытий и перекрытий и др.), при усло-
вии окраски их масляной или аналогичной ей по водостойкости крас-
кой.
На мочевиноформальдегидных или казеиновых клеях могут склеи-
ваться строительные детали, защищенные в эксплуатации от увлажне-
ния (например, коробки и полотна внутренних дверей) или находящие-
ся в условиях кратковременного увлажнения с последующим высыхани-
ем (например, клееные щиты пола).
Ограниченно водостойкие клеи могут быть допущены в отдельных
случаях лишь для склеивания строительных деталей, эксплуатируемых
в сухих, отапливаемых помещениях, при условии особо тщательной
защиты этих деталей от увлажнения в процессе хранения, транспортиро-
вания и установки на место.
Клей для соединения элементов деревянных конструкций должен
обеспечивать прочность клеевого шва не ниже прочности древесины на
скалывание вдоль волокон и на растяжение поперек волокон. Показате-
ли прочности клеевого шва должны быть не ниже величии, указанных в
табл. 19 НиТУ 122-55. Долговечность клеевого соединения должна от-
вечать сроку службы конструкции.
Требуемые качественные категории пиломатериалов для разных ви-
дов клееных конструкций указаны в табл. 2. Склеиваемые элементы
должны быть остроганы по плоскостям склеивания.
Толщина склеиваемых досок и брусков в прямолинейных элемен-
тах должна быть не более 5 см. При склеивании в прессах многослой-
ных элементов высотой более 30 см рекомендуется применять доски тол-
щиной не более 4 см во избежание неравномерности распределения дав-
ления по поверхности клеевых швов запрессованного пакета. В незащи-
щенных от систематического увлажнения конструкциях рекомендуется
принимать толщину досок и брусков не более 3—4 см (в целях сниже-
ния дополнительных напряжений в клеевых швах, возникающих при
изменении температурно-влажностного режима).
27
Толщина склеиваемых досок и брусков в криволинейных (гнутых)
элементах должна быть не более '/зоо радиуса их кривизны; рекомен-
дуется толщину досок и брусков принимать не более 4 см.
Направление волокон склеиваемых досок и брусков должно, как пра- .
вило- совпадать. Ширина досок, склеиваемых под углом 90° или прикле-
иваемых к фанере, не должна превышать 10 см, а склеиваемых под уг-
лом 45°— 15 см. В несущих деревянных конструкциях склеивание эле-
ментов под углом не рекомендуется.
С целью уменьшения внутренних напряжений в клеевых швах, устра-
нения отдирающих напряжений поперек волокон и обеспечения наи-
меньшего коробления склеиваемых элементов рекомендуется при склеи-
вании досок в пакет по высоте применять согласованное направление
годичных слоев (рис. 10, а), при склеивании досок и брусков по ширине
в щит (рис. 10, б) — чередующееся расположение слоев и при склеива-
нии досок и брусков в пакетах по высоте и ширине — смешанное
расположение годичных слоев (рис. 10, в).
Рис. 10. Рекомендуемые схемы расположения годичных слоев
и стыки клееных элементов:
а—согласованное расположение слоев при сплачивании досок по
пласти; б—чередующееся расположение при склеивании по ширине в
щитах; в—смешанное расположение слоев при склеивании по высоте
и ширине; г—стык досок по длине на ус; д—стык досок впритык; е
соединение на зубчатый шип.
Стыки досок и брусков по длине прямолинейных растянутых эле-
ментов в растянутой зоне изгибаемых элементов (на глубину ‘/io высоты
сечения) и стыки крайних досок и брусков центрально сжатых элементов
осуществляются на ус (рис. 10, г). Длина уса должна обеспечивать
равнопрочность стыка с цельной древесиной и принимается не менее 10
толщин доски или бруска.
Стыки досок и брусков по длине криволинейных (гнутых) элементов
при отношении радиуса их кривизны 1 к толщине доски или бруска а
г
—>300 осуществляются на ус в крайних зонах глубиной не менее Vio
г
высоты сечения. При отношении — <(300 стыки всех досок или брус-
ков осуществляются на ус.
В остальных случаях стыки осуществляются впритык (рис. 10, д)
с плотной приторцовкой наиболее напряженных сжатых досок и бру-
сков и посадкой их на клей.
28
Вместо стыков впритык рекомендуется применять соединения на зуб-
чатый шип (рис. 10, е). Соединения на зубчатый шип разрешается при-
менять также взамен стыков на ус в элементах II категории (см. табл. 2),
а именно: в крайних зонах многослойных балок высотой 50 см,
верхних поясов ферм и арок из пакета досок, элементов решетки ферм,
сжатых стоек и т. п., а также в растянутых полках двутавровых и рель-
совидных балок со стенкой из досок на ребро.
В одном сечении элемента допускается стыкование не более 25%
всех досок или брусков, причем в наиболее напряженной зоне не более
одной доски или бруска.
Расстояние между осями стыков (вдоль элемента) в смежных по
высоте сечения элемента досках (брусках) должно быть не менее 20
толщин более толстой из стыкуемых досок (брусков). Длина склеивае-
мых досок или брусков не нормируется.
Стыки досок на ус и впритык не должны образовывать направлен-
ных в одну сторону ступенек.
Соединения на зубчатый шип рекомендуется располагать вразбеж-
ку. Расстояние между соединениями на зубчатый шип в смежных по вы-
соте сечения досках не нормируется.
Стыки досок и брусков по ширине элемента устраивают впритык,
причем стыки в наружных слоях проклеиваются. Расстояние между
стыками смежных слоев (в поперечном направлении элемента) должно
быть не менее 4 см.
Стыки фанеры по длине при сжатии устраивают впритык с плотной
приторцовкой и посадкой на клей, а растянутые стыки на ус или впри-
тык — с перекрытием фанерными накладками на клею. Длину уса при-
нимают не менее 10 Оф(°Ф —толщина фанеры).
Клееные элементы, выполненные в соответствии с приведенными
выше конструктивными указаниями, рассматриваются при расчете как
равнопрочные с цельной древесиной.
Соединения на клею рассчитываются без учета податливости клее-
вого шва.
Соединения на нагелях
В зависимости от характера приложения внешних сил и количества
пересекаемых одним нагелем рабочих плоскостей сплачивания (швов)
различают симметричные схемы (рис. 11)—двухсрезные, четырехсрез-
ные, многосрезные и несимметричные, схемы (рис. 12) — односрезные,
двухсрезные и многосрезные.
Цилиндрические нагели. Стальные и дубовые цилиндрические наге-
ли, кроме гвоздей, должны плотно ставиться в просверленные в собран-
ном пакете отверстия, отвечающие их диаметру.
Нагельные соединения со стальными накладками и прокладками
допускаются лишь в тех случаях, когда обеспечена необходимая плот-
ность постановки нагелей (например, при постановке гвоздей, винтов
или глухих стальных цилиндрических нагелей в предварительно про-
сверленные в стальных накладках отверстия; при сквозном сверлении
пакета, включая стальные накладки и прокладки).
Гвозди для несущих конструкций должны удовлетворять требовани-
ям ГОСТ 4028-48 «Гвозди проволочные круглые строительные. Разме-
ры». Гвозди диаметром d< 0,6 см в соединениях элементов из хвой-
ных и мягких лиственных пород забиваются без предварительного рас-
сверливания гнезд. При необходимости соединения на гвоздях элемен-
29
тов из твердых лиственных пород и в случае применения гвоздей диа-
метром более 0,6 см требуется предварительное рассверливание гнезд
диаметром ~0,9 d.
Рис. 11. Симметричные соединения на цилиндрических нагелях:
а—двухсрезные на нагелях из круглой стали и на гвоздях; б—четырехсрезвое на нагелях из
круглой стали.
Применение винтов (глухарей и шурупов) в качестве нагелей, ра-
ботающих на сдвиг, допускается в односрезных соединениях со стальны-
ми накладками. Винты должны завинчиваться в предварительно про-
сверленные в металле и древесине отверстия.
Рис. 12. Несимметричные соединения на цилиндрических нагелях:
а—односрезные на нагелях из круглой стали; б—односрезные на гвоздях; а—двухсрезные на на-
гелях из круглой стали.
Расчетная несущая способность цилиндрического нагеля в соедине-
ниях элементов из сосны и ели при направлении усилий, передаваемых
стальными и дубовыми цилиндрическими нагелями вдоль волокон эле-
ментов и гвоздями под любым углом, при расчете защищенных от
увлажнения и нагрева конструкций на воздействие постоянной и вре-
менной нагрузок определяется по формулам, приведенным в табл. 11.
или по приложениям 17—19.
30
Таблица 11
Расчетная несущая способность цилиндрических нагелей в кг
Расчетная несущая способ- ность на один срез
Схема работы соединения Расчетное условие гвоздя 1 стального цилиндри- ! ческого нагеля дубового цилиндри- ческого нагеля
Симметричные соедине- ния (рис. 11) Несимметричные соеди- нения (рис. 12) . Симметричные и несим- метричные соединения Смятие в средних эле- ментах Смятие в крайних эле- ментах Смятие во всех элемен- тах равной толщины, а также в более толстых элементах односрезных соединений Смятие в более тонких крайних элементах Изгиб нагеля . 50 cd 80 ad 35 cd 80 ad 250 d2+a2, но не более 400 rf2 50 cd 80 ad 35 cd 80 ad 180 d2+ 2 a2, но не более 250 rf2 30 cd 50 а 20 cd 50 ad 45 d*+ 2 a2, но не более 65 rf2
Примечания: 1. Расчетная несущая способность нагеля в рассматриваемом
шве из условия смятия принимается равной меньшему из двух значений, полученных
для прилегающих к этому шву элементов.
2. Обозначения, принятые в табл. 11: с—толщина средних элементов, а также
равных и более толстых элементов односрезных соединений; а—толщина крайних
элементов а также более тонких элементов односрезных соединений; d —диаметр на-
гелей. Величины а, с и d принимаются в сантиметрах.
3. Ь табл. 11 термин «срез» принят условно, поскольку соединения на нагелях
разрушаются от смятия древесины или изгиба нагелей, но не от среза их.
Расчетная несущая способность стального или дубового цилиндри-
ческого нагеля в рассматриваемом шве при направлении передаваемого
нагелем усилия под углом а к волокнам элементов определяется по
формулам табл. 11 с умножением:
на коэффициент (табл. 12) •— при расчете на смятие древесины в
нагельном_гнезде элемента, сминаемого нагелем под углом а;
на/^ —при расчете на изгиб нагеля, причем угол а принимается
равным большему из углов смятия нагелем элементов, прилегающих к
рассматриваемому шву.
Расчетная несущая способность нагеля в соединениях элементов
из древесины других пород, в конструкциях, находящихся в условиях
повышенной влажности или температуры или проверяемых на воздей-
ствие только постоянной нагрузки, а также в конструкциях, рассчиты-
ваемых на воздействие монтажных или сейсмических нагрузок, опреде-
ляется по формулам табл. И с учетом в соответствующих случаях ко-
эффициента ka по табл. 12 и умножением:
на соответствующий коэффициент по табл. 4, 5 и 6 — при расчете
из условия смятия древесины в нагельном гнезде;
на корень квадратный из этого коэффициента — при расчете из
условия изгиба нагеля.
31
Таблица 12
Коэффициент £а для расчета стальных и дубовых цилиндрических нагелей
при направлении усилия под углом к волокнам
Угол а в град. Стальные нагели диаметром в см -
1,2 1,6 2,0 2,4 Дубовые нагели
30 0,95 0,9 0,90 0,9 1,о
60 0,75 0,7 0,65 0,6 0,8
90 0,70 0,6 0,55 0,5 0,7
Примечание. Значения коэффициента kn
ляются по интерполяции.
для промежуточных углов опреде-
Нагельные соединения со стальными накладками и прокладками
рассчитываются по тем же формулам, причем в случае расчета из усло-
вия изгиба нагеля (табл. 11) принимается наибольшее значение его
несущей способности. Стальные накладки и прокладки проверяются на
растяжение по ослабленному сечению и на смятие стенок сверленых
отверстий.
Несущая способность винтов определяется по правилам для сталь-
ных цилиндрических нагелей.
При заглублении ненарезанной части винтов в древесину менее
2d (где d— диаметр не ослабленного резьбой сечения винта) расчет
винтов как нагелей на сдвиг в древесине следует вести по внутреннему
диаметру ослабленного резьбой сечения.
Несущая способность соединения, осуществленного на нагелях раз-
ных видов, определяется как сумма несущих способностей нагелей, по-
ставленных в соединении.
Постановка нагелей разных видов в стыках, работающих на растя-
жение, и учет их совместной работы не рекомендуются. При необходи-
мости в этом суммарная несущая способность нагелей разных видов
снижается умножением на коэффициент ОД
<5
Рис. 13. Схемы забивки гвоздей:
а—расчетная длина защемления конца гвоздя при непробитом крайнем
элементе; б—расчетная длина конца гвоздя при свободном выходе кон-
ца гвоздя; в—встречная забивка гвоздей по одной риске.
При определении расчетной длины защемления конца гвоздя за-
остренная часть гвоздя длиной 1,5 d не учитывается; кроме того, в дли-
не гвоздя не учитывается по 2 мм на каждый шов между соединяемы-
ми элементами. Если найденная длина защемления конца гвоздя
(рис. 13, а) меньше 4d , то работа конца гвоздя не учитывается. ,
При свободном рыходе конца гвоздя из пакета расчетная толщина
последнего из пробиваемых элементов уменьшается на 1,5с? (рис. 13,6).
Толщина каждого из пробиваемых гвоздями элементов должна
быть не менее 4 d.
Расстояния между цилиндрическими нагелями, как правило, должны
-быть не менее величин, указанных в табл. 13.
нагелей:
Рис. 14. Размещение стальных и дубовых цилиндрических
а—прямыми рядами: б—шахматное.
Таблица 13
Размещение цилиндрических нагелей (рис. 14)
Нормируемое расстояние
Между осями нагелей вдоль во-
локон и от оси крайнего ряда наге-
лей до торца элемента
Между осями нагелей поперек во-
локон ..............................
От оси нагеля до кромки поперек
волокон ..................
Цилиндрические нагели, за исключением гвоздей, следует, как пра-
вило, располагать в два продольных ряда (в широких элементах при
больших усилиях — в четыре ряда).
Расстояния между осями гвоздей вдоль волокон (рис. 15) должны
быть не менее 15<У—при толщине пробиваемого элемента с > \0d и
25d — -при c = 4d.
/Для промежуточных значений с наименьшее расстояние опре-
деляется по интерполяции.
Для элементов, не пробиваемых гвоздем насквозь, Sj<15d. Рас-
стояние от оси гвоздя до торца элемента должно быть не менее 15<Д
Расстояние s2 между осями гвоздей поперек волокон при прямой
расстановке s2>4d, а при шахматной или расстановке косыми рядами
(при а=45°) s2 > 3 d.
Расстояние «3 от крайнего ряда до продольной кромки элемента
з3 > 4d
3 -409 33
В элементах, выполненных из древесины ольхи и осины, расстояние
между гвоздями вдоль волокон следует увеличивать на 25% по сравне-
нию с указанными выше.
Встречная забивка гвоздей по одной оси допускается с заходом кон-
цов гвоздей в данный элемент с обеих сторон на глубину не более
2/з его толщины (рис. 13, в).
Расстояния между винтами должны быть не меньше, чем для наге-
лей из круглой стали.
Ослабление поперечного сечения при шахматной расстановке наге-
лей и гвоздей и косой расстановке гвоздей (рис. 14,6 и 15, бив) учи-
тывается в соответствии с указаниями, приведенными в § 5 (стр. 18).
Рис. 15. Размещение гвоздей:
а—прямыми рядами; б—шахматное; в—косыми рядами.
металлическими накладками
В соединениях на цилиндрических нагелях ставятся стяжные болты
в количестве 25—40% от общего числа нагелей, а в соединениях с
— не менее 50%. В стыках на гвоздевых
соединениях ставится не менее двух бол-
тов с каждой стороны стыка, а в узло-
вых соединениях на гвоздях—по одному
болту. При этом болты в расчете не учи-
тываются.
Соединения массивных деревянных
элементов со стальными полосами, встав-
ленными в прорезь по оси этих эле-
ментов, осуществляются с помощью ци-
линдрических нагелей из круглой стали
и болтов (рис. 16). Такие соединения
применяются в прикреплениях растяну-
тых деревянных элементов в узлах сквоз-
ных конструкций и называются листо-
выми шарнирами1.
Для обеспечения надлежащей плот-
ности соединения отверстия для нагелей
Рис. 16. Соединение с листовым изготовляются сверлом для металла од-
шарниром. повременно в древесине и стальном лис-
те, заранее вставленном в прорезь дере-
вянного элемента.
Несущая способность одного среза нагеля определяется по фор-
муле 2
1\ = (200 + 25a)d2, (30)
'Конструкция и расчет соединений с листовыми шарнирами предложены канд.
техн, наук В. А. Ивановым.
2 В соединениях с листовыми шарнирами нагели являются двухсрезными, и не-
сущая способность одного нагеля Т=2 Ть
34
где
d—диаметр нагеля, см\
_ Л
~~ 2d
—коэффициент, равный отношению половины толщины со-
единяемого элемента к диаметру нагеля d (рис. 16).
В целях обеспечения равнопрочности нагеля по смятию древесины
в нагельном гнезде и изгибу нагеля значение коэффициента а рекомен-
дуется принимать в пределах 4—5.
Размеры поперечного сечения полосы определяются из условия
прочности ее на разрыв по ослабленному нагелями сечению.
Размещение нагелей в листовых шарнирах производится по общим
правилам размещения нагелей, причем расстояния между рядами наге-
лей вдоль волокон и от крайнего ряда нагелей до торца элемента реко-
мендуется принимать s1=7,5rZ.
Рис. 17. Соединения на пластинчатых нагелях:
а—сквозных; б—глухих.
Пластинчатые нагели. Пластинчатые нагели применяются для
сплачивания чистых и обзольных брусьев в составных балках со строи-
тельным подъемом, работающих на изгиб, и в верхних поясах больше-
панельных ферм и арок треугольного очертания, работающих на сжатие
с изгибом^
Пластинки, как правило, должны изготовляться из сухого дуба с
начальной влажностью не более 10%. Допускается применение березо-
вых (антисептированных) пластинок.
При сплачивании брусьев шириной не более 15 см применяются
сквозные пластинчатые нагели (рис. 17, а), а при большей ширине—
глухие пластинки, расположенные в шахматном порядке (рис. 17,6)..
3* 35
Размеры пластинок должны приниматься: толщина 6=1,2 см
и длина вдоль волокон пластинки /пл = 5,4 см или 6=1,6 см и
1Пл =7,2 см. Между длиной пластинчатого нагеля /пл и его толщиной 8,
как правило, соблюдается соотношение /пл=4,5 6.
Глубина гнезда должна быть на 2 мм больше длины пластинки;
глубина врезки нагелей — не превышать Vs высоты бруса.
Расчетная несущая способность (в кг) дубового пластинчатого на-
геля в балках из сосны и ели, защищенных от увлажнения и нагрева и
рассчитываемых на воздействие постоянной и временной нагрузок, оп-
ределяется по формуле
Г=14/плЙпл, (31)
где /пл и Ьпл—длина и ширина пластинчатого нагеля, см.
При длине нагеля более 4,5 8 в расчет вводится 1пл =4.5 8.
Поправочные коэффициенты к расчетной несущей способности
пластинчатого нагеля принимаются по табл. 4, 5 и 6. В случае примене-
ния березовых пластинок поправочный коэффициент на породу прини-
мается по табл. 4 (графа 3). Поправочные коэффициенты на учет всех
прочих факторов принимаются меньшие из указанных для сжатия (смя-
тия) поперек волокон и скалывания.
Расстояния между осями пластинок принимаются равными $=9бпл.
Соединения на врубках и призматических шпонках
Действующее на соединение (или отдельную связь) расчетное уси-
лие не должно превышать расчетной несущей способности соединения
(или отдельной связи).
Расчетная несущая способность Т соединений, рассчитываемых на
смятие и скалывание (соединения на врубках, призматических шпон-
ках и т. п.), определяется по формулам:
из условия смятия древесины
7" = ffltM f^CMaFCM 5
из условия скалывания древесины
где mCM—коэффициент условий работы соединения на смятие, прини-
маемый равным единице;
гпск —коэффициент условий работы соединений на врубках и шпон-
ках на скалывание (см. ниже);
Т'см и FCK—расчетные площади смятия и скалывания;
РСМ7—расчетное сопротивление древесины смятию под углом а к
направлению волокон;
—расчетное среднее по площадке скалывания сопротивление
скалыванию.
Расчетное среднее по
определяется по формуле
(32)
(33)
площадке скалывания сопротивление
р р Вска-
^ска /
(34)
е
где РСК7.—расчетное максимальное сопротивление древесины скалыва-
нию под углом а к направлению волокон;
.36
/ск—расчетная длина плоскости скалывания, принимаемая не
более 10 глубин врезки в элемент;
е-—плечо сил скалывания, принимаемое равным 0,5 h при рас-
чете элементов с односторонней врезкой в соединениях без
зазора (рис. 18, а), и 0,25/г—при расчете симметрично за-
гружаемых элементов с двухсторонней врезкой (рис. 18,6);
h—размер сечения элемента по направлению врезки;
Р—коэффициент, принимаемый при условии обжатия по плос-
костям скалывания:
при расчете на скалывание растянутых
Рис. 18. Определение плеча сил скалывания:
а—при односторонней несимметричной врезке; б—при
двухсторонней симметричной врезке.
элементов соединений на
врубках и шпонках с
односторонним (по от-
ношению к месту при-
ложения скалывающих
сил) расположением
площадки скалывания,
равным 0,25;
при расчете на
скалывание сжатых
элементов соединений
с промежуточным (по
отношению к местам
приложения сил ска-
лывания) расположе-
нием площадки скалы-
вания, а также дере-
вянных шпонок, рав-
ным 0,125.
Отношение расчетной длины плоскости скалывания к плечу сил ска-
лывания -у- должно быть при этом не менее 3.
Примечание. Разрешается определять несущую способность соединения на
врубках и деревянных призматических шпонках из условия скалывания, принимая в
формуле (33) расчетное среднее сопротивление древесины скалыванию равным:
а) для древесины сосны и ели —- в лобовых врубках и элементах составных ба-
лок на шпонках при учете длины скалывания не более двух толщин брутто элемента
и 10 глубин врезки =12 кг/см2, в щековых врубках при учете длины скалывания
не более пяти толщин брутто элемента и 10 глубин врезки =7 кг/см2',
б) для древесины дуба — в поперечных шпонках с отношением длины к высоте,
равным 2,5, ^ек90 =Ю кг [см2, в продольных шпонках с тем же соотношением размеров
= 20 кг/сЛ2.
Поправочные коэффициенты к основному расчетному среднему сопротивлению
скалыванию принимаются по табл. 4, 5 и 6.
Рекомендуется применять соединения, в которых обеспечено авто-
матическое обжатие по плоскостям скалывания, создаваемое примы-
кающими элементами (как, например, в лобовых врубках).
Расчетный угол смятия древесины принимается равным углу между
направлениями сминающего усилия и волокон сминаемого элемента.
Соединяемые элементы должны проверяться, помимо смятия и ска-
лывания, также на растяжение и сжатие по ослабленным сечениям нетто.
Соединения на врубках.. Соединения брусчатых и бревенчатых эле-
ментов на врубках следует применять, как правило, в виде лобовых
врубок с одним зубом или непосредственного лобового упора примыка-
ющих сжатых элементов.
37
Лобовые врубки с двойным зубом могут применяться при условии
обеспечения тщательной пригонки обоих зубьев к упорным плоскостям.
Соединения на щековых врубках применять не рекомендуется.
Толщину элементов, сопрягаемых на лобовых врубках, следует при-
нимать не менее 6—7 см.
Рабочую плоскость смятия во врубках располагают, как правило,
перпендикулярно к оси примыкающего сжатого элемента (ортогональ-
ные врубки).
Врубки рассчитываются на смятие и скалывание по формулам (32)
и (33) в соответствии с указаниями, приведенными выше.
Расчет на смятие лобовых ортогональных
основной рабочей плоскости смятия на полное
сжатом элементе; угол смятия а принимается
гис. 19. Лобовая врубка с одним зубом:
а при брусчатых элементах; б—при бревенчатых элементах.
I—6-1
раз-
смя-
врубок производится по
усилие в примыкающем
равным углу 8 между
элементами. Расчет-
ное сопротивление
древесины смятию под
углом к направлению
волокон для лобовых
врубок определяется по
формуле (1) или по
кривой а рис. 1; при
этом основное расчет-
ное сопротивление дре-
весины смятию вдоль
волокон принимается
/?см =150 кг!см2, а
расчетное сопротивле-
ние смятию поперек
волокон ^смэо опреде-
ляется по табл. 3 (п. 5,
а) независимо от
меров площадки
тия.
Коэффициент
ловий работы на
тие лобовых
принимается тсм
Для уменьшения
ослабления растяну-
тых элементов глубину
врезки врубок йвр
следует назначать минимальной, исходя из полного использования со-
противления древесины смятию.
Расчетное сопротивление древесины скалыванию (максимальное),
подставляемое в формулу (34), принимается по табл. 3 (п. 6). незави-
симо от угла примыкания сжатого элемента.
Коэффициенты условий работы на скалывание лобовых врубок с
прижатием по плоскостям скалывания приведены ниже.
Лобовые врубки с одним зубом (рис. 19) рассчитываются
на смятие по формуле
АСсм /иСМ Rсма Fс
ус-
смя-
врубок
=1.
(35)
где N см—сминающее усилие во врубке, равное сжимающему усилию
Nc в примыкающем элементе;
/Исм = 1 —коэффициент условий работы на смятие;
38
FcM—площадь смятия, равная 1 для брусчатых элементов
FCM = b-
cos a
для элементов из круглого леса
FCM ~ 0,7]fa.
Здесь а—хорда сегмента зуба для элемента с меньшим диаметром
где f—стрелка сегмента;
d—диаметр поперечного бревна.
Расчет врубки на скалывание производится по формуле
Мн < тск RI^Fck , (36)
где Nск—скалывающее усилие во врубке; для опорного узла—усилие в
нижнем поясе;
/пск—коэффициент условий работы врубки на скалывание, прини-
маемый рав-
ным единице;
FCK—п л о щ а д ь
с к а л ы в а-
н и я врубки:
для брусча-
тых ;элемен-
тов
FСК = /СК ^5
для бревен-
чатых эле-
ментов
Fск — /ск ®
(а — хорда
с е г м ента
гнезда вруб-
ки) .
Учитываемая дли-
на площадки скалыва-
ния врубки не должна
превышать 10 hBv.
Глубина врезки
ЛвР в промежуточ
ных узлах сквозных
конструкций должна
быть не более 'Д/г, в
опорных узлах не бо-
лее '/з h (h —высота
сечения бруса в на-
б
Рис. 20. Лобовая врубка с двойным зубом:
а—при брусчатых элементах; б—при бревенчатых элементах.
правлении врезки или
диаметр бревна). На-
именьшая допустимая глубина врезки в брусья и окантованные бревна
2 см, в неокантованные бревна — 3 см.
Длина плоскости скалывания лобовых врубок должна быть не ме-
нее 1,5/г, где h—размер сечения элемента по направлению врубки.
Разрешается принимать длину плоскости скалывания лобовых
врубок менее 1,5/г, но не менее h при условии определения несущей
1 Площади смятия и длины хорд сегмента можно определить по приложениям 8—11.
39
способности врубки по расчетному среднему сопротивлению скалыванию
согласно примечанию к формуле (34).
Лобов ы е вру бки с двойным зубом (рис. 20) рассчитыва-
ются на смятие по формуле
^см <исм7?см<м + ^м), (37)
где F'cu и —площадь смятия первого (от торца) и второго зубьев.
Расчет на скалывание по верхней плоскости (на глубине врезки
первого зуба) производится по формуле
Мк < т RP’ р (38)
ик СК ' ска ск Г' ’ ' 1
1 см
по нижней плоскости (на глубине врезки второго зуба) по формуле
« «к, (39)
где Л/Ск —полное скалывающее усилие во врубке (проекция
усилия в сжатом элементе на ось стержня, в котором
происходит скалывание; для опорных узлов NCK = Np);
^ска и —расчетные средние по площадкам скалывания сопро-
тивления скалыванию древесины, определяемые по
формуле (34);
т'ск и от'к —коэффициенты условий работы врубок на скалывание,
принимаемые при расчете первого от торца зуба
щ'к =0,8; при расчете второго зуба тп''к =1,15;
FCM—полная расчетная площадь смятия врубки;
F’CK и Fqk —соответственно площади скалывания у первого от
торца и у второго зубьев; при этом длины площадок
скалывания не должны превышать 10 глубин соот-
ветствующих врезок.
Принятая длина площадки скалывания первого зуба 7(.к должна
удовлетворять условиям, указанным выше.
Глубина врезки второго зуба должна быть
AbP > ЛвР + 2 см и Авр < тр*-
Вершину второго зуба следует располагать приблизительно на оси
сжатого элемента.
Элементы соединений на врубках должны быть связаны болтами,
хомутами или скобами.
Простой лобовойупор (рис. 21) с деревянными накладками
и металлическими натяжными хомутами широко применяется в опор-
ных узлах треугольных, сегментных и других ферм с узловым загруже-
нном вследствие большой надежности соединения (из-за отсутствия
скалывания растянутого элемента) и компактности узла по сравнению-
с лобовыми врубками.
Расчет лобового упора по смятию производится аналогично расчету
лобовых врубок.
Соединения на деревянных призматических шпонках. Соединения
на деревянных призматических шпонках к применению не рекомендуют-
ся и допускаются лишь в отдельных случаях при условии особо тща-
тельной (плотной) пригонки шпонок к гнездам, особенно в случае при-
менения более жестких продольных (прямых или наклонных) шпонок.
40
Упорный вкладыш
Рис. 21. Лобовой упор.
В случае применения дубовых поперечных шпонок начальное уплот-
нение соединений достигается путем устройства шпонок составными из
двух клиньев со скосом 7е—7ю (рис. 22, а) и их плотной подклинки.
t>Sp*3cM hlfp2cu
h^h
Рис. 22. Соединения на деревянных призматических шпонках:
а—поперечных натяжных; б—продольных; в—наклонных.
Продольные шпонки следует осуществлять наклонными прямо-
угольными, чтобы увеличить длину плоскостей скалывания в брусьях
и обеспечить прижатие по этим плоскостям.
Шпонки и соединяемые элементы рассчитываются на смятие и ска-
лывание. Плечо сил скалывания при расчете шпонок в соединениях без
41
зазора между элементами принимается е=0,5 /1ш = Лвр; при расчете
шпонок и колодок в соединениях с зазором s0 между элементами
£ = Sq —h в р •
Плечо сил скалывания при расчете соединяемых элементов прини-
мается е=0,5 h, где h—высота сечения элементов в направлении
врезки.
Расчетная несущая способность Т^п одной шпонки или колодки
(рис. 22 и 23) определяется по наименьшему значению усилия:
при смятии шпонки или стенки гнезда
Гшп ” /^см^?сма ^вр (40)
при скалывании шпонки
Т'шп ^СК ^ска^шп ^шп > (41)
Рис. 23. Соединения на деревянных колодках:
а—прямых продольных; б—наклонных.
при скалывании части бруса между шпонками
Т'шп — ^ск R.Z^Sb,
(42)
гдеШсы = 1—коэффициент условий работы шпонки на смятие (см.стр.38);
/тгск —коэффициент условий работы на скалывание при расчете
соединений на деревянных призматических шпонках, прини-
маемый: для поперечных шпонок 0,9; для продольных
шпонок и колодок 0,8; для элементов, соединяемых попе-
речными шпонками 0,85; для элементов, соединяемых про-
дольными шпонками и колодками 0,7.
Расчетная длина скалывания элементов, соединяемых наклонными
шпонками и колодками (рис. 22, в и 23,6), принимается
^ск — 0,Оьшп >
где 5—расстояние между шпонками в свету;
1шп—размер (длина) шпонки вдоль элементов.
42
Глубина врезки шпонок должна удовлетворять условию
2 см < йвр < -1- h
о
или
3 см < йвр < d,
где h—высота бруса в направлении врезки;
d—диаметр бревна.
Отношение длины шпонки шп к глубине врезки hBp при сплачива-
нии без зазора (рис. 22) должно быть не менее 5. При сплачивании
элементов с зазором s0 (рис. 23) отношение длины шпонки (колодки)
4п к ее высоте huin следует принимать не менее 2,5, а при наклонных
шпонках (колодках) должно соблюдаться условие
А . > 2,5.
Sq I 2/lsp
Расстояние между шпонками в свету во всех случаях должно быть
не менее длины шпонки (колодки) /шп.
Болты, стягивающие брусья или бревна при сплачивании без зазо-
ра, рассчитываются на растяжение усилием распора, определяемым по
формуле
W6 = Тшп ф-, (43)
/шп
а при сплачивании с зазором — по формуле
Л'б = 7Ш„ \ (44)
/шп
где Гшп —сдвигающее усилие, приходящееся на одну шпонку.
Соединения на гвоздях, работающих на выдергивание
Сопротивление гвоздей выдергиванию разрешается учитывать во
второстепенных элементах (в подшивке потолков, в настилах и др.), а
также в конструкциях, где выдергивание гвоздей сопровождается одно-
временной работой их на сдвиг как нагелей.
Учитывать работу на выдергивание гвоздей, забитых в заранее про-
сверленные гнезда (в твердых породах и в других случаях) и в торец
элемента (вдоль волокон древесины), а также при наличии динамиче-
ских воздействий на конструкцию не допускается.
Расчетная несущая способность гвоздя на выдергивание определяет-
ся по формуле
T—R^dl-L, (45)
где /?ад — расчетное сопротивление выдергиванию гвоздя на единицу
поверхности соприкасания гвоздя с деревом, принимае-
мое: для воздушно-сухой древесины 3 кг! см.2-, для сырой дре-
весины, высыхающей при эксплуатации конструкций,
1 кг/см2-,
d— диаметр гвоздя;
/х — длина защемленной, сопротивляющейся выдергиванию час-
ти гвоздя (рис. 13, а и б).
43
При диаметре гвоздей более 0,5 см в расчет вводится с? =0,5 см.
В соединениях на гвоздях, работающих на выдергивание, должны
быть удовлетворены условия
10с? < /г > 2с и с > 4d,
где с — толщина прибиваемого элемента.
Размещение гвоздей, работающих на выдергивание, производится в
соответствии с указаниями по размещению гвоздей, работающих на
сдвиг.
Соединения на шайбах, работающих на сдвиг
Для местного усиления древесины возле нагельных гнезд в узловых:
соединениях и стыках сквозных конструкций могут применяться шайбы
нагельного типа — когтевые и клеестальные. Такие шайбы обеспечива-
ют передачу усилий от болтов рассредоточенно на некоторую площадь
деревянного элемента, благодаря чему несущая способность болта, ра-
ботающего в древесине, значительно повышается, а требуемое коли-
чество болтов в узлах и стыках резко снижается.
Несущая способность в кг одной пары когтевых шайб (в одном
шве на один срез болта) определяется по формуле
Т=15<Д (46)
где d— диаметр окружности, описанной вокруг наружного ряда ког-
тей шайбы, см.
Запрессовку шайб производят скоростной забивкой при помощи
бабы, падающей с копра вдоль центровой направляющей штанги. Для
обеспечения плотного примыкания шайбы к элементу в досках фрезе-
руются специальные гнезда глубиной 2—5 мм.
Клеестальные шайбы изготовляются из тонкой стали и имеют пря-
моугольную форму с отверстиями для болтов. Шайбы приклеиваются
к древесине элементов водостойким клеем.
Несущая способность в кг одной пары клеестальных шайб ( в од-
ном шве сплачивания) определяется по формуле
Т=тск^кРш, (47)
где /Иск — коэффициент условий работы на скалывание клеевого шва;
7?ср _ расчётное сопротивление скалыванию клеевого шва, опре-
деляемое по формуле (34);
— площадь шайбы, см2.
Узловые (центровые) и стыковые болты рассчитываются на срез и
смятие по наибольшему действующему на них усилию по правилам рас-
чета болтов в стальных конструкциях. Для увеличения площади смятия
шайб к шайбам у отверстий для болтов привариваются кольца усиления;
Соединения на растянутых металлических связях
В деревянных конструкциях применяются стальные тяжи, болты,,
хомуты, накладки, скобы и другие связи, работающие на растяжение.
Тяжи растянутых элементов, металлодеревянных конструкций и
узловых соединений, а также рабочие болты соединений рассчитывают-
ся на растяжение по наименьшему (при отсутствии утолщения концов--
по ослабленному резьбой) сечению.
44
Расчетные сопротивления стали тяжей и болтов принимаются в
соответствии с указаниями § 3.
Шайбы тяжей и рабочих болтов делаются круглыми, квадрат-
ными или прямоугольными из полосовой или листовой стали; для тяжей
могут также применяться шайбы из прокатных профилей — швеллеров
или уголков, усиленных в необходимых случаях приваренными к ним
ребрами жесткости или накладками. Требуемая площадь шайб опреде-
ляется из условия смятия древесины под шайбами, а толщина шайб
из листовой стали или сечение шайб из прокатных профилей — из усло-
вия изгиба их от отпорных напряжений древесины под шайбами.
Диаметры стяжных болтов в деревянных конструкциях принима-
ются в зависимости от размеров соединяемого пакета, но не менее 12 мм.
Сторона квадрата или диаметр шайбы стяжных болтов принимается
не менее 3,5 йб , а толщина не менее 0,25dt>(d(, — диаметр болта).
В сопряжениях на хомутах, накладках и т ,д. должна быть провере-
на прочность стальных частей на растяжение, смятие и изгиб, а древеси-
на — на смятие под стальными деталями. Толщину стальных деталей
необходимо принимать не менее 4 мм.
Глава II
ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ
§ 7. ФОРМЫ НЕСУЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
В зависимости от способа геометрического образования системы
и характера работы несущие деревянные конструкции зданий и сооруже-
ний подразделяются на две основные группы: системы плоские и про-
странственные.
Плоские несущие системы характерны тем, что все рабочие эле-
менты их и возникающие в них основные усилия находятся в одной
плоскости, обычно совмещаемой с плоскостью действия внешних нагру-
зок. К таким системам относятся следующие виды конструкций: балки,
балочные фермы, арки, рамы, простейшие комбинированные стержневые
подкосные и шпренгельные системы, комбинированные системы из ба-
лочных и арочных конструкций, а также стойки и колонны. Пространст-
венная устойчивость плоских систем, а также воспринятие нагрузок, не
лежащих в плоскостях конструкций, обеспечиваются связями и связевы-
ми фермами.
Пространственные несущие системы, к которым относятся
сетчатые и решетчатые многогранные конструкции, характеризуются ра-
ботой в трех измерениях и способны воспринять основной стержневой
системой любые вертикальные и горизонтальные нагрузки. Сетчатые
системы состоят из отдельных связанных между собой в узлах
стержней, расположенных по цилиндрическим, сферическим или другим
криволинейным поверхностям и образующих в целом несущие простран-
ственные оболочки (сетчатые своды и купола, сетчатые башни и др.).
Решетчатые многогранные системы состоят из трех, четырех или более
плоских ферм, связанных между собой в одну замкнутую пространст-
венно жесткую конструкцию (пространственные стойки, решетчатые
башни и др.) ’.
Несущие деревянные конструкции классифицируются также по
следующим признакам:
а) по типу поперечных сечений конструкций — на с п л о ш н ы е,
имеющие сплошное сечение или сплошную стенку (например, балки с
дощатой перекрестной стенкой), и на сквозные (решетчатые), имею-
щие сквозную решетку (фермы);
1 Сплошные пространственные системы в виде тонкостенных или ребристых обо-
лочек из нескольких слоев продольных и косых настилов (своды-оболочки, купола-
оболочки и др.) применять не рекомендуется вследствие повышенной опасности за-
гнивания их как многослойных деревянных конструкций.
46
б) по характеру опорных силовых воздействий — на безраспор-
н ы е (балки, сплошные и сквозные балочные системы, арки с затяжка-
ми) и на распорные (арки, рамы и своды);
в) по виду основного материала—на цельнодеревянные, все
основные элементы которых выполняются из древесины (бревен, брусьев
или досок), безметальные, которые не имеют расчетных стальных
элементов и соединений, а также на металлодеревянные, в
которых из древесины выполняются лишь сжатые и сжатоизгибаемые
элементы, а все растянутые элементы осуществляются из круглой или
профильной стали;
г) по способу изготовления — на конструкции заводского изго-
товления, состоящие в основном из отдельных изготовленных на заводах
транспортабельных блоков, монтируемых на постройке, и конструкции
построечного изготовления — выполняемые на строительной пло-
щадке с применением малой механизации.
Ниже в этой главе приводятся схемы и технико-экономические по-
казатели наиболее распространенных деревянных конструкций в граж-
данском и промышленном строительстве, а также указываются области
их применения.
Важным технико-экономическим показателем, характеризующим за-
трату материалов на конструкцию, является собственный вес несущей
конструкции покрытия или перекрытия, величину которого при предва-
рительных расчетах можно определить по формуле
&с,в I
где gBB—собственный вес конструкции (нормативная нагрузка) в
кг 1м2 площади перекрываемого плана или в кг/пог. м
конструкции; величина g”n получается в тех же измере-
ниях, что и нагрузки gH и р" ;
g" и ри —соответственно постоянная и временные нормативные рас-
пределенные нагрузки на несущую конструкцию (за ис-
ключением собственного веса несущих конструкций);
<• I —пролет конструкции, ж;
^с.в —коэффициент собственного веса конструкции, зависящий
от формы конструкции, схемы ее и нагрузки на конструк-
цию.
Примерные числовые значения коэффициентов собственного веса
конструкции £с.в и коэффициентов kK , характеризующих расход метал-
ла в процентах к общему весу конструкции, для наиболее распростра-
ненных схем балочных, арочных и пространственных конструкций пе-
рекрытий и покрытий зданий приведены ниже в § 9—13.
§ 8. НЕСУЩИЕ ЭЛЕМЕНТЫ ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
Настилы и обрешетки
Настилы и обрешетки из досок и брусков применяются в огражда-
ющих конструкциях покрытий зданий и сооружений (обрешетка, сплош-
ной одиночный или двойной перекрестный настилы кровель), в между-
этажных и чердачных перекрытиях (сплошной чистый и разреженный
черный пол, подшивка потолков), в качестве опалубки кружал и т. п.
47
В покрытиях зданий при шаге ферм или главных балок покрытия до
1,5—3 м настилы и обрешетка могут укладываться непосредственно по
фермам или балкам, при большем шаге — по прогонам или по уложен-
ным по ним скатным брускам, размещаемым на взаимном расстоянии
0,8-4-1,2 м. Настилы кровель проектируются обычно из обзольных досок
толщиной 16—22 мм, а обрешетка—из брусков с размерами сторон 40—
60 мм.
При кровлях из волнистых асбестоцементных листов, железной или
черепичной кровле применяется разреженная обрешетка из брусков,
укладываемая по верхним поясам основных несущих конструкций или
по скатным брускам в направлении продольной оси здания. Расстояние
между осями брусков принимается кратным размерам кровельных лис-
тов или соответственно размерам черепицы; в местах стыков листов
кровельной стали по скату кровли под лежачим фальцем вместо бруска
укладывается доска. Аналогичная конструкция настила из одного ря-
да досок, уложенных с зазорами в 3—4 см, применяется при этернито-
вых кровлях.
Двойные настилы применяют в качестве основания под холодные
руберойдные кровли. Нижний рабочий настил из досок толщиной 19—
30 мм (или брусков) делают разреженным для лучшего использования
несущей способности досок и облегчения проветривания обоих слоев на-,
стилов. Верхний защитный настил из узких дощечек шириной 60—
100 мм, толщиной 16—19 мм настилается под углом 30—45° к рабочему
настилу и плотно сшивается с ним гвоздями. При теплых рулонных кров-
лях применяют одиночные деревянные настилы, (по прогонам или фер-
мам), по которым укладывают слой пароизоляции и плитные утеплите-
ли из минеральных материалов со стяжкой и наклейкой руберойда.
Настилы, обрешетка, скатные бруски и другие изгибаемые элемен-
ты рассчитываются на прочность и жесткость (см. § 5).
Прогибы изгибаемых элементов не должны превышать значений,
приведенных в табл. 14.
Таблица 14
Предельные деформации (прогибы) изгибаемых элементов перекрытий и покрытий
Конструкции
Предельные прогибы элементов
конструкций / в долях
от пролета I
Междуэтажные перекрытия
Чердачные .............................
Покрытия (кроме ендов):
прогоны, стропильные ноги, деревоплита .
обрешетка и настилы . . . .
Ендовы ........................
V200
V150
V400
Пр имечание. При наличии штукатурки прогиб элементов перекрытий только
от полезной нагрузки не должен быть более 1/зв0 пролета.
Настилы и обрешетка кровли рассчитываются на следующие соче-
тания нагрузок: а) собственный вес и снег; б) собственный вес и сосре-
доточенный груз 100 кг (вес человека с грузом), без умножения послед-
него на коэффициент перегрузки при расчете на прочность.
При сплошном настиле или при расстоянии между осями досок или
брусков не более 15 см принимается, что сосредоточенный груз переда-
ется двум доскам или брускам; при расстоянии между осями досок более
15 см — одной доске или одному бруску. При двух настилах—рабочем и
48
защитном, направленном под углом к рабочему, или при однослойном
настиле с распределительным бруском, подшитым снизу в середине про-
лета, сосредоточенный груз разрешается считать распределенным на
ширину 0,5 м рабочего настила.
Расчет настила и обрешетки рекомендуется производить с учетом
неразрезности по схеме двухпролетной неразрезной балки при самом
невыгодном загружении сосредоточенным грузом, расположенным на
расстоянии 0,432 I от крайней опоры.
При двойном настиле верхний защитный настил не рассчитывается
и принимается конструктивно толщиной 16—19 мм. Нижний рабочий на-
стил рассчитывается на простой изгиб по формулам (3) и (6) или (7),
при этом коэффициент k в формулах (6) и (7) принимается равным
0,145 (с учетом неразрезности).
Обрешетка из брусков рассчитывается на косой изгиб по формулам
(4) и (8).
Скатные бруски кровли рассчитываются на изгиб, как однопролет-
ные простые балки.
При расчете элементов кровли на монтажную нагрузку расчетные со-
противления древесины повышаются путем умножения на коэффициент
табл. 6.
Дощатые и фанерные щиты
Несущие элементы ограждающих конструкций и заполнения покры-
тий, перекрытий, перегородок, стен и т. п. целесообразно проектировать
в виде сборных деревянных щитов индустриального изготовления. При-
менение сборных щитов ведет к значительному уменьшению количества
работ на строительной площадке, упрощает и ускоряет монтаж конст-
рукций, а также способствует экономии лесоматериалов путем лучшего
раскроя черновых заготовок и использования отходов.
Применение щитов в ограждающих конструкциях покрытий зданий,
кроме того, исключает необходимость устройства по верхним сжатым по-
ясам ферм и балок специальных скатных связей, обеспечивающих им
устойчивость в плоскости кровли, а также позволяет разгрузить наклон-
но установленные прогоны покрытия от скатных составляющих на-
грузки.
Внешние габариты щитов следует назначать с учетом возможности
транспортирования их на автомашинах без прицепов и изготовления ос-
новных заготовок щитов из пиломатериалов стандартных длин без отхо-
дов.
Щиты различного назначения могут проектироваться из досок, брус
ков, строительной фанеры и т. п., которые соединяются с помощью
гвоздёй или клея. Выбор для щитов марки строительной фанеры и типа
клея производится с учетом указаний, приведенных в § 1 и 6.
Примерные решения гвоздевых дощатых щитов для ограждающих
конструкций покрытий зданий приведены на рис. 24. На рис. 24, а по-
казана кровельная обрешетка щитовой конструкции при беспрогонном
решении покрытия (с частым расположением стропильных ферм), пред-
назначенная под холодную кровлю из асбестоцементных волнистых ли-
стов. При более частом расположении обрешетин такие щиты могут
служить основанием черепичных, железных и других кровель, не тре-
бующих сплошного дощатого настила. Дощато-гвоздевые щиты утеплен-
ной ограждающей конструкции покрытия под рулонные кровли пока-
заны на рис. 24,6. Несущие элементы этой ограждающей конструкции
состоят из двух типов щитов: основных несущих, укладываемых на три
прогона покрытия, и верхних — кровельных, опирающихся на нижние
4-409
49
несущие щиты через специальные диагональные бруски. Между обои-
ми щитами располагается слой пароизоляции и плитный утеплитель.,
отделяемый воздушной прослойкой от кровельного щита.
Рис. 24. Примерные решения щитов покрытия:
а—кровельная обрешетка щитовой конструкции: б—щиты утепленной ограждающей кон-
струкции покрытия: /—обрешетка щита: 2—верхний пояс фермы; 3—кровельный щит:
4—несущий щит; 5—битумокартон; 6—утеплитель; 7—прогоны покрытия.
Для междуэтажных и чердачных перекрытий в жилых и обществен-
ных зданиях с нормальной влажностью воздуха применяют дере-
вянные гвоздевые щиты для наката перекрытий (ГОСТ 1005-49). Раз-
меры щитов: длина 2000 мм; ширина от 495 до 895 мм с градацией че-
рез 100 мм.
Для внутренних перегородок могут применяться гвоздевые дощатые
щиты по ГОСТ 1006-49 длиной от 2650 до 3250 мм с градацией через
200 мм и длиной 3650 мм; ширина щитов — 395 и 495 мм; толщина —
50—80 мм. Щиты наката и перегородок должны изготовляться из от-
ходов, коротья и пиломатериалов низших сортов древесины хвойных и
лиственных пород (без гнили).
Клееные фанерные щиты могут применяться в покрытиях, пере-
крытиях и стенах зданий. В табл. 15 приведены рекомендуемые виды
фанерных и фанерно-дощатых клееных щитов для покрытий, перекры-
тий и стен зданий.
50
Таблица 15
Виды клееных щитов различного назначения и их примерные размеры
Виды и назначение щитов Поперечное сечение Примерные размеры
Ширина b в м Длина (высота) Z в м Относитель- ная толщина Z т
0,5- 1,2
3—6
40
кровли
зданий
Щит холодной
промышленных
(фанерный)
Щит теплой
промышленных
(фанерный)
Щиты стен и перекры-
тий сборно-разборных
домов (фанерные)
Щит перекрытия жи-
лых домов (фанерно-
дощатые)
кровли
зданий
Щит наружной
жилых домов
но-дощатые)
стены
(фанер-
Щит внутренней
жилых домов
ный)
стены
(фанер-
1-1 .2
0,5 —1,2.
0,5 — 1,2
1-1,2
3-6
До 4
40
30
27
50
50
4
4
4
Фанерные клееные щиты состоят из брускового каркаса и прикле-
енных к нему листов фанеры толщиной 6—10 мм с одной или с обеих
сторон; фанерно-дощатые щиты состоят из такого же каркаса, оклеен-
ного с одной стороны фанерой и с другой стороны—тонким дощатым на-
стилом. Волокна наружных шпонов фанеры должны быть направлены
вдоль щита. Растянутые листы фанеры соединяются по длине щита
на ус или впритык с перекрытием фанерными, как правило, односто-
ронними накладками на клею; длина стыковых накладок определяет-
ся расчетом (см. ниже). Сжатые стыки фанеры должны быть тщатель-
но приторцованы и посажены на клей.
Кровельные щиты следует склеивать водостойкими клеями и с на-
ружной стороны оклеивать гидроизоляцией. В щитах утепленной кровли
фанера приклеивается с обеих сторон брускового каркаса, внутри кото-
рого прокладывают слой утеплителя. При необходимости в таких щи-
тах устраивается пароизоляция и осушающий продух. Примерная кон-
струкция фанерного клееного щита для холодной кровли приведена на
рис. 25. Фанерные кровельные щиты следует укладывать, как правило,
вдоль ската по прогонам, а в отдельных случаях — и поперек ската по
фермам. Первое решение является более простым в монтаже (благода-
ря меньшему весу щитов), лучшим в теплотехническом отношении и
обеспечивает простое и надежное соединение щитов.
Несущие элементы дощатых и фанерных щитов рассчитываются
на прочность и жесткость от действующих на них поперечных нагрузок
по формулам для расчета изгибаемых элементов (см. § 5).
При отсутствии в плоскости верхних сжатых поясов стропильных
ферм и балок покрытия специальных скатных связей неразрезные до-
51
щато-гвоздевые щиты (рис. 24,6), раскрепляющие пояса от выпучива-
ния из плоскости конструкций, рассчитываются, кроме того, на усилия в
плоскости щитов, определяемые по формуле (70). Щитовые конструк-
Рис. 25. Примерное решение клееного фанерного щита покрытия под хо-
лодную кровлю пролетом 6 м:
_/__настил из фанеры; 2—фанерная стыковая накладка; 3—продольные бруски кар-
каса; 4—поперечные бруски каркаса; 5—промежуточные бруски жесткости каркаса
щита.
ции покрытий, предназначенные для воспринятая скатных составляю-
щих нагрузки прогонов, установленных наклонно по скатам стропиль-
ных ферм и балок, должны быть также рассчитаны на эти скатные со-
ставляющие нагрузки прогонов.
Расчет клееных фанерных щитов и других фанерных конструкций,
составленных из материалов с различными модулями упругости (пило-
материалы и фанера), производится по приведенным характеристикам
поперечного сечения. Приведенную площадь Fo и приведенный момент
инерции /0 поперечного сечения определяют по формулам
+ (49)
/. = 4 +/Л2, (50)
где F'j, /х и Ег—соответственно площадь сечения, момент инерции сече-
ния и модуль упругости материала элемента, к кото-
рому производят приведение;
F2, Д и Е2—соответственно площадь сечения, момент инерции сече-
ния и модуль упругости материала приводимых эле-
ментов.
Приведение производят к наиболее напряженному в данной конст-
рукции материалу, например, в фанерных щитах •— к фанере, а в бал-
ках с фанерной стенкой — к пиломатериалам (древесине).
Расчет фанерных щитов на изгиб, сжатие и сжатие с изгибом следу-
ет вести с учетом неравномерности распределения нормальных напря-
жений по ширине сечения щита. Приведенная (рабочая) ширина фанер-
ной пластинки ^пр, которую следует вводить при определении расчетных
приведенных характеристик поперечного сечения щитов (площади сече-
ния F, момента инерции I и момента сопротивления U7), принимается:
6„р=0,15/ при 4 < 6,
6пр = 0,96 при 4 > 6,
52
где I—пролет щита;
b—действительная ширина фанерной пластинки, равная расстоянию
в свету между продольными элементами (брусками) каркаса
щита.
Сжатые фанерные пластинки щитов необходимо проверять на устой-
чивость по формуле
- _ /gcp^np\2 1 / с \2 п zcix
р — \ b ) Ц 8 / ’ (5,)
где акр —критическое напряжение в фанерной пластинке, кг/см2 ;
аср —сжимающее напряжение в фанерной пластинке, кг/см2, опре-
деляемое по обычным формулам аср = —р или с учетом
приведенной ширины фанерной пластинки &пр (см. выше);
с—наименьший размер фанерной пластинки (в свету) между
продольными или поперечными брусками каркаса щита, см;
8—толщина сжатого листа фанеры, см;
р—коэффициент, характеризующий свойства фанеры, кг/см2, ве-
: личину которого для березовой трехслойной фанеры
принимают Р =85 000, а для пяти- и семислойной фанеры
Р = 140 000; для фанеры из сосны и ольхи эти значения коэффи-
циента ₽ умножают на коэффициент .0,65.
В клееных фанерных конструкциях следует производить проверку на
скалывание по клеевым швам между шпонами фанеры. Расчетная ши-
рина шва принимается при этом равной ширине приклеиваемых к фане-
ре деревянных элементов (досок, брусков).
Расчетные сопротивления скалыванию клеевых швов между шпонами
фанеры в зависимости от угла у между направлениями волокон наруж-
ных слоев фанеры и усилия, действующего в прикрепленном к фанере
деревянном элементе, принимаются по табл. 16.
Таблица 16
Расчетные сопротивления скалыванию клеевых швов
между шпонами фанеры в кг/см?
Угол у в град. Водостойкая фанера и фанера повышенной водостойкости Средневэдостойкая фанера
90 10 5
0 7 3
Расчет растянутых стыков фанерных элементов клееных щитов и дру-
гих конструкций, перекрытых фанерными стыковыми накладками на
клею, состоит в определении требуемой длины накладок, поскольку пло-
щадь поперечного сечения накладок принимается равной площади по-
перечного сечения стыкуемых фанерных элементов. Длина стыковых
фанерных накладок определяется из условия, что наибольшие растя-
гивающие напряжения в стыкуемых элементах из березовой фане-
ры не должны превышать предельных величин расчетных сопротивле-
ний А’”, приведенных в табл. 17. При применении для растянутых сты-
куемых элементов сосновой или ольховой фанеры приведенные в табл. 17
величины 2?рТ снижаются умножением на коэффициент 0,65.
53
Таблица 17
Предельные расчетные сопротивления на растяжение в стыкуемых растянутых
элементах из березовой фанеры в кг/см?
к 6Ф 2,5 5 7,5 10 12,5 15 и более
1 24 58 80 86 90 92
Примечание, /н —расчетная длина фанерной полунакладки; 8ф —толщина
листа фанеры.
Длину фанерных полунакладок /н следует принимать не более 15 оф ,
так как увеличение их длины сверх 15 8ф (или накладок сверх 30 8ф ) не
увеличивает несущей способности стыков.
Цельные балки
Цельные деревянные балки применяются в качестве несущих эле-
ментов междуэтажных и чердачных перекрытий и покрытий зданий, ра-
бочих площадок, подмостей и других сооружений.
Поперечные сечения цельных балок назначаются прямоугольными
(брусья), круглыми (бревна) и круглыми с опиловкой на один-четыре
канта. Опиловка бревен на чисто-
обрезной брус по верхнему отрубу
без обзола приводит к значитель-
ному перерасходу древесины; сохра-
нение же даже значительного обзо-
ла не приводит к существенному сни-
жению прочности, поскольку в се-
чениях, ослабленных сучками, об-
зол исчезает вследствие природного
утолщения ствола. Поэтому ослаб-
лением сечения обзолом при расче-
те обычно можно пренебречь.
Для балок прямоугольного по-
перечного сечения отношение высо-
ты балки h к ее ширине b в целях
экономии древесины рекомендуется
назначать *:
б
Рис. 26. Расположение поперечных
сечений балок и подрезка их на опо-
рах:
а—вертикальное положение сечения- б-~
наклонное положение сечения; в—подрез-
ка цельных балок на опорах.
при простом изгибе (рис. 26, а) —
при решающем условии прочности
(преимущественно короткие балки
со значительными. нагрузка-
ми) h : b =7 : 5; при решающем
условии жесткости (преимуществен-
но длинные балки с малыми нагруз-
ками) h : b =7 : 4;
при косом изгибе для значительных уклонов крыши (рис. 26,6) —
при условии прочности h : 6=ctga ; при условии жесткости h b= ctga,
где a —угол между плоскостью действия нагрузки и главной осью у
поперечного сечения.
1 Размеры поперечных сечений балок следует назначать в соответствии с сортамен-
том пиломатериалов (см. приложение 4).
54
Цельные балки перекрытий зданий проектируются обычно разрезны-
ми и рассчитываются на прочность и прогиб по формулам (3) и (6) как
простые однопролетные балки.
Междуэтажные перекрытия рекомендуется, кроме того, проверять
яа зыбкость согласно указаниям НиТУ 122-55, приложение II.
Следует избегать ослаблений крайних волокон изгибаемых элементов
в наиболее напряженных местах. В цельных балках допускаются подрез-
ки на опорах лишь при отсутствии вблизи опор значительных сосредото-
ченных грузов. Подрезки рекомендуется делать скошенными (рис. 26, в).
Длина с опорной площадки подрезки не должна превышать высоты се-
чения балки h. Наибольшую допустимую глубину а подрезки растяну-
х „ А
тых волокон балки на опоре находят в зависимости от значении
(Л—опорная реакция от расчетной нагрузки; в—ширина поперечного
сечения) и высоты поперечного сечения балки h по табл. 18.
Таблица 18
Наибольшая допустимая глубина а подрезки цельных балок на опорах_
А bh в кг/см? Допустимая глу- бина подрезки а Высота сечения балки h в см Допустимая глубина подрезки а
2,5 0.5 h Менее 12 0,5 h
4,0 0,25 h 12—18 0,4 h
6,0 0,1 h Более 18 0,3 h
В случае расположения вблизи опор значительных сосредоточенных
грузов производить подрезки не допускается.
Прогоны
Прогоны в покрытиях зданий проектируются по разрезной, нераз-
резной и консольно-балочной схемам (рис. 27). В целях снижения рас-
хода древесины в покрытиях рекомендуется применять многопролетные
спаренные (из досок) или консольно-балочные прогоны. При примене-
нии многопролетных прогонов величину крайних пролетов следует наз-
начать, когда это возможно, равной 0,80—0,85 величины средних проле-
тов.
Многопролетные спаренные прогоны покрытий следует проектиро-
вать по равнопрогибной схеме из двух досок на ребро, располагая сты-
ки досок вразбежку, на расстоянии около 0,2 I от опор (рис. 27, г).
Устройство стыков досок спаренных многопролетных прогонов вблизи
крайней опоры не рекомендуется.
Консольно-балочные прогоны следует проектировать по рав-
номоментной схеме (при решающем условии прочности) или равнопро-
гибной схеме (при решающем условии жесткости). Шарниры консольно-
балочных прогонов располагают попарно через пролет, на рас-
стоянии 0,1465 1 от опор (при равномоментной схеме) или 0,2113/
от опор (при равнопрогибной схеме), осуществляя их, как правило, в
виде косого прируба (рис. 28, а).
Расчет прогонов 1 при вертикальном расположении их (рис. 26, а)
производится на прочность и жесткость по формулам (3) и (6); при на-
клонном расположении (рис. 26,6) по формулам (4) и (8). При нали-
1 Расчетные значения изгибающих моментов и прогибов для различных схем
многопролетных прогонов даны в приложении 16.
55
чии жесткого в плоскости ската настила кровли (двойной перекрестный
настил) или сборно-щитовой конструкции кровли, надежно соединенных
с прогонами, скатные составляющие нагрузки на прогоны могут быть
восприняты настилами кровли.
Рис. 27. Схемы прогонов покрытий:
а—разрезная; б—консольно-балочная рав-
номоментная; в—консольно-балочная рав-
нопрогибная; г—неразрезная спаренная.
б
Рис. 28. Стыки консольно-балочных
и неразрезных прогонов:
а—шарнир консольно-балочного прогона*;
б—-стык досок неразрезного спаренного
прогона.
Гвозди стыка дощатых спаренных прогонов (рис. 28,6) рассчиты-
ваются по формуле
< Г-*ОП
2хг Т '
(52)
где пг —количество гвоздей с каждой стороны стыка прогона;
Моп —расчетный изгибающий момент на опоре прогона;
хг —расстояние от опоры до центра размещения гвоздей в стыке;
Т—расчетная несущая способность одного среза гвоздя.
§ 9. СОСТАВНЫЕ БАЛКИ
Общие указания
Применение составных по сечению и длине балок, более трудоемких
при изготовлении, может быть вызвано следующими соображениями:
а) невозможностью использования балок цельного сечения из брусь-
ев и бревен, вследствие недостаточной несущей способности их при
ограниченных сортаментом размерах поперечных сечений лесоматериа-
ла, например, для главных балок и основных прогонов, воспринимающих
значительные нагрузки от второстепенных балок перекрытия;
б) необходимостью перекрытия балками пролетов более 6—9 м
при ограниченной длине бревен и брусьев по сортаменту лесоматериала;
в) экономией лесоматериала путем применения для балок более
экономичных по расходу древесины двутавровых поперечных сечений
взамен прямоугольных и круглых;
56
г) использованием в составных балках мелкоразмерных по сечению
и длине элементов, а также применением более низких сортов древе-
сины в малонапряженных зонах по длине и поперечному сечению балки.
Составные деревянные балки могут изготовляться из бревен, брусь-
ев и досок. Сплачивание бревен с зазором осуществляется колодками,
а сплачивание брусьев в составных балках —пластинчатыми нагелями
или призматическими шпонками. Для соединений элементов дощатых
балок применяются клеи или гвозди. Все перечисленные соединения, кро-
ме клеев, являются податливыми, дающими сдвиги в швах между спло-
ченными элементами, что приводит к снижению несущей способности
и жесткости балок составного сечения по сравнению с монолитными
балками тех же размеров.
Рекомендуется применять составные балки заводского механизиро-
ванного изготовления, к числу которых относятся клееные балки из до-
сок и брусчатые балки на пластинчатых нагелях.
Схемы составных балок, применяемых в перекрытиях и покрытиях
зданий, а также типы сечений их приведены ниже на рис. 29, 30. Соб-
ственный вес составных балок определяется по формуле (48); коэф-
фициент собственного веса &с.в принимается по рис. 29, 30.
Составным балкам с постоянным направлением изгиба необходимо
придавать строительный подъем путем выгиба элементов до постановки
связей.
Стрела строительного подъема (величина выгиба отдельных эле-
ментов при изготовлении балки, без учета последующего распрямле-
ния ее) принимается, как правило, равной прогибу составной балки под
расчетной нагрузкой, определенному с введением поправочного коэффи-
циента к моменту инерции поперечного сечения балки для учета влия-
ния сдвигов в швах.
Клееные балки
Клееные деревянные балки применяются в междуэтажных и чердач-
ных перекрытиях и покрытиях зданий, а также в качестве внецентренно
сжатых элементов поясов ферм, треугольных арок, шпренгельных кон-
струкций и т. п.
Схемы клееных балок, применяемых в перекрытиях и покрытиях зда-
ний, а также основные размеры и формы поперечных сечений их показа-
ны на рис. 29.
При проектировании клееных конструкций необходимо максималь-
но унифицировать их детали и монтажные элементы в целях обеспече-
ния организации поточного изготовления конструкций.
Требования к древесине клееных конструкций приведены в § 2.
Качественный подбор древесины для отдельных зон по высоте попереч-
ных сечений и длине пролета клееных балок производится в соответст-
вии с указаниями табл. 2.
В деревянных перекрытиях зданий при пролетах 3—7 м следует
применять, как правило, дощатые клееные балки рельсовидного сечения
(допускающие более удобную укладку наката на нижние полки балок)
или двутаврового сечения со стенкой из двух досок на ребро общей
толщиной 74 или 94 мм (рис. 29, а). Для деревянных стандартных домов
допускается также применение балок со стенкой из одной доски на реб-
ро толщиной 40—50 мм.
Клееные балки междуэтажных и чердачных перекрытий следует
склеивать водостойкими фенолформальдегидными клеями. При этом
клееные балки и другие элементы перекрытий должны быть защищены
57
I ~ 3 * /м
/ = 6 ->2м-----------—i
b
<-
Рис. 29. Клееные балки:
и—двутаврового сечения со стенкой из досок на ребро; б—многослойные из пакета склеенных
плашмя досок; в—двутаврового сечения с фанерной стенкой; г—-поперечные сечения балок.
от увлажнения конструктивными мероприятиями, например, путем
обеспечения осушающего режима подпольного пространства, примене-
ния водонепроницаемого чистого пола и т. п. Применение в перекрытиях
глиняной смазки и других материалов, вызывающих увлажнение кон-
струкций, не допускается. Накаты (щитовые, гипсобетонные, пеносили-
катные и др.) разрешается укладывать непосредственно на нижние
полки балок перекрытий.
В балках перекрытий со стенкой из нескольких досок на ребро дос-
ки, как правило, склеиваются между собой. Соединение досок стенок
гвоздями (с проклейкой лишь концов досок возле опор на длине не ме-
нее 156) допускается при высоте стенок менее 15 см; при этом гвозди
длиной, равной толщине стенки, располагают в два продольных ряда с
шагом не более 156 (6—толщина досок).
В опорных частях балок, толщина стенок которых менее половины
ширины нижней полки, приклеивают двухсторонние накладки длиной 2 /гь
но не менее 20 см (hv —высота стенки балки).
Нижняя (растянутая) полка балок перекрытий осуществляется из
цельной доски или со стыками на ус или на зубчатый шип, размещаемы-
ми в крайних третях пролета балки.
Стыки в верхней (сжатой) полке и в стенке из двух досок осуще-
ствляются впритык или зубчатым шипом. При этом расстановка зубча-
тых шипов не нормируется. Стыки досок верхних полок впритык пере-
крывают с нижней стороны двумя брусками длиной не менее 25 см, ши-
риной, равной свесу полки, и толщиной не менее толщины полки. При
этом стыки устраиваются лишь в крайних третях пролета, на расстоя-
нии от конца балки не менее 20 § . Стыки досок стенки впритык рас-
полагаются в любом месте по длине балки вразбежку со стыками верх-
ней полки. В стенках балок из одной доски устройство стыков не допус-
кается.
Для междуэтажных и чердачных перекрытий в жилых и обществен-
ных зданиях, а также в деревянных домах заводского изготовления ре-
комендуется принимать клееные балки по сортаменту «Нормаль — Бал-
ки деревянные клееные рельсовидного и двутаврового сечения»
/HP 156-53Х
^Минстрой )’
В деревянных покрытиях зданий несущие конструкции при пролетах
6—12 м могут осуществляться из многослойного пакета досок, склеенных
плашмя. Клееные многослойные балки постоянной высоты (с параллель-
ными поясами) осуществляются, как правило, двутаврового сечения, а
двухскатные балки покрытий и верхние пояса клееных ферм, арок и
шпренгелей — прямоугольного сечения. Рекомендуемые схемы клееных
многослойных балок покрытий зданий и основные размеры их приведе-
ны на рис. 29, б. Из пакета досок могут выполняться также мощные
прогоны прямоугольного или таврового сечения с полкой вверху.
Высота сечения в середине пролета балки должна быть не менее:
1 ,
IqZ —для двухскатных балок прямоугольного сечения;
1 ,
-ух I—для балок постоянной высоты двутаврового поперечного сечения;
[5 z~Для
прогонов прямоугольного и таврового сечений.
Поперечные сечения клееных многослойных балок приведены на
рис. 29, г. Для обеспечения балкам в цело^ поперечной жесткости, а
стенкам устойчивости без специальных ребер жесткости при компонов-
ке поперечных сечений многослойных балок необходимо:
59
а) отношение высоты прямоугольного, двутаврового и таврового
поперечного сечения h к его ширине Ь, а также отношение высоты
стенки hi к ее толщине bi принимать не более 6; для двухскатных балок
прямоугольного сечения отношение высоты балки в середине пролета h
к ее ширине b допускать не более 8,5;
б) толщину стенки двутаврового и таврового поперечного сечения
принимать не менее 8 см и не менее половины ширины полки.
Толщину полок двутаврового поперечного сечения назначают обыч-
но равной Ve полной высоты сечения.
Стыки досок в пакете многослойной клееной балки должны устра-
иваться в соответствии с указаниями, приведенными в § 6.
Клееные балки с дощатыми поясами и фанерной стенкой проекти-
руют, как правило, двутаврового сечения и применяют преимуществен-
но в покрытиях зданий пролетом 7—15 м (рис. 29, в). Балки могут
проектироваться постоянной высоты и двухскатные.
Высоту балки с параллельными поясами принимают равной !/ю—
'/121, а двухскатной балки в середине пролета ’Д—'Ло I-
Толщина фанерной стенки определяется по расчету и принимается
не менее 10 мм. Направление волокон наружных шпонов фанеры долж-
но быть перпендикулярным к оси нижнего пояса балки.
Для уменьшения внутренних напряжений в месте приклейки поясовг
к фанерной стенке каждая ветвь пояса балки с одной стороны от стенки
выполняется из двух вертикальных слоев досок. Первый слой, приклеи-
ваемый к фанере, состоит из двух узких досок шириной не более 10 см с
горизонтальной щелью между ними примерно в 5 мм\ второй слой со
стоит из одной широкой доски, приклеиваемой к обеим узким доскам,
первого слоя.
Местная устойчивость фанерной стенки обеспечивается ребрами
жесткости, располагаемыми на опорах балки, в местах стыкования лис-
тов фанеры и в промежутках между ними на расстоянии не более
пролета балки. Для уменьшения толщины фанерной стенки в опорных
панелях иногда увеличивают жесткость стенок путем устройства подко-
сов жесткости.
Стыки досок растянутых поясов по длине балки склеиваются на ус,.
стыки сжатых поясов выполняются впритык с тщательной подгонкой
торцов и посадкой на клей или на зубчатый шип. Стыки листов фанер-
ной стенки перекрываются двухсторонними фанерными накладками и
досками ребер жесткости на клею.
Для обеспечения высоким балкам общей устойчивости (против вы-
пучивания их из плоскости конструкции) следует предусматривать за-
крепление балок на опорах, крепление верхних кромок балок к прого-
нам, устройство скатных и вертикальных (подкосных или других) свя-
зей и т. п.
Средний расход клея (клеевого раствора) в кг на 1 м- клееных
конструкций может быть определен по приближенной формуле
где с —расход клея на единицу площади склеиваемой поверхности,,
принимаемый по табл. 19, г/ж2;
8—толщина досок, см\
k—коэффициент, зависящий от формы сечения конструкции и при-
нимаемый: для многослойных пакетов — 10; для склейки эле-
ментов из двух досок по пласти — 20; для приклейки полок
двутавровых балок к стенкам из двух досок на ребро — 35;
60
для приклейки полок двутавровых балок к стенке из одной дос-
ки на ребро — 45.
По формуле (53) определяется расход клея лишь на основную опе-
рацию склеивания; расход клея на стыкование досок по длине, на пред-
варительное склеивание элементов двутавровых балок по пласти и др.
должен учитываться особо.
Таблица 19
Расход клея (клеевого раствора) в г на 1 л2 клеевого шва
Тип конструкции Синтетические клеи Казеинэцементный и казеиновый клеи
Многослойные конструкции .Двутавровые балки со стенкой из досок на ребро .... 200-400 400—600 600—700 700—900
При запрессовке склеиваемых элементов гвоздевым прижимом
расход запрессовочных гвоздей на 1 лг3 клееных конструкций в среднем
составляет:
а) для многослойных пакетов 1,5 6 кг, где 6—толщина досок, см;
б) для двутавровых балок со стенкой из досок на ребро (только
для приклейки полок к стенке) 2,5—Зкг при одиночной стенке и 3—3>5 кг
при двойной стенке
Клееные дощатые балки прямоугольного и двутаврового сечения
рассчитываются на прочность при изгибе по формуле (3) как балки
цельного сечения. Наличие в балке стыков досок в расчете не учиты-
вается, если они решены в соответствии с указаниями, приведенными в
§ 6.
Расчетный изгибающий момент в формуле (3) в двухскатных балках
прямоугольного сечения при равномерной по всему пролету или близкой
к ней нагрузке определяется в сечении, отстоящем от опоры на расстоя-
кии
//in /г
Х'л = e2h‘ (54)
где I—расчетный пролет балки;
h и h0—полная высота балки в середине пролета и на опоре.
Для двухскатных балок двутаврового поперечного сечения при тех
же нагрузках расстояние х,. находим по формуле
= 0Л(1 + l) — '[)/• (55)
Ао
3*ecb^ZtH'
где h0—высота балки между осями поясов на опоре;
Р—угол наклона верхнего пояса к нижнему.
Коэффициент условий работы балки на изгиб ши , который входит
в формулу (3), зависит от габаритных размеров и формы поперечного
сечения и для клееных дощатых балок определяется:
а) при прямоугольном поперечном сечении — по табл. 20, прини-
мая ти = т₽а:!М в зависимости от высоты сечения h и ширины его Ь;
1'Указания о требуемых размерах и расстановке запрессовочных гвоздей, см. гл. VI.
СН 11—57.
61
б) при двутавровом и рельсовидном сечении с габаритными размера-
ми по высоте h и ширине b (Ь—большая полка рельсовидяого сече-
ния) — путем умножения коэффициента щРазм (табл. 20), зависящего
от габаритных размеров h и Ь, на коэффициент т* , величина которо-
го зависит от отношения толщины стенки Ь\ к ширине полки Ь (табл. 21).
Таблица 20
Коэффициент условий работы клееных балок на изгиб т₽азм, учитывающий размер
сечения балки
Ширина балки b в СМ Высота балки h в см
15—50 60 70 80 90 100 и более
Ь< 15 1,0 0,95 0,9 0,85 0,8 0,75
Ь> 15 1,15 1,05 0,95 0,9 0,85 0,8
Таблица 21
Коэффициент условий работы клееных балок на изгиб , учитывающий форму
сечения балки
А b 1/2 1/3 .. 1/4
0,9 0,8 0,75
Коэффициенты /цразм и тф для промежуточных значений высоты
балки п и отношения ~р рекомендуется определять по линейной ин-
терполяции.
Отношение высоты h балки со стенкой из досок на ребро к про-
лету I (в целях предупреждения хрупкого разрушения балок от ска-
лывания при изгибе) при равномерной нагрузке рекомендуется при-
нимать не выше значений, указанных в табл. 22, в зависимости от отно-
шения толщины стенки Ьг к ширине полки b .
Таблица 22
Предельные относительные высоты балок со стенкой из досок на ребро
bi b 1/2 1/3 1/4
h 1/12 1/15 1/18
В случае необходимости применения балок с относительными вы-
/z
сотами -р выше указанных в табл. 22 необходимо учитывать понижен-
ную несущую способность таких балок, соответственно уменьшая нагруз-
ку на балку путем умножения ее на отношение
'_Й1
I
носительная высота балки;
' h
~Г
h h
-р где т-
от-
— предельная относительная высота
балки по табл. 22.
62
Расчет клееных балок на скалывание при изгибе производится по
формуле (5) по древесине в нейтральной плоскости балки и в наиболее
напряженных на сдвиг клеевых швах.
Коэффициент условий работы дощатых клееных балок на скалы-
вание при изгибе т*к принимается: т^к— 1—при скалывании по древе-
сине и /тг”к =0,5 — при расчете на скалывание по клеевым швам.
При опирании щитов наката перекрытия на нижние полки клееных
балок со стенкой из досок на ребро необходимо производить проверку
на отрыв нижней полки от стенки ( на длине опирания брусков наката)
по формуле
Р < 4а&п (56}
где Р—расчетная величина сосредоточенного груза, приложенного к
нижней полке балки от давления двух брусков щитов наката;
а—ширина опорного бруска (расчетная длина площади отрыва)
В СМ’,
bi—расчетная ширина площади отрыва, равная толщине стенки
при симметричном двухстороннем опирании щитов наката или
половине толщины стенки при несимметричном (односторон-
нем) опирании щитов наката.
Прогиб дощатых клееных балок определяется по формулам (6)
или (7), как для балок цельного сечения. Относительный прогиб клееных
балок не должен быть выше предельных значений по табл. 14.
Прогиб двухскатных балок определяется с учетом переменности
момента инерции по длине балки по следующей формуле (действитель-
на в пределах 0,75 > >0,25):
(57>
где /0—прогиб балки, вычисленный по обычным формулам, принимая
сечение балки постоянным и равным ее сечению в середине
пролета;
k—коэффициент, учитывающий переменность сечения, определяе-
мый:
для балок прямоугольного сечения по формуле
k = 0,15 + 0,85
h
для балок двутаврового сечения по формуле
k = 0,4 + 0,6 ф .
h
Здесь h и h0—соответственно высота сечения балки в середине про-
лета и на опоре (полные высоты сечений — при прямо-
угольных поперечных сечениях балок; расстояния меж-
ду осями поясов — при двутавровых поперечных сече-
ниях балок).
Прогиб клееных балок двутаврового, коробчатого и таврового с
растянутой полкой сечений следует определять с учетом влияния на про-
гиб касательных напряжений по формуле
/ h2\
< = Л I 1+«^ , (58)
(53
где f—полный прогиб балки с учетом влияния касательных напряже-
ний;
fv —прогиб балки, определенной обычным путем без учета сдвигов;
Л „ ,
---отношение полной высоты балки к ее пролету;
а—коэффициент, зависящий от формы сечения, отношения моду-
лей упругости древесины при растяжении и сдвиге и расчет-
ной схемы балки. Для разрезных балок при равномерной по
длине пролета нагрузке числовые значения коэффициента а
для разных поперечных сечений балок приведены в табл. 23.
Таблица 23
Коэффициенты а для учета влияния сдвигающих напряжений на прогиб балки
Вид балок Д Ь
1/2 1/3 1/4 1/8
Дощатые двутавровые 38 50 64 —
» рельсовидные 35 46 59 —
» кой тавровые с растянутой пол- 31 35 39
Балки с фанерной стенкой. — 38 48 90
Примечание. Ь2—толщина стенки балки; b—ширина полки балки (большей
полки —' для рельсовидных балок).
Прогиб балок прямоугольного и таврового сечения со сжатой пол-
кой определяется без учета влияния касательных напряжений.
Расчет клееных балок с фанерной стенкой производится аналогично
расчету клееных дощатых балок с учетом нижеследующих особенностей.
Расчетный момент инерции, момент сопротивления и площадь попе-
речного сечения балки с фанерной стенкой определяются в соответствии
с формулами (49) и (50) при учете различных модулей упругости дре-
весины и фанеры. ,
Фанерная стенка балок и других изгибаемых конструкций должна
быть проверена на устойчивость из ее плоскости по формуле
Гек < ®ф /?ск 8ф , (59)
-г Q i
где /ск = ^-—расчетное усилие скалывания, кг/см;
Q—расчетная поперечная сила, кг;
h0—расстояние между осями верхнего и нижнего поясов
балки в рассматриваемой фанерной пластинке, см;
Re*—расчетное сопротивление фанеры скалыванию по
табл. 7, кг!см2'
бф—толщина фанерной стенки, см;
<Рф —коэффициент снижения несущей способности фанер-
ной пластинки при потере устойчивости, определяемый
отношением расстояния в свету между ребрами жест-
кости а к толщине фанеры Зф по формуле
При а < 65 8ф принимается фф =1. При наличии укрепления стен-
ки балки диагональными подкосами величина а принимается равной
2/3 от фактического расстояния между ребрами жесткости.
64
Клеевой шов между шпонами фанеры проверяется на скалывание
по формуле (5) по максимальной поперечной силе в балке; при этом
статический момент S вычисляется для досок пояса, а ширина клеевого
•шва b принимается равной суммарной ширине приклеиваемых к фанер-
ной стенке досок пояса. Расчетное сопротивление скалыванию клеевых
швов между шпонами фанеры принимается по табл. 16.
Балки на пластинчатых нагелях и призматических шпонках
Составные балки на пластинчатых нагелях (пластинках) и реже
на деревянных призматических шпонках и колодках применяются в ка-
честве открытых прогонов покрытий и междуэтажных перекрытий (рис.
30, а и б). Балки на пластинчатых нагелях, кроме того, широко приме-
няются в качестве верхних поясов сборных металлодеревянных ферм
и поясов трехшарнирных арок (см. рис. 34, а и 38, а).
Балки на пластинках могут сплачиваться из двух или трех цельных
по длине брусьев, плотно прилегающих один к другому и соединяемых
по швам при помощи дубовых (или березовых) пластинок. Волокна дре-
весины пластинок должны быть перпендикулярны к плоскости сплачи-
вания. Выборка гнезд и постановка пластинок должны производиться
после совместного выгиба брусьев балки; гнезда для пластинок выби-
раются цепнодолбежным станком.
Балки на шпонках и колодках могут быть осуществлены из двух
или трех бревен или обзольных брусьев.
Брусчатые и бревенчатые составные балки рассчитываются на
прочность и прогиб в соответствии с указаниями § 5.
Коэффициент условий работы на изгиб та при расчете составных
балок принимается'-
для балок на пластинчатых нагелях пролетом 4 м и более из двух
элементов равным 0,9;, из трех элементов — 0,8; пролетом от 4 до
2 м — 0,7;
для балок на деревянных призматических шпонках и колодках из
двух и трех элементов равным 0,8.
Коэффициент условий работы тя для балок, составленных из бру-
сьев с размерами сторон сечения 15 см и более или из бревен (имею-
щих в данном случае врезки в расчетных сечениях), определяется как
произведение указанных выше коэффициентов для соответствующих
составных балок на коэффициент 1,15 для брусьев.
Прогиб брусчатых и бревенчатых составных балок как со строи-
тельным подъемом, так и без него, определяется по правилам для цель-
ных балок такого же поперечного сечения, но с введением поправоч-
ного коэффициента к моменту инерции поперечного сечения балки.
Поправочный коэффициент к моменту инерции поперечного сечения
балок на пластинчатых нагелях kx принимается:
В балках из двух брусьев пролетом 4 м и более . . 0,7
» » » » » » от 2 до 4 м , . 0,5
В балках из трех брусьев пролетом 4 .и и более . . 0,6
» » » » » » от 2 до 4 м . . 0,35
Для других типов балок значение поправочного коэффициента kx
в нормах не установлено и может быть принято от 0,6 до 0,4.
При определении расчетных моментов сопротивления и инерции
поперечного сечения ослабление гнездами для пластинчатых нагелей
может не учитываться.
5 - 409
65
Л/70 ’ 16
“Ч— -Дз11111 । н i11111 *1 1 a I I । Г •?-
Тр 1 1 111 I К I f t Т т • 1 | '! Т' 1 • ТТ1 t 1 г?а гт< Н11 г Нут*
0,41
-*+— 0,21~
1=4 -6(9}м
*0,41
/Ю ' 16
Hi 1 HHHI ИНПН — < II11<Н-<-НН1Н»4<«-
041 Г- 1 = -0,21=- 4-6(9.)м La I
' 12
i 1 1 1 Ш4-1 1-Н»
1 1 1 1 1 1
0,41 =*-0,21-^- *
1=6-9 м
©eft
G О @ ®
ксв~ w
*м=5~7%
i 8 I i
Рис. 30. Составные деревянные балки:
1—брусчатые на пластинчатых нагелях; б—брусчатые и бревенчатые на шпонках и ко-
лодках; в—гвоздевые с перекрестной дощатой стенкой.
Количество пластинчатых нагелей или шпонок /гс в каждом шве
балки при изгибе на протяжении от опоры до сечения с расчетным изги-
бающим моментом М при распределенной по длине балки нагрузке или:
при сосредоточенных грузах в пределах средней трети длины балки,
определяется по формуле (9).
В балках с симметричной относительно середины пролета нагруз-
кой пластинки в среднем участке пролета протяжением 0,2/могут не
ставиться. Количество пластинок на полупролете балки в этом случае
определяется по формуле
1,2М5бр
^ПЛ т 'р •
'бр J
(61)
Расчет балок производят в такой последовательности. По найден-
ной расчетной погонной нагрузке q на балку, включая собственный
вес балки, определяют расчетный изгибающий момент М.
Задаваясь шириной балки. Ь, находят требуемые момент сопроти-
вления U7Tp и момент инерции Др по следующим формулам:
_ 5 Д'/3
тр ~ 384/?ж Ё ' [ f ’
Затем вычисляют требуемую высоту балки по формулам
и
^тг~ (65>
и из двух значений /гтр принимают большее с округлением до ближай-
шего размера брусьев по сортаменту.
Затем по формуле (31) или по формулам (40) — (42) определяют
расчетную несущую способность связи Т, находят количество связей по
формулам (9) или (61) и проверяют возможность расстановки их в
балке. Если требуемое количество связей расставить на расчетном уча-
стке балки невозможно, сечение балки следует увеличить.
После окончательного подбора сечения балки и размещения связей
в ней определяется конструктивный строительный подъем балки со-
гласно указаниям, приведенным выше.
Расчет балок на пластинчатых нагелях, применяемых в качестве вне-
центренно сжатых элементов верхних поясов большепанельных ферм и
треугольных трехшарнирных арок, см. § 11 и 12.
Двутавровые балки на гвоздях с перекрестной стенкой
Балки на гвоздях с перекрестной стенкой и дощатыми или брусча-
тыми поясами могут применяться в пологих бесчердачных покрытиях
зданий при наличии высококачественной древесины для нижних поя-
сов, удовлетворяющей требованиям табл. 2 (2) НиТУ 122-55. Гвоздевые
5*
67
балки с дощатыми поясами применяются при пролетах не более 12 м;
при больших пролетах применяются балки с брусчатыми поясами.
Учитывая многослойность конструкции, способствующей загнива-
нию, гвоздевые балки следует изготовлять из сухой антисептированной
древесины, отделяя воздушной прослойкой ограждающую конструк-
цию покрытия от верхнего пояса балок для возможности его проветри-
вания.
Гвоздевые балки могут иметь параллельные пояса, а также двух-
скатный или односкатный верхний и горизонтальный нижний пояса
(рис. 30, в).
Полная высота балок с параллельными поясами, двухскатных в чет-
верти пролета и односкатных в середине пролета назначается не ме-
нее ]/э расчетного пролета балки. Высота на опоре двухскатных и
односкатных балок должна составлять не менее 0,4 высоты в середине
пролета.
Учитывая значительную податливость гвоздевых соединений, бал-
кам придается строительный подъем, равный V200 пролета, который
осуществляется путем наклонного расположения поясных элементов
при изготовлении балок.
Верхний и нижний пояса балок составляются из двух досок тол-
щиной 4—6 см и шириной 15—22 см, а при тяжелых нагрузках из
двух брусьев, охватывающих перекрестную стенку. Перекрестная стен-
ка балок выполняется двухслойной из досок толщиной 1,9—3 см и ши-
риной не менее 15 см, располагаемых под углом 30—45° к нижнему
поясу. Толщина стенки балок с дощатыми поясами, как правило, при-
нимается равной толщине доски нижнего пояса.
Ребра жесткости (стойки), обеспечивающие устойчивость стенки,
ставятся па опорах и в пролете в местах приложения сосредоточенных
нагрузок от прогонов кровли, подвесного транспортного оборудования
и т. п. с шагом, как правило, не более Vio пролета балки.
Расчет балок производится в предположении, что изгибающие мо-
менты воспринимаются поясами, а поперечные силы стенкой балки.
Расчетное продольное усилие в поясах балки определяется по
формуле
Ломакс = , (66)
По
где М и h0 —расчетный изгибающий момент и расстояние между
осями поясов балки в сечении с максимальными усилия-
ми в поясах.
Для балок с параллельными поясами сечение с максимальными уси-
лиями в поясах совпадает с сечением с максимальным изгибающим мо-
ментом, а для балок с наклонным верхним поясом искомое сечение с
/V макс находится на расстоянии хы от опоры с меньшей высотой, ко-
торое при равномерно распределенной (или близкой к ней) нагрузке
определяется по формуле (55).
При устройстве кровли по прогонам верхний пояс рассчитывается
на устойчивость из плоскости балки, причем расчетная длина пояса
принимается равной расстоянию между прогонами.
Пояса балки и перекрестная стенка скрепляются между собой
гвоздями, длина которых назначается из условия достаточной расчет-
ной длины защемления конца гвоздя во второй, не пробиваемой на-
сквозь доске пояса.
68
Гвозди, соединяющие пояса со стенкой, располагаются равномерно’
в пределах отдельной зоны и рассчитываются по формуле
(у- ± а < щ Т, (67)
\ ho Йо /
где Q, М, ho —поперечная сила, изгибающий момент и расстояние
между осями поясов балки в середине длины рассмат-
риваемой зоны;
а—длина зоны; при загружении балки равномерно распре-
деленной (или близкой к ней) нагрузкой принимаются
по две зоны у каждого конца балки с длиной зон, рав-
ной расстоянию между ребрами жесткости, и третья зо-
на—в остальной части полупролета;
пс —количество срезов гвоздей в одном поясе в пределах
рассматриваемой зоны;
Т—расчетная несущая способность одного гвоздя на один
срез;
Р—угол наклона верхнего пояса к нижнему.
Знак минус принимается для односкатных балок на участке ст
опоры с меньшей высотой до сечения, где Q=0, а также для двухскат-
ных балок; знак плюс—для остальной части длины односкатных балок
Каждая доска стенки должна быть прикреплена к поясу не менее
чем тремя гвоздями.
Оба слоя досок перекрестной стенки в пределах между верхним и
нижним поясами скрепляются между собой вертикальными или гори-
зонтальными рядами гвоздей (по два гвоздя в каждую доску), кото-
рые загибаются на концах. Гвозди в стенке размещаются так, чтобы
свободная длина доски стенки не превышала 30 толщин доски.
Стык нижнего (растянутого) пояса балок с дощатыми поясами уст-
раивается в середине пролета и перекрывается дощатыми накладками и
прокладкой на стальных цилиндрических нагелях и болтах. К а дли-
не стыковой прокладки перекрестная стенка доводится лишь до верхней
кромки пояса и скрепляется с ним при помощи двух надстыковых брус-
ков.
» Стык верхнего пояса осуществляется впритык и перекрывается до-
щатыми накладками на болтах.
§ 10. ЦЕЛЬНЫЕ И СОСТАВНЫЕ СТОЙКИ
Деревянные стойки могут служить промежуточными опорами для
балок междуэтажных и чердачных перекрытий и покрытий зданий, а
! также колоннами каркасных зданий промышленного и общественного
назначения.
I Стойки проектируются цельными из брусьев или бревен (рис.
31,а) и составными из брусьев, бревен и досок (рис. 31,6 и в). Состав-
ные стойки бывают сплошными п^ рен’стча'пями, последние могут имет.ч
по высоте стойки постоянное или переменное сечения- Стойки перемен-
ного* сечения могут быть треугольного и ступенчатого очертания.
’ Сплошные стойки (рис. 31,6) составляются из пакета склеенных
досок или из 2—4 примыкающих вплотную или чаще с небольшим за-
зором брусьев или бревен, соединенных между собой болтами, призма-
тическими шпонками или колодками.
Решетчатые стойки могут быть плоскими и пространственными.
69
Плоские решетчатые стойки (рис. 31, в) состоят из двух ветвей,
отстоящих на значительном расстоянии и соединенных между собой тре-
угольной или раскосной решеткой из досок._ Каждая ветвь стойки со-
ставляется из одного или двух брусьев или бревен.
Рис. 31. Деревянные стойки:
а—цельные из брусьев и бревен; б—сплошные составные; в—решетчатые плоские и простран-*
ственные.
Пространственные решетчатые стойки (рис. 31,в) составляются из
четырех ветвей (из бревен или брусьев), соединенных по двум взаим-
но перпендикулярным направлениям двумя системами решеток.
Стойки, воспринимающие нагрузку от перекрытия и простых си-
стем покрытий (рис. 32,а), обычно раскреплены в плоскостях перекры-
тий и работают на центральное сжатие. Такие стойки проектируются
цельными из одного бревна или бруса, составными сплошного типа и
соединяются с фундаментами с помощью металлических анкеров.
Центрально нагруженные цельные и сплошные составные стойки
рассчитываются на центральное сжатие по формулам (14) и (15); гиб-
кость стоек X не должна быть более 120.
Опорные плоскости балок или подбалок, через которые нагрузка от
перекрытия передается стойкам, а также плоскости упора стоек в ле-
жни и другие деревянные элементы должны быть проверены на смя-
70
тие древесины поперек волокон. Несущую способность смятию опорных
плоскостей можно повысить путем увеличения площади смятия, напри-
мер, установкой вертикальных коротышей или применением для подба-
лок, подушек и других примыкающих к стойкам элементов древесины
твердых пород (рис. 32, а). Анкеры центрально сжатых колонн ставятся
конструктивно.
В каркасах одноэтажных промышленных зданий применяются со-
ставные сплошные и плоские решетчатые стойки (рис. 32,6). В бескра-
новых зданиях обычно принимают сплошные или решетчатые стойки по-
стоянного по высоте сечения или реже переменного сечения треугольно-
го очертания (контрфорсы), худшие по внешнему виду, но более жест-
кие при воспринятии горизонтальных нагрузок и более простые в изго-
товлении. При наличии в здании кранового оборудования применяются
ступенчатые решетчатые стойки.
5
Рис, 32. Стойки в конструкциях деревянных зданий:
а—цельные в перекрытиях зданий; б—составные в несущих каркасах
зданий.
Ширина решетчатой стойки Ьо (расстояние между центрами вет-
вей в основании стойки) принимается в пределах ]/5—Vs ее высоты для
стоек с параллельными ветвями и ’Д-—!/б высоты — для стоек треуголь-
ного очертания.
Решетка стоек проектируется треугольной (иногда с дополнитель-
ными стойками) или раскосной; углы между поясами и раскосами на-
значаются в пределах 30—60°.
Узловые соединения в стойках решаются обычно на болтах и реже
на гвоздях с эксцентричным прикреплением решетки.
Для обеспечения поперечной жесткости каркаса здания стойки
жестко закрепляются в фундаментах и шарнирно связываются поверху
фермами или балками покрытий, образуя, таким образом, поперечные
рамы каркаса (рис. 32,6). Продольная жесткость каркаса здания при
плоских решетчатых стойках создается вертикальными связями по ко-
лоннам; при пространственных стойках — самими стойками.
71
Поперечные рамы каркасных зданий воспринимают вертикальные-
нагрузки от несущих конструкций покрытия и стен и горизонтальные
нагрузки от давления ветра, а в зданиях с крановым оборудованием,,
кроме того, вертикальные и горизонтальные нагрузки от кранов.
При расчете поперечных рам с решетчатыми стойками на верти-
кальные нагрузки предполагается, что нагрузки, приложенные к одной
из ветвей стойки, передаются этой ветвью непосредственно на фунда-
мент, не вызывая усилий во второй ветви стойки и ригеле рамы. Ра-
счет поперечников со сплошными и решетчатыми стойками на горизон-
тальные поперечные нагрузки производится как расчет систем стоек,,
защемленных в основании и связанных поверху шарнирно присоединен-
ными ригелями.
Стойки поперечных рам работают как сжато-изгибаемые элементы..
Сплошные составные стойки постоянного сечения, в том числе и
верхние части ступенчатых стоек, рассчитываются в плоскости изгиба
по формулам (25) — (27). Входящий в эти формулы коэффициент £
определяется для составных сплошных стоек по приведенной гибкости,
которая находится по формуле (19) с учетом податливости соединений.
Расчетная длина стойки постоянного сечения и верхней части ступен-
чатой стойки в плоскости рамы принимается соответственно равной
удвоенной действительной длине их'. При вычислении приведенной!
гибкости сплошных стоек на призматических шпонках и колодках, для
которых коэффициент податливости соединений /ес (табл. 9) не нор-
мирован, может быть принято ориентировочное значение коэффициента
приведения гибкости в формуле (19) равным 1,2.
Расчет сплошных стоек в плоскости, перпендикулярной плоскости
рамы, производится по формуле (15) без учета изгибающего момента
М по расчетной длине, равной расстоянию между связями, раскре-
пляющими стойки вдоль здания.
Плоские решетчатые стойки постоянной ширины, а также нижние
решетчатые части ступенчатых колонн (при одинаковом сечении обеих
ветвей) рассчитываются в плоскости рамы по формуле
лг
N + ~~ < тс Rc Fm , (68)
где N—расчетное сжимающее усилие от вертикальных нагрузок
в одной ветви у основания стойки;
Л; М
/V м = ——сжимающее усилие в той же ветви от горизонтальных,
ftg
нагрузок, вызванное наличием изгибающего момента М;
h0—ширина стойки по центрам тяжести ветвей;
Fht —площадь нетто сечения одной ветви стойки.
Коэффициент учитывающий дополнительный момент от про-
дольной силы N при деформации стойки, находится по формуле (28)
при учете приведенной гибкости решетчатой стойки ^пр, вычисленной
с учетом податливости соединений; при этом расчетная длина решетча-
той стойки постоянного сечения, а также нижней части ступенчатой
стойки в плоскости рамы принимается равной удвоенной действитель-
ной длине их.
1 При надежном соединении верха стоек с жесткими в своей плоскости торцовыми
стенами коротких зданий (при помощи продольных связей или кровельного покрытия)
расчетная длина стоек постоянного сечения и верхних частей ступенчатых стоек может
быть принята равной их фактической длине.
72
При определении приведенной гибкости ^Пр решетчатых элемен-
тов, а также элементов со сплошной стенкой при изгибе их в плоскости
решетки или стенки гибкость отдельной ветви Zi в формуле (19) при-
нимается равной нулю. Расчетное количество срезов связей (болтов,
гвоздей) суммируется по всем рабочим плоскостям между решеткой
или стенкой и одним поясом; для решетчатой стойки количество срезов
связей Пс на 1 пог. м длины стойки определяется делением числа сре-
зов связей в узле стойки на длину панели li (рис. 31, в). Расчетное ко-
личество швов принимается лш =2.
Проверка устойчивости отдельной ветви стойки производится по
формуле
/V +:^- < тс Т1Рс Грасч , (69)
где <?i—коэффициент продольного изгиба ветви, вычисленный по ее
расчетной длине h (рис. 31,в); при определении <pi состав-
ные ветви рассматриваются как самостоятельные элемен-
ты длиной 4 ;
^расч —расчетная площадь поперечного сечения ветви при расчете
на устойчивость (см. § 5, стр. 19).
Расчет решетчатых стоек каркасных зданий в плоскости, перпенди-
кулярной к плоскости рамы, производится по формуле (15) отдельно
для каждой ветви стойки по расчетной длине ее, равной расстоянию
между связями, раскрепляющими эту ветвь. Если сечение ветви состав-
ное, то расчет ее производится, как для соответствующего центрально
сжатого составного элемента.
Усилия в элементах решетки от горизонтальных нагрузок на стой-
ку определяются, как в решетчатой ферме, с последующим делением их
на коэффициент £ .
Расчет анкеров стоек и их креплений к стойкам производится по
максимальному, растягивающему усилию в ветвях стойки, которое на-
ходится при действии на стойку минимальной вертикальной нагрузки и
максимальной горизонтальной.
§ 11. СТРОПИЛЬНЫЕ ФЕРМЫ
Общие указания
В покрытиях гражданских и промышленных зданий применяются,
как правило, однопролетные, статически определимые балочные фермы.
По очертанию контура фермы могут быть треугольные, трапецеидальные
(пятиугольные), многоугольные, сегментные и реже прямоугольные с
параллельными поясами.
Фермы треугольного очертания применяются преимущественно
при кровлях, требующих крутых уклонов—из волнистых асбестоцемент-
ных листов, этернитовой, черепичной, из кровельной стали и др.; (J)£p-
мы иных очертаний—при пологих рулонных кровлях.
Для гражданских отапливаемых зданий чаще всего находят приме-
нение треугольные или трапецеидальные фермы с подвесным потолком
с доступным для осмотра проветриваемым чердаком.
Для бесчердачных покрытий промышленных зданий с утепленной
кровлей обычно применяют трапецеидальные и многоугольные фермы,
а также металлодеревянные большепанельные фермы треугольного или
криволинейного очертания с составным верхним поясом из брусьев или
досок.
73
По способу изготовления различаются фермы заводского и постро-
ечного изготовления. По материалу фермы делятся на деревянные и
металлодеревянные. Предпочтительно применять сборные фермы завод-
ского изготовления, допускающие транспортирование и монтаж их с
наименьшей трудоемкостью. При отсутствии качественной древесины
для растянутых элементов ферм (особенно растянутых поясов) сле-
дует применять металлодеревянные фермы.
Высота ферм (расстояние между осями поясов) в середине пролета,
как правило, должна быть не менее Vs I для треугольных и не менее
*/б I для трапецеидальных, многоугольных и сегментных ферм, а так-
же ферм с параллельными поясами ( Z—расчетный пролет фермы).
Высота металлодеревянных большепанельных ферм треугольного очер-
тания может быть уменьшена до !/eZ , а трапецеидального очертания—
до V7 I.
Длина панели в обычных решетчатых фермах назначается 1,5—
2,5 м, в большепанельных металлодеревянных фермах с составным
верхним поясом и внеузловым размещением прогонов 4—6 м.
Стропильным фермам следует придавать строительный подъем не
менее */200 пролета фермы. Конструкция крепления подвесного потол-
ка к фермам должна допускать возможность последующей подтяжки
потолка при прогибе ферм.
Шаг стропильных ферм назначается в соответствии с расположе-
нием по длине здания несущих колонн, пилястр и простенков, а также
в зависимости от схемы ферм и нагрузки на них и обычно принимается
в пределах 3—6 м.
Сжатые пояса плоских ферм должны быть надежно раскреплены в
плоскости ската кровли во избежание выпучивания их из плоскости
ферм. Раскрепление поясов обычно осуществляется путем прочного и
плотного прикрепления прогонов кровли к верхним поясам ферм и уст-
ройства в их плоскости специальных скатных связей в торцовых частях
здания, а также по длине его на взаимном расстоянии не более 20—
30 м (рис. 33,а).
Скатные связи в плоскости сжатых поясов могут не ставиться в
следующих случаях:
при сборно-щитовом решении ограждающей конструкции покрытия,
когда поперечные силы, возникающие в поясе фермы при выпучивании
его в плоскости ската, воспринимаются решеткой и настилом щитов,
прикрепленных к поясам (рис. 33, б);
при наличии в конструкции ограждения, кроме основного рабочего,
также и косого защитного настила при надежном прикреплении насти-
лов к прогонам, а всего покрытия к жестким стенам или другим под-
держивающим конструкциям;
в зданиях небольшой длины с жесткими торцовыми стенами, когда
устойчивость сжатых поясов может быть обеспечена путем заанкерива-
ния скрепленных с верхними поясами прогонов кровли в торцовые
стены.
Настилы, скатные бруски, сборные щиты и другие несущие эле-
менты кровли во всех случаях должны соединяться между собой и с
прогонами, которые необходимо надежно связать с верхними поясами
ферм. Особое внимание следует обратить на закрепление связями верх-
них поясов конструкций в пределах световых фонарей, надстроек и т. п.
Вертикальные связи обычно ставятся между каждой парой ферм в
плоскостях средних и опорных стоек (или раскосов), а при пролетах
ферм более 24 м, кроме того, и в четвертях пролета.
74
Расчет ферм, имеющих указанные выше соотношения между высо-
той h и пролетом I, производится в предположении шарнирного
соединения стержней в узлах; проверка прогиба ферм при этом не обя-
зательна. При пониженной относительной высоте фермы рассчитыва-
ются с учетом дополнительных напряжений, возникающих в неразрез-
ных поясах в результате прогиба ферм, найденного с учетом деформа-
ций в соединениях.
Определение усилий в стержнях ферм производится графическим
или аналитическим способом.
Рис. 33. Обеспечение пространственной устойчивости плоских ферм:
42—связями по фермам; б—сборными щитами кровли: /-—скатные продольные связи; 2— вертикаль-
ные поперечные связи; 3—щиты кровли: 4— скатные связи из круглой стали: 5—дощатые
поперечные связи.
При узловой передаче нагрузки от прогонов в предположении
шарнирности узлов и при соблюдении условий центрирования элемен-
тов в узлах стержни фермы воспринимают осевые сжимающие и ра-
стягивающие усилия. Сжатые стержни фермы рассчитываются по фор-
мулам (14) и (15), деревянные растянутые стержни по формуле (11),
а металлические стержни и тяжи по соответствующим формулам для
расчета металлических конструкций.
При наличии местной нагрузки в панели сжатого пояса последний
рассчитывается как сжато-изгибаемый стержень по формуле (25) или
(26) в предположении разрезности пояса в узлах. При местной нагруз-
ке растянутого пояса стержень рассчитывается по формуле (12) в пред-
положении неразрезности пояса в узлах и шарнирности в стыках.
Расчетная длина сжатых и сжато-изгибаемых стержней ферм при
расчете их на устойчивость как в плоскости, так и из плоскости фермы
75
принимается, как правило, равной расстоянию между центрами узлов
или иных закреплений — прогонов, связей и т. и. Расчетная длина пере-
секающихся стержней определяется согласно указаниям, приведен-
ным в § 5.
Гибкость сжатых и сжато-изгибаемых элементов и их отдельных вет-
вей не должна превышать значений, приведенных в табл. 24.
Таблица 24
Предельные гибкости сжатых и сжато-изгибаемых элементов ферм и арок
Элементы конструкций Предельная гибкость X
Основные (сжатые пояса
ферм и арок, опорные раскосы и стойки) 120
Второстепенные 150
Связи .... 200
Стержни ферм, как правило, должны центрироваться в узлах.
Впецентренное прикрепление элементов решетки допускается лишь в
фермах со слабо работающей решеткой (например, в сегментных фер-
мах). При внецентренном прикреплении решетки возникающий узловой
изгибающий момент должен быть учтен в окончательной проверке се-
чений поясов (кроме верхних поясов сегментных ферм). Узловой мо-
мент распределяется поровну между двумя смежными панелями поя-
сов—при отсутствии стыков вблизи узла или передается полностью на
одну панель, не имеющую стыка,—при наличии в другой панели стыка
возле узла; в этом случае проверка несущей способности растянутых
поясов производится по формуле (12), а сжатых поясов — по формуле
(25) без учета коэффициента 5 . Влияние узлового момента на сосед-
ние узлы не учитывается.
Сечения всех основных стержней ферм должны проектироваться
симметричными относительно средней плоскости фермы.
Примыкание сжатых элементов решетки в узлах путем упора тор-
цом в пояс допускается в системах с металлическими растянутыми
элементами (типа ферм Гау—Журавского), допускающими подтягива-
ние тяжей, а также в других системах, но лишь для элементов, рабо-
тающих на местную нагрузку.
Стыки сжатых поясов следует располагать вблизи узлов, закре-
пленных связями от выпучивания из плоскости фермы. Устройство
стыков в крайних и примыкающих к коньку панелях не допускается.
Сжатые стыки рекомендуется осуществлять непосредственно лобовым
упором элементов (торец в торец) с постановкой достаточно жестких
накладок и прокладок на болтах, обеспечивающих устойчивость поясов
ферм в боковой плоскости при монтаже. Длину накладок и прокладок
следует назначать не менее трехкратной ширины соединяемых элемен-
тов и крепить их не менее, чем двумя болтами с каждой стороны стыка.
Стыки деревянных растянутых поясов следует осуществлять сов-
мещенными в одном сечении, перекрывая их, как правило, деревянными
накладками на стальных цилиндрических нагелях, располагаемых в
два продольных ряда. Стыки в местах перелома поясов следует распо-
лагать возможно ближе к узлам, сохраняя по возможности центрировку
элементов на центр узла. Конструкция стыков должна обеспечивать
осевую передачу растягивающих усилий.
76
Сечения элементов ферм, а также элементы стыков поясов (наклад-
ки и прокладки, болты и т. д.) должны быть проверены на усилия, воз-
никающие в них от собственного веса ферм при транспортировании, кан-
товке и подъеме ферм на монтаже.
Связи жесткости, предотвращающие выпучивание сжатых поясов
плоских конструкций из плоскости системы, рассчитываются на вос-
принятие возникающей в поясах при потере устойчивости условной по-
перечной силы Q , определяемой по формуле
Q = O,O2nJV, (70)
где N—максимальное расчетное усилие в сжатом поясе;
п—количество конструкций, раскрепленных одной связевой фер-
мой.
Сила Q направлена перпендикулярно к плоскости конструкций и
прикладывается к одному из узлов связевой фермы.
Металлодеревянные фермы
Металлодеревянные фермы применяются преимущественно в бес-
чердачных покрытиях зданий пролетом 9—30 м.
Очертания ферм могут быть различными (треугольные, трапеце-
идальные, сегментные, с параллельными поясами, шпренгельные и др.)
в зависимости от назначения ферм, величины пролета и сортамента ле-
соматериала.
Металлодеревянные фермы относятся к конструкциям заводского
изготовления и проектируются обычно сборными, собираемыми из от-
дельных, по возможности крупных, но удобных для транспортирова-
ния блоков.
Рекомендуемые схемы большепанельных металлодеревянных ферм
и основные технико-экономические показатели их приведены на рис. 34.
Все сжатые и сжато-изгибаемые элементы ферм выполняются из
древесины, а растянутые из металла; благодаря этому металлодере-
вянные фермы обладают особой надежностью.
Верхние деревянные пояса ферм могут выполняться из одиночных
брусьев или бревен, а также из брусчатых или дощатых составных эле-
ментов. Применение для верхних поясов мощных составных сечений
позволяет сделать ферму большепанельной с длиной панели до 6—
6,5 м и благодаря этому снизить общее число сборочных элементов во
всей ферме. Такое решение, кроме того, допускает независимое от рас-
положения узлов фермы частое размещение прогонов кровли с уклад-
кой настила непосредственно на прогоны без вспомогательных стро-
пильных ног.
Нижние растянутые пояса выполняются из круглой стали (рекомен-
дуется в виде одиночных тяжей) или из двух уголков (для большей
жесткости ферм при монтаже). Из одиночных тяжей следует проектиро-
вать также растянутые элементы решетки. Тяжи диаметром более 22 мм
и длиной более 3 м рекомендуется не ослаблять нарезкой, производя
утолщение концов тяжей (путем осадки, приварки коротышей), загиб
И заварку концов для устройства проушин и др. Сжатые и сжато-ра-
стянутые элементы решетки выполняются из брусьев или бревен.
Составные балки верхних поясов ферм проектируются разрезными
в узлах и перекрываются парными деревянными накладками на болтах.
Брусья сжатых элементов решетки прикрепляются болтами к верхним
узлам фермы с помощью двух стальных полос, а к нижним узлам —
с помощью одной полосы в пропиле бруса решетки. Элементы
77
I = 12 4- 18 м (при клееном верхнем
поясе до 24 at);
Ji _ J 1 .
I 6 ’ 4 ’
Ас.в -4-3,5; kM = 25 4- 33%
Ас.в =3,5 — 3; Ам = 25 4- 33%
/= 12 - 24 м; 4~ = 4- ~ 4 ;
/ 5 4
Ас.в — 44-3,5; Ам = 25 — 35%
„ h 1.1
I = 12 4 24 л; —г = ----=4
I 7 0
Ас.в = 4 4 3,5; Ам = 25 4- 35’/о
А 1.1
I = 12 4- 24 м; -у = -у- -г -g-1
Ас.в = 4 4- 3 5; Ам = 25 4- 30%
Рис. 34. Металле деревянные большепанельные фермы с составными
верхними поясами:
а—из прямолинейных элементов на пластинчатых нагелях и на клею;
б—сегментные из криволинейных клееных блоков.
нижнего пояса, выполненные из отдельных тяжей, присоединя-
ются к стальным полосам промежуточных узлов нижнего пояса с по-
мощью стальных валиков, проходящих через эти полосы и петли, при-
варенные к концам тяжей. У опорных узлов тяжи нижнего пояса нара-
щиваются коротышами из круглой стали большего диаметра с нарез-
кой, через которые усилие нижнего пояса передается опорной шайбой
тяжа торцам брусьев верхнего пояса. При пролетах ферм более 30 м
одну из опор следует делать подвижной.
Из большепанельных металлодеревянных ферм наиболее распро-
странены треугольные и трапецеидальные фермы с составным верхним
поясом из прямолинейных элементов (рис. 34,а) и сегментные фермы с
составными верхними поясами из криволинейных блоков (рис. 34,6).
Составные верхние пояса из прямолинейных элементов могут вы-
полняться из двух или трех брусьев, сплачиваемых по длине пластинча-
тыми нагелями, или из клееного многослойного дощатого пакета пря-
моугольного сечения. В фермах с составными брусчатыми поясами на
пластинчатых нагелях следует, помимо общего строительного подъема
для всей фермы, придавать местные строительные подъемы верхним со-
ставным поясам в пределах каждой панели.
При межузловой нагрузке верхние пояса работают на сжатие с из-
гибом и рассчитываются как внецентренно сжатые элементы по форму-
ле (25). Для уменьшения расчетных изгибающих моментов в прямоли-
нейных поясах создаются разгружающие изгибающие моменты от вне-
центренного приложения в них продольных усилий путем опирания эле-
ментов поясов в узлах только нижними частями поперечных сечений.
Расчетный изгибающий .момент в верхнем поясе в этом случае опреде-
ляется по формуле
M = M0—Ne, (71)
лде Л40—расчетный изгибающий момент от поперечной нагрузки;
N —расчетная продольная сила в поясе;,
е—эксцентриситет расчетной продольной сжимающей силы от-
носительно оси поперечного сечения пояса в середине- его
пролета.
Гибкость Г составных поясов на пластинчатых нагелях разреша-
ется вычислять, как для цельных элементов, полагая коэффициент
по формуле (20), учитывающий влияние податливости связей,равным 1.
Количество пластинчатых нагелей яс на половине длины панели
внецентренно сжатого составного пояса определяется по формуле
(72)
где k—коэффициент, учитывающий увеличение сдвигающей силы по
швам брусьев вследствие опирания поясов на концах неполным
сечением; коэффициент k при передаче силы N на концах поя-
са одному крайнему брусу принимается равным 0,4; крайнему и
среднему брусьям — равным 0,2; всем брусьям — 0.
Размещение пластинчатых нагелей в швах брусьев ведется анало-
гично размещению их в балках (см. § 9).
Сегментные металлодеревянные фермы с криволинейными верхни-
ми поясами в зависимости от пролета ферм решаются трех- или четы-
рехпанельными (рис. 34,6). Придание этим фермам кругового очерта-
79
ния верхнего пояса делает их особо экономичными. Верхние пояса
ферм изготовляются из нескольких слоев склеенных плашмя досок в
виде отдельных для каждой панели блоков прямоугольного попереч-
ного сечения. Все элементы сегментных клееных ферм должны центриро-
ваться в узлах.
Определение расчетных усилий в поясах ведется обычным спосо-
бом; при расчете криволинейные элементы заменяются в преде-
лах каждой панели стягивающими их прямолинейными хордами. Ра-
счетный изгибающий момент в верхнем поясе определяется так же, как
и в сегментных фермах по формуле (75). Конструирование дощатых
клееных поясов производится в соответствии с правилами для соеди-
нений на клею (§ 6).
Большепанельные фермы целесообразно проектировать сборными
с использованием стандартных клееных заготовочных блоков заводско-
го изготовления *. Такие фермы будут в наибольшей мере отвечать тре-
бованиям индустриализации строительства.
Стандартные клееные заготовительные блоки (рис. 35, а) выполня-
ются прямолинейными и криволинейными, очерченными по дуге круга
радиусом 15 и 20 м. Ширина всех заготовочных блоков принята равной
150 мм. Прямолинейные блоки четырех типов имеют высоты попереч-
ных сечений, равные 306, 340, 408 и 442 мм, а два типа криволинейных
блоков—306 и 348 мм. Длина прямолинейных блоков изменяется от
7600 до 12 100 мм, а криволинейных блоков принята равной 6500 мм, с
тем чтобы избежать устройства стыков досок на ус в наиболее напря-
женных крайних зонах сечений блоков.
Из указанных стандартных блоков могут собираться верхние поя-
са унифицированных большепанельных ферм разных пролетов и очер-
таний (односкатные, треугольные, трапецеидальные и сегментные), схе-
мы которых приведены на рис. 35,6. На всех схемах выписаны номера
стандартных блоков, которые используются при сборке верхних поясов
этих ферм; в процессе сборки концы блоков обрезаются и плотно при-
торцовываются в узлах. Нижние пояса ферм собирают также из стан-
дартных элементов заводского изготовления, состоящих из парных
стальных уголков с приваренными к ним планками. Сжатые элементы
решетки выполняются из брусков или клееных блоков, а растянутые—
из стали.
Высота ферм из прямолинейных элементов принимается от 1/в до
'/? пролета; высота сегментных ферм—]/е пролета.
Фермы из прямолинейных блоков рассчитаны на расчетную на-
грузку 1200 кг!пог. м фермы с учетом расположения прогонов покрытия
в любых местах панелей, а сегментные фермы —. на нагрузку
1000 кг!пог. м, из которой снеговая нагрузка составляет 375 кг/пог. м
фермы.
Конструирование узлов ферм ведется по тем же принципам, что и в
других большепанельных фермах.
При проектировании металлодеревянных ферм необходимо преду-
сматривать определенный порядок монтажа ферм и специальные мон-
тажные крепления, учитывая меньшую жесткость их при монтаже.
1 Конструкции ферм разработаны проектно-конструкторской конторой «Индустрой-
проект» совместно с лабораторией деревянных конструкций ЦНИИСК, бюро техничес-
кой помощи ЦНИИСК и ГИПРОТИС (см. Металлодеревянные клееные сегментные
/ тч 5-52 \
фермы заводского изготовления I 'I’ Стройиздат, М, 1954).
80
О
409
Рис. 35. Металлодеревянные унифицированные фермы из клееных блоков:
а—стандартные прямолинейные и криволинейные клееные заготовочные блоки: 1—4—прямолинейные блоки: 5 и 6—криволинейные блоки
кругового очертания; б—схемы унифицированных клееных ферм: /—треугольные: II—трапецеидальные двухскатные: III трапецеидальные
односкатные: IV—сегментные.
Фермы на лобовых врубках
Фермы построечного изготовления из брусьев и бревен на лобовых
врубках применяются в покрытиях зданий пролетом 9—25 м. При про-
летах до 18—20 м рекомендуется применять треугольные фермы, при
больших пролетах—трапецеидальные фермы. Решетка рекомендуется
со сжатыми раскосами и "растянутыми 'стоиками. Так как врубки мо-
гут передавать только сжимающие усилия, то в панелях со знакопере-
менными усилиями ставятся перекрестные раскосы.
Рекомендуемые схемы ферм на лобовых врубках и основные тех-
нико-экономические показатели их приведены на рис. 36, а (схе-
мы (У—<3).
Пояса ферм и сжатые раскосы следует проектировать из обзольных
брусьев или бревен, а растянутые стойки—из одиночных стальных тя-
жей круглого сечения. При отсутствии качественного лесоматериала
растянутые пояса следует выполнять из стальных уголков или швел-
леров. При проектировании бревенчатых ферм следует учитывать есте-
ственный сбег бревен; комлевыми, более толстыми концами бревна сле-
дует обращать в направлениях нарастания усилий в поясах (в фермах
треугольного очертания—к опорным узлам).
При конструировании ферм следует по возможности предотвра-
щать возникновение изгибающих моментов в ослабленных сечениях
элементов, особенно в растянутых поясах, путем центрирования всех
стержней в узлах по центрам ослабленных сечений элементов; центри-
рование по геометрическим осям неослабленных сечений поясов допу-
скается только в бревенчатых фермах.
Опорные узлы ферм осуществляются на лобовых врубках с одним
или двумя зубьями, а при больших пролетах и нагрузках — на лобовых
упорах с применением металлических тяжей или натяжных хомутов..
В промежуточных узлах сжатые раскосы врубают в пояс врубкой с од-
ним зубом так, чтобы центр площадки смятия совпадал с геометриче-
ской осью раскоса. Под гайки тяжей подкладывают жесткие на изгиб
шайбы. Средний узел нижнего пояса решается путем упора сжатых рас-
косов в подушку, плотно врезанную в нижний пояс, или путем заводки
раскосов между накладками стыка нижнего пояса и упором их верти-
кальными плоскостями друг в друга, а горизонтальными—в шайбу тя-
жа стойки- Раскосы в последнем случае смещают от центра узла, вслед-
ствие чего в накладках нижнего пояса возникает дополнительный изги-
бающий момент.
Стыки растянутых поясов перекрываются парными деревянными
накладками на нагелях из круглой стали и болтах. Стыки сжатых поя-
сов решаются лобовым упором с приторцовкой сечений и перекрывают-
ся накладками, прикрепленными не менее чем двумя болтами с каждой
стороны стыка.
Фермы на шайбах и нагелях
В покрытиях зданий могут быть применены дощато-брусчатые фер-
мы на когтевых или клеестальных шайбах с присоединением решетки
при помощи центровых узловых болтов (рис. 36, б) и многоугольные
брусчатые или бревенчатые фермы на нагелях (рис. 36, в).
Фермы на шайбах проектируются обычно по схеме 4 (рис. 36) из
отдельных изготовленных на заводе укрупненных элементов (панелей
поясов, раскосов и стоек) с предварительно поставленными в них про-
кладками, накладками и шайбами. Сборка таких ферм на строитель-
82
k с»в = 6 т 4,5;
kM = 154-0% с деревянным нижним
поясом;
kM = 25 35% со стальным нижним
поясом;
h 1
/= 10-г 24 м; ±-
fee.в = 5,5 ? 4;
Лм = 15 4- 20% с деревянным нижним
поясом;
fein = 25 — 35%?со стальным нижним
поясом;
/ = 10 - 20 м; ~ = 4-;
I о
fee.в = 6 4 4,5;
kM = 15 4-20% с деревянным ниж-
ним поясом;
ku = 25 -1- 35% со стальным ниж-
ним поясом
I = 15 4 33 м;
fee.в — 5 3
feM = 15 4 25%
fee.в ==6~-5
feM = 10 — 12%
h_ .1
I ~ 6 ’
•да
1фермы на клее-
/ стальных шайбах
фермы' на j когте-
вых шайбах
I = 15 4-24 м; -4- =4-1
I о
&с.в = 5—3;
kM = 12-4 18%;
/ = 15 4-30 м; =
I о
Zjc.b ~ 5 % 3;
= 12 - 18%;
1 = 18 - 24 м; 4- = 4-;
i I о
&с.в = 4 %- 3;
/гм = 15 А 20%
1 .
6 ’
/ = 15 - 30 л; А
kc.в = ",5 — 2,5 фермы без фонаря;
kc.B = 4,5 — 3,5 „ с фонарем;
= 10 — 15%
Рис. 36. Деревянные фермы:
с-брусчатые и бревенчатые на лобовых врубках; б—дощатые на клеестальных и
когтевых шайбах; в—многоугольные брусчатые и бревенчатые на нагелях;
г—сегментные дощато-гвоздевые.
6!
ной площадке состоит лишь в раскладке элементов и соединении их
узловыми и стыковыми болтами.
Пояса ферм на шайбах составляют обычно из двух или трех досок
(при трех элементах—средний из бруса), а решетку соответственно из
одной или двух досок, пропускаемых в промежутки между ветвями поя-
сов; при этом сжатые элементы решетки входят внутрь пояса, а растя-
нутые и растянуто-сжатые элементы решетки обрываются перед узла-
ми и присоединяются к узловому болту металлическими накладками.
Такое присоединение решетки обеспечивает передачу усилий решетки на
пояса через шайбы вдоль волокон. Сжатые стойки, работающие на мест-
ную узловую нагрузку, упираются торцом или с помощью прокладок
или накладок в нижний пояс фермы.
Сборные элементы ферм на шайбах требуют большой точности из-
готовления и должны заготовляться централизованно с применением
специальных кондукторов и шаблонов для точной обрезки досок, точно-
го сверления отверстий и т. п.
/ Многоугольные фермы (рис. 36, в, схемы 5—7), имеющие очертание
верхнего пояса, близкое к кривой давления при равномерной нагрузке,
имеют незначительные усилия в решетке фермы и допускают крепление
решетки в узлах с помощью небольшого количества нагелей.
Брусчатая ферма по схеме 5 имеет очертание верхнего поя-
са в виде правильного многоугольника, грани которого состоят из оди-
наковых прямолинейных брусчатых элементов (косяков); крайние пане-
ли верхнего пояса получают распиловкой на две равные части заготовок
для основных элементов пояса. Преобладание в раскосах фермы растя-
гивающих усилий позволяет уменьшить сечение их и стальных узловых
накладок. Прогоны кровли располагаются обычно в узлах и в середине
панелей верхнего пояса. Для уменьшения изгибающих моментов кося-
ки верхнего пояса примыкают друг к другу в узлах с эксцентриситетом,
образуемым срезкой верхних частей торцовых поверхностей. В узлах
косяки перекрываются накладками на болтах.
Нижний пояс выполняется деревянным из бруса или металличе-
ским из двух уголков или одного швеллера.
Раскосы и стойки выполняются из толстых досок, ширина которых
в плоскости фермы принимается равной ширине поясов. Элементы ре-
шетки крепятся в каждом узле к поясам с помощью одного центрового
болта, для чего к доскам решетки заранее прикрепляются гвоздями
стальные полосы с отверстиями для узловых болтов.
В многоугольной ферме по схеме 6 пояса выполняются из оканто-
ванных по двум сторонам или неокантованных бревен или обзольных
брусьев, раскосы — из двух досок, охватывающих пояса снару-
жи, а стойки из круглой стали. Стыки бревен верхнего пояса осущест-
вляются в узлах перелома его оси впритык с биссектрисным располо-
жением плоскостей смятия и перекрываются деревянными накладками
на болтах. Раскосы фермы крепятся в узлах эксцентрично; ширина до-
сок раскосов определяется условиями размещения болтов в узлах. Сты-
ки бревен нижнего пояса осуществляются при помощи деревянных на-
кладок на нагелях из круглой стали и болтах.
Осевые усилия в стержнях фермы определяются без учета эксцен-
тричности прикрепления решетки в узлах. Проверка прочности поясов
в узлах производится с учетом изгибающего момента от эксцентрично-
го прикрепления решетки.
Многоугольная ферма по схеме 7 выполняется из бревен. Нижний
пояс рекомендуется делать из обзольных брусьев. Стыки ниж-
;84
него пояса, совмещенные с узлами, а также опорные узлы фермы и
крепления растянутых элементов решетки решаются в виде листовых
шарниров с соединениями на нагелях из круглой стали и болтах. Кре-
пления сжатых элементов верхнего пояса и решетки осуществляются ло-
бовым упором или лобовой врубкой. Узловые соединения верхнего поя-
са перекрываются деревянными накладками на болтах.
Сегментные фермы на гвоздях
Сегментные фермы с составным криволинейным верхним поясом
из гнутых брусков с дощатыми прокладками, соединенными между со-
бой гвоздями, относятся к конструкциям построечного изготовления и
могут найти ограниченное применение преимущественно в бесчердач-
ных покрытиях промышленных, складских и других зданий. Такие
фермы пролетом 12—18 м могут применяться лишь при наличии высо-
кокачественной древесины для нижних поясов. Учитывая опасность за-
гнивания многослойных верхних поясов, изготовлять их следует из ан-
тисептированной древесины, отделяя верхний пояс от крыши для воз-
можности проветривания его.
Рекомендуемая схема сегментной фермы приведена на рис. 36,г
(схема 8). Длина всех средних панелей верхнего пояса принимается
одинаковой и равной 1,5—2 м\
длину крайних панелей у опор
следует назначать равной 0,65
длины средних панелей.
Прогоны кровли следует
располагать независимо от по-
ложения узлов на малых рас-
стояниях. 7
Типы сечений стержней
ферм показаны на рис. 37.
Верхний пояс сегментных
ферм очерчивается по дуге
круга и составляется из двух .
(реже трех) ветвей гнутых до-
сок со сплошными прокладка-
ми между всеми ветвями из
цельных досок на ребро. Отно-
шение радиуса кривизны пояса
R к толщине изгибаемого
бруска а (по направлению из-
гиба) должно быть не менее
200. Ширину досок для про-
кладок рекомендуется назна-
чать такой, чтобы по возмож-
Верхний пояс
Рис. 37. Типы сечений стержней сегментных
ферм:
а—из двух ветвей: б—из трех ветвей.
ности все бруски пояса были
скреплены с прокладками горизонтальными гвоздями. Доски прокладок
должны вплотную примыкать в узлах к доскам решетки.
Стыки брусков верхнего пояса должны плотно приторцовываться
и располагаться вразбежку не ближе 50 см один от другого и не бли-
же Vs длины панели от узлов фермы.
Бруски каждой ветви верхнего пояса скрепляются по высоте вер-
тикальными гвоздями, которые забиваются сверху и снизу по всей
длине пояса.
85
Нижний растянутый пояс проектируется из двух или трех досок в
соответствии с числом ветвей в верхнем поясе.
Стыки досок нижнего пояса перекрываются дощатыми накладка-
ми и прокладками на болтах и нагелях из круглой стали.
Элементы решетки состоят из одной или двух досок и располага-
ются между ветвями поясов. Для увеличения жесткости элементов ре-
шетки из одной доски к последней могут пришиваться гвоздями длин-
ные узкие накладки с обеих сторон. Все элементы решетки, независимо
от знака и величины усилия, делаются одинакового сечения.
Элементы решетки не центрируются в узлах. Для уменьшения экс-
центриситетов смежные кромки сходящихся в узлах элементов решетки
следует пересекать на оси пояса.
Раскосы и стойки ферм прикрепляются к поясам гвоздями, коли-
чество которых определяется по наибольшему расчетному усилию в
наиболее нагруженном раскосе или стойке. Количество гвоздей на каж-
дом из концов раскосов и стоек должно быть не менее четырех.
В местах крепления элементов решетки к верхнему поясу допуска-
ется принимать расстояние от оси гвоздя до шва между поясными бру-
сками равным 3d и расстояние между гвоздями поперек волокон
бруска пояса при косой расстановке равным 2d. По отношению к эле-
ментам решетки расстановка гвоздей должна удовлетворять общим
требованиям для соединений на гвоздях.
В каждом узле должно быть поставлено не менее одного стяжного
болта.
Опорные узлы выполняются на натяжных хомутах из круглой стали;
упор верхнего пояса в опорный вкладыш осуществляется по нормали к
оси верхнего пояса. Опорные вкладыши располагаются волокнами па-
раллельно оси нижнего пояса и делаются из отборного лесоматериала.
Усилия в стержнях сегментных ферм находятся в предположении
наличия шарниров в узлах и без учета внецентренности прикрепления
элементов решетки.
Расчет верхнего пояса сегментных ферм производится на прочность
при сжатии и изгибе в плоскости фермы по расчетным сжимающему
усилию и изгибающему моменту в ближайших от опоры панелях фермы
для случая отсутствия снеговой нагрузки на этих панелях, а также в
подфонарных панелях фермы. Расчетное сжимающее усилие может при
этом определяться приближенно, как для случая расположения снего-
вой нагрузки на всем протяжении верхнего пояса.
При расчете пояса учитывается влияние прокладок. Бруски верх-
него пояса рассчитываются на внецентренное сжатие по формуле
N 0,25М
тт?б т ГН
(73)
а прокладки на изгиб — по формуле
Здесь М и N—расчетный изгибающий момент и продольная сила в
рассматриваемой панели верхнего пояса; расчетный
изгибающий момент определяется по формуле
М = N f - Мо, (75)
где Мо—расчетный изгибающий момент от местной постоянной на-
грузки в панели пояса, определяемый, как для простой
балки пролетом /0 ;
86
Zo
—стрелка панели верхнего пояса при расстоянии между уз-
oR
лами /0 и радиусе кривизны верхнего пояса R , опреде-
ляемом без учета строительного подъема фермы по формуле
/2
R = g^o + 0,5ho> (76)
где h0—расстояние между осями поясов;
тт —коэффициент условий работы для гнутых элементов
(табл. 10);
Лб—площадь сечения брусков пояса;
Wo —сумма моментов сопротивления брусков верхнего пояса
(без учета их скрепления гвоздями);
—сумма моментов сопротивления прокладок пояса;
В—коэффициент, определяемый по формуле (28) при гибкости
пояса
V R6
Здесь /б —сумма моментов инерции брусков верхнего пояса (без уче-
та их скрепления гвоздями);
/пР —сумма моментов инерции прокладок.
М N
В тех случаях, когда -™—<0,1-=-, верхний пояс проверяется на
Vv б Г б
устойчивость в плоскости фермы при центральном сжатии по формуле
(15), причем коэффициент <р определяется по гибкости X , указанной
выше.
Проверка устойчивости верхнего пояса в направлении, перпендику-
лярном к плоскости фермы, производится по общим правилам расчета
составных стержней.
Дополнительные напряжения в верхнем поясе от внецентренного
прикрепления раскосов в узлах могут не учитываться. В нижнем поя-
се должны учитываться дополнительные напряжения от узлового мо-
мента М е .
Расчетный изгибающий момент Ме в узле нижнего пояса опреде-
ляется как произведение разности расчетных продольных усилий в
смежных панелях пояса A N на величину эксцентриситета е прикре-
пления раскосов
Ме = Д Ne. (78)
Разность усилий в смежных панелях пояса определяется для слу-
чаев полного и одностороннего загружений фермы снеговой нагрузкой.
Количество ис срезов горизонтальных гвоздей, расположенных по
всей длине панели между каждой ветвью и прокладкой или двумя про-
кладками (для средней ветви), определяется по формуле
(79)
Щт б 1
где FB—площадь сечения брусков рассматриваемой ветви пояса;
Т—расчетная несущая способность одного гвоздя (на один срез).
Горизонтальные гвозди ставятся равномерно по длине панели. Рас-
стояние между ними не должно быть более 40rf. Принятый для рас-
четной панели шаг забивки горизонтальных гвоздей сохраняется во
всех остальных панелях.
87
Вертикальные гвозди ставятся в каждой ветви в один ряд с ша-
гом не более 40 d ,
§ 12. АРОЧНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Общие указания
Арочные конструкции находят применение в бесчердачных покры-
тиях общественных и промышленных зданий при пролетах от 8 до
40 м. Арки применяются, как правило, только в однопролетных покры-
тиях без значительных односторонних и сосредоточенных нагрузок.
Однопролетными арочными конструкциями могут перекрываться так-
же отдельные, более высокие пролеты многопролетных зданий. При не-
обходимости передачи аркам сосредоточенных нагрузок следует при-
нимать трехшарнирные арки из двух ферм, как более жесткие.
При опирании арок на стены или на отдельные опоры (столбы, ко-
лонны) проектируются арки с затяжками; применение арок без затя-
жек ограничивается случаями опирания их непосредственно на фунда-
менты, воспринимающие распор арок.
В целях удобства транспортировки и последующей сборки арки
следует проектировать сборными из отдельных деревянных блоков и
металлических сборных элементов с простыми и удобными для мон-
тажа решениями узлов и стыков. Исходя из этого, арки заводского из-
готовления проектируются, как правило, трехшарнирными; двухшар-
нирные арки могут найти применение лишь при малых пролетах. Ароч-
ные конструкции построечного изготовления по соображениям удобства
монтажа также рекомендуется проектировать трехшарнирными и ре-
же двухшарнирными. Бесшарнирные и одношарнирные арки не при-
меняются ввиду трудности осуществления жесткой заделки деревян-
ных арок в пятах.
По очертанию наружного контура арки бывают треугольные (из двух,
прямолинейных элементов) и криволинейные (круговые и стрельчатые)
Треугольные трехшарнирные арки с прямолинейными элементами
применяются для двухскатных покрытий зданий малых пролетов при
кровлях, требующих крутых уклонов. Такие арки обычно проектируют-
ся из брусьев с соединением на пластинчатых нагелях или из пакета
склеенных плашмя досок и реже из дощато-гвоздевых двутавровых ба-
лок с перекрестной стенкой.
Арки криволинейного (кругового или стрельчатого) очертания про-
ектируются обычно клееными из многослойного пакета досок или из-
досок на гвоздях в виде двух сегментных или серповидных ферм (ре-
же в виде балок с перекрестной стенкой).
Шаг арок назначается 3—6 м в зависимости от шага колонн, раз-
мещения проемов в продольных стенах, а также величины нагрузки
на арку.
Арочные конструкции должны быть надежно раскреплены в пло-
скости наружного контура арок скатными связями аналогично раскре-
плению ферм (см. § 11). Нижние сжато-растянутые пояса арок из сег-
ментных или серповидных ферм, а также из сегментных балок с пере-
крестной дощатой стенкой необходимо раскрепить поперечным»
связями.
Трехшарнирные арки криволинейного (обычно кругового) или
стрельчатого очертания проектируются клееными из многослойного па-
кета досок или из двух сегментных или серповидных ферм с гвоздевы-
ми соединениями.
88
Затяжки арок выполняются из профильной (из двух уголков) или
из круглой стали. Во избежание провисания они подвешиваются к кон-
струкциям.
В трехшарнирных треугольных арках с прямолинейными поясами
присоединение затяжки в опорных узлах, а также упор полуарок в
коньковом шарнирном узле осуществляются, как правило, с эксцентри-
ситетом для уменьшения расчетного изгибающего момента в поясе.
При прслетах арок с затяжками более 30 м одна из опор арки де-
лается подвижной.
Расчетные усилия N и М в арках определяются обычными мето-
дами строительной механики.
Величина распора в двухшарнирных арках со стрелой подъема не
более *А пролета может определяться в предположении наличия шар-
нира в ключе.
Поперечное сечение арки проверяется в плоскости арки на проч-
ность и устойчивость по правилам расчета сжато-изгибаемых элементов.
При наличии в расчетном сечении арки изгибающего момента М рас-
чет ведется по максимальному изгибающему моменту и продольной си-
ле, действующей в том же сечении. При отсутствии изгибающего мо-
мента расчет ведется по продольной силе, действующей в 'А пролета
арки.
Криволинейные арки, за исключением трехшарнирных арок из сег-
ментных ферм и сегментных балок с дощатой стенкой, рассчитывают-
ся на устойчивость и на сжатие с изгибом в плоскости кривизны по
правилам расчета прямолинейных стержней такого же сечения, причем
расчетная длина ее 10 принимается равной:
при симметричной нагрузке для двухшарнирных арок—0,6 S ; для
трехшарнирных—0,7 5 ;
при несимметричной нагрузке — 0,5 S.
Здесь S—полная длина дуги арки.
Предельная гибкость элементов арок приведена в табл. 24.
При отсутствии сплошного раскрепления арок в плоскости ската
кровли должна быть проверена устойчивость арок из их плоскости на
нераскрепленных участках (в пределах фонаря, между прогонами
и т. п.).
Треугольные арки из брусьев
Арки из брусьев проектируются трехшарнирными треугольного
очертания и образуются из двух наклонно поставленных балок системы
Деревягина, соединенных между собой в коньке и связанных по низу
стальной затяжкой. Такие арки могут применяться при пролетах до 12 м.
Схемы трехшарнирных арок из брусьев на пластинчатых нагелях
приведены на рис. 38, а. Арки раскрепляются в плоскости ската прого-
нами с перекрестным настилом кровли или скатными связевыми
фермами.
Прямолинейные элементы арки составляются из двух или трех
брусьев (обзольных или чистых), соединенных между собой пластин-
чатыми нагелями и стянутых по краям болтами. Затяжка арки выпол-
няется обычно из круглой стали и допускает подтяжку при помощи на-
тяжных муфт или гаек с резьбой.
Балки, образующие арку, упираются в коньковом узле впритык не-
полным сечением и перекрываются деревянными накладками, которые
обеспечивают монтажную жесткость узла. Затяжка прикрепляется с
помощью шайб к торцам брусьев с эксцентриситетом по отношению к
оси составной балки (рис. 39). При таком креплении балок арки в
89
Рис. 38. Арочные конструкции:
а—сплошные из брусьев на пластинчатых нагелях: б—сквозные из сегментных или серповид-
ных ферм на гвоздях; в—сплошные с перекрестной стенкой на гвоздях; г—сплошные клееные
из многослойного пакета досок и с клеефанерной стенкой.
ключе и пятах расчетный изгибающий момент в арке находится по
формуле (71). Сечение арки проверяется по формуле (25) или (26)
для расчета внецентренно сжатых стержней. Гибкость каждой полови-
ны арки определяется по длине ее Ц без учета податливости связей.
Требуемое количество пластинчатых нагелей находится по форму-
ле (72). При равномерно распределенной нагрузке на арку в средней
части длины каждой полуарки протяжением примерно 0,2/1 пластин-
чатые нагели можно не ставить.
Рис. 39. Схемы упора полуарок в опорных и коньковых узлах:
а—в арках из двух брусьев; б—в арках из трех брусьев.
Затяжка и другие стальные детали рассчитываются на прочность
в соответствии с НиТУ 121-55. Шайбы, передающие усилие затяжки
торцам составных балок, проектируются из листовой или профильной
стали и рассчитываются на изгиб, а древесина под шайбами прове-
ряется на смятие.
Криволинейные дощатые арки на гвоздях
Криволинейные арки из гнутых брусков и досок на гвоздях отно-
сятся к конструкциям построечного изготовления. Вследствие повышен-
ной опасности загнивания многослойной конструкции криволинейные
пояса сквозных арок, а также арок с перекрестной дощатой стенкой
следует изготовлять из антисептированной древесины.
Арки проектируют сквозными трехшарнирными из сегментных или
серповидных ферм (рис. 38,6) или сплошными двутаврового сечения
с перекрестной дощатой стенкой (рис. 38,в).
Трехшарнирные арки из сегментных ферм с металлическими за-
тяжками наиболее распространены и применяются в покрытиях зданий
пролетом 18—36 м; арки из серповидных ферм — при больших пролетах
(до 50—60 лг), а также в покрытиях зданий с повышенными архитек-
турными требованиями. Гвоздевые арки с перекрестной дощатой стен-
кой имеют ограниченное применение.
Схемы дощато-гвоздевых арок, основные размеры и технико-эконо-
мические показатели их приведены на рис. 38, б и в.
Стрела подъема арок в ключе не должна быть менее Ч6 пролета
арки. Криволинейным поясам арок придается круговое очертание. Про-
91
гоны кровли укладываются на верхний пояс сквозных арок не только в
узлах, но и между ними. Длину панели сквозных арок следует назна-
чать 1,5—2,0 м в зависимости от пролета арки.
Для предотвращения выхода поясов арки из плоскости системы
верхние и нижние (обычно сжато-растянутые) пояса криволинейных
гвоздевых арок должны быть надежно раскреплены связями. Верхние
пояса арок закрепляются жесткой конструкцией кровли с двойным пе-
рекрестным настилом или связевыми фермами в плоскости верхних
поясов арок; нижние пояса—поперечными связями, соединяющими по-
парно нижние пояса арок вдоль здания. Поперечные связи проекти-
руются обычно жесткими и ставятся в плоскостях стоек или ребер жест-
кости на расстоянии, как правило, равном удвоенной длине панели ниж-
него пояса или двойному расстоянию между ребрами жесткости.
Поперечные сечения стержней сквозных арок проектируются та-
кими же, как и в сегментных фермах. При больших пролетах арок для
повышения жесткости нижнего сжатого пояса из плоскости арки реко-
мендуется пояса проектировать из трех ветвей (рис. 37,6). Между вет-
вями верхнего и нижнего поясов устраиваются сплошные прокладки.
Все элементы решетки, независимо от знака и величины расчетного
усилия, делаются одинакового сечения. Поперечное сечение сплошных
арок решается аналогично сечению гвоздевых балок с перекрестной
стенкой.
Конструирование сквозных и сплошных арок — расположение сты-
ков брусков в гнутых поясах, размещение гвоздей в гнутых поясах, креп-
ление решетки и дощатой стенки к поясам и т. д. выполняется в соот-
ветствии с указаниями для конструирования сегментных ферм и доща-
тых гвоздевых балок. Стыки нижних поясов арок необходимо устраи-
вать вблизи узлов, закрепленных от смещения из плоскости арок попе-
речными связями.
Трехшарнирные арки из сегментных ферм с указанными на
рис. 38,6 и в соотношениями размеров рассчитываются по правилам
для решетчатых ферм; проверки общей устойчивости арки в ее плос-
кости при этом не требуется.
Расчетные усилия в элементах нижнего пояса и решетки ферм
определяются путем расчета на различные комбинации загружений ар-
ки временной нагрузкой, располагаемой на длине, равной 'Д, ’Д. и 3Д
пролета.
Расчет составных гнутых поясов арок производится в соответствии
с указаниями по расчету верхних поясов сегментных ферм. При провер-
ке устойчивости сжатого нижнего пояса арки, раскрепленного попереч-
ными связями жесткости, за расчетную длину пояса следует принимать
расстояние между этими связями, увеличенное на 25%.
Поперечные связи жесткости, раскрепляющие нижние пояса арок,
рассчитываются на нагрузку Q , определяемую по формуле (70).
Клееные арки
Клееные арки относятся к сборным конструкциям заводского изго-
товления и проектируются треугольного, кругового и реже стрельчатого
очертания обычно по трехшарнирной схеме.
Рекомендуется применять арки кругового очертания с частым рас-
положением прогонов как более экономичные. При необходимости уст-
ройства над аркой фонарной или другой надстройки эффективность
применения арок снижается; при фонарной надстройке значительных
размеров рациональнее применять клееные фермы.
92
Клееные арки могут проектироваться из пакета склеенных плашмя
досок сплошного прямоугольного поперечного сечения или двухстенча-
того двутаврового сечения с фанерной стенкой. Арки с фанерной стенкой
целесообразно применять при больших пролетах арок, главным обра-
зом в конструкциях стрельчатого очертания, когда высота поперечного
сечения арки достаточно велика (50 см и выше).
Рекомендуемые схемы клееных арок, основные размеры и технико-
экономические показатели их приведены на рис. 38,г.
Стрела подъема в ключе клееных арок криволинейного очертания
с затяжкой назначается обычно равной 7s' пролета арки. Стрела подъе-
ма клееных арок стрельчатого и криволинейного очертания без затяжек
при опирании арок на фундаменты принимается в пределах 'Л—Vs про-
лета арки в зависимости от назначения перекрываемого помещения и
архитектурных требований.
Отношение высоты h прямоугольного поперечного сечения арки к
его ширине b в арках треугольного очертания принимается не более
5, а в криволинейных арках не более 4.
Выбор толщины склеиваемых досок, а также конструкции и разме-
щения стыков досок в арке должны производиться в соответствии с ука-
заниями § 6 (стр. 26).
Для арок из пакета досок по всей длине должны приниматься сле-
дующие категории элементов: в крайних зонах поперечного сечения вы-
сотой от кромок 0,1 h (но не менее двух досок)—II категория; в сред-
ней зоне—III категория.
Расчет клееных арок производится по общим методам расчета арок
цельного сечения.
§ 13. КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЕ СВОДЫ
Кружально-сетчатые своды могут применяться, как правило, в од-
нопролетных покрытиях без значительных односторонних и сосредото-
ченных нагрузок. Передача сводам сосредоточенных нагрузок, подвеска
монорельсов и т. п. могут быть допущены лишь при условии распреде-
ления нагрузки на достаточное количество косяков по специаль-
ному расчету. Применение сводов в многорядовых покрытиях не
допускается.
Предпочтительная область применения кружально-сетчатых сво-
дов—легкие покрытия летних театров, выставочных павильонов, крытых
рынков, складских помещений, временных и подсобных зданий и др.,
в особенности при передаче распора от свода непосредственно на фунда-
менты.
Покрытия этой системы (рис. 40,а) представляют собой простран-
ственную конструкцию, состоящую из отдельных поставленных на ребро
стандартных элементов—косяков (рис. 40,6), идущих по двум пересе-
кающимся направлениям и образующих ломаные винтовые линии.
Косяки, из которых образуются кружально-сетчатые своды, обычно
изготовляются из цельных досок; вследствие ограничения сортамента
пиломатериалов при применении косяков из цельных досок предельные
пролеты сводов не превышают 20—25 м. Применяя клееные из досок
или клеефанерные косяки, можно осуществить покрытия кружально-
сетчатыми сводами пролетом до 60—80 м.
Соединения косяков в узлах могут осуществляться на шипах (без-
метальные своды) и на болтах. В целях экономии металла и упроще-
мия монтажа сводов рекомендуется применять безметальные своды.
93
Сетка безметального кружально-сетчатого свода может быть пря-
моугольной с примыканием косяков в узлах под прямым углом и ромби-
ческой с острым углом, равным примерно 45° (рис. 40, в).
Шаг косяков с (расстояние между узлами пересечений косяков
вдоль образующей свода) рекомендуется принимать в пределах 0,7—
1,5 м.
।
*со а <5
Значении км
> для cSodoB
безметольных
км21 ~2а/ч
метальных
Для прямоугольной
сетки
рля ромбической
сетки
Прабый носян
Лебыи носян
Рис. 40. Кружально-сетчатые своды:
а—схемы поперечных разрезов сводов; б—косяки сводов с прямоугольной и ромби-
ческой сетками; в—план кругового безметального свода с прямоугольной и ромбиче-
ской сетками.
По торцам перекрываемого помещения косяки свода обрамляются
кружальными торцовыми арками, выполняемыми из двух или более
слоев косяков, которые опираются на деревянные или каменные торцо-
вые стены здания.
По продольным стенам здания или по отдельным столбам уклады-
ваются опорные мауэрлаты (настенные брусья), к которым косяки сво-
да прикрепляют с помощью гнезд и пришивки гвоздями.
Распор покрытия воспринимается затяжками из круглой стали, ко-
торые связывают опорные мауэрлаты по длине свода через 1,5—3 м;
шаг затяжек рекомендуется назначать кратным шагу косяков. Затяж-
ки следует подвешивать к своду во избежание их провисания.
В поперечном сечении своды могут иметь круговое, правильное
многоугольное или стрельчатое очертание (рис. 40,а). Своды кругового
или многоугольного очертания проектируются обычно по двухшарнир-
ной схеме; своды стрельчатого очертания — по трехшарнирной схеме.
94
При устройстве утепленной крыши она располагается сверху ко-
сяков свода.
Двухшарнирные кружально-сетчатые своды должны иметь стрелу
подъема не менее ’/? пролета и высоту сечения косяков не менее ’Лоо
пролета свода.
В стрельчатых трехшарнирных сводах стрела подъема должна быть,
как правило, не менее ’/3 пролета и стрела дуги полусвода не меньше
Vis хорды полусвода. При отношении расстояния между жесткими
фронтонами к длине дуги свода не более 2 стрела подъема свода мо-
жет быть уменьшена до 1Д пролета.
Длину косяков рекомендуется принимать не менее 10-кратной вы-
соты их сечения и отношение высоты сечения косяка в середине длины
к его толщине не более 4,5.
Гнездо для шипов в безметальных сводах располагается в середине
длины и высоты косяка. Высота гнезда, а следовательно, и шипа долж-
на быть, как правило, равна 'А высоты косяка.
Размеры и форма шипов должны обеспечивать плотное соприка-
сание их рабочих плоскостей между собой и с гнездом.
Кружально-сетчатые своды рассчитываются на сжатие с изгибом
и на устойчивость в плоскости кривизны по правилам расчета прямоли-
нейных стержней такого же сечения.
Расчетные усилия N и М в своде определяются, как в обычной ар-
ке, причем расчетная полоса (ширина) арки принимается равной рас-
стоянию между узлами по образующей свода. Величина распора в двух-
шарнирных сводах со стрелой подъема не более 'А пролета может опре-
деляться в предположении наличия шарнира в ключе свода.
Косяки свода рассчитываются на воздействие расчетных (постоян-
ной и односторонней временной) нагрузок по формуле
___/V____________________
Fm 2sin а ' эти BIFHTsin а " с ’ (80)
Здесь N—расчетная продольная сжимающая сила в том же сече-
нии расчетной полосы свода, где действует максималь-
ный изгибающий момент М\
Fm ; U7HT —’Площадь и момент сопротивления нетто поперечного
сечения косяка в середине его длины; .
тя —коэффициент условий работы на изгиб, принимаемый
равным единице (для дощатых косяков);
йф —коэффициент, учитывающий разгружающее влияние
фронтонов (табл. 25);
а—угол между нижней кромкой косяка и образующей
свода;
! “3100F6p/?c2sina ’ V ’
1 4>5/о
где Х =———расчетная гибкость свода;
h', КбР —высота и площадь брутто поперечного сечения косяка
в середине его длины;
/0—расчетная длина дуги свода, принимаемая равной: при
симметричной нагрузке для двухшарнирных сводов—
0,65, для трехшарнирных —0,75; при несимметрич-
ной нагрузке — 0,55 (5—полная длина дуги свода).
95
Устойчивость свода при отсутствии или малом значении изгибаю-
щих моментов проверяется по формуле
2^Ta<C?7?cF6p' <82>
где N—расчетная продольная сила от полной нагрузки по всему про-
лету, действующая в !/4 пролета свода;
ф—коэффициент продольного изгиба, определяемый по расчетной
гибкости свода X .
При наличии в кружально-сетчатых сводах жестких фронтонов, на-
дежно и плотно соединенных со сводом, в расчетную формулу (80) вво-
дится коэффициент /?ф, принимаемый в зависимости от отношения
расстояния между фронтонами В к длине дуги S свода по табл. 25.
Таблица 25
Коэффициенты 4ф, учитывающие влияние жестких фронтонов
В S 1,0 и менее 1,5 2,0 2,5 и более
k<t, 2,0 1,4 1,1 1,0
В этом случае конструкция фронтонов, а также примыкание свода
к фронтонам должны быть проверены расчетом на нагрузку д<ф как
симметричную, так и одностороннюю; на единицу длины дуги фронтон-
ной арки она равна
(83)
где д—соответствующая (симметричная или односторонняя) нагрузка
на свод; значение В в формуле (83) должно приниматься не более 2,55.
Для промежуточных стен и других жестких поперечных конструк-
ций, поддерживающих свод, расчетная нагрузка соответственно удваи-
вается.
Поперечная сила, действующая в отдельном косяке, определяется,
как в однопролетной балке с сосредоточенным грузом посредине про-
лета, по формуле
где /к —длина косяка; прочие величины имеют прежнее значение.
При отсутствии на своде обрешетки или обшивки (например, в ме-
стах световых проемов) следует учитывать дополнительный боковой из-
гиб косяков, возникающий вследствие внецентренного примыкания, их
в узлах. При наличии обрешетки или сплошной обшивки, идущих вдоль
оси свода и скрепленных гвоздями с косяками сетки покрытия, боковой
изгиб может не учитываться.
Действующие в направлении оси свода (по образующим) продоль-
ные усилия Лф распирающие фронтонные арки, определяются по
формуле
JVj = АГ ctg а. (85)
Эти усилия должны быть восприняты обрешеткой или обшивкой и
их соединениями с косяками и торцовыми арками.
Опорные мауэрлаты сводов должны рассчитываться на горизон-
тальную нагрузку от распора свода, а при опирании мауэрлатов на от-
96
дельно стоящие опоры—также и на вертикальную нагрузку от покры-
тия. Пролет мауэрлатов принимается равным: при расчете на изгиб в
горизонтальной плоскости—расстоянию между затяжками, при расче-
те на изгиб в вертикальной плоскости—расстоянию между опорами.
§ 14. БАШЕННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
К башенным конструкциям относятся многие высотные сооружения
специального назначения: водонапорные башни, башни-градирни, радио-
башни и другие конструкции, а также парашютные, наблюдательные,
осветительные и геодезические вышки. По конструкции ствола, защем-
ленного в основании (в фундаментах), деревянные башни подразделя-
ются на решетчатые, сетчатые и башни-оболочки (рис. 41). Решетчатые
башни как наиболее простые в изготовлении и сборке имеют наиболь-
шее распространение. Сетчатые системы находят применение преиму-
щественно в башнях-градирнях, башни-оболочки — в градирнях и во-
донапорных башнях.
Рис. 41. Деревянные башни:
а—решетчатые; б—сетчатые; в—оболочки.
Решетчатые (стоечные) башни состоят из трех, четырех или боль-
шего числа стоек, установленных наклонно или вертикально, связанных
между собой по плоскостям наружных граней решеткой; для простран-
ственной жесткости ствола башни, образуемого из плоских решетчатых
ферм, по высоте ствола ставятся диафрагмы.
Высота деревянных башен назначается в соответствии с технологи-
ческими требованиями (обычно в пределах 10—40 м).
Выбор схемы решетчатой башни и установление основных размеров
ее зависят от назначения башни.
Количество стоек в стволе башни назначается в зависимости от ха-
рактера и величин действующих на башню нагрузок. Легкие башни раз-
7-409
97
личных назначений типа вышек (парашютные, наблюдательные, геоде-
зические и др.), работающие в основном на горизонтальные ветровые
нагрузки, проектируют из 3—4 стоек, причем трехстоечное решение
конструктивно удобно лишь при стойках из кругляка. Башни, воспри-
нимающие значительные вертикальные нагрузки (например, водонапор-
ные башни, поддерживающие на высоте резервуар с водой), проекти-
руют обычно из 4—8 стоек в зависимости от величин вертикальных на-
грузок; более 4—6 стоек следует назначать лишь в тех случаях, когда
это приводит к упрощению поперечных сечений их.
Ствол решетчатой башни обычно проектируется пирамидальным,
так как при таком очертании его усилия в стойках от вертикальных и
горизонтальных нагрузок мало изменяются по высоте башни и допу-
скают в ряде случаев применение стоек постоянного сечения. Призма-
тические стволы, как более простые в изготовлении, могут оказаться
экономически выгодными при малых высотах башен и наличии тяже-
лых вертикальных нагрузок.
Ширина ствола в верхней части башни принимается в легких баш-
нях, воспринимающих преимущественно горизонтальные нагрузки, в
пределах 0,5—2,0 м в зависимости от размеров верхней рабочей пло-
щадки башни и необходимости прохода внутри ствола; в башнях, не-
сущих значительные вертикальные нагрузки, — в соответствии с габари-
тами поддерживаемых башнями конструкций или агрегатов (например,
в водонапорных башнях — примерно равных диаметру резервуара).
Ширина ствола по низу башен назначается в легких башнях в пределах
*/4—’/в высоты башни в зависимости от требуемой горизонтальной жест-
кости ее; в тяжелых башнях — в пределах 7з—Vs высоты башни.
Рис. 42. Схемы решеток граней башен:
а—треугольная; б—однораскосная; в—перекрестная (крестовая); г—полураскосная; б—ромби-
ческая; е—шпренгельная (два варианта).
Решетка граней башен может быть треугольной, однораскосной, пе-
рекрестной (крестовой), полураскосной, ромбической или шпренгель-
ной (рис. 42). Выбор схемы решетки зависит от высоты башни и шири-
ны граней, а также от вида узловых соединений. Узловые соединения осу-
ществляются с помощью врубок, стальных цилиндрических нагелей и
реже (в низких башнях) —дубовых цилиндрических нагелей и гвоздей.
Наиболее распространена перекрестная система решетки (рис. 42,в),
применимая при всех видах соединений. Все остальные системы реше-
ток, изображенные на рис. 42, характеризуются знакопеременностью
усилий в раскосах и могут найти применение только при соединениях
на болтах и гвоздях. Треугольная и однораскосная системы решеток
98
(рис. 42,а, б) применяются в легких башнях небольшой высоты преиму-
щественно временного назначения. Полураскосная решетка (рис. 42,г)
отличается от предыдущих решеток небольшой длиной сжатых раско-
сов и стоек решетки. При узловых соединениях на нагелях в башнях
средних высот наиболее рациональна ромбическая решетка (рис. 42,5),
в которой длина сжатых элементов решетки и панелей основных стоек
башни почти вдвое меньше, чем в однораскосной схеме решетки, а стой-
ки решетки работают в основном на местную ветровую нагрузку. Де-
формативность башен при ромбической решетке меньше, чем при полу-
раскосной решетке. В башнях значительных высот (более 80—100 jw)
применяется полураскосная или ромбическая решетка с дополнитель-
ными шпренгелями для уменьшения расчетной длины стоек башни.
Длина панели стоек башни зависит от их мощности и принимается
обычно в пределах 2,5—6 м. При назначении длины панелей и установ-
лении ширины башни понизу необходимо стремиться к тому, чтобы дли-
на стержней решетки не превышала нормальной длины лесоматериала
и углы наклона раскосов к стойкам решетки были в пределах 30—60е.
Диафрагмы в стволе, обеспечивающие неизменяемость поперечных
сечений башни, размещаются в плоскостях горизонтальных элементов
решетки на взаимном расстоянии, примерно равном 1—1,5 ширины
ствола (при узких стволах до 3—4 ширин ствола). Элементы диафрагм
используются также в качестве элементов промежуточных площадок
лестниц.
Нагрузки башен состоят из собственного веса башни (включая вес
площадок, лестниц и т. п.), технологических нагрузок (резервуар с водой,
осветительные прожекторы и т. п.), временной нагрузки на площадках и
лестницах и ветровой нагрузки на поддерживаемые конструкции и аг-
регаты, а также на ствол башни.
Собственный вес башни определяется путем' предварительного рас-
чета или в соответствии с весом аналогичных башен; временная на-
грузка — по соответствующим техническим условиям, ветровая нагруз-
ка — по ГОСТ 1664-42.
Ветровая нагрузка на 1 м2 поверхности решетчатого ствола, распо-
ложенной под углом р к направлению ветра (нормальная к поверх-
ности составляющая ветровой нагрузки), определяется по формуле
ръ =kkn knp<onB <?smp, (86)
где q—скоростной напор ветра (ГОСТ 1664-42, табл. 3);
k—аэродинамический коэффициент элементов башни, прини-
маемый 1,4 при брусчатых сечениях элементов, и по ГОСТ
1664-42, табл. 2, п. 9 — при элементах из кругляка;
кл —динамический коэффициент; для гибких башен с периодом
собственных колебаний Т>0,5 сек. принимается равным
1,5 и при Т<0,5 сек. — равным 1;
&пр —коэффициент пространственности конструкции, учитываю-
щий наличие заветренных ферм (ГОСТ 1664-42, табл. 2, п. 4);
«в —коэффициент перегрузки для ветровой нагрузки, равный 1,2;
<р—коэффициент сплошности ферм (ГОСТ 1664-42, табл. 2,
п. 3); при предварительных расчетах можно принять f
'«0,3 — 0,6 в зависимости от схемы решетки и заполнения
ствола лестницами, коробами и т. п.;
Р—угол, образованный направлением ветра и поверхностью
грани конструкции.
Величина скоростного напора ветра во всех случаях должна при-
ниматься не менее 80 кг/м2 и не более 300 кг/м2.
7* 99
Для расчета стоек квадратной в плане решетчатой башни расчет-
ным, как правило, является диагональное направление ветра; для рас-
чета решетки—направление ветра вдоль граней.
Расчетные усилия в стойках решетчатой башни (с поперечным сече-
нием в виде правильного n-угольника) определяют по формуле
SP 4М
N =---------, (87)
п cos a nD cos а 7
где SP—суммарная расчетная (постоянная и временная) вертикальная
нагрузка, приложенная выше рассматриваемого сечения, сим-
метрично расположенная относительно одной из главных осей
поперечного сечения башни;
Стойкй
башни
Стойки
решетки
Раскосы
решетки
Стойки
башни
Стойки
решетки
Рис. 43. Поперечные сечения стержней решетчатых башен:
в—на лобовых врубках; б—на цилиндрических нагелях; в—на врубках и нагелях при много-
угольных планах.
М—расчетный изгибающий момент в этом же сечении от гори-
зонтальных и внецентренно приложенных вертикальных на-
грузок;
D—диаметр окружности, проведенной через центры всех стоек;
п—количество стоек в поперечном сечении башни;
а—угол наклона стоек к вертикальной оси башни.
100
Определение усилий в решетке ферм производится путем разложе-
ния пространственной системы башни на плоские фермы и расчета их
на приходящиеся на них нагрузки. При расчете крестовой решетки с
деревянными раскосами и соединениями на врубках учитывается ра-
бота только сжатых раскосов, при раскосах из гибких металлических
тяжей—только растянутых раскосов; при соединениях на болтах и гвоз-
дях статически неопределимая крестовая решетка расчленяется на две
простые системы решетки с восходящими и нисходящими раскосами и
действующая на ферму нагрузка распределяется поровну между ними.
Стержни башен, незащищенных от увлажнения, следует проекти-
ровать преимущественно из цельных массивных элементов (обзольных
брусьев квадратного сечения или бревен); составные стержни должны
иметь зазоры между элементами сечений вне зоны соединений, способ-
ствующие просыханию древесины. Типы поперечных сечений стержней
башен приведены на рис. 43.
Конструирование узлов решетчатых башен производится по общим
правилам конструирования ферм. Вследствие невозможности разме-
щения центров узлов по всем граням башни на одном уровне, узлы
смежных граней несколько смещаются по вертикали. При соединениях
стержней башен на нагелях и гвоздях допускается эксцентричное кре-
пление их в узлах; наличие в этих случаях узловых эксцентриситетов
учитывается при окончательной проверке сечений стержней.
Стыки стоек по высоте башни осуществляются впритык (лобовым
упором) и перекрываются парными накладками на болтах, которые рас-
считываются по наибольшему растягивающему усилию (при отсутствии
на башне временных вертикальных нагрузок) в стойках в местах
стыков.
Стойки башни присоединяются к фундаментам анкерными болта-
ми, которые рассчитываются по наибольшему растягивающему усилию
в стойках в основании башни. Верхние опорные поверхности фундамен-
тов должны иметь уклон наружу и должны возвышаться над уровнем
земли не менее чем на 0,5 м.
Глава III
МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
§ 15. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ СОСТАВЛЕНИЯ ПРОЕКТА
Разработка проекта несущих конструкций ведется на основе зада-
ния, которое должно включать исходные для проектирования технологи-
ческие и строительные данные.
В технологической части задания указываются: назначение здания
или сооружения, его размеры в плане и по высоте (габариты), данные
о температурно-влажностном режиме в помещении, сведения о техноло-
гических нагрузках (постоянных и временных) с указанием величины,
мест приложения и возможных сочетаний их и т. п.
В строительной части задания должны найти отражение следую-
щие вопросы: район строительства, класс капитальности здания или со-
оружения и срок эксплуатации его, сведения о материалах для несу-
щих конструкций, кровли, термо- и пароизоляции, сведения о способе
изготовления и о заводе-изготовителе, а также основные сведения об
участке строительства и его гидрогеологические данные. В отдельных
случаях в задании могут приводиться данные о наличии проемов, раз-
бивке окон, простенков, столбов, а также указания о повышенных ар-
хитектурных требованиях к конструкциям, желательных формах ос-
новных несущих конструкций и т. д.
В § 16 показано, в какой мере исходные данные для проектирова-
ния влияют на выбор конструктивного решения.
§ 16. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К КОНСТРУКЦИЯМ, И ФАКТОРЫ,
ВЛИЯЮЩИЕ НА ВЫБОР КОНСТРУКТИВНОГО РЕШЕНИЯ
Составление проекта несущих конструкций здания или сооружения
необходимо вести на основе предварительного выбора основного кон-
структивного решения его, которое включает выбор основной конструк-
тивной формы, вида несущих и ограждающих конструкций, компонов-
ку конструктивной схемы и т. п. Решение этих компоновочных вопросов
производят с учетом ряда требований, предъявляемых к несущим кон-
струкциям, и некоторых факторов, влияющих на выбор конструктив-
ного решения.
Требования, предъявляемые к несущим конструкциям
зданий и сооружений
Кроме общих требований несущей способности (прочности и устой-
чивости) и достаточной жесткости, ко всем несущим конструкциям зда-
ний и сооружений предъявляются определенные технологические, архи-
тектурные, эксплуатационно-строительные и экономические требования.
102
Технологические требования. Они связаны с назначением здания
или сооружения и технологическим процессом производства в нем. Схе-
ма планировки здания или сооружения (пролеты и шаги конструкций,
высота зданий и т. д.) и конструктивное решение в целом должны наи-
более полно удовлетворять условиям нормального производственного
процесса. Требования технологии обусловливают в ряде случаев выбор
вида несущих конструкций, например, выбор подъемистых трехшар-
нирных арок с опиранием их непосредственно на фундаменты складов
сыпучих материалов; выбор стрельчатых сводов для складских сельско-
хозяйственных помещений и т. д.
Архитектурные требования. К некоторым зданиям и сооружениям
гражданского строительства с открытыми конструкциями (покрытия
рынков, выставочных павильонов, залов и др.; некоторые башенные и
мачтовые конструкции и т. п.) предъявляются повышенные требова-
ния к интерьеру помещений или лучшей архитектурной выразительности
внешнего вида некоторых открытых сооружений. Улучшение архитек-
турного качества сооружений достигается путем создания простых и
красивых очертаний конструкций с четкими членениями всего соору-
жения отдельными конструктивными элементами (например, примене-
ние арочных конструкций кругового или стрельчатого очертания или
сетчатых сводов для покрытий зданий павильонного типа и др.).
Эксплуатационно-строительные требования. Они определяют каче-
ственный уровень здания или сооружения в отношении капитальности
(степень стойкости и долговечности основных несущих конструктивных
элементов в связи с заданным сроком эксплуатации) и эксплуатацион-
ных качеств (удобство эксплуатации, упрощение надзора за конструк-
циями, легкость ремонта их, снижение эксплуатационных расходов и
т. д.) •
Условия эксплуатации конструкций в закрытых помещениях, выз-
ванные технологическим процессом производства (повышенная темпе-
ратура или влажность воздуха, наличие газов, корродирующих металл,
или пыли), а также конструкций, не защищенных от атмосферных воз-
действий, влияют на выбор конструктивного решения.
Покрытия помещений общественного назначения (столовые, театры,
спортивные залы и т. д.) во избежание скопления пыли на конструкци-
ях и для лучших акустических свойств помещения желательно проек-
тировать чердачными (при пролетах более 6—8 м с подвесным потол-
ком) ; в этих случаях применяются преимущественно многопанельные
фермы с большим количеством узлов нижнего пояса для удобства под-
вески прогонов потолка.
При устройстве бесчердачных покрытий следует применять несу-
щие конструкции, способствующие меньшему скоплению пыли, напри-
мер, клееные многослойные балки, составные балки на пластинчатых
нагелях, большепанельные металлодеревянные фермы с нижним поя-
сом из круглой стали, кружально-сетчатые своды и т. п.
При повышенной пожарной опасности в помещениях с бесчердач-
ными покрытиями в целях повышения огнестойкости несущие деревян-
ные конструкции следует проектировать из массивных элементов—
бревен, брусьев и клееных пакетов досок.
В условиях воздействия химических реагентов, вызывающих кор-
розию металла, рекомендуется применять безметальные деревянные
конструкции, например, клееные конструкции, балки на пластинчатых
нагелях, фермы на лобовых врубках и деревянных нагелях, безметаль-
ные кружально-сетчатые своды без металлических затяжек и т. п.
Стальные детали, не защищенные от коррозии, следует применять лишь
103
в качестве монтажных (нерабочих) связей, а также стяжных болтов, за-
мена которых возможна без разгрузки конструкций.
Не защищенные от атмосферных воздействий конструкции следует
выполнять из бревен или брусьев с зазорами между элементами вне
зоны соединений, способствующими лучшей просушке их. Узловые сое-
динения таких конструкций не должны способствовать застою в них
влаги и пыли, а металлические части необходимо защищать от кор-
розии окраской, покрытием лаком или оцинковкой.
Наконец, к снижению эксплуатационных расходов ведет уменьше-
ние кубатуры отапливаемых помещений. В таких зданиях может ока-
заться выгодным применение несущих конструкций, имеющих меньшую
строительную высоту, например, клееных многослойных балок и дру-
гих сплошных конструкций в покрытиях зданий; при ограниченной вы-
соте помещений следует отказаться от применения рыбообразных
ферм, шпренгельных балок и т. д.
Экономические требования. Требования наименьших материальных
и трудовых затрат, а, следовательно, и меньшей стоимости несущих и
ограждающих конструкций при надлежащем высоком качестве их сво-
дятся к экономии материалов (древесины и стали), снижению трудо-
емкости изготовления и монтажа конструкций и уменьшению транспорт-
ных расходов по перевозке конструкций и материалов. Решающим фак-
тором снижения стоимости конструкций является уменьшение расхода
материалов, поскольку стоимость материалов составляет большую часть
полной стоимости конструкций, а расходы на изготовление, транспор-
тирование и монтаж конструкций примерно пропорциональны количе-
ству материалов в конструкциях.
Экономия древесины и стали может быть достигнута
за счет правильного выбора ограждающих и несущих конструкций, при-
дания им оптимальных форм, рациональной компоновки схемы всего
сооружения и т. д. Внедрение в соответствии со СНиП модульной си-
стемы проектирования с учетом основных положений по унификации и
стандартизации конструкций, элементов и деталей способствует массо-
вому применению типовых конструкций заводского изготовления и эко-
номии древесины путем лучшего использования мерных материалов и
отходов. Кроме того, осуществление конструктивных и защитных хими-
ческих мероприятий, повышающих сохранность и долговечность кон-
струкций, также ведет к экономии материалов в строительстве в целом.
Снижение трудоемкости изготовления конструкций
может быть достигнуто: а) приближением форм конструкций к услови-
ям механизированного заводского изготовления; б) упрощением кон-
струкций за счет уменьшения количества составных элементов сечений
и дополнительных элементов (прокладок, стыков, ребер жесткости и
т. п.); в) уменьшением количества различных размеров сечений и числа
различных сборочных деталей; г) унификацией и типизацией деталей
и элементов на основе модульной системы проектирования.
Трудоемкость монтажа конструкций может быть сниже-
на за счет; а) уменьшения количества монтажных элементов путем
укрупнительной сборки элементов конструкций на строитель-
ной площадке, что приводит к уменьшению числа подъемов; б) одно-
родности монтажных элементов; в) применения наиболее простых мон-
тажных соединений, исключающих монтаж конструкций на весу; г) до-
статочной жесткости монтажных элементов, допускающей подъем и
установку их без специальных монтажных усилений.
Транспортные расходы по перевозке конструкций могут
быть снижены путем: а) применения конструкций, габаритные
104
размеры и вес которых удовлетворяют условиям провозного габарита
и грузоподъемности подвижного состава; б) применения сборных кон-
струкций из отдельных транспортабельных элементов при меньшем об-
щем числе их; в) однотипности, компактности и достаточной жестко-
сти отправочных элементов, позволяющих наиболее полно использо-
вать грузоподъемность подвижного состава.
Факторы, влияющие на выбор конструктивного решения здания
или сооружения
На выбор основного конструктивного решения здания или сооруже-
ния и, в частности, на выбор вида основных несущих конструкций зда-
ний существенное влияние оказывают также следующие факторы.
Размеры сооружения. Размеры сооружения и, в частности, вели-
чина перекрываемых пролетов в значительной мере обусловливают тип
несущей конструкции. Так, пролеты перекрытий до 5—6 м при расстоя-
нии между несущими конструкциями примерно до 1 м могут быть пере-
крыты балками цельного сечения или легкими клееными балками дву-
таврового сечения; при расстоянии примерно 5—6 м—клееными много-
слойными дощатыми балками (рис. 29). При пролетах покрытий до
12—15 м можно применять клееные многослойные балки или балки с
перекрестной стенкой. Балочные фермы следует применять преимуще-
ственно при пролетах до 30 м; арочные системы — при пролетах более
30 м.
Материал кровли. При кровлях, требующих крутых уклонов (ас-
бестоцементные, этернитовые, черепичные кровли), применимы преиму-
щественно треугольные фермы; при кровлях, допускающих пологие ук-
лоны крыш (рулонные кровли), — трапецеидальные фермы, а также
фермы и арки с криволинейным и ломаным очертанием верхнего пояса.
Способ изготовления конструкций. Способ изготовления оказывает
существенное влияние на выбор вида основной несущей конструкции.
Рекомендуется применять, как правило, конструкции заводского
механизированного изготовления, удобные для транспортирования и
допускающие монтаж в целом виде или из крупных блоков, например—
клееные конструкции; балки на пластинчатых нагелях; металлодеревян-
ные конструкции—фермы, шпренгельные балки и арки с верхним поя-
сом из брусьев, составных брусчатых балок на пластинчатых нагелях
или клееных блоков с металлическими растянутыми элементами; кру-
жально-сетчатые своды и др. При этом следует учитывать оснащен-
ность производственных предприятий, обслуживающих данное строи-
тельство, станочным оборудованием, механизированным инструментом
и прочие условия изготовления.
Применение конструкций заводского изготовления обеспечивает бо-
лее рациональное использование материалов и отходов, позволяет при-
менять более эффективные способы соединений (например, склеивание),
упрощает контроль и гарантирует высокое качество конструкций и
меньшую стоимость их.
Заводское изготовление конструкций особо эффективно при массо-
вом производстве однотипных конструкций и элементов. Поэтому сле-
дует всячески стремиться к сокращению типоразмеров конструкций и
элементов в сооружении.
При отдаленности строительства от заводов-изготовителей и за-
труднительности транспорта, при наличии древесины в районе строи-
тельства как местного материала, а также, в отдельных случаях, при
малом объеме работ могут применяться конструкции построечного из-
105
готовления, выполняемые при помощи простейших электроинструмен-
тов, например, балки на пластинчатых нагелях (при условии примене-
ния цепнодолбежного станка для выборки гнезд и рейсмусного станка
для пластинок), металлодеревянные конструкции с брусчатыми и бре-
венчатыми элементами, фермы на лобовых врубках, а также наслонные
стропила, подкосно-ригельные и другие простейшие системы из брусь-
ев и бревен на лобовых врубках. Балки с перекрестной стенкой, сег-
ментные фермы и другие конструкции с дощатым нижним поясом до-
пускается применять только при обеспечении строительства высокока-
чественным лесоматериалом для растянутых поясов конструкций.
Наличие определенного лесоматериала и стали. Имеющийся в на-
личии ассортимент лесоматериала и стали, размеры сечений и длины, а
также сортность и влажность древесины могут повлиять на выбор ти-
па конструкции: бревенчатой, брусчатой, дощатой или смешанной, а
также цельнодеревянной или металлодеревянной.
При невозможности получения или отбора высококачественного
лесоматериала для ответственных растянутых элементов (в основном
для поясов) рекомендуется применять клееные или металлодеревян-
ные конструкции с металлическими растянутыми поясами или затяж-
ками. К числу последних относят: металлодеревянные брусчатые или
бревенчатые фермы, фермы с клееным из пакета досок верхним и ме-
таллическим нижним поясом, трехшарнирные арки с металлической
затяжкой и т. п. В этих случаях могут также применяться простейшие
брусчатые конструкции, работающие преимущественно на изгиб и сжа-
тие (стоечно-балочные, подкосно-ригельные и другие системы).
При наличии сырого лесоматериала с влажностью более 25% и при
невозможности его просушки до изготовления конструкций рекоменду-
ется применять те типы конструкций, в которых усушка древесины не
вызывает недопустимых деформаций и перенапряжений, как, например,
балки цельного сечения, наслонные стропила и другие системы из
брусьев и бревен, а также балки на пластинчатых нагелях, металлоде-
ревянные, брусчатые и бревенчатые конструкции и т. п.
Способ соединения. Способ соединения деревянных элементов, обу-
словленный наличием механизмов и приспособлений для изготовления
конструкций, во многом определяет вид конструкции (клееные балки и
фермы на клею, гвоздевые балки и сегментные фермы на гвоздях бал-
ки и фермы Деревягина на пластинчатых нагелях и т. п.).
Рекомендуемые виды соединений элементов деревянных конструк-
ций при заводском и построечном изготовлении конструкций приведены
в табл. 26.
Условия освещения и аэрации помещений. Условия технологии вы-
зывают в отдельных случаях необходимость устройства фонарей для
освещения и аэрации помещений. При наличии фонарей следует при-
менять, как правило, решетчатые фермы преимущественно с трапецеи-
дальным или многогранным очертанием верхнего пояса.
§ 17. РАЗРАБОТКА ВАРИАНТОВ СХЕМ НЕСУЩИХ КОНСТРУКЦИИ
Проектирование деревянных конструкций зданий и сооружений
проходит обычно две стадии. В первой стадии проектирования разраба-
тывается проектное задание (эскизное решение), цель которого состоит
в выяснении технической и экономической целесообразности решения
конструкций в дереве, эскизной проработке принципиальной схемы кон-
структивного решения, составлении примерной ведомости потребных ма-
териалов и сметно-финансовых соображений по стоимости строитель-
106
Таблица 26
Виды соединений элементов деревянных конструкций
Целевое назначение Конструкции заводского изготовления * Конструкции построечного изготовления
соединения из брусьев из досок из брусьев и бревен из досок
Сплачивание Сращивание и нара- щивание: Пластинчатые нагели Строительный клей Пластинчатые нагели (пластинки Деревягина) или колодки Гвозди, тонкие цилин- дрические нагели из круглой стали или ду- бовые нагели
сжатый стык Лобовой упор; косой прируб Лобовой упор Лобовой упор; косой прируб Лобовой упор
растянутый стык Деревянные накладки на нагелях; стальные планки и шайбы на глу- хих нагелях и глухарях Клеестальные шайбы '; когтевые шайбы 1 Деревянные накладки на нагелях из круглой стали и на болтах; сталь- ные планки на глухих нагелях и глухарях; ли- стовые шарниры на на- гелях Нагели из круглой стали (диаметр 12— 22 мм) и болты
Узловые соединения: опорные и прочие узлы примыкания сжатых стержней Узлы при знакопере- менных усилиях Лобовая врубка; лобо- вой упор с натяжными хомутами (в опорных узлах); нагели Шайбы на глухих на- гелях и глухарях; ног- тевые шайбы1; клее- стальные шацбы 1 Лобовой упор с на- тяжными хомутами; на- гели Когтевые шайбы1; клеестальные шайбы Лобовая врубка; ло- бовой упор с натяжными хомутами (в опорных узлах); нагели; листо- вые шарниры на наге- лях (в опорных узлах) Нагели, болты и шай- бы на глухих нагелях, гвоздях и глухарях Лобовой упор с натяж- ными хомутами (в опор- ных узлах); нагели и гвозди Нагели и гвозди; ког- тевые шайбы 1
1 Соединения подготовляются к внедрению в производство.
ства. Во второй стадии проектирования разрабатывается рабочий про-
ект, в состав которого входят чертежи общего вида и конструктивные
разрезы сооружения, детальные чертежи конструкций, монтажные схе-
мы сооружения, техническая спецйфикация древесины и стали и смета
или сметно-финансовый расчет стоимости строительства. Разработка ра-
бочего проекта несущих деревянных конструкций должна вестись по
оптимальной конструктивной схеме, имеющей наилучшие технико-эко-
номические показатели.
Конструктивные схемы здания или сооружения разрабатываются
в соответствии с исходными данными для составления проекта (§ 15)
с учетом основных требований, предъявляемых к конструктивным реше-
ниям, и ряда других факторов, влияющих на выбор схем (§ 16)- Ввиду
практической невозможности удовлетворить в одном решении всем тре-
бованиям и учесть при этом все факторы, изложенные в § 16, оптималь-
ное конструктивное решение устанавливается путем разработки и техни-
ко-экономического сопоставления нескольких вариантов решения.
Разработку вариантов конструктивных схем следует производить
с соблюдением основных положений модульной системы проектирова-
ния, на базе широкого использования типовых решений, стандартных
деталей и конструкций при учете следующих компоновочных принципов:
а) концентрации материала путем укрупнения элементов, ведущей
к сокращению числа элементов .и более полному использованию несу-
щей способности материала конструкций, а также к упрощению и уско-
рению процесса изготовления и монтажа их;
б) упрощения конструктивной формы путем исключения из конст-
рукции второстепенных, обычно не работающих или малонагруженных
элементов;
в) совмещения функций работы элементов, при котором оставшие-
ся после упрощения конструктивной схемы элементы будут выполнять
несколько функций.
Составление схемы конструктивного решения включает выполнение
следующих взаимосвязанных этапов работы:
а) выбор материалов для несущих и ограждающих конструкций
с обоснованием целесообразности применения древесины при требуемой
степени огнестойкости конструкций и соблюдении правил по экономно-
му расходованию древесины в строительстве !;
б) выбор типа ограждающих конструкций (предпочтительно из
щитовых, готовых блочных или панельных конструкций механизирован-
ного заводского изготовления);
в) выбор вида основной несущей конструкции и соответствующе-
го способа соединения деревянных элементов (следует ориентироваться
на индустриальные конструкции заводского изготовления);
г) установление наивыгоднейшего шага основных несущих кон-
струкций и выбор соответствующего типа продольной конструкции; шаг
основных несущих (поперечных) конструкций и тип продольной кон-
струкции назначаются в соответствии с величиной нагрузки на них и
согласуются с сеткой колонн, размещением простенков, решением огра-
ждающих конструкций и т. п.;
д) обеспечение пространственной устойчивости плоских конструк-
ций (применение щитовых решений или двойных перекрестных насти-
лов, раскрепление связями жесткости и др.).
’ Технические правила по экономному расходованию металла, леса и цемента в
строительстве (ТП 101-57).
108
Выполнение перечисленных этапов работы по составлению схем
производится в соответствии с данными задания (§ 15) и соображе-
ниями, приведенными в § 16; виды конструкций, их характеристики и
области применения даны в гл. II.
В вариантах схем, которые разрабатываются для нахождения опти-
мального конструктивного решения, могут варьироваться: виды несущих
конструкций и расстояния между ними, типы ограждающих конструкций,
очертания и относительные высоты конструкций и длины панелей, со-
отношения размеров поперечных сечений и др. Технико-экономические
показатели конструктивного решения могут быть существенно улучше-
ны при такой компоновке схемы, которая дает возможность более пол-
но использовать сопротивление древесины в конструкциях рациональ-
ным конструированием стержней, узлов и соединений; применением
наиболее совершенных методов расчета конструкций и т. д.
Наиболее широкие возможности для повышения эффективности
конструктивного решения может дать варьирование вида несущих и
ограждающих конструкций и компоновки конструктивной схемы, на
что и следует обратить внимание при разработке вариантов схем.
Примеры составления вариантов схем конструктивных решений пе-
рекрытий и покрытий зданий и некоторых сооружений, а также деталь-
ное проектирование основных конструкций этих объектов приведены
в гл. V и VI.
§ 18. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ СРАВНЕНИЕ ВАРИАНТОВ
КОНСТРУКТИВНОГО РЕШЕНИЯ
Для детальной разработки конструктивной части проекта здания
или сооружения следует принять оптимальный вариант конструктивной
схемы. Для этого разработанные в эскизном виде варианты схем, отли-
чающиеся видами и размерами несущих конструкций, схемами плани-
ровки конструктивных элементов, типами ограждающих конструкций
и т. п., необходимо сравнить по технико-экономическим соображениям.
Оптимальным вариантом конструктивной схемы проектируемого
объекта будет тот вариант, который имеет более высокие технико-эконо-
мические показатели, то есть лучше удовлетворяет основным требовани-
ям, предъявляемым к конструкциям зданий и сооружений (§ 16).
По соображениям технологии, для которой предназначено промыш-
ленное здание или сооружение, качество конструктивного решения
характеризуется удобством проведения в нем технологического процес-
са производства, приспособленностью к изменениям этого процесса и т. п.
и оценивается обычно системой баллов. Аналогичным способом оцени-
вается качество конструктивного решения по архитектурным сообра-
жениям, характеризуемое внешним видом сооружения, внутренним ин-
терьером помещений с открытыми конструкциями и т. п.
Эксплуатационные качества разных вариантов конструктивных
решений могут быть оценены величиной расходов по обеспечению нор-
мальной эксплуатации конструкций в пределах намеченного срока служ-
бы здания или сооружения.
Если к проектируемым объектам не предъявляются специальные
технологические или архитектурные требования, а также в случаях,
когда все рассматриваемые варианты решений примерно в одинаковой
мере удовлетворяют всем этим требованиям, оценку вариантов по этим
показателям можно не производить.
Важными технико-экономическими показателями, во многом опреде-
ляющими рациональность всего конструктивного решения, являются эко-
109
комические показатели, к числу которых относятся затрата материа-
лов (древесины и стали), трудоемкость изготовления и монтажа и пол-
ная стоимость всех конструкций здания или сооружения.
Показатель полной стоимости изготовленных и возведенных кон-
струкций является основным экономическим показателем, так как в нем
отражены все остальные экономические показатели.
Полная стоимость проектируемого объекта находится с учетом сто-
имостей всех входящих в этот объект конструктивных элементов. Однако;
при сравнении вариантов для установления оптимальной конструктив-
ной формы одинаково решенные во всех вариантах конструктивные эле-
менты (например, фундаменты, стены и т. п.) из рассмотрения могут
быть исключены. Так, например, при выборе оптимального варианта
конструкций деревянного каркасного здания, варианты которого отлича-
ются лишь решением конструкций покрытия здания, можно определять
и сравнивать между собой только стоимости конструкций покрытия. Бо-
лее того, при сравнении однотипных конструкций, например, ферм или
балок примерно одинаковой схемы и пролета, сравнение вариантов мож-
но производить лишь по стоимости готовой конструкции без учета стои-
мости транспортирования и монтажа. В отдельных же случаях при од-
нотипных решениях можно принять, что стоимость изготовления конст-
рукций пропорциональна объему материала конструкции, и варианты
конструкций сравнивать между собой только по затрате материалов
(древесины и стали) на их изготовление.
Экономические показатели вариантных решений могут быть абсо-
лютными, исчисленными для всего объекта, части его или для отдель-
ного конструктивного элемента, и относительными, исчисленными
на единицу объема здания, площади плана или длины конструкции.
При сравнении вариантов конструкций покрытий и перекрытий
обычно пользуются относительными экономическими показателями рас-
хода материалов, трудоемкости и стоимости, отнесенными к 1 м2 площа-
ди перекрываемого плана; для сооружений типа эстакад, галерей и мо-
стов — теми же показателями, отнесенными к 1 пог. м конструкции; для
высотных конструкций типа башен и мачт—абсолютными показателя-
ми для всего сооружения. Показатели трудоемкости конструкции и ее
стоимости весьма часто определяют также на 1 .и3 древесины в деле
конструкции. Расход металла определяют обычно в процентах от полно-
го веса конструкции.
Порядок определения величин экономических показателей кон-
структивных решений зависит от стадии проектирования.
В первом приближении грубую экономическую оценку вариантов
конструкций зданий можно вести по расходу материалов, пользуясь
весовыми коэффициентами несущих конструкций, приведенными в § 9—
13 и определяемыми по формулам
1000 • g* в
= te:.. +«•+/>)' ' (88)
= Jr • 100, (89)
о с.в
где ^с.в —коэффициент собственного веса конструкций;
kM —коэффициент расхода металла в процентах от полного
веса конструкции;
gc.iP gn и ри —нормативные нагрузки на конструкцию от собственного
веса конструкции, постоянной и временной нагрузок.
НО
Некоторые технико-экономические характеристики для основных
видов несущих деревянных конструкций зданий приводятся также в
литературе [23]. К числу их относятся показатели расхода материалов
(древесины и стали), полные весовые характеристики конструкций, а
также показатели трудоемкости и стоимости конструкций. Все эти по-
казатели даны в виде коэффициентов, определенных по формуле
*/ = -§-•100, (90)
где ki —соответственно коэффициенты расхода материалов, веса, трудо-
емкости или стоимости конструкции, отнесенные к площади пла-
на, перекрываемой конструкцией, и к пролету конструкции;
Gi—соответственно расход по весу древесины и металла, полный
вес конструкции, трудоемкость изготовления и монтажа кон-
струкции в человеко-днях или стоимость одной конструкции;
I—пролет конструкции;
b—расстояние между конструкциями в плане.
Сравнение технико-экономических показателей нескольких вариан-
тов конструкций в этом случае состоит в том, что, приняв типы конструк-
ций, находят для них по литературным источникам значения коэффици-
ентов kC B и . Конструкции, для которых значения указанных коэф-
фициентов более низкие, будут экономически более выгодными.
В общем случае для определения технико-экономических показате-
лей конструкции необходимо заранее найти весовые характеристики их
и показатели расхода материалов. При наличии детального проекта кон-
струкций расход материалов определяется по спецификациям лесомате-
риала и стальных деталей, составленным по конструктивным чертежам
(формы спецификаций приведены в примерах 1 и 5).
При решении этой задачи в стадии проектного задания приближен-
ные весовые характеристики конструкций можно определить следующим
образом: а) эскизным путем определяем усилия в основных элемен-
тах решетчатых конструкций (например, в наиболее нагруженных стерж-
нях поясов и решетки) или в наиболее нагруженных сечениях сплош-
ных конструкций; б) по найденным усилиям производим подбор сечений
основных элементов конструкций и по аналогии с ними устанавливаем
сечения остальных элементов; в) по подобранным сечениям элемен-
тов, задавшись примерным значением строительного коэффициента для
аналогичных конструкций, определяем приближенно объем потребной
древесины и вес металлоизделий для конструкции.
Определение трудовых затрат на изготовление конструкций и исчис-
ление стоимости конструкций необходимо вести по действующим нор-
мам и расценкам на производство строительных работ. Трудовые затра-
ты по изготовлению конструкций (трудоемкость конструкций) можно
определить по «Единым районным единичным расценкам на строитель-
ные работы» [17]. Для наиболее распространенных деревянных конструк-
ций стоимость их можно определить, пользуясь ценником № 1[18] или по
«Справочнику цен на строительные материалы и оборудование» ч. I «Ма-
териалы».
111
Глава IV
ЗАЩИТА ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ОТ ГНИЕНИЯ,
ВОЗГОРАНИЯ И ПОРАЖЕНИЯ ДЕРЕВОРАЗРУШАЮЩИМИ
НАСЕКОМЫМИ
§ 19. КОНСТРУКТИВНАЯ ЗАЩИТА ОТ ГНИЕНИЯ И ВОЗГОРАНИЯ
Конструктивная защита от гниения состоит из ряда мероприятий,
направленных на обеспечение просыхания древесины и поддержание ее
воздушно-сухого состояния в конструкциях.
Конструктивными мерами защиты предусматриваются:
1) предохранение древесины от непосредственного увлажнения ат-
мосферными осадками, грунтовыми или производственными водами;
2) достаточная термоизоляция (с холодной стороны), а в необхо-
димых случаях и пароизоляция (с теплой стороны) стен, покрытий и
других ограждающих частей отапливаемых зданий для предупреждения
их промерзания и конденсационного увлажнения;
3) систематическая просушка древесины и заполнителей путем соз-
дания осушающего температурно-влажностного режима.
В соответствии с изложенными выше общими положениями необхо-
димо выполнять следующие конструктивные меры защиты.
Несущие деревянные конструкции следует проектировать открыты-
ми, хорошо проветриваемыми, доступными для осмотра. Они должны
быть расположены целиком либо в пределах отапливаемого помещения,
либо вне его, поскольку конденсат образуется в элементах с перемен-
ной температурой по толщине или по их длине. По той же причине не
допускается заделка опорных узлов, поясов, концов элементов решетки
несущих конструкций в толщу стен, бесчердачных покрытий или чердач-
ных перекрытий.
Пустотные деревянные конструкции в покрытиях с кровлями из па-
ронепроницаемого материала необходимо выполнять с воздушной
прослойкой толщиной не менее 3 см между утеплителем и настилом
кровли. Прослойка должна сообщаться с наружным воздухом через осу-
шающие продухи — входные в нижней части и выходные в верхней части
прослойки. Размеры отверстий осушающих продухов назначают из рас-
чета не менее 30 ел:2 на 1 м2 поверхности крыши; отверстия защищают
от попадания искр стальными сетками или крупнозернистым шлаком,
а от попадания атмосферной влаги — сливными фартуками.
В беспустотных бесчердачных деревянных покрытиях над сухими
помещениями с кровлей из рулонных воздухонепроницаемых материалов
не следует применять пароизоляционных слоев с внутренней (теплой)
стороны ограждения.
112
Не следует применять бесчердачные деревянные покрытия над по-
мещениями с относительной влажностью воздуха более 70%, а также
деревянные перекрытия в санитарных узлах и других влажных помеще-
ниях каменных зданий. В междуэтажных перекрытиях деревянных зда-
ний в этих случаях следует делать водонепроницаемые полы по дощато-
му настилу, укладываемому по открытым снизу балкам.
Деревянные перекрытия над подпольем (цокольные) необходимо
защищать от гниения путем вентилирования подполья через отверстия
размером не менее 15X38 см, расположенные не далее 5 м один от
другого; высота подполья должна быть не менее 40 см.
Воздушную прослойку под настилом чистого пола нужно вентилиро-
вать через отверстия с решетками или щелевые плинтусы; прослойка дол-
жна быть разделена диафрагмами на отсеки площадью не более 50 м2.
Деревянные части следует отделять от каменной кладки или мас-
сивных металлических частей конструкций гидроизоляционными про-
кладками из двух слоев толя, пергамина или руберойда с обработкой
со стороны каменной кладки или металла горячим битумом.
Концы деревянных балок перекрытий или бесчердачных покрытий
отапливаемых зданий, укладываемых на каменные стены, следует, как
правило, заделывать наглухо с обработкой антисептической экстракто-
вой пастой марки 200 на протяжении 75 см от торца со всех сторон,
включая скошенный торец, с покрытием сверху пасты битумом за исклю-
чением торца; торец балки должен отстоять от задней стенки гнезда не
менее чем на 3 см; под конец балки подкладывают гидроизоляцию из
двух слоев толя.
Концы балок следует укладывать в открытые гнезда на внутрен-
ние каменные стены сухих помещений, на наружные стены толщиной не
менее 64 см и на стены неотапливаемых зданий; концы балки на про-
тяжении 75 см от торца антисептируют со всех сторон; обработанный
конец укладывают на прокладку из двух слоев гидроизоляции.
Запрещается применять в деревянных покрытиях внутренние водо-
стоки, деревянные ендовы и фонари с наклонным остеклением, созда-
ющие опасность загнивания покрытий.
В целях защиты деревянных конструкций от возгорания и предот-
вращения быстрого развития пожара необходимо:
а) отделять деревянные части от источников нагрева специальными
противопожарными преградами;
б) разделять воздушные прослойки на отсеки несгораемыми диа-
фрагмами, не препятствующими осушению полости воздушным током
.вдоль прослойки; площадь отсеков не должна превышать 50 м2;
в) покрывать поверхности деревянных частей зданий и сооружений
штукатуркой, огнестойкими облицовками и другими средствами.
Уменьшение пожарной опасности достигается соблюдением проти-
вопожарных разрывов в соответствии с нормами строительного проек-
тирования, разбивкой зданий большой протяженности огнестойкими
брандмауэрами или огнезащитными зонами . Огнестойкость деревянных
зданий увеличивают устройством огнестойких дверных и оконных про-
емов, карнизов и применением несгораемых кровель из волнистых асбе-
стоцементных листов, черепицы, этернита и др.
Кроме того, массивность конструкций, отсутствие в них острых ре-
бер и выступающих частей, острожка граней, отсутствие щелей и трещин,
беспустотность ограждающих частей зданий, применение в них не-
сгораемых или трудносгораемых утеплителей также являются усло-
виями, способствующими повышению огнестойкости деревянных кон-
струкций.
8-409
113
§ 20. ХИМИЧЕСКАЯ ЗАЩИТА ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ОТ ГНИЕНИЯ
Антисептики и область их применения
Антисептиками называются химические вещества, отравляющие
споры и гифы грибов как на поверхности древесины, так и в ее толще.
Существует два основных вида антисептиков: 1) маслянистые водо-
нерастворимые, трудновымываемые; 2) водорастворимые, легковымывае-
мые.
Из маслянистых антисептиков наиболее широко применяется крео-
зотовое масло, а из водорастворимых — фтористый натрий.
Каменноугольное креозотовое масло (ГОСТ 2770-44). Это продукт
перегонки каменноугольной смолы при температуре 235—355°; пред-
ставляет собой легкоподвижную темно-коричневую до черного цвета
жидкость с удельным весом 1,05—-1,12. Обладает значительной токсич-
ностью; не понижает механических свойств древесины, обладает резким
неприятным запахом; негигроскопичен и устойчив по отношению к вымы-
ванию.
Креозотовое масло применяют:
1) в железнодорожном и гидротехническом строительстве, в стро-
ительстве линий связи и высоковольтной сети для элементов, находящих-
ся на открытом воздухе, в земле или воде (эстакады, мосты, подводные
сооружения, сваи, столбы, стулья, шпалы и т. п.);
2) для мелких элементов (обшивка цоколей, подкладки, вкладыши,
пробки, шашка и т. и.) жилых и промышленных зданий;
3) для защиты древесины от разрушения морскими древоточцами.
Креозотовое масло не допускается применять для внутренних кон-
струкций жилых зданий и складов пищевых продуктов, в подземных со-
оружениях, шахтах, около печных труб и горячих поверхностей.
Примечание. Взамен креозотового масла можно применять антраценовое мас-
ло и карболинеум в той же норме.
Фтористый натрий технический порошкообразный (ГОСТ 2871-45).
Это белый порошок с растворимостью в воде от 3,8 до 4,0% в зависимос-
ти от температуры и примесей- Обладает, высокой токсичностью. Не
горюч, не летуч, не гигроскопичен, не окрашивает древесину, не имеет
запаха, не корродирует металл.
Фтористый натрий применяют:
1) в жилищном и промышленном строительстве, мостостроении, же-
лезнодорожном строительстве и в подземных сооружениях для элемен-
тов, защищенных от вымывающего действия воды;
2) для антисептирования термоизоляционных материалов.
Не допускается применение фтористого натрия в смеси с известью,
мелом, цементом и гипсом.
Кремнефтористый натрий (ГОСТ 87-41). Порошок сходный с фто-
ристым натрием. Растворимость в холодной воде 0,65%, в кипящей —
2,4%. В смеси с содой является хорошим антисептиком, аналогичным
фтористому натрию. В чистом виде кремнефтористый натрий можно
применять только в силикатобмазках.
Кремнефтористый натрий устойчив, не летуч, не горюч, менее дефи-
цитен, чем фтористый натрий, и поэтому может иметь широкое примене-
ние в соединении со щелочными добавками (содами).
Примечание. При выборе антисептиков следует учитывать, что рекомендовав-
шиеся ранее медный купорос, железный купорос, поваренная соль и хлорная известь
для антисептирования конструкций применяться не должны, так как они вызывают
глубокую коррозию металлических частей и неблагоприятно отражаются на физи-
ко-химических свойствах древесины. Кроме того, эти вещества весьма гигроскопичны
и замедляют естественное высыхание материалов.
114
Газовая смола и известь к числу антисептиков не относятся. Хлор-
ная известь и железный купорос могут применяться только для дезин-
фекции грунта на складах лесных материалов.
Антисептирование деревянных элементов
Помимо обязательных конструктивных мероприятий по защите де-
ревянных конструкций от загнивания, производится также антисептиро-
вание древесины. Это необходимо в таких случаях:
когда древесина или соприкасающиеся с ней материалы имеют зна-
чительную начальную влажность и быстрое просушивание их в кон-
струкциях затруднительно;
когда конструктивными мерами нельзя устранить постоянное или
периодическое увлажнение деревянных элементов;
при ремонтных и восстановительных работах в зданиях и сооруже-
ниях, в которых обнаружено развитие дереворазрушающих домовых
грибов или насекомых.
В зависимости от рода сооружения, вида конструкций, состояния
влажности древесины способы антисептирования отдельных элементов
в одних и тех же зданиях или сооружениях могут быть различными-
В СНиП Ш-Б. 6 § 4 указаны следующие способы антисептической
обработки дер'евянных элементов:
пропитка под давлением;
пропитка в горяче-холодных ваннах;
покрытие антисептическими пастами;
сухое антисептирование и др.
К древесине, которая подлежит антисептированию, предъявляются
следующие требования:
а) при применении антисептических паст древесина может иметь
влажность от 40% и выше, но-при этом поверхность ее должна быть су-
хой, а в зимнее время не иметь наледи или замерзшего снега;
б) при антисептировании по методу горяче-холодных ванн или в
обычных ваннах древесина должна быть воздушно-сухой;
в) древесина должна быть очищена от коры, луба и пр., наличие
которых препятствует проникновению антисептика в толщу древесины;
г) антисептированию подлежат совершенно законченные и пригнан-
ные элементы до укладки их в сооружение; особо тщательно должно
производиться антисептирование врубок, узлов, стыков и других соеди-
нений.
Примечание. В соответствии с § 42 «Инструкции по защите от гниения, по-
ражения дереворазрушающими насекомыми и возгорания элементов зданий и соору.
жений» (И 119-56), утвержденной Госстроем СССР 9 января 1957 г., деревянные эле-
менты зданий и сооружений должны быть антисептированы с учетом влажности дре-
весины и заполнителей, условий производства строительно-монтажных работ и даль-
нейшей эксплуатации. Перечень деревянных элементов, подлежащих антисептированию,
и способы их антисептирования приведены в § 43 Инструкции.
Пропитка под давлением. Для крупных элементов, подвергающихся
постоянному вымывающему действию воды или находящихся в сыром
грунте (шпалы), применяется пропитка под давлением.
Пропитка как маслянистыми, так и водорастворимыми антисептика-
ми производится в автоклавах на пропиточных заводах. Режимы про-
питки и способы предварительной подготовки в зависимости от породы
и влажности древесины и сортамента лесоматериалов устанавливаются
специальными инструкциями.
8*
115
Пропитка в горяче-холодных ваннах. Этим способом антисептиру-
ются деревянные элементы, находящиеся в условиях неизбежного перио-
дического увлажнения или увлажнения грунтовой влагой.
Деревянные элементы сначала погружаются в горячую ванну от
45 мин. до 3 час., а затем в ванну с холодным антисептиком на тот же
срок. Необходимо, чтобы древесина всегда была полностью погружена
в раствор антисептика.
Температура водных растворов антисептиков в горячей ванне долж-
на быть 90—95°, а в холодной ванне 15—20°. Температура маслянистых
антисептиков — соответственно не менее 90° и 40—50°.
Примечания: 1. Время пропитки в горяче-холодных ваннах зависит от разме-
ров деревянных элементов.
2. Ядро древесины плохо пропитывается. Лучше пропитывается заболонная часть
древесины.
Антисептирование пастами (суперобмазками). Антисептические пас-
ты по характеру связующих веществ бывают битумные, экстрактовые,
силикатные и др.
По содержанию антисептика в пасте, наносимой на 1 л2 обрабатыва-
емой поверхности древесины, различают:
пасты марки 100, содержащие антисептиков не менее 100 г/л2;
пасты марки 200, содержащие антисептиков не менее 200 г/.м2.
Антисептические пасты применяются для деревянных элементов,
работающих при повышенной опасности увлажнения: пасты марки 100
для тонких элементов и пасты марки 200 для массивных элементов.
Примечания: I. Для элементов, работающих в особо неблагоприятных усло-
виях (столбы в земле и т. п.), пасты марки 200 наносят на древесину слоем повышен-
ной толщины, согласно указаниям специальных инструкций.
2. Открытые и соприкасающиеся с землей элементы, антисептированные пастами,
должны защищаться от вымывающего действия воды гидроизоляцией.
Битумная паста состоит из технического фтористого натрия
(или уралита, триолита и т. п.), нефтебитума марок III и IV, зеленого
масла и торфяной муки. Состав паст и расход их на 1 м2 обрабатывае-
мой поверхности приведены в табл. 27.
Таблица 27
Состав битумных паст и расход составных частей в г
на 1 м2 обрабатываемой поверхности
Марка пасты Фтористый натрий Нефтебитум марки 3--4 Зеленое масло Торфяная мука Всего пасты
100 100 100 100 30 330-350
200 200 200 200 40 640-680
Битумная паста водоустойчива, огнеопасна в период приготовления,
имеет резкий запах, наносится на древесину при любой температуре
окружающего воздуха-
Применяется во всех видах строительства—для элементов, работаю-
щих в условиях постоянного или периодического увлажнения, соприкаса-
ющихся с землей и открытых для атмосферных воздействий.
При изготовлении битумной пасты сначала расплавляют на медлен-
ном огне нефтебитум, предварительно размельченный на куски 3—7 сл,
потом без огня при непрерывном помешивании добавляют зеленое мас-
ло (или керосин), антисептик и торфяную муку. Для предупреждения
вспенивания битума торфяная мука и фтористый натрий должны быть
тщательно высушены. Смесь перемешивают до однородной массы и на-
носят малярными кистями равномерным слоем на антисептируемую
древесину.
116
Расход битумной пасты на 1 м2 антисептируемой поверхности сос-
тавляет от 350 до 700 г в зависимости от назначения деревянных элемен-
тов.
Экстрактовая паста (на фтористом натрии) состоит из тех-
нического фтористого натрия, экстракта сульфитных щелоков, торфяной
муки и воды. Состав паст и расход их на 1 м2 обрабатываемой поверх-
ности приведены в табл. 28.
Таблица 28
Состав экстрактовых паст и расход составных частей в г
на 1 м2 обрабатываемой поверхности
100
200
100
200
115
130
На фтористом натрии
с торфяной муйой
На кремнефтористом
натрии и кальцинирован-
ной соде
100
200
100
190
80 100
150 135
15 170 400—450
20 150 500-550
220 500-550
—- 205 680-730
Экстрактовая паста не водостойка, не горюча, наносится на древе-
сину любой влажности и при любой температуре окружающего воздуха
(за исключением строганых вертикальных плоскостей). Применяется в
жилищном и промышленном строительстве для элементов, защищенных
от непосредственного воздействия воды, а также для антисептирования
сырой древесины на месте заготовки. «
Экстрактовая паста на кремнефтористом натрии и соде приготов-
ляется так: слегка увлажненный кремнефтористый натрий закладывают
в бак с горячей водой и размешивают, после чего постепенно небольши-
ми порциями (во избежание вспенивания) вводят соду. После оконча-
ния реакции (прекращения выделения пузырьков углекислоты) в бак
засыпают торфяную муку и затем заранее заготовленный раствор кон-
центратов барды (экстракта сульфитных щелоков). Общее количество
воды в растворе кремнефтористого натрия с содой и в концентратах
барды должно соответствовать рецептуре. Смесь тщательно перемеши-
вается до однородной массы- Паста в холодном виде наносится на древе-
сину малярными кистями равномерным слоем-
Силикатная паста состоит по весу из 20% кремнефтористо-
го натрия, 79% растворимого стекла (силиката натрия) и 1% креозо-
тового масла. Приготовление пасты на фтористом натрии запрещается.
' Силикатная паста не водостойка, не горюча, на горизонтальные по-
верхности наносится при любой влажности древесины и температуре
окружающего воздуха; в зимнее время нанесение пасты на вертикаль-
ные и наклонные поверхности (свыше 30°) сырой древесины не допус-
кается.
Паста применяется в жилищном и промышленном строительстве '
для антисептирования деревянных элементов, защищенных от вымыва-
ющего действия воды.
Силикатная паста хорошо схватывается с кирпичом, стеклом, бе-
тоном, металлом, деревом; она обладает поверхностными огнезащит-
ными свойствами, а также предохраняет древесину от дереворазруша-
ющих насекомых.
117
Не допускается применять силикатную пасту для антисептирования
открытых сооружений и во влажных помещениях с повышенным содер-
жанием углекислоты в воздухе.
Приготовление пасты производится в такой последовательности: к
растворимому стеклу примешивается креозотовое масло, а затем —
кремнефтористый натрий, после чего производится перемешивание до
получения однородной массы.
На одного рабочего готовится сразу не более 10 кг пасты, в против-
ном случае возможно окаменение массы.
Расход пасты составляет от 600 до 1000 г/ж2.
Сухое антисептирование. Так же как и антисептирование пастами,
сухое антисептирование относится к диффузионным способам антисепти-
рования, основанным на постепенном проникновении антисептика в тол-
щу сырой древесины или при последующем увлажнении сухой древе-
сины. Применяется для антисептирования горизонтальных плоскостей,
а также засыпных материалов, прилегающих к древесине.
В качестве антисептика применяется порошкообразный фтористый
натрий или его смесь с кремнефтористым натрием в пропорции 3:1- Для
предупреждения пылеобразования антисептик смешивают с балластом
(увлажненный песок и др.) в пропорции 1 : 10. Смесь распределяется
ровным слоем толщиной 1,5—2,0 мм по антисептируемой поверхности
и покрывается сверху защитным слоем чистого песка.
Расход антисептика составляет от 50 до 150 г/м2, в зависимости от
толщины обрабатываемого слоя древесины.
Сухое антисептирование можно производить чистым порошкообраз-
ным антисептиком без балласта, принимая меры против пыления, на-
пример при помощи сита, прикрытого крышкой. При этом норму расхо-
да антисептика можно сократить примерно в полтора раза.
Кроме описанных выше основных способов антисептирования древе-
сины, есть еще другие способы.
Влажное антисептирование древесины. Этот способ применяется
для обеззараживания удаляемой из конструкций гнилой древеси-
ны, а также для поверхностной обработки здоровой древесины и дере-
вянных элементов. Производится путем двухкратного опрыскивания
из гидропульта или обмазкой кистями с перерывом на 24—72 часа для
просыхания первого слоя антисептика.
Антисептиком служат 3%-ные растворы фтористого натрия или сме-
си кремнефтористого натрия с кальцинированной содой. В СНиП I-A. 12
и в «Инструкции по защите от гниения» (И 119-56) приводятся и
другие антисептические растворы.
Перед обработкой раствором загнившая древесина должна быть
счищена от штукатурки, так как при соединении с последней фторис-
тый натрий теряет свою токсичность- Раствор следует применять нагре-
тым до 80—95°.
Расход антисептического раствора составляет 0,8—1,0 л на 1 м2 по-
верхности древесины.
Высокотемпературные горяче-холодные ванны (способ А. И. Фоло-
мина). Этот способ применяется при одновременной сушке и пропитке
деревянных элементов, допускающих защитную обработку маслянисты-
ми антисептиками. Сущность этого способа состоит в том, что сначала
сырая древесина прогревается в ванне с жидким петролатумом 1 при
температуре 120—130°. При этом происходит бурное удаление влаги в
виде пара. Древесина просыхает и одновременно стерилизуется. После
1 Петролатум представляет собой отход, получаемый при перегонке нефти.
118
сушки древесину переносят в ванны с креозотовым или антраценовым
маслом при температуре 75—80°, где происходит сильный засос антисеп-
тика.
Продолжительность сушки для строительных сортиментов составля-
ет от 5 до 22 часов в зависимости от их начальной влажности и разме-
ров.
Указанным способом могут быть высушены и стерилизованы крупные
строительные сортименты — брусья и бревна — без появления трещин
и с понижением их гигроскопичности.
Гидроизоляция. Для защиты обработанных элементов сооружений
от вымывания антисептика производится гидроизоляция антисептиро-
ванных поверхностей.
Для гидроизоляции применяется нефтебитум марки III—IV с добав
кой 10—20% растворителя (зеленого масла или керосина). Размельчен-
ный нефтебитум расплавляют в котле на медленном огне, потом огонь тч -
шат, в расплавленный битум добавляют растворитель и перемешивают
до однородной массы; в горячем состоянии кистями или из гидропульта
масса наносится равномерным слоем на антисептированную поверхность.
Расход гидроизоляции составляет от 1,0 до 1,5 кгГГ обрабатывае-
мой поверхности. Расход антисептиков определяется по данным табл.29.
Необходимые данные о различных способах антисептирования эле-
ментов деревянных конструкций приведены в табл.30.
§ 21. ОГНЕЗАЩИТНАЯ ОБРАБОТКА ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
(по СНиП I-A. 12, §5, 6 и инструкции И 119-56)
Огнезащитная обработка деревянных конструкций должна произ-
водиться согласно указаниям табл. 2 инструкции И 119-56.
Пропитку огнезащитными составами надлежит применять для
элементов, защищенных от непосредственного воздействия воды. Про-
питываемые открытые части инженерных сооружений должны защи-
щаться слоем гидроизоляции, исключающей возможность вымывания
огнезащитных солей.
В зависимости от степени пожароопасности зданий и сооружений,
обработку древесины надлежит осуществлять методами и составами,
определяемыми требуемой степенью пропитки:
степень А—пропитка, обеспечивающая невозгораемость древесины;
степень Б —пропитка, обеспечивающая замедленное горение древе-
сины;
степень В — пропитка, замедляющая возгорание древесины при
действии открытого источника огня.
Для комбинированной защиты древесины от возгорания и от гние-
ния в огнезащитные составы добавляют антисептики (фтористый нат-
рий и др-), не снижающие огнезащитные свойства составов-
Огнезащитные пропиточные составы должны удовлетворять тре-
бованиям и применяться по указаниям табл. 31.
Огнезащитные краски по характеру связующих разделяются на
масляные с добавлением антипиренов (антипирированные); хлорвинило-
вые; силикатные; казеиновые.
Огнезащитные краски, разведенные водой или органическими рас-
творителями, надлежит наносить на поверхность кистью или опрыски-
ванием. Окраска должна производиться при температуре не ниже -|-10о
и относительной влажности воздуха не выше 70%. Производить окраску
на солнцепеке не разрешается. Норма расхода красок, их характеристи-
ка и назначение указаны в табл. 32.
119
Таблица 29
Нормы расхода антисептиков
р. о и Маслянистые антисептики
Способ антисептирования Единица измерения Водный рас фтористого натрия Каменно- угольное креозото- вое масло Карболи- неум Примечание
Опрыскивание по- верхностей из гидропульта за один раз на 1 м2 Концентрация раствора Рабочий раствор Чистый антисептик Промазка кистя- ми за один раз на 1 м2 Концентрация раствора Рабочий раствор Чистый антисептик проц. л кг проц. л кг 4 0,4 0,016 4,5 0,25 0,012 100 0,30 0.30 — При вымачивании древе- сины в ваннах происхо- дит падение концентра- ции растворов; требуется добавка анти- септика в процессе ппо- питки
Промазка кистями за два раза на 1 М2 Концентрация раствора Рабочий раствор Чистый антисептик проц. л к г 4,5 0,45 0,021 100 0,56 0.55 — —
Погружение в от- крытые ванны с горячим раство- ром на 1 .и3 дре- весины Концентрация раствора Рабочий раствор Чистый антисептик проц. £ л кг 4 25 1,0 100 - 20 20 100 18 18 —
Антисептирование в горяч е-х о л о д- н о й ванне н а 1 м3 древесины Концентрация раствора Рабочий раствор Чистый антисептик проц. л кг 3 15 4,5 100 150 150 100 130 130 —
Антисептирование битумной и л и э к- страктовой пас- той на 1 м2 Готовая паста Чистый антисептик г до 700 200 — — —
Антисептирование с и л и к а т н ой п а с- т о й н а 1 м2 Готовая паста Чистый антисептик г тоЮОО .80* .... —
120
Таблица 30
Способы антисептирования элементов деревянных конструкций
№ п.п Наименование конструкций и кон- структивных элементов Антисептики и способ антисептирования Особые производствен- ные указания
1. 2. Несущие деревянные конструкции — фермы, арки, гвоздевые балки и др.: а) все элементы опор- ных узлов при сборке б) верхние брусчатые пояса по верхней кромке в зоне опорных узлов и опирания фонарей в) составные верхние пояса гвоздевых балок, сегментных ферм и г. п. г) опорные подушки Мауэрлаты на камен- ных наружных стенах со стороны кладки, опорные части стро- пильных ног на 0,5 м у мауэрлатов и на- слонные стропила (во врубках) 1. Пасты марки 200 с гидроизоляцией и про- кладкой толя со сторо- ны прилегания к ка- менной кладке: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 2. Пропитка в горяче-хо- лодных ваннах масля- нистыми антисептика- ми (для вкладышей, прокладок и других элементов небольших размеров): по 1 часу каждая ван- на, а для крупных эле- ментов — до 3 часов 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 1. Пропитка в горяче- холодных ваннах вод- ными растворами ан- тисептиков 1. Горяче-холодные ван- ны с маслянистыми ан- тисептиками; срок вы- держивания в каждой ванне 1—3 часа. 2. Пасты марки 200: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 1. Пасты марки 200 с гидроизоляцией и про- кладкой толя со сто- роны прилегания к кладке: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая Влажность древесины конструкций должна строго соответствовать существующим указа- ниям СНиП Прокладка толя со сто- роны прилегания к кладке обязательна Стропильные неги на 0,5 м от врубки об- рабатываются со всех сторон пастой марки 200 Мауэрлаты с наружной стороны, выходящей на чердак, обрабатывают- ся 3%-ным водным противопожарным ан- тисептическим раство- ром (дважды)
121
Продолжение табл. 30
№ п.п Наименование конструк- ций и конструктивных элементов Антисептики и способ антисептирования Особые производствен- ные указания
3. Покрытия с двухслой- ным настилом по от- крытым прогонам (нижний и верхний дощатые настилы) 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 2. Пропитка в горяче- холодных ваннах про- тивопожарным анти- септическим 3%-ным водным раствором фто- ристого натрия; срок выдерживания в каж- дой ванне — 45 мин. Вкладываемая в конст- рукцию древесина на- стилов (после анти- септирования) долж- на быть воздушно-сухой
4. Пустотные покрытия по прогонам: а) закрытые прогоны или балки в толще по- крытия 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая
б) накаты и подшив- ка пустотных покрытий, несущие утеплитель, верхний защитный на- стил 2. Пропитка в горяче-хо- лодных ваннах вод- ными растворами анти- септиков 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая
2. Горяче-холодные ван- ны с 3%-ным водным раствором фтористого натрия; срок выдер- живания в каждой ванне — 45 мин. Кро- ме того, под утепли- тель — сухое анги- септирование из расче- та 100 г фтористого натрия на 1 ж2 по- верхности Древесина накатов и подшивки при вклады- вании в конструкцию (после антисептирова- ния) должна быть с воздушно-сухой
в) разреженный рабо- чий настил 1. Горяче-холодные ван- ны с 3%-ным водным раствором фтористого натрия; срок выдержи, вания в каждой ван- не 45 мин. Древесина рабочего нас- тила при вкладывании в конструкцию (после антисептирования) дол- жна быть воздушно- сухой
5. Все элементы цоколь- ной части световых фонарей 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 2. Горяче-холодные ван-, ны с 3%-ным водным раствором фтористого натрия; срок вы- держивания в каждой ванне 1—1,5 час. То же, что указано в п. 4 б и в
122
П родолжение табл. 30
С й Наименование конструк- ций и конструктивных элементов Антисептики и способ антисептирования Особые производствен- ные указания
6. Накаты чердачных пе- рекрытий в полутора- метровой полосе вдоль наружных стен 1. Горяче-холодные ван- ны с 3%-ным водным раствором фтористого натрия; срок выдержи- вания в каждой ван- не 45 мин. Кроме то- го, под утеплитель— сухое антисептирование из расчета 100 г фто- ристого натрия на 1 м2 Древесина накатов чер- дачного перекрытия при вкладывании в конструкцию (после антисептирования) должна быть воздуш- но-сухой
7. Накаты междуэтаж- ных перекрытий в по- лутораметровой поло- се вдоль наружных стен 1. Пасты марки 100: а) битумная б) силикатная в) экстрактовая 2. То же, что в п. 6 То же, что в п. 6
8. Элементы многослой- ных щитов накатов 1. То же, что в п. 6 То же, что в п. 6
Примечания: 1. Приведенные в таблице способы антисептирования древеси-
ны расположены в порядке убывающей эффективности их действия на грибы.
2. Вместо 3%-ного раствора фтористого натрия можно применять и друтие вод-
ные растворы, поименованные в СНиП (1-А12) и приложении 20 («Водорастворимые
антисептики» из инструкции И 119-56).
3. Применение в деревянных конструкциях древесины с повышенной влажностью
и без конструктивно-химической защиты запрещается (Приказ по Министерству го-
родского и сельского строительства УССР № 279 от 8. VI. 1955 г., § 6).
4. В каждом проекте строящихся сооружений должны быть разработаны и внесе-
ны в смету противогрибковые мероприятия с рецептами и способами антисептирования
древесины по элементам в зависимости от условий ее службы, как это предусмотрено
СНиП (Ш-Б, §4, п. 2) и постановлением Совета Министров УССР от 5.V.1955 г.
№ 582, § 2.
Таблица 31
Требования к некоторым огнезащитным пропиточным составам и указания
по их применению
Еид пропи-
точных сос-
тавов
Характеристика пропи- ,
точных составов
Основное назначение
1. Смеси фосфор- А
кого и серно- Б
кислого аммо- В
ния
48
20
Смеси фосфор-
нокислого ам-
мония и керо-
синового
.контакта"
Гигроскопичны при от-
носительной влажнос-
ти воздуха выше 80%;
снижают прочность
древесины на 10—15%
Не гигроскопичны; не
снижают прочности
древесины
Для пропигки элементов
(толщиной до 50 мм),
работающих при от-
носительной влажности
воздуха _до_80 %_____
Для поверхностной про-
питки элементов, за-
щищенных от непо-
средственного увлаж-
нения
123
Таблица 32
Требования к некоторым огнезащитным краскам и указания к их применению
Е Е 2 Вид огнезащитных кра- сок Количество огне-] защитной краски па 1 м2 древесины в кг не менее Характе- ристи- ка огне- защит- ных кра- сок Основное назначение Не допус- кается при- менять
1. Силикатные краски 0,5 Неводо- стойки; под дей- ствием углекис- лоты разру- шаются Для элементов, защи- щенных от непосред- ственного увлажнения Для откры- тых элемен- тов и элемен- тов, находя- щихся в по- мещениях с повышен- ным содер- жанием уг- лекислоты в воздухе
2. Казеиновые краски 0,7 — То же, что в п 1, Для откры- тых элемен- тов
3. Масляные краски с до- бавлением антипире- нов 0 6 Водо- стойки Для открытых элементов —
4. Хлорвиниловые и другие краски на основе хло- рированных углеводо- родов 0,6 То же, что в п.3 То же, что в п. 3. —
§ 22. ЭНТОМОЛОГИЧЕСКИЕ РАЗРУШИТЕЛИ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИИ
И МЕРЫ БОРЬБЫ С НИМИ
Древесина конструкций разрушается различными видами насеко-
мых, преимущественно жуками. Кроме жуков, разрушают древесину
и перепончатокрылые насекомые (рогохвосты), чешуйчатокрылые (ба-
бочки) и ложносетчатокрылые (термиты).
В воде живет целая группа сильных разрушителей древесины из
класса моллюсков или ракообразных (морской шашень, морской рачок,
морская мокрица и др.).
Развитие жуков проходит четыре стадии: яйцо, личинка, куколка и
взрослое насекомое. Сроки развития различны. Они длятся от несколь-
ких дней до нескольких лет- На морозе развитие приостанавливается-
Прогрев древесины во влажной камере при температуре 80° и боль-
ше вызывает гибель жуков на всех стадиях их развития.
Основными вредителями древесины являются не сами жуки, а их
личинки, которые, питаясь древесиной, прогрызают в ней ходы различ-
ных размеров, превращая ее в труху (за исключением долгоносика-тру-
хляка, жуки которого являются сами разрушителями древесины).
124
Меры борьбы с дереворазрушающими насекомыми
Меры борьбы с вредителями из мира насекомых следует подразде-
лить на профилактические и истребительные.
К профилактическим мероприятиям следует отнести:
а) тщательный отбор древесины для деревянных конструкций, по-
ступающей со складов;
б) запрещение использования зараженной вредителями древесины
для деревянных конструкций;
в) пропитку или смазку строительных деталей или поделочного ле-
са специальными жидкостями.
Примечание. Все антисептические вещества и составы, служащие для защи-
ты древесины от гниения, если они введены в толщу древесины, защищают послед-
нюю также и от разрушения насекомыми.
К наиболее эффективным истребительным мерам борьбы с вредите-
лями дерева относятся химические мероприятия:
а) пропитка древесины ядовитыми для насекомых жидкостями,
описание которых дано в § 19;
б) вспрыскивание ядовитых жидкостей в летные отверстия; при-
меняется в тех случаях, когда зараженность древесины находится в
начальной стадии;
в) обмазка поверхности древесины ядовитыми составами (этот спо-
соб наиболее доступен);
г) опрыскивание вместо обмазывания поверхности древесины теми
же составами, но из гидропультов. Жидкость лучше проникает в летные
отверстия, так как она выбрасывается из гидропульта под некоторым
давлением. Можно обрабатывать древесину в любом положении;
д) газовая дезинсекция (фумигация) деревянных конструкций не
допускается, так как газы являются сильными ядами для людей и жи-
вотных.
Вспрыскивание отравляющей жидкости в летные отверстия произво-
дится при помощи шприца. Наиболее удобен шприц, вмещающий 20 СЛ13
жидкости.
Для вспрыскивания в летные отверстия применяется жидкость та-
кого состава (частей по весу):
Керосин ......... 100
Нафталин ........ 15
Скипидар неочищенный ...... 100
Нафтализол ........ 10
Креозот . ....... 2
Способ приготовления: 100 частей керосина наливают в особый со-
суд и всыпают туда 15 частей нафталина. Для лучшего растворения
нафталина сосуд помещают в водяную баню- После растворения нафта-
лина в керосине к этому раствору добавляют 100 частей неочищенного
скипидара, 10 частей нафтализола и 2 части креозота. Смесь взбалты-
вается и через некоторое время становится годной к употреблению.
Для древесины значительной толщины при более сильной заражен-
ности рекомендуется более ядовитый состав (частей по весу):
Скипидар неочищенный
Фенол кристаллический
Креолин (нафтализол)
Неочищенный древесный деготь
100
2
20
10
125
В водяной бане в 100 частях скипидара растворяют 2 части
кристаллического фенола. После этого к раствору добавляют 20 частей
креолина и 10 частей неочищенного дегтя, и полученную смесь хорошо
взбалтывают. После часового отстаивания раствор можно применять в
дело.
Примечание. Другие составы для обработки древесины и предохранения ее
от зараженности энтомологическими вредителями указаны в специальных руководст-
вах.
ПРИМЕРЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДЕРЕВЯННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Глава V
ПЕРЕКРЫТИЯ И ПОКРЫТИЯ ЗДАНИЙ
ПРИМЕР 1- БАЛКИ МЕЖДУЭТАЖНОГО ПЕРЕКРЫТИЯ: КЛЕЕННЫЕ ИЗ
ДОСОК (ВАРИАНТ 1); БРУСЧАТЫЕ ЦЕЛЬНЫЕ И СОСТАВНЫЕ НА
ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ (ВАРИАНТ II)
Запроектировать балочную клетку междуэтажного перекрытия об-
щественного здания по колоннам. Основные размеры помещения в све-
ту 14,8X24 м. Сетка колонн 6X5 м. Лесоматериал — сосновые доски
и обзольные брусья. Полез-
ная нормативная нагрузка
300 кг/м2. Способ изготовле-
ния конструкций — заводской.
Выбор схемы планировки
балочной клетки
При заданной сетке ко-
лонн главные балки между-
этажного перекрытия распо-
лагаем по промежуточным ко-
лоннам в направлении боль-
ших пролетов (вдоль длины
здания) и второстепенные бал-
ки —-в направлении меньших
пролетов. Крайние по длине
здания главные балки опираем
на пилястры торцовых стен.
Балки перекрытия размещаем
перпендикулярно главным бал-
кам на взаимном расстоянии
& = 0,75 м соответственно стан-
дартным размерам щитов на-
ката. Принятая схема пла-
нировки балочной клетки изо-
бражена на рис. 44. Расчет-
ный пролет главной балки
L = 6 м-, балки перекрытия —
I = 5 м. Конструкция между-
Рис. 44. Схема планировки балочной клет-
ки:
/—балки перекрытия; 2—главная балка; 3— ко-
лонна.
этажного перекрытия показана
на рис. 45.
Несущие конструкции ба-
лочной клетки перекрытия
проектируем в двух вариан-
127
тах: I—клеенные из досок балки рельсовидного сечения и многослойные
из досок главные балки прямоугольного поперечного сечения; II—цель-
ные из брусьев балки перекрытия и составные главные балки из
брусьев на пластинчатых нагелях.
В обоих вариантах дощатый пол укладывают по лагам перекрытия.
Лаги перекрытия
Принимаем толщину досок пола перекрытия 8=4 см и соответст-
венно этому назначаем расстояние между лагами равным с = 70 см. При
заданной выше полезной нагрузке на перекрытие по условиям прочнос-
ти и жесткости требуется лага сечением 10X5 см.
Во избежание повышенной зыбкости перекрытия по балкам с лага-
ми момент инерции лаг в соответствии с приложением II НиТУ должен
удовлетворять условию
I с \1 /70\4
2,67 |4- 2,67 1 4-I
г I о у \ 4г у
л “ (— ?)8 = (25°'0,041)3 = 233 см*’
где с=70 см—расстояние между осями лаг;
8=4 см—толщина настила по лагам;
I
-j- —250—величина, обратная предельному относительному про-
J гибу изгибаемых элементов междуэтажных перекрытий
(табл. 14, § 8);
<7 = 0,041 кг/см2—полная нормативная нагрузка на перекрытие (см.
ниже).
Принимаем сечение лаги 15\6 см с моментом инерции
1S.fi3
/л = -244^ = 270 > 233 см\
1 £
Клеенные из досок балки (вариант I)
Балки перекрытия
Равномерно распределенные нагрузки от собственного веса
перекрытия приведены в табл. 1.
Таблица 1
Нагрузки от собственного веса перекрытия
Элементы конструкции । Норматив- | ная нагруз- ка в кг/л2 Коэффици- ент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг 1м'1
Доски пола 6 =4 см (0,04.500) 20 1,1 22
Лаги 15X6 см по балкам через 0,7 м
(W-06S00j ... 7 1,1 8
Минеральный войлок (термо- и звукоизоля-
ция) В = 10 см, у =300 <сг!м3 (0,1 300) 30 1,2 36
Щиты наката (0,04 • 500) 20 1,1 22
Сухая гипсовая штукатурка 8 =1 СМ, 1
7 = 1500 кг!м? с пароизоляцией в виде
слоя битума (0,01- 1500+1) 16 1,1 17,6
Балки перекрытия (ориентировочный соб-
ственный вес) 17 1,1 18,7
Итого J £Н=Ц0 g = 124
128
Полезная нормативная нагрузка' перекрытия
рн = 300 кг/ма.
Нормативная нагрузка на 1 пог. м балки
q* = (gH + Рн) = (IЮ + 300) 0,75 = 307 кг/пог.м.
Расчетная нагрузка на 1 пог. м балки
Q = (g + р" )Ь — (124 300 • 1,30) 0,75 = 385 кг/пог.м,
где Ир =1,3—коэффициент перегрузки для полезной нагрузки.
Расчетный изгибающий момент
qP 385 • 52
т — =------°---= 1206 кгм.
О о
Ориентировочно требуемый момент сопротивления балки рельсовид-
ного сечения
М
т„ Rn
120600
1,0 • 130
= 928 см3,
где Оти = 1,0—коэффициент условий работы на изгиб клееных балок
рельсовидного сечения при отношении толщины стенки
ь
Ь\ к ширине полки b ~0,5 при ширине полки не ме-
нее 15 см и высоте балки не более 50 см\
/?и= 130/сг/сл2—расчетное сопротивление древесины изгибу по
табл. 3, § 3.
2
3 4
-750-
Рис. 45. Конструкция между-
этажного перекрытия:
! -чистый пол; 2—лага; 3—балка
перекрытия; 4—минеральный вой-
। .к; 5—щит наката; б-—сухая шту-
катурка.
Требуемый момент инерции балки, исходя из наибольшего относи-
тельного прогиба
1
250
определяемого по схеме 1 приложе-
ния 16 с учетом формулы (58)
Ар
5<7и/зг /1/ ।
384А / Д1 Z2 J
5-3,07 • 5003
’ 384 • 105
• 250 • f ! + 2^= 13600 см*,
9-409
129
где </н=307 кг/м=3,07кг!см;
-у- =250 — величина, обратная предельному относительному проги-
бу балки по табл. 14, § 8;
h 1
— принимаемая ориентировочно относительная высота балки
( Л2 \
I I—коэффициент, учитывающий влияние сдвигающих сил на
величину прогиба дощатой балки рельсовидного сечения,
см. формулу (58);
b
а = 35—коэффициент по табл. 23, § 9 при отношении ~ =0,5.
В соответствии с требуемыми значениями момента сопротивления
и момента инерции балки принимаем двутавровое (рельсовидное) се-
чение балки перекрытия, составленное из четырех строганых досок со
стенкой из двух досок на ребро, изображенное на рис. 46. Верхняя пол-
ка балки принята из более узкой доски для удобства укладки щитов
наката при монтаже междуэтажного перекрытия.
В принятом несимметричном сечении балки центр тяжести смещен
относительно середины высоты стенки вверх на расстояние
_ SSy __ £Fi 14,5 • 4,5 • 11,0-17,5 • 3,5 • 10,5
Уо ±F Z F ' 14,5 • 4,5 + 17,5 3,5 4- 2 • 17,5 -3.5 ” CM’
где SSj, —статический момент площади сечения относительно середины
высоты стенки.
Высота сечения балки
h = 4,5 + 17,5 + 3,5 = 25,5 см.
Расстояние от центра тяжести сечения до наиболее удаленных
верхних и нижних волокон сечения: ув =12,95 см; ун = 12,55 см.
Момент инерции сечения и минимальный момент сопротивления
сечения для верхней кромки балки
Z= Е Л +
14,5 4,53 17,5 • 3,53 , 7 • 17,53 ,
12 4 12 1 12 '
+ 14,5 • 4,5 (11 - 0,30)2 + 17,5 • 3,5(10,5 1 0,30)2 + 2 • 17,5 •
3,5 - 0,302=17 940 см\
щ/ __ 1 _ 17940 _.„Q4 ,
ув 12,95
Несущая способность балки по условию изгиба
ти7?и IF=0,965- 130- 1384= 173 500> 120 600 кгем.
Здесь /ии = mРазм г/г* = 1,15 -0,84=0,965—коэффициент условий ра-
боты на изгиб клееной дощатой балки рельсовидного сечения,
1В целях предупреждения хрупкой работы клеевых швов балок рекомендуется
ограничивать наибольшую высоту балок. При равномерной нагрузке и отношении
&i
- =0,5 высоту балок со стенкой из досок на ребро следует назначать не более 1/12
пролета балки (см. табл. 22, § 9).
130
где /и₽азм =1,15—коэффициент условий работы на изгиб балки, учиты»
вающий влияние размеров сечения, определенный по
табл. 20, § 9 при ширине нижней полки балки не ме-
нее 15 см и высоте балки не более 50 см-,
т? =0,84—коэффициент условий работы балки на изгиб, учиты-
вающий форму сечения, найденный по табл. 21, § 9 пу-
тем интерполяции при отношении толщины стенки Ьг
к ширине большей полки балки Ь, равном
/ -1 = 2-3,5 = 04
b 17,5
Наибольшая поперечная сила
ql 385 • 5
Q = 3 — = 963 кг.
2 2
Несущая способность сечения по скалыванию стенки в нейтральной
плоскости
тск 7?ск = 1,0-24 179-4°q‘q2 ' 3’~=3170>963 кг,
обр 949
где /Иск =1,0 —коэффициент условий работы стенки на скалывание по
древесине при изгибе;
7?ск=24 кг!см2—расчетное сопротивление древесины скалыванию
(максимальное) вдоль волокон (табл. 3, § 3);
S6p—статический момент брутто сдвигаемой части сечения
относительно нейтральной оси всего сечения;
9 . Я 5 . Я 4 52
S6p = 14,5 • 4,5 • 10,70 + --^2-222. = 949 см\
Несущая способность по скалыванию клеевого шва
/Иск /?сК -оРД = 0,5 • 24 17940й‘о-^- = 2280 > 963 кг,
6"Р 662
где тск =0,5—коэффициент условий работы балки на скалывание
по клеевым швам;
Sgp —статический момент нижней полки относительно ней-
тральной оси сечения балки;
S£p = 17,5 • 3,5 • 10,8 = 662 см?.
Относительный прогиб балки от полной нагоузки с учетом влияния
сдвигающих напряжений
f __ 5q«l3 / , й2\ 5 • 3,07 • 5003 / , 25,52 \
I 384Я/ 'Г°'1? ] 384 105 • 17940^ Г 4 ’ ’ 5602 у =
1 1
324 250 ’
где а=41,6 — коэффициент, учитывающий влияние сдвигающих на-
пряжений на прогиб клееной балки рельсовидного сечения, найденный
b
по интерполяции по табл. 23, § 9 при отношении-2- =0,4.
д*
131
Относительный прогиб балки только от полезной нагрузки ( при на-
личии штукатурки)
/п __ f рн _ 1 225 _ 1 1
/ I ’ q" 324 ’ 307 — 442 < 350
где р” =300 • 0,75=225 кг!пог. м — полезная нагрузка на 1 пог. м бал-
ки.
Принятое сечение балки удовлетворяет требованиям прочности и
жесткости. При меньших по сортаменту размерах досок сечение балки
оказывается недостаточным.
Произведем проверку на отрыв нижней полки балки от стенки
под воздействием сосредоточенной силы Р, передающейся от опорных
планок щитов наката (рис. 47).
Расчетная нагрузка от веса засыпки, щитов' наката и штукатурки
g = 30-1,2 + (20 + 16)1,1 =75,6 кг/м».
Ь-750-
Рис. 47. Опирание щитов наката на балки перекрытия.
При расстоянии между опорными планками щитов наката с=0,75 м
и шаге балок £>=0,75 м сосредоточенная сила на полку от двух планок
р = gcb = 75,6 • 0,75 0,75 = 43 кг.
Проверку на отрыв нижней полки ведем по эмпирической формуле
(56):
4ай = 4 • 8-7 = 224 > Р = 43 кг,
где а=8 см — ширина опорной планки щита наката.
Конструкция балки перекрытия показана на рис. 48, а. Для стенки
балки при высоте ее более 15 см применена сплошная склейка обеих
досок по всей длине балки.
Качественные категории древесины соединяемых элементов по по-
перечному сечению и длине балки показаны на рис. 48, в.
Расход материалов (в деле) на одну балку перекрытия составляет:
древесины (0,145• 0,045 + 0,175-0,035 • 3) 5,2 = 0,13 лг3;
гвоздей на запрессовку d = 3 мм, 1 = 80 мм&3,7 кг/м:> или на одну
балку
g„ = 3,7 • 0,13 = 0,48 кг. *
Полный вес одной балки
G = + £м = 0,13 • 500 + 0,48 = 65,5 кг.
Расход металла в процентах к общему весу
9+:+2=о,73"/
65,5
о-
132
Рис. 48. Клееные балки перекрытия:
а—рельеовидная балка пролетом 5 л; б--миогослойная балка из досок двутаврового сечения пролетом L = 6 м; в—категории эле-
ментов рельсовидной балки; г—категории элементов многослойной балки: /—стык впритык одной доски стенки- 2—стык впритык полки;
3—стык полки на ус; 4—-сплошная склейка; 5—стыки досок впритык; б—стыки на ус.
Вес балки, отнесенный к единице площади перекрытия
+.„= ^=Д|5=17,45
Фактический коэффициент собственного веса балки
_ 1000 • +'в 1000 • 17,45
с,в ~ 1(РП + Г+7IJ = 5(300 + 110+ 17,45) = 8,0'
Главная балка
Расчетный пролет балки L =6 м. Расстояние от оси главной балки
до продольных стен (пролеты балок перекрытия) / =5 м.
Собственный вес главной балки на 1 м-' плана перекрытия определя-
ем по формуле (48)
. 300+ 110 =101 кг/.
gc-B Ю00_ 1000 10,1 ’
kc.BL 1 4-6 1
где +.в =4 — коэффициент собственного веса балки (рис. 29, б).
Равномерно распределенные нагрузки на 1 пог. м балки:
нормативная
+ ==(+++’.в+рн Н = (НО + Ш+300)5 = 2100 кг/пог. м-='2\ кг!см-
расчетная
q = (£g"ns ++np)/= [(110-30)1,1 +30 1,2 + 10,1 • 1,1 +
+ 300- 1,3]5 = 2625 кг/пог. м.
Расчетный изгибающий момент
М = = 2628 ' 62 = 11820 кгм.
8 8
Наибольшая поперечная сила на опоре
„ qL 2625 • 6 7Q7£_
Q = ^ = —g------= 7875 кг.
Вследствие того, что главная балка междуэтажного перекрытия
воспринимает значительные нагрузки , проектируем ее из многослойного
пакета досок, склеенных плашмя, и поперечное сечение балки принимаем
прямоугольным (рис. 29, б). Рекомендуемое для балок постоянной вы-
соты двутавровое поперечное сечение для рассматриваемой балки не-
приемлемо, вследствие значительной величины поперечной силы в бал-
ке и требуемой при этом весьма большой толщины стенки.
Для предварительного определения основных размеров попереч-
ного сечения балки предполагаем, что при значительной нагрузке на
главную балку высота ее будет примерно равна -уд L =60 см, а ши-
рина балки — более 15 см. Для таких предварительных размеров попе-
речного сечения коэффициент условий работы балки на изгиб по табл. 20,
§ 9 равен тп =1,05. Тогда требуемые момент сопротивления и момент
инерции поперечного сечения балки по формулам (62) и (63) будут
/Пи Ди
1 182 000
1,05 • 130
= 8660 см3-
5qK L? Г L
+84Д [7
5 • 21,0 6003 • 250
384 • Ю5
= 148 000 см1,
134
где 7?и =130 кг/см2—расчетное сопротивление древесины сосны изгибу,
определенное по табл. 3, § 3. При заводском изго-
товлении балок и надлежащем контроле проч-
ности древесины расчетное сопротивление древе-
сины может быть повышено на 10% (см. приме-
чание 5 к табл. 3, § 3);
/?и = 130- 1,1 = 143 кг!см\
qH =21 кг/см —нормативная равномерная нагрузка на балку;
у- =250 —величина, обратная предельному относительному
прогибу балки, определенная по табл. 14, § 8.
Компоновку поперечного сечения балки начинаем с определения
требуемой ширины сечения Ь, которую при значительных поперечных
силах в балке следует находить из условия одновременного использо-
вания несущей способности балки на изгиб и скалывание по формуле * 1
3Q2 _ 3 • 78752 _
тр 8IFm2K/?2K 8 • 8660 • 0,52 • 242 ’ СМ>
где /?гСк=0,5 —коэффициент условий работы клееной балки на скалыва-
ние по клеевым швам;
/?ск = 24 ка/сж2—расчетное (максимальное) сопротивление древеси-
ны сосны скалыванию вдоль волокон (табл. 3, § 3).
Принимаем ширину балки b =17,5 см при ширине досок 18 см с
четырехсторонней острожкой (для лучшего вида и окраски открытой
конструкции главной балки). При этой ширине балки требуется высота
ее:
из условия прочности на изгиб
,/W т /б - 8бёо сл _
'Ч-]/ -b-~ У ~17,5“=s4’°
из условия прочности на скалывание по клеевому шву
3Q 3 • 7875: _ _ „
h ~ 2 • b • /Иск-Кск — ”2 • 17;"5"- 0,5 • 24 ’ СМ'
из
условия жесткости по формуле (65)
12ТЦ ? Г12448 000 „
р - 17 -----=-с----= 46,7 см.
1 / ,0
1 Приведенная здесь формула получена следующим путем. Так как для балок
I
прямоугольного поперечного сечения - Q-
о
b
2 ,
-—-/г, то требуемая по прочности на скалы-
вание при изгибе
высота сечения балки
из
Лек —
формулы (5)
3Q
2&/Ис,<7?ск
Приравнивая эту
определенной по
высоту к требуемой высоте сечения балки по прочности на изгиб,
формуле (64), получим уравнение
7/6Г 3Q
2Л/геСк/?ск ’
решая которое относительно b , найдем
3Q 2
6тр~ 81Гт2ск/?2ск-
135
Для возможности запрессовки балок при склеивании в прессах или
с помощью запрессовочных гвоздей, а также в целях снижения до-
полнительных напряжений в клеевых швах при изменении темпера-
турно-влажностных условий принимаем для изготовления балки доски
сечением 18X4
Составляем
f—-/75—4
Рис 49. Попе-
речное сечение
главной балки
из пакета скле-
енных досок.
см (после острожки 17,5X3,5 см).
главную балку по высоте из 17 досок с полной высотой
поперечного сечения (рис. 49)
h = 3,5 17 = 59,5 см.
Относительная высота принятого сечения балки
h __59,5 _ 1
L ~~ 600
находится в.пределах рекомендуемых значений
1
L 8 12’
В принятом сечении удовлетворено также требование
норм по необходимому соотношению размеров сечения
(см.§ 9)
Произведем проверку принятого сечения балки ’.
Момент инерции и момент сопротивления поперечного
сечения балки
Ь№
12~
.308000
1Г =
2Z
h
2 • 308 000
59,5
= 10380
CMS.
Проверка несущей способности балки:
из условия прочности на изгиб
т/ги 1Г= 1,05 • 130 • 10380= 141 800 > М = 118200 кгсм\
из условия прочности на скалывание при изгибе по клеевому шву1 2
I6vb 2hb 2-59,5-17,5
mmRCK = mCKRCK --Q— = 0,5 • 24----------„------
Обр о о
= 8320 > Q = 7875 кг,
где ти= 1,05—коэффициент условий работы на изгиб клееной балки
прямоугольного сечения при высоте балки h =59,5? -
?«60 см и ширине поперечного сечения ^ = 17,5 см> 15 см
(табл. 20, § 9);
тск=0,5 —коэффициент условий работы клееной балки на скалы-
вание по клеевому шву при изгибе (§ 9).
1 В тех случаях, когда принятая высота балки превышает требуемую по трем
предыдущим условиям высоту балки и коэффициент условий работы балки на изгиб,
принятый в предварительном расчете при определении 1ГТр не изменяется, оконча-
тельной проверки принятого сечения не требуется.
2 При проверке скалывания по клеевому шву, ближайшему к нейтральной оси се-
чения, точнее вычислять значение статического момента площади сечения, располо-
женной выше рассматриваемого шва, которое, однако, очень незначительно отличается
от величины статического момента полусечения балки.
136
Относительный прогиб балки
f 5qn L3 5- 21,0-600» 1 1
L ~~384EJ ~ 384 • 105 308 000 — 522 250 ‘
Предварительно принятое сечение балки удовлетворяет требовани-
ям прочности и жесткости и может быть окончательно принято.
Конструкция балки изображена на рис. 48,6. Качественные катего-
рии древесины соединяемых элементов по высоте сечения и длине балки
показаны на рис. 48, г.
Расход древесины (в деле) на одну балку
V= 0,595 • 0,175 • 6,2 = 0,645 м3.
Расход гвоздей d=3 мм, Z=80 мм для запрессовки досок на 1 бал-
ку (см. стр. 61).
gM = 1,58 V = 1,5 • 3,5 • 0,645 — 3,4 кг.
Полный вес одной балки
G= ИГ4-gM = 0,645 • 500 + 3,4 = 326. кг.
Расход металла в процентах к общему весу балки
я д
lOO=l,O5°/o.
Вес балки, отнесенный к единице плана перекрытия
G 326,0 1Л QQ /2
gc.B = -р-= д--Г = 10-88 Кг М
г b • о
Действительный коэффициент собственного веса балки
_ 1000-g”B 1000-10,88 _
L(p« + g* ~g« в) ' ” 6(300 +110+ 10,88) > 4>
т. e. несколько более принятого ранее в расчете. Более низкое значение
+.в балок междуэтажных перекрытий по сравнению с аналогичными
значениями kc.B балок покрытий объясняется относительно большей
расчетной нагрузкой на перекрытия по сравнению с нагрузками на по-
крытия.
Краткие указания по изготовлению балок
Изготовление клееных балок должно производиться в специаль-
ных цехах деревообрабатывающих предприятий, оборудованных меха-
низмами и приспособлениями для склейки и контрольных испытаний
клея и готовых конструкций. Клееные конструкции должны изготовлять-
ся специально обученными рабочими с тщательным контролем качества
клея , влажности древесины и пр.
Склейка балок междуэтажного перекрытия, защищенных от увлаж-
нения при обеспечении надлежащей вентиляции подпольного пространст-
ва, должна производиться на водостойком фенолформальдегидном
клее марки КБ-3 или СП-2. На этом же клее склеиваются главные
балки.
Приготовление клеевого раствора, а также склейка конструкций
должны производиться при температуре не ниже 12° и постоянстве
температурно-влажностного режима на всех стадиях изготовления.
137
Указания по подбору составных компонентов клея и проведению
всех операций по изготовлению, контролю качества, приемке и хране-
нию клееных балок приведены в «Инструкции по проектированию и из-
готовлению клееных деревянных конструкций и строительных деталей»
(СИ 11-57).
Качественный подбор древесины для склеиваемых балок должен
производиться по рис. 48, виг, составленным в соответствии с указа-
ниями табл. 2, § 2.
Древесина требуемого качества может быть получена из пиломате-
риала худшего качества; места с недопустимыми пороками вырезают и
оставшиеся части стыкуют по длине и ширине.
При стыковании склеиваемых досок может быть использован также
маломерный пиломатериал.
В полках балок со стенкой из досок на ребро допускается примене-
ние досок с обзолом, размеры которого установлены указаниями п. 126
НиТУ.
При подборе лесоматериала склеиваемых элементов и устройстве
стыков их необходимо руководствоваться следующим:
1. Для уменьшения трудоемкости изготовления балок длину стыкуе-
мых досок рекомендуется принимать не менее 2 м.
2. В одном сечении допускается стыкование не более 25% всех до-
сок, из них не свыше одной доски в наиболее напряженной зоне. Рас-
стояние между осями стыков в смежных по высоте слоях досок не долж-
но быть менее 20 толщин наиболее толстой из стыкуемых досок. Стыки
досок не должны образовывать направленных в одну сторону ступенек.
3. В рельсовидных балках нижняя полка устраивается цельной
или стыкуется на ус или на зубчатый шип. В верхней полке и стенке из
двух досок допускается устройство стыков впритык или на зубчатый
шип с соблюдением следующих правил:
а) стыки досок верхней полки устраиваются в крайних третях про-
лета и перекрываются с нижней стороны двумя накладками длиной не
менее 25 см, шириной, равной свесу полки, и толщиной не менее 3 см;
число стыков в полке должно быть не более одного;
б) стыки двух досок стенки устраиваются вразбежку в любом се-
чении по длине пролета; число стыков в стенке не должно превышать
двух;
в) совмещение стыков верхней полки и стенки не допускается; рас-
стояние между ними должно быть не меньше 20 8 (8 •—наибольшая тол-
щина одной из стыкуемых досок).
4. В многослойных балках из досок плашмя стыки досок в наиболее .
напряженной части растянутой зоны в двух слоях от края по высоте
сечения устраиваются на ус, в остальной части элемента доски стыкуют-
ся впритык.
5. Длина уса должна обеспечивать равнопрочность стыка с цельной
древесиной и приниматься равной 10 8(8—толщина доски).
6. Стыки досок по ширине полок многослойных балок устраивают-
ся впритык, причем склейка продольных кромок стыков производится
лишь в досках, располагаемых в наружных слоях элемента. Расстояние
между продольными кромками смежных слоев должно быть не меньше
40 мм.
Брусчатые балки цельные и составные на пластинчатых нагелях
(вариант II)
Схема планировки балочной клетки была приведена на рис. 44.
Балки перекрытия проектируем цельными; главные балки — состав-
ными, из брусьев на пластинчатых нагелях.
138
Балки перекрытия
По найденным ранее для балок перекрытия варианта I значениям
расчетного изгибающего момента М и нормативной погонной нагрузки
Vй , определим требуемые момент сопротивления и момент инерции се-
чения балки из бруса 1
7-гр
Ж,р = —
Шц 5и
5q” I3 Г I '
3845 f
120 600
1,15 • 130
==803 см3;
5 3,07 5003 • 250
384 • 105
— 12 500 с.и4,
где ти = 1,15 —коэффициент условий работы на изгиб балки из бруса
с размерами сторон сечения не менее 15 см.
При оптимальном соотношении сторон сечения бруса для балки по
условию наибольшего W, равном 7 : 5 (см. § 8, стр. 54), ширина сече-
ния балки будет
5
b^~-h = 0,7\5 h
и момент сопротивления сечения ее
Отсюда и по формуле (65) определяем требуемые размеры сторон
сечения бруса по условиям прочности и жесткости
6- 8,Cf^l9 см; Ьп =0,715 • 19^14 см;
0,715 тр
4
, _1/12/;р _ /12/тр 12500
Лтр —|/ -ft—J/ 0,715”]/ ”0,715 ”2’4 СМ'
Ь’тр =0,715 • 21,4= 15,3 см.
Принимаем сечение балки из бруса 22X15 см.
Момент инерции и момент сопротивления принятого сечения
b-h3 15-223 1ОО1А , W7 21 2-13310 ,_1П ,
= = —-— = 13 310 см*; W^-r = ~---------=1210 см3.
12 12 h 22
Проверку прочности и жесткости принятого сечения балки при
полной нагрузке можно не производить, так как размеры сторон приня-
того бруса не менее 15 см и, следовательно, значение коэффициента
условий работы =1,15 .принятое ранее, сохраняется, а величины W
и I принятого сечения балки превышают требуемые значения их.
Произведем дополнительную проверку жесткости балки только от
нормативной полезной нагрузки перекрытий (при наличии штукатурки).
Относительный прогиб при этом
Л _ 5рн I3 _ 5 2,25 • 5003 __1 1
I ”38457 ”384- 105- 13310” 364 350 ’
где р'" =300-0,75=225 кг/пог. м — погонная полезная нагрузка па
балку.
1 Незначительным увеличением нагрузки от собственного веса балки из бруса по
сравнению с весом той же балки двутаврового сечения пренебрегаем, так как это в
значительной мере компенсируется уменьшением нагрузок от щитов наката и звуко-
изоляционного ковра при меньшем расстоянии между балками в свету.
139
Принятое сечение балки удовлетворяет требованиям прочности и
жесткости.
Расход древесины на 1 балку 7=0,1715 м3.
Вес одной балки G=85,7 кг.
Вес балки, отнесенный к плану перекрытия
G 85,7
= -STOTTS’-22'9 кг,м -
Действительный коэффициент собственного веса балки
_ 1000g«B _ 1000 • 22,9
kc'B ~ = 5(300 4- 110 + 22,9) 10,6’
Главная балка
Расчетный пролет главной балки L = 6 м. Пролеты балок перекры-
тия /=5 м (рис. 44).
Собственный вес балки найдем по формуле (48)
рн 300 4-1Ю 1О _ . .
Яс-в юоо юоо 2,7 кг м ’
Ic.b L 1 5“¥ 1
где Ас.в =5 — коэффициент собственного веса балки.
Равномерно распределенные нагрузки на балку:
нормативная
= (gH + й'св + Рп )= (110 + 12,7 4- 300)5 = 2120 кг/пог-м = 21,2 кг/см;
расчетная
7 = (SgHng +р« «₽)/= [(110-30)1,1 +30 • 1,2+12,7 • 1,1 +
+ 300 • 1,3] 5 = 2640 кг/пог.м.
Расчетный изгибающий момент
.. ql* 2640 • 62 ,, оол
М = —----з----= 11 880 кгм.
8 8
Ввиду значительной величины расчетного изгибающего момента
предполагаем, что сечение балки будет состоять из трех обзольных
брусьев с размерами сторон не менее 15 см. Тогда требуемые момент
сопротивления и момент инерции поперечного сечения балки по форму-
лам (62) и (63) будут
1 188 000
/пи т'а R„
0,8 • 1,15 • 130
— 9930см3,
Ар
57й L3 ГАП _ 5 • 21,2 • 6С03 • 250
38+ОГ f — ~ 384-0,6-10®
= 249 000 см*,
где т,л • = 0,8 • 1,15—коэффициенты условий работы на изгиб
для составной балки из трех элементов на плас-
тинчатых нагелях при пролете балки более 4 м и
сечении балки из брусьев с размерами сторон не
менее 15 см;
k-ж =0,6 —поправочный коэффициент к моменту инерции составной
балки из трех брусьев пролетом более 4 м.
140
Считая поперечные сечения обзольных брусьев в. середине пролета
прямоугольными и задаваясь шириной сечения балки & = 18 см, по фор-
мулам (64) и (65) находим требуемую высоту поперечного сечения
балки из условий прочности и жесткости
= 57,6 см,
У 12-249 000
/ ------,о-----= 55,0 см,
f 1о
что соответствует сечению балки 60\18 из трех брусьев не стандарт-
ного размера 20X18 см.
Кроме того, исходя из условия размещения в
балке требуемого количества пластинчатых наге-
лей, ширину брусьев необходимо увеличить до 20 сл;
принимаем сечение балки из трех брусьев 20X20 см
при полной высоте балки /г=60>57,6 см (рис. 50).
Момент инерции и момент сопротивления попе-
речного сечения 1
bh^
12
90 - 093 9/ 1
——X- = 369 000 см*- W = 4-
12 h')
2-360000 1АААА ,
=----А----= 12 000 см3.
60
Несущая способность сечения по прочности на
изгиб
тя mnRn 117=0,8 • 1,15 • 130 • 12 000 =
= 1 435 090 > Г188 000 кгсм.
Относительный прогиб балки
f _ 5 • q"L3 _ 5 • 21,2 6003
L ~ 384Ж< I ~ 384 - 105- 0,6-360 000
Рис. 50. Поперечное
сечение главной балки
из брусьев.
Соединение брусьев производим с помощью стандартных дубовых
пластинчатых нагелей с размерами 5ПЛ =1.2 см-, /пл =4.5 Хл =4,5- 1,2=
5,4 см. При ширине брусьев b =20>15 см принимаем глухие пластинки
с шахматной расстановкой их.
Требуемое количество глухих пластинчатых нагелей на длине 0,4 Ь
по формуле (61)
_ 1,244 - S6p _ 1,2 • 1 188 000 • 8000
"пл ~ ""7бр • Т ~ 360 000-"756
42 шт ,
где Т — несущая способность одного глухого пластинчатого нагеля по
формуле (31)
Т - 14/пл • Ьпл = 14 • 5,4 ~ = 756 кг при Ьпл =
1 Ограничивая наибольшую величину обзола брусьев в середине пролета до
соответствующей стороны бруса, наличие его при расчете не учитываем.
4,
1 <7 1
362 < 250 ’
1
б
141
5бР — статический момент площади сечения крайнего бруса относи-
тельно нейтральной оси сечения балки
5бр = Fh = 20 • 20 • 20 = 8000 см3.
При нормальном полушаге глухих пластинок
S 9§пЛ л Г" л г. г- г-
«! = -g- = —2— = 4,5 • 1,2 5,5 см
в каждом шве на длине 0,4 L может разместиться глухих пластинок
0.4L
tl ПЛ -
«1
0,4 • 600
5,5
44 > 42 шт.
На среднем участке балки длиной 0,2L = 1,2 м пластинки не ставим.
На концах балки конструктивно ставим по одному стяжному болту
d =16 мм.
Строительный подъем балки находим из условия равенства его про-
гибу этой балки под расчетной нагрузкой и определяем по формуле
, _ . q 1 • 600 • 2640 о
A” ~fqn — 362 . 2120^“ 2,06 СМ’
где qa и q—нормативная и расчетная нагрузки на 1 пог. м балки.
Принимаем /СтР =3 см.
При отсутствии на строительстве брусьев последние могут быть
выпилены из бревен. Опиловку бревен на брусья для составных балок
можно вести двумя способами: 1) с сохранением по всей длине брусьев
постоянной ширины и высоты; 2) с учетом естественного сбега бревен
при сохранении постоянной ширины и переменной в соответствии со
сбегом бревен высоты. Диаметры бревен в обоих случаях устанавливаем
из условия, чтобы обзол в рабочих швах не превышал глубины врезки
/гвр пластинчатого нагеля.
< 1пл 5,4 о _
«вр = щг = щу = 2>' см-
Схема окантовки бревен 6? =25 см при опиловке их без использова-
ния сбега и бревен d =23 см с использованием сбега показана на
рис. 51. Естественный сбег бревен при этом принят равным 1 см на
1 пог. м.
Потребная кубатура бревен на одну балку при первом и втором спо-
собах опиловки соответственно будет
1^!= 1,11 м\ V2 = 0,945 м3.
Относительная экономия лесоматериала при использовании естест-
венного сбега бревен
Vi-V2 1,11-0,945
\\ 1,11
100= 15°/0.
Учитывая некоторое усложнение работ при втором способе опилов-
ки, принимаем в данном случае при изготовлении балок первый способ
опиловки.
При изготовлении составных балок отбираем лучшие бревна (с
меньшей сучковатостью ) для нижних растянутых брусьев (I категория)
и худшие бревна — для средних, менее напряженных брусьев составной
балки (III категория).
142
Рис. 51. Схемы опиловки бревен на брусья:
бревен; б—с использованием сбега бревен (сбег бревен принят равным
а—без использования сбега
см на 1 пог. м).
Конструкция балки показана на рис. 52.
Расход древесины (в деле) на 1 балку
П^0,22 • 3 • 6,2 = 0,743 м3.
Расход металла (стяжные болты)
gM = 2,6 кг.
Полный вес одной балки
G = + 0,743 - 500 4-2,6= 374 кг.
110-22=2420
L=6000
Рис. 52. Главная балка из обзольных брусьев на пластинчатых нагелях проле-
том А=6,0 м.
Расход металла в процентах к общему весу балки
2.6
374
100 = О,7°/о.
Вес балки, отнесенный к плану перекрытия
G 374 . „ к , 2
£с.в =~Е7 = = 12-5 кг/м •
Г 6-0
Действительный коэффициент собственного веса балки
1000g''B 1000-12,5
kc в = l(p« + rTiCT = -б(зоб1-11О4-12Д)
= 4,95^5.
Сравнение вариантов
Показатели расхода материалов на оба варианта решения несущих
конструкций междуэтажного перекрытия приведены в табл. 2.
По данным этой таблицы кубатура древесины, необходимая на из-
готовление несущих конструкций перекрытий по варианту I, меньше
кубатуры древесины, требующейся по варианту II, на
2,14лтд6~ 100 ~ 2°0/°-
При средних стоимостях клееных балок примерно 5004-550 руб. за.
1 м3 древесины в деле, балок цельного сечения из брусьев 404 руб. за
1 м3 и составных балок на пластинчатых нагелях ~620 руб. за 1 м3 [18]
экономическое преимущество имеет первый вариант конструктивного
решения.
144
Таблица 2
Показатели расхода материалов по вариантам решения
на одну секцию (6x5 м)
Наименование показателей Единица измерения Вариант I Вариант II
Балки пере- крытия Главные балки Всего 1 Балки пере- крытия Главные балки Всего
Древесина (на секцию) л3 1,040 0,645 1,685 1,370 0,743 2,113
То же, приведенный слой см 3,47 2,15 5,62 4,57 2,48 7,05
Сталь (на секцию) кг 3,84 3,40 7,24 — 2,60 2,60
То же, на 1 ж2 плана 0,128 0,11 0,238 — 0,087 0,087
Вес элементов кон- струкции (на секцию) 523,8 326,0 850 685 374 1059
То же, на 1 лА плана 17,45 10,88 28,3 22,9 12,5 35,4
Примечание. Расход древесины на щиты наката, лаги и пол, одинаковый в
обоих вариантах, в таблицу не включен.
Мероприятия по химической защите древесины
Таблица 3
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Доски чистого пола Со стороны подполья обрабаты- ваются пастой марки 100
Лаги и балки перекрытия Балки обрабатываются пастой мар- ки 100 (силикатобмазкой), а лаги со стороны подполья — пастой марки 200 с гидроизоляцией
Щиты наката перекрытия Обрабатываются в горяче-холод- ных ваннах 3%-ным водным раство- ром фтористого натрия продолжи- тельностью 1 час каждая. Кроме то- го, с верхней стороны щиты допол- нительно антисептируются фтористым натрием (сухим) из расчета 100 г на 1 м2 щита.
10-409
145
ПРИМЕР 2. ДВУХСКАТНЫЕ СОСТАВНЫЕ БАЛКИ ПОКРЫТИЯ:
КЛЕЕНЫЕ МНОГОСЛОЙНЫЕ (ВАРИАНТ I);
ДОЩАТО-ГВОЗДЕВЫЕ С ПЕРЕКРЕСТНОЙ СТЕНКОЙ (ВАРИАНТ П)
Запроектировать несущие конструкции бесчердачного утепленного
покрытия складского здания. Размеры помещения в плане в свету:
ширина 12 м, длина 50 м. Основные несущие конструкции покрытия
опираются на пилястры стен из кирпичных блоков. Район строительст-
ва— г. Калинин. Кровля руберойдная. Утеплитель — два слоя минераль-
ного войлока толщиной по 5 см каждый (у = 250 кг/м3). Лесомате-
риал—сосновые доски и бруски.
Выбор конструктивного решения покрытия
Основные несущие конструкции покрытия принимаем плоскими и
располагаем их параллельно коротким сторонам помещения; расчетный
пролет конструкции /=12м.
При пролете конструкции I =12 м, наличии пиленого лесоматериала
(досок) и заданной пологой рулонной кровле основные несущие конст-
рукции покрытия здания следует запроектировать в виде сплошных
балок. Балочные конструкции имеют по сравнению с фермами мень-
шую строительную высоту, что сокращает отапливаемую кубатуру зда-
ния, более просты в изготовлении и допускают применение в менее от-
ветственных частях конструкции маломерных лесоматериалов понижен-
ного качества.
Выбор вида сплошных конструкций зависит от способа изготовле-
ния их. При заводском изготовлении для основных несущих конструк-
ций рекомендуется применять клееные балки как наиболее экономичные
по затрате материалов; при построечном изготовлении—двутавровые до-
щато-гвоздевые балки с двухслойной перекрестной стенкой.
Ниже рассмотрены оба варианта решения основных несущих кон-
струкций покрытия здания.
Ограждение покрытия проектируем утепленным со сборно-щитовой
несущей основой.
Такое решение ограждения покрытия исключает необходимость
устройства специальных связей для обеспечения пространственной не-
изменяемости плоских несущих конструкций, а также ведет к снижению
трудоемкости и сроков монтажа конструкций при одновременном
уменьшении расхода лесоматериалов на конструкцию ограждения и
увеличении жесткости его.
Внешние габариты основных щитов (2X3 м) приняты исходя из
удобства перевозки их на автомашинах без прицепа и изготовления
основных заготовок щитов из шестиметровых досок без отходов.
При принятых размерах несущих щитов покрытие может быть бес-
прогонным с частым расположением основных несущих балок и прогон-
ным с более редким размещением балок вдоль здания. В целях уменьше-
ния количества основных балок и снижения расхода качественной дре-
весины принимаем прогонное решение покрытия.
Прогоны покрытия проектируем спаренными из досок по нераз-
резной многопролетной схеме, что при пологих кровлях является наи-
более экономичным.
Пролеты неразрезных прогонов (шаги основных балок) целесообраз-
но назначать одинаковыми по длине здания, за исключением крайних от
торцов пролетов, величину которых следует уменьшать на 1,5—20%
во избежание перегрузки предторцовых балок покрытия и необходимос-
ти усиления прогонов в этих пролетах.
146
В соответствии с заданной длиной здания, равной 50 м, и принятой
шириной основных щитов ограждения Ь=2 м, а также сообразуясь с
размещением междуоконных простенков и рекомендуемым модулем
продольного шага, принимаем шаг основных балок s=6 м; крайние
предторцовые балки размещаем на расстоянии sKp =4 м от торцовых
стен. При этом в средних пролетах прогонов размещается по три основ
ных щита покрытия; в крайних по два основных щита.
.Неразрезные дощатые прого-
ны проектируем по равнойрогиб-
ной схеме и размещаем по скату
верхнего пояса балки на взаим-
ном расстоянии </ = 1,5 м (рав-
ном половине длины основного
неразрезного щита).
Уклон рулонной кровли при-
нимаем i = tga =0,1.
Схема принятой планировки
конструкции покрытия показана
на рис. 53.
Несущие элементы огражде-
ний конструкции покрытия 1 про-
ектируем из нижних основных
(несущих) щитов и верхних кро-
вельных щитов. Нижние основ-
ные щиты укладываются непо-
средственно по прогонам, а верх-
ние кровельные щиты укладыва-
ются на нижние щиты по специ-
альным диагональным брускам.
Конструкция щитов покры-
тия показана на рис. 54.
Основной щит покрытия
(2X3 лх) проектируем в виде
сплошного неразрезного двух-
пролетного настила из досок
15x2,5 см, остроганных с верх-
ней стороны до постоянной тол-
щины 2,2 см, к нижней поверх-
ности которого подшиты раскосы
и стойки из досок того же сече-
ния. Поверх настила основных
щитов, после укладки последних
на прогоны, настилается сплош-
ной слой подкладочного битумо-
Осс симметрии здания
картона, который на время мон-
тажа может служить временной
кровлей, а в условиях эксплуата-
ции является пароизоляционной
прослойкой.
Кровельные щиты укладываем
Рис. 53. Схема покрытия по клееным бал-
кам:
1—клееная балка; 2—прогоны; 3—основной несу-
щий щит; 4—битумокартон подкладочный; 5—
диагональные бруски: 6—минеральный войлок;
7—кровельные щиты; 8—руберойд.
на специальные двухслойные ребро-
вые бруски сечением 2(4X5 см), располагаемые под углом 30° к кар-
низу. Бруски пришиваются гвоздями сквозь пароизоляцию и основной
настил во всех пересечениях с прогонами. Высота ребер 2X4 см казна
1 Сборно-щитовое решение ограждающих конструкций покрытий разработано кол-
лективом работников ВИА под руководством проф. Г. Г. Карлсена [20].
10*
147
чена на 2 см меньше толщины термоизоляции (2X5 см) с тем, чтобы
бруски кровельных щитов плотно прилегали к термоизоляции при воз-
можной ее усадке.
Рис. 54. Сборные щиты ограждающей конструкции покрытия:
а—кровельный щит; б—основной несущий щит; /—доски настила (100\Ч6); -—бруски щита (50\;40);
3—бортовой брусок (80 X 50); 4—руберойд; 5—доски настила (150у25); 6—битумокартон; 7—гвозди.
2000
Ребровые диагональные бруски, пришитые гвоздями к щитам
настилов, в значительной мере повышают жесткость всей ограждающей
конструкции в плоскости кровли и могут обеспечить пространственную
неизменяемость покрытия в целом.
При отсутствии в рассматриваемом покрытии скатных связей по
верхним поясам основных балок стыки двухслойных ребровых брусков
осуществляются вразбежку.
В промежутках между ребровыми брусками укладывается утепли-
тель, причем расстояние между брусками должно быть согласовано
с шириной полосы утеплителя.
Кровельный щит покрытия (1,0X3,0 ж) проектируется из сплошно-
го настила тонких досок сечением 10Х 1,6 см, остроганных сверху щита на
3 мм и сплоченных между собой вшпунт и вгребень. Снизу досок насти-
ла под прямым углом к ним пришиваем четыре брусочка сечением
5><4 см. Кровельные щиты заранее оклеиваются одним слоем руберои-
да, укладываются на диагональные бруски и пришиваются по продоль-
ным и торцовым кромкам щита мелкими гвоздями. Стыки щитов окле-
иваются на холодной мастике наш,ельниками из узких лент рубероида.
После этого производится наклейка второго сплошного слоя руберойда.
Конструкция кровли показана на рис. 55.
Расчет ограждающих конструкций покрытия
Элементы основных и кровельных щитов покрытия рассчитываются
на прочность и жесткость при следующих сочетаниях расчетных на-
грузок:
а) собственный вес и снег;
б) собственный вес и сосредоточенный груз.
148
Основные щиты, кроме этого, должны быть проверены на восприня-
тое поперечной силы Q, возникающей в сжатом верхнем поясе основ-
ной несущей балки при работе его на продольный изгиб, определяемой
по формуле (70).
Рис. 55. Деталь кровли покрытия:
/—кровельный щит; 2—диагональные бруски (2'х/40У'50) между щитами; 3—основной щит; 4—
прогон (2x200\f60); 5—пояс балки покрытия; 6—слой битумокартона; 7—минеральный войлок
(2 слоя по 50 мм)-, 8—рубероид.
Кровельный щит
Подсчитываем нормативные нагрузки кровельного щита, отнесен-
ные к плану покрытия.
Собственный вес щита составляет (кг/м2):
Рубероидный ковер (2 слоя) ...... 6,5
Настил щита (0.016—0,003) 500 ............ 6,5
4
Несущие брусочки (0,05 • gg- 500) , 4,0
Итого ,щ =17,0 кг/м2
Снеговая нагрузка для III района по приложению 2 при
угле наклона кровли а =5°40',
рсн = с • р= 1 • 100= 100 кг/м2.
Сосредоточенный груз Р= 100 кг.
14 с
Настил рассчитываем по схеме двухпролетной неразрезной балки на
действие сосредоточенного груза Р; собственным весом настила и нали-
чием незначительного уклона кровли-пренебрегаем.
При сплошном настиле и соединении досок вшпунт и вгребень сосре-
доточенный груз считаем распределенным на 2 доски настила.
При заданной толщине настила после острожки 6 =1,3 см опреде-
лим расстояние щ между несущими брусочками кровельного щита.
Изгибающий момент от сосредоточенного груза (см. схему 6, при-
ложение 16)
М = 0,207/* сг = 0,207 • 100 • q = 20,7сг.
Момент сопротивления двух досок
iF/- 2Ь№ 2 • 10 • 1,32 ___ ,
117 = — =---------—’— = 5,63 см3.
о а
6
Условие прочности настила на изгиб
М = 20,7сх < /п-л RH W,
откуда наибольшее допустимое расстояние между брусочками
maR„W 1 • 1,1 • 130 • 5,63
” ” — -Эду--------------= 39 см,
20,7
где 1,1 —коэффициент повышения расчетного сопротивления древесины »
при расчете на монтажную нагрузку по табл. 6, § 3.
В целях уменьшения размеров несущих брусочков кровельного щи-
та конструктивно принимаем на ширине щита в 1 м 4 брусочка 5X4 си
с расстоянием между осями их щ = 29 см (рис. 54, а).
Расстояние между диагональными брусками, уложенными под кро-
вельным щитом, определяем из условия прочности несущих брусочков
кровельного щита. Брусочки рассчитываем на изгиб от сосредоточен-
ного груза /-*=100 кг по двухпролетной неразрезной схеме; влиянием
собственного веса в расчете пренебрегаем.
При расстоянии между диагональными брусками с' и угле наклона ,
их к продольной оси здания 8 =30° расчетный изгибающий момент
в брусочке кровельного щита
М = 0,207/*—= -0j-2-Z-b-j40C/ = 23,9 с’.
• cosp 0,867
Условие прочности брусочка на изгиб
М = 23,9с' < тк /?„ W,
откуда
23,9
W 1 • 1,1 • 130 • 16,7
---------------- Т3,9------------' = 100 См’
где
bh2
1Г
4- 52
= 16,7 см3.
6
расстояние между диагональными брусками равным
Принимаем расстояние между диагональными брусками равным
с'=1 м (размер с' должен быть согласован с шириной плит или рулонов
термоизоляционных материалов).
150
Основной щит
Расчет настила основного щита ведем по II схеме загружения на
воздействие собственного веса щита и сосредоточенного груза Р.
Подсчитываем нормативные нагрузки на настил.
Собственный вес щита составляет (каЛм2):
Настил 8 = 2,2 см основного щита (0,022-500.) . . . . 11
„ 1 11'
Раскосная подшивка щита «г —^наст = -к- ..... 4
О о
Битумокартон подкладочный . . ................... 3
Итого Со.щ = 18 к.г!и1
Сосредоточенный груз Р = 100 кг.
Учитывая наличие в щите раскосной подшивки, сосредоточенный
груз считаем распределенным на 0,5 м настила щита.
Расчет двухпролетного настила основного щита ведем по схеме
двухпролетной неразрезной балки.
Расчетный изгибающий момент на полосу настила шириной 0,5 м
(см. схемы 5 и 6 приложения 16)
М = 0,07 •++^.0,5^ + 0,207+• + = 0,07 -0,18 - 1,1 • 0,5 • 1502 +
+ 0,207- 100-150=156 + 3100 = 3256 кгсм,
где ng=l,l—коэффициент перегрузки для собственного веса; /
d= 150 см—пролет досок настила.
Момент сопротивления полосы настила шириной 0,5 м
Несущая способность настила на изгиб
m„RH 1 • 1,1 • 130 • 40,3= 5760>М = 3256 кгсм,
где 1,1—коэффициент повышения расчетного сопротивления древесины
по табл. 6, § 3.
Проверка прогиба настила при воздействии монтажного груза не
производится.
Произведем проверочный расчет настила на воздействие собствен-
ного веса всей ограждающей конструкции и снега (I схема загруже-
ния) . При этом будем пренебрегать жесткостью кровельных щитов и
диагональных ребровых брусков.
Определяем собственный вес ограждающей конст-
рукции (кг/ж2):
Кровельный щит (см. выше)..................17
(5 \
0,08 — • 50ЭI ... 2
Минеральный войлок (0,1-250) .............. 25
Основной щит (см. выше) ....... 18
Итого gн =62 кг/мъ
Снеговая нагрузка р»н = Ю0 кгЛи2.
Расчетная нагрузка на 1 пог. м ширины настила
•7 = (gH -£уТеП+ g-утеп • n!g + - /гр = (62 - 25)1,1 + 25 • 1,2 +
+ 100-1,4 = 41 +30 4-140 = 211 кг/м.
151
Расчетный изгибающий момент
М = 0,125<?г/2 = О,125 -2,11 • 1502 = 5940 кгсм.
_ Момент сопротивления и момент инерции настила шириной 100 см
w, 100 • 2,22 г 100 • 2,2s QQ Q .
W =------„-----= 80,6 см3-, I =-----. „---= 88,8 см*.
о 12
Несущая способность настила на изгиб
тк Ди W = 1 • 130 • 80,6 = 10500 > М = 5940 кгсм.
Проверка жесткости (прогиба) настила
f _ 2,13^н d* _2,13 • 1,62 • 150® “11
d ~~ 384 £7 ~ 384 • 105 • 88,8 ~ 292 < 150 ’
S pi
где qR = gH 4- =0,624-1,0=1,62 кг/см — нормативная нагрузка на
настил.
Дополнительная проверка основного щита в плоскости покрытия на
воспринятие поперечной силы Q, возникающей при работе на продоль-
ный изгиб верхнего пояса основных несущих конструкций (главных ба-
лок покрытия).
Максимальная поперечная сила, которая может быть воспри-
нята одним рядом щитов, между балками покрытия
ными двухпролетными щитами)
(тремя неразрез
щита;
неразрезного на-
где Q'—поперечная сила, воспринимаемая каркасом
Q"—поперечная сила, воспринимаемая досками
стила щита в его плоскости при работе на изгиб.
Поперечную силу Q' , воспринимаемую шестью раскосами одного
ряда щитов, определим из условия крепления раскосов к доскам на-
стила, пренебрегая при этом работой коротких раскосов щитов (в запас
прочности), и из условия прочности самих раскосов (рис. 56).
Количество гвоздей п на половине длины одного основного раскоса
при забивке по два гвоздя в каждое пересечение их с досками настила
шириной bi =15 см
bnrs _ 200 • 2
^bi
Несущая способность одного гвоздя
бу гвоздя
Ти = 250г/2 + а2 = 250 • 0,22 Д- 2,52 = 16,2
= 14 шт.
d =2 мм, I =40 мм по изги-
/гг ~ 400г/2 = 400 • 0,22 = 16 «г;
п
по смятию элементов
Та = 80ad = 80 • 2,5 0,2 = 40 кг.
Поперечная сила (X , которая может быть' воспринята шестью рас-
косами по условию крепления их гвоздями при учете использования по-
ловины несущей способности гвоздей 1
впТсоъЪ 6 • 14 • 16 п
Qi =------2----=-------2----°'9 = 6 кг'
1 При работе щита усилия, воспринимаемые гвоздями, изменяются от края раско-
са к середине, где усилия в гвоздях равны нулю, по линейному закону [201.
152
где 6—угол наклона раскосов к продольной оси прогонов;
<• o/ioqo' + » 150-2-30
6 = 24 20 , так как - -=0,45.
£\JxJ
Поперечная сила Q'2 , которая может быть воспринята шестью
основными раскосами шита из условия прочности на растяжение при
учете ослабления их в поперечном сечении двумя гвоздями d= 12 мм,
Q’ = 6 • mp/?p Fni cos 8 = 6.- 0,8 • 100(15-2 • 0,2)2,5 0,91 = 1590 > Qr
Поперечную силу Q" (рис. 57), которая может быть воспринята
жесткостью досок настила на изгиб, ограничиваем величиной
прогиба досок, соответствующей деформации А гвоздевых соедине-
ний при полном использовании
Рис. 57. Схема работы настила ос-
новного щита на поперечную си-
лу Q" в его плоскости.
расчетной несущей способности их со-
гласно указаниям на стр. 15 (§ 4). При
заданной деформации для нагелей всех
видов [А] = 2 мм, поперечная сила Q"
определится по формуле
48£/[А]
У /з ~
48 - 105 • 24 100 • 0,2
=----------30Q3------= 858 «г,
где l — 2d —пролет досок настила в
плоскости щита, рав-
ный удвоенному рас-
стоянию между прого-
нами (рис. 57);
7 = 3 -13 • 2,2 • J|3 = 24100 см —мо-
мент инерции всех до-
сок настила трех щи-
тов.
При этом напряжение в досках на- .
стила на изгиб
_ 6£7г[Д] _6 • 105 • 15 0,2 _
Зн — Z2 — 3002 “
= 20 < тп R„ = 1 • 130 кг/смг.
Суммарная поперечная сила, вос-
принимаемая принятой конструкцией
щитов
Q = Q' + Q" = 612 + 858= 1470 кг.
Максимальное возможное продольное усилие Nc в сжатом поясе
основной несущей балки, раскрепленном щитовой конструкцией от по-
тери устойчивости из плоскости балки, в соответствии с формулой (70)
при п=1
/Vc
Q
0,02
1470
0,02
73 500 кг
значительно больше продольного усилия Nc= 16 650 кг в верхнем поясе
дощато-гвоздевой балки (см. стр. 167).
154
Прогон
Подсчет нагрузок на прогон приведен в табл. 1.
' - Таблица 1
Нагрузка на 1 м2 покрытия с учетом веса прогонов
Нагрузки Нормативная нагрузка в кг^м1- Коэффи- циент перегрузки Расчетная нагрузка В KljJ^
Кровля без утеплителя 37 1,1 41
Утеплитель 25 1,2 30
/0,12-0,20 _ \ Прогон —_— • 500 11,5 / 10 1,1 И
Итого go = 72 g0 = 82
Снег 100 1,4 140
Итого <7о=172 кг/.и 2 <7О=222 кг!м2
Нагрузка на 1 пог. м прогона:
нормативная
qn = <7о • ^ = 172 • 1,5 = 258 кг!м.
расчетная
q = q0 • d = 222 -1,5 = 333 K2jM.
Максимальный расчетный изгибающий момент в неразрезном про-
гоне
qs2 333-6002 1ЛЛЛЛЛ
M = W = 100 - 12 = 00000 К!СЯ-
Принимаем сечение прогона 2X20X6 см.
Момент сопротивления и момент инерции сечения
TVZ 2 • 6 • 202 олл л 3 г 2 6 • 203 оллл .
W ------------= 800,0 см3; I =-------------= 8000 см*.
о 12
Проверка несущей способности прогона
пгл Rn W= 1 • 130 • 800 = 104-000 >/И — 100 000 кгсм.
Проверка прогиба прогона
f <Гs'3
s ~ “384£/
2,58 • 6003 1 1
384 • 105 •8000 ~~ 551 '200 ’
Схема прогонов показана на рис. 58.
Длина консольных частей (расстояние от опор до стыков) при рав-
нопрогибной схеме неразрезного прогона
sj =0,2 ls=0,21 -6,0=1,26 м.
155
Поперечная сила, которую должны воспринять гвозди с одной
стороны каждого стыка при учете передачи давления от щитов равно-
мерно по всей длине прогона,
Мои - 0,5уз? 1000 - 0,5 • 333 • 1,262
QrB= 2х~ = 2 • 1,11 = 331
где хгв —плечо равнодействующей гвоздевых усилий относительно
оси опоры прогона;
0,15= 1,26-0,15 = 1,11 м.
Для воспринятия поперечной силы QrB принимаем гвозди d =
=4,5 мм, длиной 125 мм.
Рис. 58. Дощатый неразрезной прогон:
а—схема прогона; б—монтажные элементы прогона; в—сборочный гвоздевой забой в мон-
тажных элементах.
Несущая способность односрезного гвоздя:
по изгибу нагеля
Тя = 250г/2 + а2 = 250 0,452 + 62 = 87 кг > 400rf2 = 400 • 0,452 = 81 кг-,
по смятию элементов
Та = 35cd = 35 • 6 • 0,45 = 94 кг.
Необходимое количество гвоздей с одной стороны каждого стыка
„ QrB 331 .
"=r = -8F = 4 шт'
Принимаем с каждой стороны стыка по четыре гвоздя и располага-
ем их в два ряда. На остальной части длины прогона ставим конструк-
тивно по два гвоздя примерно через 0,5 м (рис. 58). В целях упроще-
ния работ на монтаже в пролетных частях прогонов гвозди забиваем
по шаблону до подъема их; в консольных участках прогонов гвозди
забиваем на глубину одной доски, добивая их до отказа во вторые дос-
ки прогонов после установки на место.
156
Для воспринятая прогоном поперечной силы сжатого пояса основных
несущих конструкций к каждой из досок прогона заранее прибиваем
по две прибоины сечением 5X8 см и длиной 30 см тремя гвоздями
d = 5 мм, /=150 мм. Каждая пара таких прибоин способна воспри-
нять усилие (на каждые 1,5 м длины пояса)
Q = 6Дмин = 6 100 = 600 кг.
Соответствующее этому поперечному усилию Q возможное про-
дольное усилие Nc в раскрепленном сжатом поясе основной несущей
конструкции (балки)
=w - w=3000(’ >v'=16 650 “
Клееные многослойные балки (вариант I)
Расчетный пролет балки / = 12 м. Расстояние между балками
s=6 м. Уклон кровли /=tga =0,1.
В соответствии с рекомендуемым отношением высоты балки в сере-
дине пролета h к величине перекрываемого пролета I в пределах
-g---уд (см. § 9) принимаем высоту балки
При принятом уклоне кровли tg а=0,1 высота балки на опоре
/ 12
h0-=h---2~tga=l,2-----0,1 = 0,6 м.
Поперечное сечение балки проектируем прямоугольным и составля-
ем балку из досок толщиной 5 см с двухсторонней острожкой их по
пластям на глубину 3 мм. Расчетная толщина досок д =5—2-0,3 =
= 4,4 см. При этой толщине досок балку собираем из 27 слоев досок в се-
редине пролета и 14 слоев досок в опорном сечении балки.
Собственный вес балки определяем по формуле (48) по норма-
тивным нагрузкам при коэффициенте &с.в =5
172
а'=Too»—- “ ЖТТ=11'°
ХД ~ 1 5-12
где q"0—нормативная нагрузка покрытия в кг/м2 плана.
Нагрузка на 1 пог. м балки:
нодмативная
q" = (<7”+ « = (172 -j- 11) 6 = 1100 кг/ш;
расчетная
q = (<7о + gg%) ’ 5 = (222 ‘ 1 > О 6 = 140^
Расстояние х от оси опоры двухскатной балки до наиболее напря-
женного сечения .при работе на изгиб, принимая нагрузку на балку
равномерно распределенной, определяется по формуле (54)
157
Расчетный изгибающий момент в опасном сечении х (рис. 59)
Л/Т 1 ,404 - 3,0 , о 1 Q ПС
Мх = - - (/ — л) = ---2-----(12 — 3,0) = 18,95 тм.
Расчетная поперечная сила на опорах
„ ql 1,404-12
^Х= 2-----= 8,43 т.
Высота сечения двухскатной балки на расстоянии х = 3,0 м от опор
hx = /г0 + Л tg а = 60 -|- 300 • 0,1 = 90 см.
Требуемый момент сопротивления балки в опасном сечении по усло-
вию прочности на изгиб (при коэффициенте условий работы тп =0,85,
как для клееной балки прямоугольного сечения с шириной сечения
й>15 см при высоте балки А=90 см)
ЖР
Мх
1 895 000
0,85 - 130
= 17 150 cms.
Требуемая ширина сечения балки по
мальных напряжениях (в наиболее опас-
ном сечении по длине балки)
условию прочности при нор-
6Гтр _ 6 • 17 150 _
%>— h2x 902 —
12,7 см.
Рис. 59. Расчетная схема главной бал-
ки.
Требуемая ширина сечения балки на
опоре по условию воспринятая скалываю-
щих напряжений по клеевым швам при
коэффициенте условий работы балки на
скалывание по клеевому шву тск =0,5
а б
Рис. 60. Поперечные сечения
главной балки:
а—на опоре; б в середине пролета.
»// О *4 •Ot’OU 1 гу г- г-
т₽ — “ 2 • 0,5 60 • 24 = 7,55 СМ
где 7?ск =24 кг!см2 — расчетное сопротивление древесины сосны ска-
лыванию (максимальное).
Принимаем для балки доски 18X5 см\ при этом ширина балки
£ = 18 см, > Ь" = 17,55 см.
Принимаем поперечные сечения балки в середине пролета 120X18 см
и на опоре 60X18 см (рис. 60). Проверку несущей способности балки
не производим, так как исходные соображения для выбора значений
коэффициентов условий работы не изменились.
158
Проверим жесткость клееной балки.
Момент инерции сечения балки в середине пролета
Ъ№ 18 • 1203 .
I — =-----12----= 592 000 слА-
Коэффициент
ки, учитывающий
k в формуле (57) для прогиба двухскатной бал-
переменную жесткость балки прямоугольного сечения,
k ==0,15 + 0,85 4° =0,15 + 0,85 4^=0,575-
П 12U
Относительный прогиб балки
f _ 5+ Is 5 • И • 120s 1 1
I ~ 384£Н ““ 384 • 105 -+,575^ 2 592 000 ~ 602 < 250 ’
Следовательно, принятое сеченйе балки удовлетворяет требованиям
несущей способности и жесткости.
Определяем требуемую площадь опорных подушек балки.
Требуемая площадь смятия
А
СМ Дем G0
8430
'30
= 281
см-,
где Ясмео =30 кг/см2— расчетное сопротивление смятию древесины по-
перек волокон на части длины в опорных плос-
костях.
При ширине сечения балки 6=18 см требуемая ширина опорной
подушки
FCM 281 , с _
стр — — j-g— — 15,бел;
принимаем с=20 см.
Конструкция опорного узла балки
показана на рис. 61.
Общий вид клееной многослойной
балки перекрытия приведен на
рис. 62, а. Расположение стыков досок
на общем виде балки принято ориен-
тировочно и должно быть уточнено в
процессе изготовления балок в зависи-
мости от наличной длины досок соот-
ветствующих категорий. На рис. 62, б
показана схема требуемого по табл. 2
Рис. 61. Опорный узел клееной
балки.
расположения категорий древесины для балки по высоте поперечных
сечений.
Склеивание досок балки следует производить на водостойких клеях,
учитывая возможность увлажнения балок в процессе транспортирова-
ния, хранения и монтажа.
Изготовление балок необходимо вести в соответствии с указаниями
гл. VI «Инструкции по проектированию и изготовлению клееных дере-
вянных конструкций и строительных деталей» (CH 11-57) й Для запрес-
1 Некоторые указания по изготовлению клееных балок приведены в примере 1.
159
44xl3.b^<juu
Рис. 62. Двухскатная многослойная клееная балка
а— общий вид балки; б—качественные категории элементов
44 х 27-/2ЛО
прямоугольного сечения пролетом 7 =12 м:
„ • балки; /—стык досок на ус* 2—стыки досок впритык;
защитная доска, оклеенная руберойдом на клебемассе. '
совки досок при склеивании, при отсутствии специальных прессов или
вайм могут применяться гвозди диаметром (Z=3,5 мм, длиной
I =90 мм. Размещение монтажных запрессовочных гвоздей показано
на рис. 63.
Расход материалов в деле на одну клееную балку (по данным спе-
цификации) :
лесоматериала пиленого (сосна с влажностью до 15%) — 1,975 л3;
металлоизделий (сталь марки
Ст. 3) 1 — 23,6 кг.
Полный вес одной балки
+ 2з^,
= 1011 кг.
Расход металла в процентах
ж общему весу балки
93 R
100 = 2,33%.
Рис. 63. Размещение гвоздей для запрес-
совки.
Вес балки, отнесенный к 1 м1
плана покрытия
н G 1011 п_ . ,
<в = -р =1276 = 14,05 Кг/М -
Действительный коэффициент собственного веса балки
1000 1000-14,05
^св. = ZlY = 12(172+14,05) = 6’3’
Дощато-гвоздевые балки с перекрестной стенкой (вариант П)
Сборно-щитовые ограждающие конструкции кровли и прогоны при-
нимаем те же, что и в варианте I решения основной несущей конструк-
ции. Схема покрытия по дощато-гвоздевым балкам показана на рис. 64.
Собственный вес дощато-гвоздевой балки определяем по форму-
ле (48)
172
g*c.B = %оо(Г-----= Тбоб-------= 13,5 кг/м2 плана покрытия’
1 6-12 ~ 1
где +.в = 6—коэффициент собственного веса конструкции, принятый
ориентировочно на основе рекомендуемых значений по-
следнего для дощато-гвоздевых балок (рис. 30, в).
Нагрузки на 1 м2 покрытия от собственного веса кровли и снега оп-
ределены ранее (табл. 1).
Нагрузка на 1 пог. м балки:
-нормативная
<7H = (<7" + ^)s = (172+ 13,5)6= 1113 кг/м-
расчетная
q = (q0 + ggttg)s — (222 +’ 13,5 • 1,1)6 = 1420 кг/м.
1 В вес металлоизделий включены опорные уголки и болты для крепления балки
ж опорной подушке и стене.
11-409
161
2
Рис. 64. Схема покрытия по гвоздевым
дощатым балкам:
/—гвоздевая дощатая балка; 2—прогон; <?—
основной несущий щит; 4—битумокартон; 5—
диагональные бруски; 6—минеральный вой-
лок; 7—кровельные щиты; 8—руберойд.
Согласно требованиям НиТУ полная высота сечения К двухскат-
ных балок в четверти пролета должна быть не менее Cg I, а на опо-
ре не менее 0,4 h (где h —полная высота балки в середине проле-
та) . л
В соответствии с этим назначаем полную высоту балки в четверти
пролета равной
, I 12 . с
hi = — = — = 1,5 м.
8 8
162
При заданном уклоне кровли i = tga=0,1 полная высота балки
в середине пролета
6 = 6х+ tgo=- = 1,5 + 0,1 -~- = 1,8 м
и на опоре
60 = 6 — tga - = 1,8 — 0,1 = 1,2 м > 0,46 = 0,4 -1,8 = 0,72 м.
& £
Предварительный подбор сечений поясов и стенки
Расстояние хм от опоры до сечения с наибольшим усилием в поя-
сах балки находим по формуле (55)
х„ = [/т(1 +lT-- = [ /0,835(1 + 0,835) - 0,835] 12 = 4,83 м.
+ 1 0
Здесь т = = у—ут = 0,835,
Ztga 12-0,1
где 6q^0,85 60 = 0,85 • 1,2?« 1,0 м—высота балки между осями поясов на
опоре.
Расчетный изгибающий момент в сечении
Мх = 2|^(/ - Хм) = (12 — 4,83) = 24 600 кгм.
Расстояние между осями поясов в сечении хм
h'x-= 1,0 + 0,1 -4,83= 1,483 м.
Максимальное расчетное усилие в нижнем поясе
Л7 М
= -£
24 600 х „ „„„
47483 -16600
Требуемая площадь сечения
р ___________________ _______
°Р 7«р/?р
нижнего пояса
Ь15- 16600
0,8-100 ’
где 6=1,15—коэффициент, учитывающий ослабление нижнего пояса
гвоздями;
щр = 0,8—коэффициент условий работы пояса на растяжение при
наличии ослаблений гвоздями.
Принимаем предварительно для нижнего и верхнего поясов балки
сечение из двух досок 20X6 см с площадью брутто каждого пояса /+ =
= 2.20*6 = 240 см2.
Окончательную проверку несущей способности предварительно при-
нятых сечений поясов производим ниже.
1 При числе сосредоточенных грузов в пролете балки более пяти нагрузку на бал-
ку можно принимать равномерно распределенной по длине пролета.
П* 163
Перекрестную стенку балки при принятом сечении поясов проекти-
руем из двух слоев досок сечением 15\3 см, располагаемых под углом
8 =30Q к нижнему поясу1.
При сборно-щитовом решении ограждающей конструкции покрытия
(с размерами основных щитов 3\2 ж) по прогонам, располагаемым на
расстоянии 1,5 м друг от друга, ребра жесткости балки располагаем
на опорах и в пролете во всех местах крепления прогонов с шагом2
~4~ = 1,5 м.
О
Расчетные эпюры изгибающих моментов и поперечных сил показа-
ны на рис. 65.
Расчет стыка нижнего пояса
Стык нижнего пояса балки проектируем в середине пролета балки
(рис. 66), при этом длина досок для нижнего пояса будет
/д = + с = + 0,2 = 6,2 < 6,5 м.
А /л
Расчетный изгибающий момент в середине пролета балки
.. ql2 1420 • 122
Л4макс— о — —25580 кгм.
о о
Растягивающее усилие в нижнем поясе в месте стыка
/Имакс 25 580 . _ • __
=7ГЛГ = Т8^0Т = 15980 кг'
где h—полная высота балки в середине пролета;
Ь—ширина поясных досок балки.
Стык пояса решаем па стальных цилиндрических нагелях с двумя
накладками и одной прокладкой сечением 20X6 см. На длине
стыковой прокладки перекрестную стенку доводим лишь до верхней
кромки пояса и скрепляем с ним при помощи двух надстыковых
брусков. Нагели из круглой стали и стяжные болты принимаем диа-
метром d =12 мм.
Несущая способность одного среза нагеля:
по изгибу нагеля
Тя = 180cZ3 + 2а2 = 180 • 1,22 + 2 • 62 = 331 кг,
что менее
Г =250^2 = 250 • 1,22 =360 кг-,
по смятию прокладки
Тс = 50с</ = 50 -6 • 1,2 = 360 кг.
1 Суммарную толщину стенки балки из двух слоев досок рекомендуется назна-
чать, как правило, равной толщине доски нижнего пояса для упрощения конструкции
стыков пояса.
2 Согласно дополнительным указаниям НиТУ по проектированию балок на гвоздях
с перекрестной стенкой, ребра жесткости рекомендуется ставить, как правило, с шагом
не более 1/10 пролета балки.
164
Рис. 66. Стык нижнего пояса балки:
| /—накладка 200% 60 мм: 2—прокладка 200 X 60 мм: 3—надстыковой 6dvcok 100X60 мм\ 4—болт;
5—нагели из круглой стали; 6—промежуточное ребро жесткости 100 Х60 мм.
Требуемое количество четырехсрезных нагелей по одну сторону от
оси стыка
Np 15 980 10Л_
“='47 =47331= 12’“ шт-
Принимаем 12 нагелей.
Для плотного стягивания пакета досок в месте стыка из общего ко-
личества потребных нагелей ставим 30% болтов. Количество болтов с
каждой стороны стыка
«б = 0,Зп = 0,3 • 12 = 3,6 шт.
Принимаем 4 болта.
Нагели размещаем в стыке в два продольных ряда. Расстояния
между осями нагелей вдоль волокон, а также расстояния от торцов
накладок и прокладок до осей ближайшего ряда болтов принимаем
равными
Sj = 10 см > Id = 7 • 1,2=8,4 см.
Расстояния между осями нагелей поперек волокон 82, а также
расстояния от осей нагелей до продольных кромок досок 83 соответ-
ственно назначаем:
s2 = 8 см > 3,5г/ = 3,5 1,2 = 4,2 см,
83 = 6 см > 3d = 3 • 1,2 = 3,6 см-
Проверка сечения нижнего пояса
Проверку прочности нижнего пояса балки производим в сечении по
крайнему ряду нагелей стыка, а также в сечении балки с наибольшим
усилием в поясе.
Крайние нагели стыка расположены от опор балки на расстоянии
Инак ____ 12,0 « гл
х — q q ~----6 *0,1 == 5,4 м,
£ Z £
^нак ,,
где —%---число рядов нагелей на половине длины накладки.
Расчетный изгибающий момент в этом сечении
М = ^ (/ - л) = -1420о' 5’1 (12.0 - 5,4) = 25 300 кгм.
£ £
Расчетное усилие в поясе
где /г2 —расстояние между осями поясов в расчетном сечении, равное
/г2 = (/г0 — Ь) х tg а = h'o %- х tg а = 1,0 + 5,4 • 0,1 = 1,54 м.
Площадь сечения нетто нижнего пояса в этом сечении
FHT = F6p _ 2 • 2da = 2 • 20 • 6 - 2 • 2 • 1,2 • 6 = 211,2 см*.
Несущая способность нижнего пояса в месте стыка
/ир /?р FHT = 0.8 • 100 • 211,2= 16 920 кг > N = 16 400 кг.
166
Наибольшее растягивающее усилие в нижнем поясе, возникающее
в сечении хм =4,83 м от опоры балки Afp =16 600 кг, было опреде-
лено ранее в предварительном расчете сечений поясов (см. стр. 163). Это
усилие остается без изменений, так как предварительно принятая вы-
сота балки в пролете и на опоре, а также расстояние между центрами
поясов в сечении хм не изменились.
В рассматриваемом сечении каждая доска нижнего пояса ослаб-
лена тремя гвоздями d = 5,5 мм (см. стр. 170).
Площадь сечения нетто нижнего пояса
Лнт = 2(6 — 3d)a = 2(20 — 3 • 0,55)6 = 220 см1 2.
Несущая способность нижнего пояса в месте наибольшего растяги-
вающего усилия
тр Rp FHT = 0,8 • 100 • 220 = 17 600 кг > Np = 16 600 кг.
Принятое сечение нижнего пояса является пригодным.
Проверка сечения верхнего пояса балки
Сечение верхнего пояса проверяем на продольный изгиб из плос-
кости балки от наибольшего сжимающего усилия в поясе !.
Расчетное усилие в верхнем поясе в сечении хы =4,83 м от опоры
\г М 24 500 1СД_„
.= __-------= ^-=5—h — = 16 650 кг,
Л cos а 1,483-0,995
где М и h'x—наибольший расчетный изгибающий момент в сечении
хм и расстояние между центрами поясов в этом же се-
чении (см. стр. 163);
а=5°40'—угол наклона верхнего пояса к нижнему.
Расчетная длина верхнего пояса из плоскости балки, равная рас-
стоянию между прогонами в плоскости кровли
. _ d _ 150 _ .р..
ТоТсс “0,995 “ °
см.
Верхний пояс дощатой балки рассчитываем на продольный изгиб
как составной стержень, сплоченный гвоздями.
Момент инерции сечения верхнего пояса балки относительно оси у
(без учета составности)
Ьа2 ,
12
1у = 2
/ с -|- а у 1 Г20 63 * * ,
F]“2[-12- +
=9360 см\
Радиус инерции сечения
, /7/ _ / 9350” „
Г>=]/ 2Л=]/ 2Й20 " 6’25 СМ-
1 Заметим, что по НиТУ при расстоянии между прогонами, не превышающем 25
толщин отдельной поясной доски, расчет пояса на устойчивость может не произво-
диться. В рассматриваемом случае
do __ d 150
a a cos а 6 • 0.995
167
Гибкость пояса как цельного элемента
_ /0 _ 151
г ~ 6,25
= 24,1.
Коэффициент приведения гибкости составного пояса с учетом подат-
ливости соединений находим по формуле (20)
- - /
Здесь ke —коэффициент податливости соединений, определяемый по
формуле (табл. 9, § 5)
kc = ТС2" = 10 • 0,552 = 0,331 ’
где с?=0,55—диаметр гвоздей, скрепляющих доски пояса;
пш=3—расчетное количество швов в составном сечении пояса;
«с=20—расчетное количество срезов связей в одном шве н®
1 пог. м пояса (см. табл. 3).
Приведенную гибкость составного пояса с учетом податливости со-
единений находим по формуле (19), принимая \=0, так как расстоя-
ние между рядами поясных гвоздей вдоль элемента
sx= 15tZ= 15 • 0,55 = 8,25 см <. 7а = 7 • 6 = 42 см.
Приведенная гибкость пояса
Хпр = Ху = 2,97 • 24,1 = 71,4 < 75.
Коэффициент продольного изгиба
/X \2 /714-Х2
’ = 1-°-8(т5т) =|—«ЩТЗо-) "ода-
Расчетная несущая способность стержня на устойчивость
/Пс <9 /?с ^расч = 1 • 0,593 • 130 • 240 = 18 500 > 16 650 кг.
Принятое сечение верхнего пояса удовлетворяет требованию устой-
чивости.
Расчет поясных гвоздей
Поясные доски соединяем со стенкой гвоздями диаметром d=-
=5,5 мм и длиной I =175 мм. Размеры гвоздей выбираем из усло-
вия достаточной расчетной длины защемления конца гвоздя в непро-
биваемой полностью доске пояса.
Расчетная длина защемления конца гвоздя
ai = l-a-2c-n • 2- 1,5с? = 175-60-2 • 30-3 • 2- 1,5 • 5,5^
^41 мм > Ad = 4 • 5,5 = 22 мм,
где а и с—толщина поясных досок и досок перекрестной стенки.
Несущую способность гвоздей определяем по формулам табл. 12 §6
с учетом коэффициента условий работы т =0,8 для гвоздей в соеди-
нениях элементов со сплошной перекрестной стенкой (НиТУ, п. 87).
168
Несущая способность на один срез гвоздя:
по изгибу гвоздя
7„ = /п(25(М2 + а2) = 0,8(250 • 0,552 + 62) = 89,4 кг,
что не превышает ,
т . 400 • (Z2 = 0,8 400 • 0,552 = 96,8 «г;
по смятию пояса
Т3 = т • 80arf = 0,8 • 80 • 4,1 • 0,55 = 140 /сг;
по смятию стенки
7С =m5(W = 0,8 • 50 • 6 • 0,55 = 132 кг.
Несущая способность одного двухсрезного гвоздя
Г=27и = 2 • 89,4 = 178,8 кг.
В соответствии с дополнительными указаниями НиТУ устанавлива-
ем в каждом полупролете балки по 3 зоны гвоздевого забоя, на про-
тяжении длины которых гвозди размещаем равномерно. Первую и вто-
рую зоны у каждого конца балки принимаем длиной по 1,5 м, равной
расстоянию между ребрами жесткости балки; третью зону—длиной блг
(остальная часть балки).
Поясные гвозди воспринимают возникающее при изгибе балки меж-
ду поясом и стенкой сдвигающее усилие Т', величину которого на
1 пог. м пояса находят по формуле (67)
__ Q М tg a Q — N tg а
К (h'f h'
Вычисление сдвигающих усилий Т' поясов для основных сечений
балки приведено в табл. 2. По данным этой таблицы на рис. 65 построе-
ны эпюры продольных усилий N в нижнем поясе и сдвигающих уси-
лий Т' на 1 пог. м балки.
. Таблица 2
Вычисление ординат эпюры сдвигающих усилий Т!
Сечения Расстояние от бли- жайшей опоры х в м СО >=; s '• ' Изгибающий момент М = । х) в кгм 1 Расстояние меж- ду центрами поясов h' в n=m. h' в кг N tg а Q — У tg а Г = Q — N tg а h' в кг!пог. м
Поперечная с Q =7 х в кг
0 0,0 8520 0 1,000 0 0 8520 8520
1' 0,75 7455 5 990 1,075 5 570 557 6898 6415
1 1,50 6390 11 180 1,150 9 720 972 5418 4715
2' 2,25 5325 15 580 1,225 12 680 1268 4057 3320
2 3,00 4260 19 160 1,300 14 730 1473 2787 2145
3 4.50 2130 23 920 1,450 16 510 1651 479 330
4 6,00 0 25 580 1,600 15 980 1598 —1598 - 1000
Поясные гвозди в 1-й и 2-й зонах гвоздевого забоя (см. рис. 65 и
69) рассчитываем по средним для данной зоны сдвигающим усилиям Т',
найденным по значениям Q и Л1 в середине длины каждой зоны (сечения
1' и 2'). Количество гвоздей в 3-й зоне находим в запас прочности по
наибольшему значению Т' в пределах этой зоны.
169
Определение количества поясных гвоздей 1 и расстояний между ни-
ми во всех зонах поясов балки произведено в табл. 3.
Таблица 3
Количество гвоздей и расстояние между ними по зонам поясов
-Зона банки Расчетное сдви- гающее усилие Т’ в кг/пог. м КОЛИ- дей ; ШТ. зество гвоз- одном ря- в шт. Необходимый продольный шаг гвоздей и а У1/" = При ято
Номер Длина 13 Требуемое : чество гвоз. п = 21' !» в шаг s3>15d в см общее ко- личество гвоздей в шт.
я о Деи в ДУ п'
1 : 1,5 6415 54 5 150 • 5 _ 54 13,9 12,5 150 • 5 12,5 60
2 1,5 3320 28 3 150 - 3 = 28 16,1 12,5 151-3 12?5 36
3 3,0 2145 37 3 300 • 3 37 = 24,3 15,0 30J • 3 15 60
Примечания: 1. Несущая способность одного двухсрезного гвоздя, сое-
диняющего поясные доски со стенкой, принята 7=178,8 к.г (см. стр. 169).
2. Принятые продольные шаги гвоздей .у более 15 d = 15 • 0,55=8,25 см,
требуемых по НиТУ при отношении толщины пробиваемого элемента а к диа-
метру гвоздя d.
а
~d
6,0
0,55
= 10,9 > 10.
Принятое размещение гвоздей во всех зонах поясов балки показа-
но на рис. 67.
Рис. 67. Размещение гвоздей в поясах балки:
а—в 1-й зоне; б—во 2-й зоне; в—в 3-й зоне.
Обеспечение устойчивости досок стенки
Доски двухслойной перекрестной стенки работают как раскосы
многораскосной фермы. Для обеспечения устойчивости сжатых досок
стенки из плоскости балки скрепляем перекрестную стенку вертикаль-
ными рядами гвоздей диаметром d =3,5 мм и длиной Z =80 мм.
При такой длине гвозди пробивают стенку насквозь и должны быть
загнуты с противоположной стороны.
1 Количество поясных гвоздей в балке принято несколько большим требуемого
числа их по расчету, этим учитывается попадание части гвоздей в щели между доска-
ми стенки и неравномерность работы их при одинаковом шаге гвоздей на протяжении
отдельных зон. В 3-й зоне балки поставлено гвоздей значительно больше расчетного
количества для уменьшения гибкости составного сжатого пояса в средних панелях при
работе его на продольный изгиб.
170
Между всеми ребрами жесткости балки забиваем по одному верти-
кальному ряду гвоздей из условия, чтобы свободная длина досок стен-
ки /, не превышала 30 толщин доски стенки. При угле наклона досок стен-
ки к нижнему поясу балки 8=30° наибольшее допустимое расстояние
между вертикальными рядами гвоздей
/' = /, cos 8 = 30с cos 8 = 30 • 3 • 0,867 = 78 см,
что более принятого расстояния
v d 150 .
—$2 = ~2-----4 = 71 см,
где d—расстояние между ребрами жесткости;
с—толщина доски стенки.
Опорные и промежуточные ребра жесткости
’ Конструкция опорного узла балки изображена на рис. 68. Проклад-
ки и накладки опорных ребер жесткости проектируем из тех же досок,
что и пояса балки. Промежуточные ребра жесткости проектируем из
обрезков поясных досок, распиленных пополам по ширине, и распола-
гаем на стенке в пределах ее высоты.
Торцы всех прокладок и накладок опорных ребер и промежуточных
ребер жесткости плотно пригоняем ко всем примыкающим к ним эле-
ментам.
При расчете опорного узла балки исходим из условия, что опорная
реакция А в основном (до 0,85—0,9Л) должна восприниматься сопротив-
лением смятию поясных досок поперек волокон и передаваться стенке
балки через прокладки опорных ребер. Остальная часть опорной реак-
ции может быть передана стенке балки опорными накладками, прикреп-
ленными к стенке через прокладки и пояса болтами.
Часть опорной реакции, которая может быть воспринята сопротив-
лением смятию поясных досок
А, = ШсмЯсмэо Fcm = 1 • 30 • 2 • 6 • 20 = 7200 ~ 0,85Л = 7240 кг,
где А?смэо — расчетное сопротивление древесины смятию поперек воло-
кон на части длины (табл. 3, § 3).
Ширину опорной подушки принимаем конструктивно несколько
большей ширины опорных прокладок; сечение опорной подушки приня-
то 22X8 см. Остальная часть опорной реакции
Л2 = А-41 = 8520-7200= 1320 кг
должна быть воспринята пятью двухсрезными болтами б/=12 мм, при-
крепляющими накладки.
Несущая способность этих болтов
2ш> Т = 2 5 • 331 =3310 ягг>Л2= 1320 кг.
Требуемое количество двухсрезных гвоздей t/=5,5 мм и / = 175 мм
в прокладках опорных ребер для воспринятая всей опорной реакции
балки
где Т—несущая способность одного двухсрезного гвоздя (см. стр. 169).
171
Принимаем п=46 шт. и размещаем их в накладках в 7 рядов с ша-
гом -51 = 10 см (рис. 68).
Промежуточные ребра жесткости прикрепляем конструктивно теми
же гвоздями и размещаем их по двум продольным рискам с шагом
Si =173 мм с тем, чтобы примерно в центре пересечения каждой пары
досок стенки располагалось по два гвоздя (рис. 66 и 68).
Рис. 68. Опорный узел балки. Размещение гвоздей в стенке и ребрах
жесткости.
Расчет прикреплений надстыковых брусков
Надстыковые бруски в стыках нижнего пояса проектируем сечением
10X6 см (половина доски пояса). Длину брусков принимаем равной
длине двух средних панелей балки. Бруски крепим к поясным доскам
и стенке балки вертикальными и горизонтальными гвоздями тех же раз-
меров, что и поясные (</=5,5 мм; /=175 мм).
Вертикальные и горизонтальные гвозди рассчитываются на сдвигаю-
щее усилие, определенное по наибольшей поперечной силе (при невы-
годнейшей комбинации нагрузок) у начала стыка.
172
Расчетная поперечная сила в сечении с у начала стыка от полной
постоянной и односторонней временной нагрузок
„ Z„ psi n_ „1,4 . 140-6-12 . ,_„л
Qc = gs тг + “о” = 97 6 -5- ----5----= 407 + 1260 = 1667 кг,
2 о 2 о
где g и р —постоянная и временная нагрузки на 1 м2 плана покрытия;
/н = 1,4 м—длина прокладки в стыке нижнего пояса;
s—расстояние между балками покрытия.
Расчетный изгибающий момент в этом же сечении
— = 25 200 - 8150 = 17 050 кгм,
где 1с —расстояние от левой опоры до начала стыка нижнего пояса;
, _ 1~1* _12~ !-4 г о
— —-— —----~---— 5 3 м.
Сдвигающее усилие Т' в сечении х на 1 пог. м надстыковых брусков
Qc 714с tg а __ 1667 17050-0,1 _
“ hc ~h2e ~ 1,53 1,53» —
где hc —расстояние между центрами поясов балки в сечении с
he = h'o lc tg = 1,0 5,3 • 0,1 = 1,53 м.
Из сопоставления найденных значений сдвигающего усилия Т' в
сечении с при односторонней временной нагрузке со сдвигающим усилием
Т' в середине пролета при симметричном загружении балки (табл. 2)
видно, что решающим для работы гвоздей будет случай симметричного
загружения (Т' =—1000 кг)м).
Требуемое количество гвоздей на 1 пог. м бруска:
горизонтальных
т юоо
Пгор 7'1ор 178,8 5,6 ШТ‘’
вертикальных
Г 1000 „ с
«верт = у--= -гту- = 8,5 шт.
* верт 11/
Забиваем горизонтальные гвозди в один ряд с шагом sj = 10 см>
> 15 d= 15 • 0,55 = 8,25 см и вертикальные гвозди в обоих брусках по од-
ному ряду с тем же шагом в шахматном порядке с горизонтальными
гвоздями.
Принятое количество гвоздей:
горизонтальных
100 , 1Л г „
- ю 1 = 10 > 5,6 шт. на 1 пог.м-,
вертикальных
100 _
1Л 2 = 20 > 8,5 шт. на 1 пог.м.
173
/200
Рис. 69. Двухскатная дощато-гвоздевая балка с перекрестной стенкой пролетом /=12 м.
ОО&1 -
Строительный подъем балки
В соответствии с указаниями НиТУ балкам с перекрестной стенкой
необходимо придать строительный подъем путем наклонного располо-
жения поясных досок при изготовлении балок, величину которого при-
нимаем равным
с _ I _ 1200 _
стр~~ 200 ~ 200 ~
Конструкция балки показана на рис. 69.
Проверочный расчет балки на монтажные нагрузки
Расчетные схемы балки, работающей на различные виды возможных
монтажных загружений при транспортировке, временной укладке, кан-
товке и подъеме, приведены на рис. 70.
Рис. 70. Расчетные схемы Оалки при действии монтажных нагрузок:
а, б—при транспортировке и укладке; в—при кантовке балки; г—при подъеме балки.
При проверке несущей способности элементов балки на монтажные
воздействия учитываем возможность утяжеления конструкций примерно
на 10% за счет временного увлажнения конструкции, наличия на ней
монтажных подкладок, оттяжек и т. п.
175
Расчетная нагрузка на 1 пог. м балки
^=^^ = 1,1-1,14^ = 103^2,
Дб 12,0
где £=1,1 и nt? =1,1—соответственно коэффициент увеличения веса
балки при монтаже и коэффициент перегрузки
от собственного веса балки;
Gq = 1053 кг—собственный вес балки (см. ниже).
/б= 12,3 м—полная длина балки.
Проверка несущей способности балки при кантовке и укладке
(рис. 70, а, б, в). Погонная нагрузка на верхний пояс балки
<7б 103 г-1 г- /
qB.n ~2~ = 51 -5 кг1м-
Расчетный изгибающий момент в стыке верхнего пояса
ЛЛ qB.n / 4 \2 51,5 / 12,3 V О7О _
МИ — — I =—I—— =972,5 кгм.
Проверяем прочность накладок. При работе стыка
изгиб по схеме рис. 71 изгибающий момент в одной стыковой
лд Мп_ 972.5
2 2
пдяса на
накладке
= 486,25 кгм..
При сечении накладок 18X12 см момент сопротивления одной на-
кладки с учетом ослабления болтом ^=1,2 см
у„=Х-=(18~>2)12’=403^
О
6
Несущая способность накладки на изгиб
т,Л Ra U7HT =1,0- 1,1 • 130- 403 = 57 600 > 48 625 кгсм,
где 1,1—коэффициент повышения расчетного сопротивления древесины
изгибу (табл. 6, § 3) при расчете на монтажные нагрузки.
Проверяем прочность болтов. Растягивающее усилие, возникаю-
щее в одном болте (рис. 71),
,. р 972,5 1О1_
"» = T= аГ = 2Т0Л=12,5«-
где с = 0,4—длина стыковой полунакладки.
Несущая способность на растяжение одного болта £4=12 мм
/zz7?pFHT = 0,8 • 2100 • 0,744 =1248 ка>Л4= 1215 кг,
где /п=0,8—коэффициент условий работы болта на растяжение.
Проверяем прочность верхнего пояса. Наиболее напряженным
сечением верхнего пояса при работе балки на изгиб по рис. 70, а, б, в
будет ослабленное одним болтом da =12 мм и тремя гвоздями d =
=5,5 мм сечение пояса у начала стыка. Если пренебречь сопротивлени-
ем изгибу перекрестных досок стенки, получим расчетное сечение пояса
из двух досок, соединенных через стенку податливыми связями (рис. 72).
Момент инерции нетто расчетного сечения пояса
/ _ ^-da- 3d) (Л3 - а3) = (20—1,2-3 • 0,55) (18з _ 63) =
12
= 8040 CMi.
12
176
Момент сопротивления нетто пояса
ту? __ 2 • 8040 OQQ з
ц/нт----—- = ——— = 893 см3.
fl 1о
Несущая способность пояса на изгиб из плоскости балки
/«и /?и U7HT = 0,8 • 1,1 • 130-893 = 102 000 > 97 250 кгсм,
где /тги =0,8 коэффициент условий работы на изгиб составного сече-
ния пояса;
1,1 коэффициент повышения расчетного сопротивления дре
весины изгибу при расчете на монтажные нагрузки
(табл. 6, §3).
Рис. 71. Расчетная схема для болтов накла-
док конькового узла балки.
Рис. 72. Расчетное сечение пояса
балки.
Проверка несущей способности балки при подъеме (рис. 70, г). Не-
обходимо проверить сечение нижнего пояса на сжатие с продольным из-
гибом и болты стыковых накладок верхнего пояса на воспринятие ра-
стягивающей силы в стыке пояса.
Проверяем сечение нижнего пояса на сжатие. Наиболь-
ший изгибающий момент в середине длины балки (рис. 70, а)
М6
103 • 12,32
“ 8
= 1945 кгм.
8
Расчетные усилия в
поясах балки в этом сечении
Мп
Мб
h'
1945
1,6
= 1215 кг.
Полагая, что усилие в нижнем поясе нарастает равномерно от кон-
ца консоли к середине балки, и считая пояс защемленным в месте под-
веса, получим свободную длину нижнего пояса
/0 = Р • —- = 1,12 • = 6,89 м.
Момент инерции брутто сечения нижнего пояса балки относитель-
но оси у (рис. 72)
/v = м _ .адм _ э370 см.
12-409
177
Радиус инерции сечения
г — 1 /~А -=1 /______11ZP___
у У F ” |/ 2 • 20 • 6
Гибкость пояса без учета податливости соединений
X = А = АА =110.
гу 6,25
Коэффициент приведения гибкости по формуле (20)
'+0'331 W-20 -‘-И.
где kc —коэффициент по табл. 9, § 5
kc = Юс/2 tohw = 0,331'
Приведенная гибкость пояса и коэффициент продольного изгиба
X = Ру Ху = 1,17 • 110== 128,7;
3100
3100
128,72
= 0,187.
Несущая способность пояса на продольный изгиб
/цс F6p= 1 • 0,187 • 143 240 = 6420 > = 1215 кг.
Проверка прочности болтового соединения в стыке
верхнего пояса. Максимальное растягивающее усилие в стыке
верхнего пояса Мп = 1215 кг воспринимается двумя двухсрезными бол-
тами d=12 мм, работающими на сдвиг.
Несущая способность болтов на сдвиг
N=2n 1,1 • Г=2 • 2 • 1,1 331 = 1456 > Л7П = 1215 кг.
Технико-экономические показатели
Спецификации материалов на одну дощато-гвоздевую балку с пере-
крестной стенкой даны в табл. 4 и 5.
Полный вес одной балки
G = Vi -ф g„ = 1,989 • 500 -ф 58,26 = 1053 кг.
Расход металла в процентах к общему весу балки
t 100-Тбй100-5'53'
Вес балки, отнесенный к плану покрытия
gc.B = -р- = g— J2 =14,6 кг/м*.
Фактический коэффициент собственного веса балки
_ 1000 -ge.B _ 1000-14,6 _
/(/эМ-Г+£снв) 12(100 + 72 + 14,6)
т. е. несколько больше принятого в расчете этой балки &с.в =6.
178
Таблица 4
Спецификация пиломатериалов (сосновые доски и бруски)
Элементы конструкций Катего- рия дре- весины Сечение в мм Длина в мм Количе-1 ство в шт. ес го го О Et Ш Объем в м8
Нижний пояс .... Верхний пояс .... Перекрестная стенка Накладки стыка нижнего поя- са Прокладки стыка нижнего поя- са Накладки стыка верхнего поя- са Прокладки опорных ребер жест- кости Накладки опорных ребер жест- кости Промежуточные ребра жесткос- ти Надстыковые бруски I II III I I II II II II II 200X 60 200X 60 150Х 30 200X 60 200Х 60 180X120 200Х 60 200X 60 100Х 60 100Х 60 6150 6190 36,34 1400 1400 800 800 1200 2900 4 4 2 1 2 4 4 2 24.6 24.76 2,8 1,4 1,6 3,2 4,8 15,4 5,8 0,2952 0,2970 1,0900 0,0335 0,0168 0,0346 0,0384 0,0576 0,0925 0,03-18
Итого 1,989
Таблица 5 Спецификация металлоизделий (сталь марки Ст. 3)
Наименование и назначение Диаметр или сече- Длина Количество Вес в кг
изделий ние в мм В мм В шт.
Болты стяжные:
в стыке верхнего пояса . 12 450 4 2,24
» » нижнего » 12 330 8 3,63
» опорных ребрах .... 12 330 10 4,55
Нагели из круглой стали в стыках 4,42
нижнего пояса 12 310 16
Гвозди, скрепляющие: 19,95
пояса со стенкой 5,5 175 608
прокладки опорных ребер. . 5,5 175 92 3,02
промежуточные ребра 5,5 175 86 2,83
надстыковые бруски нижнего 2,30
пояса 5,5 175 70
доски стенки 3,5 80 100 0,62
Уголки, соединяющие балку с опор- 14,70
ной подушкой 120ХЮ 200 4
и того 58,26
Сравнение вариантов
Показатели расхода материалов по вариантам решения несущих
конструкций покрытия на длине здания, равной одному шагу главных
балок, приведены в табл. 6.
Как видно из табл. 6, расход древесины на основные несущие кон-
струкции покрытия при применении клееных или дощато-гвоздевых ба-
лок оказывается одинаковым. При изготовлении клееных балок полу-
чается некоторый дополнительный расход древесины за счет отходов
от острожки досок. В соответствии с действующими ценами на деревян-
ные конструкции стоимость клееных и дощато-гвоздевых балок, ис-
численная на 1 м3 древесины в деле, мало разнится между собой [18], [23].
12*
179
Таблица 6
Показатели расхода материалов на одну секцию покрытия (12X6 -и)
Наименование показателей 1 R ! Единица измерения Щитовые конструк- ции покры- тия Прогоны Основные несущие конструкции Всего
Вариант I Вариант II Вариант I Вариант II
Древесина (на
секцию) . . м3 3,78 1,63 1,975 1,989 7,385 7,400
То же, приве-
денный слой см 5,25 2,26 2,75 2,76 10,26 10,27
Сталь (на сек-
цию) .... кг 8,0 11,12 23,58 58,26 42,70 77,95
То же, на 1 м'
плана . . . 0,111 0,155 0,327 0,81 0,593 1,076
Вес элементов
конструкции
(на секцию) 1898 826,0 1011 1053 3735 3777
То же, на 1 л2
плана .... 1 в 26,4 11,5 14,0 14,6 51,9 52,5
Поэтому и стоимость конструкций покрытия по обоим вариантам кон-
структивного решения будет примерно одинаковой.
При выборе конструктивного решения покрытию с клееными бал-
ками следует отдать предпочтение, так как при этом решении умень-
шается на 60 см высота здания (снижение отапливаемой кубатуры
здания примерно на 360 .и3), повышается массивность, монолитность и
огнестойкость основных несущих конструкций, резко снижается дефор-
мативность основных конструкций покрытия по сравнению с дощато-гвоз-
девыми балками, гвоздевые соединения которых характеризуются зна-
чительной ползучестью при длительном воздействии нагрузок.
Мероприятия по химической защите древесины
Таблица 7
Химическая Защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций
Способ антисептирования
Кровельные щиты и диагональные Горяче-холодные ванны с 3%-ным водным раство-
бруски крыши ром фтористого натрия продолжительностью
1 час каждая
Основные щиты крыши Сухое антисептирование (сверху) из расчета
150 г на 1 ж2 щита, а снизу (со стороны поме-
щения) двукратная обработка водным огнеза-
щитным антисептическим раствором
Прогоны и главные балки (поеле из- Двукратная обработка водным огнезащитным,
готовления) антисептическим раствором
Опорные подушки, настенные брусья Обработка пастами марки 200 (снликатобмазкой)
и защитные доски по главным бал- с прокладкой толя со стороны прилегания к
кам кладке
180
ПРИМЕР 3. ТРЕХШАРНИРНАЯ АРКА ПОКРЫТИЯ:
ИЗ БАЛОК НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ (ВАРИАНТ I);
ИЗ КЛЕЕНЫХ БЛОКОВ (ВАРИАНТ II)
Запроектировать несущие конструкции покрытия сарая для сель-
скохозяйственных машин пролетом I =12,0 м. Длина здания 66,0 м.
Здание возводится в районе г. Красноярска. Стены кирпичные с пиля-
страми. Кровля холодная, из волнистых асбестоцементных листов уси-
ленного профиля. Материал конструкций покрытия древесина листвен-
ницы и сталь марки Ст. 3. Конструкции — заводского изготовления.
Выбор конструктивного решения покрытия
При кровле из волнистых асбестоцементных листов рекомендуется
применять подъемистые крыши с уклоном не менее 1 : 4. Для пролета
в 12 .и в качестве несущей конструкции выбираем наиболее простое ре-
шение в виде трехшарнирной арки из прямолинейных элементов с за-
тяжкой из круглой стали. При высоте Л — -^-/она образует плоские
скаты крыши с уклоном 1 : 3.
В условиях заводского изготовле-
ния выбранная несущая конструк-
ция может быть выполнена в двух
вариантах: I — при наличии бревен
или брусьев — в виде трехшарнирных
арок из балок на пластинчатых наге-
лях (Деревягина); II — при наличии
досок — в виде тех же арок из мно-
гослойных клееных блоков.
Прогоны для обоих вариантов
принимаем разрезными из обзольных
брусьев. Применение неразрезных до-
щатых прогонов при отсутствии жест-
кой кровли и большом угле наклона
нерационально вследствие малой
жесткости их в плоскости ската.
Прогоны по консольно-балочной
схеме при шаге арок s =6,0 м по-
требовали бы лесоматериала длиной
более 6,5 м (около 1,4 «4-0,5= 1,4 • 6-4-
4-0,5=9,0 Л1).
Пространственная жесткость по-
крытия обеспечивается полураскосны-
ми связями из досок, пришитыми сни-
зу гвоздями к прогонам. Такая схема
связей позволяет применить доски
нормальной длины (не более 6,5 м).
Связи располагаем по длине здания
через 24,0 м в осях.
Схема покрытия представлена на
рис. 73.
Рис. 73. Схема покрытия..
Расчет прогона
Прогоны, поставленные наклонно, рассчитываем на косой изгиб.
Уклону крыши z = l :3 соответствуют tga=0,333; а= 18° 25', sma =
= 0,315 и cos а =0,948.
181
Нагрузки на прогоны при расстоянии между ними 1,2 м приведены
в табл, 1.
Таблица 1
Нагрузки на прогон
Нагрузки Вес, отне- сенный к по- верхности крыши, в кг/л2 Норматив- ная наг- рузка в кг/м Коэффи- циент пере- грузки Расчет- ная наг- рузка в кг/м
Кровля из волнистых асбестоцемент- ных листов усиленного профиля 20 24 1,1 26,4
Прогон из брусьев ориентировочно 18X18 см при Т =650 кг/м? (0,18.0,18-650) . . . . —— 21 1,1 23,1
Снег при cosa=0,948 (100-1-0,948) 94,8 1141 1,4 159,5
Итого
?пр = 159 кг/м
?пр = 209 кг/м
Составляющие расчетного
осей х и у (рис. 74)
изгибающего момента относительно
_ <7nPc«saZ2
Мх 8 8 ' “
Рис. 74. К расчету прогона на косой
изгиб.
209-0,948-6,02 ono
=---------------=892 кгм\
8
лл _ ^npSina/2
8
8
209- 0,316 -6,0 2
= 297 кгм.
8
Проверяем прогон на косой изгиб
по формуле (4)
Мх Му
Ши Wx ' тя Wy
89200 , 29700
1,15-972 + 1,15-972
=79,8 4-26,6=106,4< /?и =156 кг/см2,
где
18- 182
6 '
972 cjh3—
— моменты сопротивления сечения брусьев 18,0X18,0 см,
’ Нагрузка <?”н =114 кг/м—1,14 кг/см использована в расчете прогона на стр. 183.
182
Rw — 1,2» 130= 156 кг)см2—расчетное сопротивление изгибу для лист-
венницы (табл. 3 и 4, § 3);
ти=1,15—коэффициент условий работы при расчете на
изгиб брусьев с размерами сторон 15 см и
более.
Относительный прогиб прогона от нормативной нагрузки
1 1 ’
195 — 200
V 0,004862+0,001612=0,00512=
fx 5 где 1 384 <7Н cos aZ® 5 1,59 - 0,948 - 6003 nnr..o„ ' EI, “ 389 ' 10s-8750 =0’°0486;
/У= 5 1 384 gHsinaZs 5 1,59-0,316-6003 El, “~384 • 10s 8750 “°'0016''
Моменты инерции
. _ bhs
у~ 12
18 183
12 ~
=8750 см\
Произведем проверку деформации прогона в плоскости кровли от
снеговой нагрузки с учетом смещений гвоздей или шурупов, крепящих
асбестоцементные кровельные листы к прогонам. Эти смещения не
должны превышать 2—3 мм. Большие величины смещений вызывают
выкрашивание материала в гнездах листов и расстройство их соедине-
ний.
Наибольший перекос прогона относительно кровельных листов про-
исходит возле опор прогона. Угол поворота 0 конца простой балки в
плоскости кровли от равномерно
распределенной снеговой нагрузки
q*s- sin а (см. стр. 182)
<7cH-sinaZ3
24£7У
1,14-0,316-6003 =
“ 24 •1058750
= 0,00371 радиан.
Рис; 75. Проверка прогона на смещение
кровельных листов:
У—кровельные листы.
Смещение гвоздей в отверс-
тиях при ширине кровельного
листа В=1,0 л (рис. 75)
Д = ~ . 9= ——--0,00371 = 1,86 ЛОИ <2 мм.
Принятые прогоны сечением 18,0X18,0 см могут быть сделаны сос-
новыми, так как напряжение в них не превосходит расчетного сопро-
тивления изгибу сосны.
Статический расчет арки
Нагрузки
Нагрузку от прогонов считаем равномерно распределенной по верх-
нему поясу (рис. 76).
183
Учитывая расстояние между прогонами в плане а— 1,2X0,948 •
= 1,14 м, угол наклона крыши и данные табл. 1, получим нормативную
нагрузку на арку
20 6 21 6
Я" = 0148 + Т1Т+1°° ' 6=127+1 11+600-838 кг/м.
Собственный вес арки определим по формуле (48)
Рис. 76. К расчету трехшарнирной арки:
а—схема загружения арки; б—эпюра изгибающих
моментов Мо для полуарки от местной нагрузки;
в—эпюра изгибающих моментовЛ4эксдля полуарки от
продольного усилия N; г—эпюра изгибающих мо-
ментов М для полуарки от суммарного действия
Мо и N.
_____<71
1000
+ .В 7
838
1000 —=65 кг!м,
б“Т2 ~ 1
где £с.в —6 — коэффициент
собственного веса
арки по схеме 1
рис. 38.
Расчетная на-
грузка на арку
209-6
1,14
+ 65-1,1 = 1173 кг!м.
о» -’X + ЙЛ
Определение усилий в арке
Изгибающий момент от ме-
стной нагрузки в середине па-
нели верхнего пояса определя-
ется, как для простой балки
пролетом 0,5 I (рис. 76)
.. / 7 V 1
М° ~ q [ 2 ) 8
/12>2 1
11731 — 1 ——5280 кгм.
2 / о
Для того же сечения нормальная сила
N = Н cos а + Qo • sin а = 10560 • 0,948+3520 • 0,316= 11120 кг,
„ ql2 1173- 122 1П„П
где г/ — 7— =-----0—---= 10 560 кг—усилие в затяжке.
о/ 8-2
Поперечная сила
п - + - 1173-12
<+ — —3520 кг
определяется, как в простой балке, пролетом I.
184
О, £ <
Арка из балок на пластинчатых нагелях (вариант I)
Подбор сечения верхнего пояса
Принимаем ширину брусьев верхнего пояса b —15 см как наиболь-
шую, при которой могут быть поставлены сквозные пластинчатые нагели.
Высота сечения может быть приближенно определена по формуле ’
-N + /лГ+адад' _
2,29 • bR ~
_ — 11120+ V П1202+39,2 • 156 • 15 • 528000 „„
------------ 39 см.
2,29-15-156
где N, Мо — продольное усилие и изгибающий момент в расчетном се-
чении (см. стр. 238);
R — Rc = Rh — 1,2• 130=156 кг!см2—расчетное сопротивление сжатию
и изгибу лиственницы с учетом коэффициента 1,2 по табл. 4, § 3.
Верхние пояса выполняем из брусьев, выпиленных с использовани-
ем сбега бревен. Принимая диаметр бревен в отрубе d0 =22 см и учиты-
вая сбег 1 см/м, получим диаметр в комле dK =22+6,5 = 28,5 см.
Рис. 77. Расчетное сечение верхнего пояса арки:
а—у опор; б—в коньковом узле; в—в середине длины панели.
Определяем геометрические характеристики сечения верхнего поя-
са (рис. 77). Наибольшая высота бруса
= = V см.
Наименьшая высота бруса
/ib = /ih=;'K^ - Z>2 = /222—152^16 см.
1 Приближенное выражение для h получено преобразованием общей формулы
(25) или (26) расчета сжато-изгибаемого стержня при с =0,8; тс = ти =1 и
185
Диаметр бревна в расчетном сечении
+ ; + 28,5 + 22,0 ос п
а------2---=-------2------см.
Высота брусьев в этом же сечении
h = V 25г—152=20,0 см.
Высота сегмента в среднем сечении пояса
Принимаем h'c = h"c — hc =2,5 см-
Сечение балки считаем прямоугольным с высотой
1 2 5
/гпр= 2А + v hc =2 • 20+ ~=41,25 см,
Al At
близкой к найденной выше по приближенной формуле.
Опорный узел
Распор арки передаем на затяжку при помощи траверсы из швел-
лера. Высота траверсы Атр должна быть достаточной для обеспечения
необходимой площади смятия
, Н 10560
^тр -- Pi г ---------- 1 /Л 1Г>Л < - -0,5 СМ,
р mcuRсма 6 1.0-129-15
где Raw—1,2 • 107=129 кг!см'2 — расчетное сопротивление лиственницы
при смятии по всей поверхности под
углом а=18°25' (§ 3, формула (1)
и табл. 4).
Выполняем траверсу из швеллера № 18,а, исходя из условия ее
прочности на изгиб. При этом затяжка располагается выше плоскости
опирания арки на 9 см (рис 78, а).
Требуемая ширина опорной подушки при длине плоскости смятия
6 = 15 см
h А 7040 п
п /Исм7?сМ9о6 1,0-36-15 СМ’
где А = ~~ = 12=7040 кг—расчетная опорная реакция
Al At
арки;
Дсмэо = 30-1,2=36 ка/слт2 —расчетное сопротивление
смятию лиственницы поперек
волокон при длине свобод-
ных концов подушки не ме-
нее длины площадки смятия,
т. е. 15 см.
Принимаем + =20 см.
186
б
Рис. 78. Схема и конструкция трехшарнирной арки из балок на пластинчатых нагелях (Деревягина):
а—опорный узел; б—коньковый узел; в—стык затяжки; г—деталь постановки пластинчатого нагеля.
Проверка сечения верхнего пояса
Находим величину эксцентриситета в] приложения нормальной си-
лы в опорном узле (рис. 79)
cj = rs = тк - sk = _ / “ _ ± М sin а=
2 \ tga 2 /
41,25 — 2,5 / 9 . 20\ _ сс
2 (0,333 2 ) 0,3 ’ 7,68 СМ-
В коньковом узле верхние брусья балок имеют вырез на всю высо-
ту бруса; при этом эксцентриситет продольного усилия относительно
оси пояса равняется (рис. 77, б)
Расчетный эксцентриситет в середине панели верхнего пояса
<?х + е, 7,68+12,0
е = _2_1—---------1----’— = 9,84 см.
Отрицательный изгибающий момент от продольной силы в том же
сечении (рис. 76)
Л4ЭК(; =ЛГ- е.
Расчетный изгибающий момент в середине панели
/И = /Ио— Nc = 5280— 11120 • 0,0984=4184 кгм.
Проверяем сечение верхнего пояса арки как сжато-изгибаемого
стержня по формуле (25)
(V М 11120
Ше R< Fht Г /Ии 1Гнт “ 1,0-156-620 'Г
,__________418 400 ______
1 0,9-’1,15-0,896-156-4250 ’
где тк =0,9 1,15—коэффициент условий работы на изгиб для состав-
ных балок на пластинчатых нагелях из двух элемен-
тов пролетом более 4 м при размере сторон сечения
1С h 20,62
элемента не менее 15 см и отношении -= = , <3,о,
188
i t 53,02-11120 n
? 3100/^/% 3100-156-620 ’
— коэффициент, учитывающий дополнительный изгибающий момент от
продольной силы при деформации сжато-изгибаемого элемента;
) = _____________§32_
0,289А^-.. 0,289-41,25
— гибкость пояса, вычисляемая, как для стержня цельного сечения, без
учета податливости связей;
Лп = = bh-np = 15-41,25 = 620 смг—
—площадь сечения (ослабление пластинками не учитывается);
^пр. 15-41.252
IF„t = =------е---= 4250 смя—
6 о
—- момент сопротивления балки нетто.
Расчет пластинчатых нагелей
Брусья верхнего пояса сплачиваем при помощи дубовых пластин-
чатых нагелей, имеющих стандартные размеры 8ПЛ = 1,2 см; /пл=5,4 см.
Глубина врезки пластинчатых нагелей в брусья
Авр= + 0,1 = ф- 0,1 = 2,8 h' = р = 3,2 см (см. стр. 36).
Расчетная несущая способность пластинки
ГП1 = 14 •/11Л •/?Пл = 14 • 5,4 • 15 = 1135 кг.
Требуемое количество пластинчатых нагелей в каждом шве верх
него пояса на половине длины панели находим по формуле (70):
тп _ М, S . . // 1 г 528000 • 3030 ,
> '-5 - '6 -алан» +
„. 11120 „„
+ 0ЛТТ35 ~28 ШТ"
bhR(hnp~- h'^ 15-16,0 (41,25-16,0) 9Л„Л „
где 3=---------------- — ----\----------- =3030 см3-
—статический момент площади одного бруса относительно нейтраль-
ной оси для сечения панели возле узла;
z ЬЬ3П0 15-41,253 .
'бр = — =----12---=87700 см- —
— момент инерции всего сечения;
й = 0,4—коэффициент, принимаемый при передаче продольной силы край-
нему брусу (см. формулу (72), пояснения).
Расстояние между пластинчатыми нагелями
5ПЛ = 98пл = 9 • 1,211 см.
На половине длины балки может быть размещено
632 „,р
2$пл 2-11 28 ”
Посередине балки на длине 0,2 пластинки не ставим.
//ил
189
Коньковый узел (рис. 78, б)
Площадь смятия брусьев в коньковом узле проверяем на действие
распора Н
Н= 10560 <mCM = 1,0 • 129-273=35200 кг,
где =129 кг/смI 2—расчетное сопротивление лиственницы смятию по
всей поверхности под углом <х=18°25';
р ( и" । \ /1 с । 2,5 \ 15
/ см= «„ + ----- — 16 + дг Щдгтд- =2/3 см'—площадь смятия
у н 2 у cos а 2 у0,948
брусьев в коньковом узле.
Узел перекрываем с двух сторон накладками 10X15 см на бол-
тах /7=16 мм.
Расчет подушки опорного узла
Ширина подушки Ьп =20 см определена выше. При размерах по-
душки 5пХ/п = 20X45 см получим напряжение в кладке
акл = ~Д~ = Д°^=7,8< 14,9 кг!см2,
г* см 900
где Л = 7040 кг—расчетная опорная реакция;
Хм =-=20x45 = 900 см2—площадь опирания на кирпичную кладку;
/?см = 14,9 ка/сл-i2—расчетное сопротивление кладки при мест-
ном сжатии, определенное согласно п. 46 и
78 НиТУ 120-55 при марке кирпича 75, ра-
р
створе марки 25 и отношении —р—=2,5.
J см
Толщину подушки hp определяем из
условия прочности ее на изгиб при равно-
мерно распределенной нагрузке
q = -j— = ———=156,5 кг!см.
7 In 4b
Расчетный изгибающий момент в се-
чении 1—1 подушки (рис. 80)
156,5 /45— 15 \2
2 \ 2 )
= 17 600
кгсм-,
требуемая толщина подушки
Рис. 80. К расчету на изгиб по-
душки опорного узла.
/ 6.4,
Д/н^п/?И
I f____' 17 600___=5,81 см~~Р') см.
И 1,0-20-156
190
Расчет стальных элементов арки
Затяжка арки. Затяжка конструируется в виде одного тяжа из круг-
лой стали, имеющего по концам сварные петли. Требуемая площадь се-
чения затяжки
р _ Н _ 10560 „
тр mR 1,0-2100 5,04 СМ ’
где /?=2100 кг!см?—расчетное сопротивление растяжению стали марки
Ст. 3;
/и = 1—коэффициент условий работы стали на растяжение.
Принимаем затяжку d=27 мм (см. приложение 12),
=5,72>5,04 см2.
Затяжка при помощи хомута прикрепляется к траверсе опорного
узла.
Траверса. Траверса опорного узла, принятая выше в виде швеллера
№ 18-а, усиливается ребрами жесткости из уголков 6О'Х5 (рис. 81). Тра-
Рис. 81. Схема к расчету траверсы опорного узла:
а—на изгиб в плане; б и в—на изгиб в плоскости арки.
версу проверяем в плане на изгиб как балку пролетом /=15+2-3,5=
=22 см, нагруженную в средней части длины равномерно распределен-
ной нагрузкой
Н 10560 . __ .
q = — =704 кг!см (рис. 82, а).
b 15
191
Расчетный изгибающий момент в середине траверсы
М = q-~ ( I - = 704Чо (22_7 5) _^38 300 кссм
4 2 у 4
Проверяем прочность траверсы на изгиб
М = 38 300 кгсм < mR Wy = 1,0 • 2100 20,0 = 42 000 кгсм,
где Wy—момент сопротивления швеллера № 18а относительно оси у.
В плоскости арки траверсу проверяем как консоль, нагруженную
равномерно распределенной нагрузкой
Н 10560 ,
(рис. 81,6).
затяжки
где й=18 см—высота траверсы
Изгибающий момент на уровне
.58^183 _г23800 ксл1
О о
Рабочее сечение траверсы состоит из стенки швеллера и двух прива-
ренных к ней уголков жесткости (рис. 81, в). Площадь сечения
F = F„ + 2Луг= 0,7 • 31,0 4-2 • 5,82=33,34 с.и2-
Статический момент сечения относительно оси у, проходящей через
центр тяжести стенки швеллера
/ 0 7\
Sy =2 • 5,82 1,664- =23,4 см*.
Расстояние от нейтральной оси сечения:
до оси у
S, 23 4
zx = =0,702 см;
до центра тяжести уголка
z2= 1,664-0,35—0,702= 1,308 см.
Момент инерции сечения относительно нейтральной оси
1 = F„z* 4- 2Fyrz2 + 2/yr = 0,7 • 31 • 0,702* + 2 - 5,82-1,3082 +
+2-19,9=70,4 см*,
где/уг = 19,9 см*—момент инерции уголка относительно собственной оси.
Наибольшее расстояние от нейтральной оси до'кромки сечения
о=6,00—0,7024-0,35=5,65 см.
Наименьший момент сопротивления сечения
__ 1 _ 70,4
V* мин —’ — г />- ’ ~—12,0 см3,
а 5,оо
Проверяем прочность траверсы на изгиб в плоскости арки
М = 23 800 кгсм<. mRWMm =1,0-2 100 12,5 = 26250 кгсм..
Хомут. Соединяющий траверсу с затяжкой хомут выполнен из круг-
192
лой стали с нарезкой на концах. Требуемая площадь сечения нетто каж-
дой ветви
Р _ И __ 10560 2
J нт — 77-X — 7 п о п Тал * k СМ2.
2mJR 2-0,8-2 100
Здесь пи =0,8—коэффициент условий работы для болтов, работаю-
щих на растяжение (НиТУ 121-55, п. 35,6).
По приложению 12 определяем необходимый диаметр круглой стали
с учетом нарезки =2,4 см ( FHT=3,17 см2}. Чтобы воспрепятство-
вать распрямлению хомута, между его ветвями ставим распорку.
Стык затяжки (рис. 78, в). Стык затяжки, находящийся в середине
пролета арки, перекрыт двумя стальными накладками с отверстиями
для валиков из круглой стали по концам. Валик рассчитываем на изгиб,
как балку, нагруженную давлением петли на части длины в середине
ее пролета (рис. 82). Задаемся толщиной щек 8 =8 мм и расстоянием
между ними в свету
с=di + 0,2 = 2,4 + 0,2 = 2,6 см.
Расчетный пролет валика
I = с 8=2,64-0,8=3,4 см.
Наибольший изгибающий момент в валике
_ 10 560 I 3,4
“ 2 р
, 2,4 1 on
где с ==-2~=:=“2" ==’’2® см—расчетная длина
распределения нагрузки по валику.
Принимая момент сопротивления валика
W7B=0,l dl , найдем требуемый диаметр валика
из уравнения Л4 = 0,1 • • m • R
Рис. 82. Схема расчета
на изгиб валика в сты-
ке затяжки.
По приложению 12 принимаем ближайший
больший диаметр
da =3,6 см.
Щека должна иметь площадь сечения нетто не менее
Р _ н _ 10560 ,
mR 1 - 2 100
Минимальная высота щеки с учетом ослабления отверстием для
валика do = dB 4*0,2=3,64-0,2=3,8 см
F ЧП 13Ж&&7/Ж
hm = d0 4- =3,8 4- —^7,0 см-
28 2-0,8
13-409
193
Категории
древесины
Рис. 83. Трехшарнирная арка из прямолинейных' клееных блокоь.
а—схема арки; б—общий вид и конструкция узлов; в—башмак; г—петля затяжки.
Так как расстояние от центра отверстия до края элемента при об-
резных кромках должно быть не менее 1,5 du (НиТУ 121-55, табл. 35),
высота щеки принимается равной
h='2 • 1,5 do =2-1,5- 3,8—12,0 см>7 см.
Толщину щек проверяем по смятию валиком
А = Я = 10560 кг<т • тс Rc,,d,, 23 =1,0- 1,0-2600 3,6 2 0,8=15 000 кг,
где т = тс =1,0—коэффициент условий работы конструкции и соеди-
нения;
/?см =2600 кг) см1—расчетное сопротивление смятию черных болтов
в конструкциях из стали марки Ст. 3.
Вертикальная подвеска принята конструктивно из круглой стали
d =1,2 см.
Арка из клееных блоков (вариант II)
В условиях заводского изготовления конструкций одним из наибо-
лее рациональных решений являются конструкции из массивных клее-
ных блоков, применение которых уменьшает потребность в ₽ысокэ-
качественных лесоматериалах больших сечений и снижает общий рас-
ход древесины. Древесина I и II качественных категорий более чем на-
половину заменяется древесиной III категории.
Подбор и проверка сечения верхнего пояса
По данным расчета первого варианта арки (рис. 83) задаемся раз-
мерами сечения клееного блока b X h =14,5x38,5 см (11 досок, остро-
ганных до размера 3,5X14,5 см). По эскизам опорного и конькового
узлов определяем эксцентриситеты приложения продольной силы к
h
блоку. Оба эксцентриситета е = =9,6 см подобраны равными между
собой.
' Небольшим уменьшением собственного веса клееной арки пренебре-
гаем. Расчетный изгибающий момент в середине панели
Л4 = Л40—N -6 = 5280—11 120-0,096 = 4212 кгм.
Проверяем верхний пояс арки, как сжато-изгибаемый стержень,
/V , М . 11120 421200
г — 1,0- 156 -558’1,0- 0,866- 156-3580 ~ ’
(обозначения см. на стр. 188 и 189), где
Лнт = 14,5 • 38,5=558 слХ
w. 14,5-38,52
1Рнт — —3580 сМ';
о
. _ 632 _
Л — 0,289 -38,5
= 1 -
57,02 - 11 120
3100-156-558
=0,866;
13*
195
ти=1 — при &<15 см и /г = 38,5 cai<50 см (табл. 20, § 9).
Производим проверку сечения на скалывание древесины при изгибе
Q =3520 кг </wck^?ck-4е 6 = 0,5 • 24 • 25,7 • 14,5 = 4470 кг,
/ 12
где Q=<7^j-= 1173—=3520 кг—перерезывающая сила, определяемая,
1 .
как для простои балки пролетом
(Пск—0,5—коэффициент условий работы на ска-
лывание для клеевых, швов;
/?ск=24 кг!см2—максимальное расчетное сопротивле-
ние древесины скалыванию (попра-
вочный коэффициент к расчетному со-
противлению для лиственницы при
скалывании ka = 1);
-4е- = 4 h = 4- 38,5=25,7 см.
*^бэ о о
Указания по изготовлению и
монтажу арок
Составные верхние пояса на пластинчатых нагелях являются эле-
ментами заводского изготовления, но могут быть изготовлены и на стро-
ительном дворе при наличии цепнодолбежника и рейсмусного станка.
Для нижних брусьев арок применяется древесина I категории, для верх-
них — II категории.
При применении древесины повышенной влажности во избежание
появления горизонтальных усушечных трещин рекомендуется делать
вертикальные продольные пропилы по плоскостям сплачивания брусьев
на глубину 2—3 см.
Для пластинчатых дубовых нагелей должна применяться сухая вы-
сококачественная древесина. Для обеспечения одинаковой толщины
пластинок они должны изготовляться на рейсмусном станке. Толщина
пластинок уточняется по пробному гнезду, сделанному цепнодолбеж-
ником в обрезке бруса.
Поясам арок придают строительный выгиб, равный
/стр — 0,1-д-— 0,1 2Q —3,1 см.
Обрезка концов балок производится по фанерным шаблонам.
Размеры балок по длине должны выдерживаться с точностью до
-|~ 1 см.
Регулировка пролета производится подтяжкой гаек хомутов в опор-
ных узлах.
Для предотвращения выпучивания гибкой затяжки при кантовке и
подъеме арок производится их усиление жесткой распоркой из бревна
(рис. 84), которая предотвращает появление сжимающих усилий в за-
тяжке. Для пропуска вертикальной подвески в бревне делается вырез
на половину его диаметра.
196
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 2.
Таблица 2
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Прогоны покрытия и верхний пояс брусчатой арки Обработка в горяче-холодных ваннах водным раствором антисептика со сроком выдержки 2—3 часа
Верхний пояс клееной арки Обработка пастой марки 100 (предпочтительно силикатобмазкой)
Опорные подушки арок Обработка маслянистыми антисептиками в горя- че-холодных ваннах продолжительностью 45 мин. каждая; прокладка толя со стороны кирпичной кладки
Пяты арок и верхние пояса арок на длине 0,75 м от опорного узла Обработка пастой марки 200
<7
Рис. 84. Монтажные приспособления:
а—общий вид креплений; б—деталь крепления траверсы к арке.
197
Показатели расхода материалов
По спецификации для вариантов I и II расход древесины на арку
составляет соответственно 0,907 ж3 и 0,775 м3; стали 102,3 кг и 97,7 кг.
Общий вес арки при объемном весе древесины лиственницы у=
650 кг/м3 равняется соответственно 700 и 600 кг. Вес стали составляет
14,6 и 16,3% от общего веса арки.
Собственный вес арки из балок на пластинчатых нагелях
в — =58,3 кг!пог • м.
Действительный коэффициент собственного веса этой же арки
, = IQOOgc.B = 1000-58,3______
с'в l(Pn+ga+g“.B) 12(600+238+58,3)
что несколько менее принятого в расчете (стр. 184).
ПРИМЕР 4. ТРЕХШАРНИРНАЯ КЛЕЕНАЯ АРКА ПОКРЫТИЯ
Запроектировать покрытие промышленного цеха пролетом 1 =
= 21,0 м. Длина цеха 76,0 м. Место строительства—район г. Свердлов-
ска. Стены здания кирпичные с пилястрами, кровля рулонная, утепли-
тель— жесткие минераловатные плиты, у = 350 кг!м3. Материал несу-
щих конструкций — воздушно-сухие сосновые доски, у = 500 кг/#3; ме-
таллические элементы из стали марки Ст. 3. Производственная база —
завод по изготовлению деревянных конструкций при строительстве.
Выбор конструктивного решения покрытия
Крыше промышленного здания при рулонной кровле может быть
придана цилиндрическая форма, которой соответствуют несущие конст-
рукции криволинейного очертания: сегментные фермы и арки. При на-
личии на строительстве завода деревянных конструкций целесообразно
применять клееные конструкции. Принимаем наиболее простое реше-
ние в виде трехшарнирной многослойной клееной арки со стальной за-
тяжкой, состоящее из минимального количества элементов (рис. 85).
Возможен вариант несущей конструкции в виде сегментной фермы с
верхним клееным поясом из четырех блоков (см. рис. 36, схема 7), ко-
торая легче арки на 15—20%, но сложнее в изготовлении и сборке. Фер-
мы сегментные дощато-гвоздевые (см. рис. 35, схема 8) не могут быть
рекомендованы как конструкции построечного изготовления, трудоем-
кие, требующие высококачественной древесины на нижние пояса.
Несущую часть ограждающей конструкции покрытия принимаем в
виде дощато-гвоздевых щитов, изготовляемых на том же заводе.
Щиты укладываются по неразрезным прогонам с шагом 1,5 м.
Плитный утеплитель располагается по щитам без прокладки пароизо-
ляции, поскольку покрытие не имеет осушающей полости, а сверху
закрыто воздухонепроницаемым рулонным ковром. Просыхание Древе-
сины щитов должно происходить внутри помещения при его вентилиро-
вании. Рулонная кровля наклеивается по стяжке из асфальта.
Снизу к щитам пришиты диагональные бруски, обеспечивающие
жесткость щитов в плоскости крыши. Прикрепляя щиты к прогонам, а
прогоны — к аркам, обеспечиваем пространственную неизменяемость
покрытия в целом.
198
Вкладыш 50*100
через ООО
-60’5:1 = 635
///<
S-Ш =2500
Т
2000 -
-2000 —
—2000
•2000
- 1250-
-10500
-3
—4
Подвеска 0=12
1=3300
Накладки 100*180
1=1200
—‘ 150
1=21,0—
2l50-5
/ооо-
Рис. 85. Трехшарнирная ап'-'я из криволинейных клееных блоков:
u-схема покрытия: б-геометрическая схема; а-поперечиый разрез покрытия; а-сечеиие арки с обозначением качественных
б—примерное расположение стыков досок в клееном олоке арки; y-рубес....д в два слоя по клебемассе; 2-выравниваю1ЦИИ слои из асфальта толщи
ной 10 мм; 3—жесткие минераловатпые плиты 7 —350 каДиЭ толщиной 100 мм; 4 щитовой н ст . . . р
Шаг арок и основные пролеты прогонов назначаем равными $ =
=6,0 м. Крайние пролеты уменьшаем до 5,0 м во избежание перегрузки
крайних арок, возникающей при неразрезных прогонах с равными про-
летами.
1 21
Стрелу подъема арок принимаем /= -g- I = -g- =3,5 м. Схема
покрытия и его поперечный разрез представлены на рис. 85.
Основные геометрические размеры арок
Радиус кривизны арки (рис. 85,6)
Центральный угол арки
i----1^1440
Рис. 86. Щит покрытия.
о 0 . I о . 21,0
2а = 2 arc sin — 2 arc sin -
21\ 21 * 1 /
= 2-36,83° = 73,7°.
Длина дуги арки
ТЕ 4 14
.$ = /? .---2а =17,5 -—=73,7 =22,5 м.
lou loU
Расчет ограждающих элементов
покрытия (щитов)
Расчет в плоскости, перпендикулярной к скату
При криволинейном очертании покрытия
укладка неразрезных щитов является затруд-
нительной. Поэтому щиты принимаем разрез-
ными, сразмерами 1,5'Х’3,0л« (рис. 86). Расчет-
ный пролет щитов при прогонах из двух досок
толщиной по 6 см
/1=1,5—0,06=1,44 м.
Определение нагрузки от собственно-
го веса покрытия приведено в табл. 1.
Таблица 1
Нагрузка от собственного веса покрытия
Элементы покрытия Нормативная нагрузка в кг/.мг Коэффи- циент пере- грузки Расчетная на- грузка в кг/м*
Руберойд в 2 слоя Асфальтовая стяжка толщиной 6 ! 1,1 7
1,0 см (1800-0,01) Минераловатные плиты общей тол- 18 1,1 20
щиной 10 см (350.0,10) . 35 1,2 42
Доски настила щита (500 • 0,025) . Диагональные бруски сечением 12,5 1,1 14
2 Y 5x8 см | 500 • 0,08 • 0,05,,=.-.= 1 ’ 0,У4-1,о0/ Продольные бруски сечением 5x8см 2,8 1,1 3
/ 2 \ ч500 • 0,08.0,05 \ • 1, о / . 2,7 1,1 3
Итого g« = 77 кг/м2 g = 89 кг/м*
1 См. рис. 86: cos 0 =0,94.
200
Снеговая нагрузка на 1 м2 плана покрытия:
нормативная
р"н = р • с—100 0,6=60 кг/ж2;
расчетная
/?сн = • П =60 • 1,4=84ка/я2,
где р=100 кг!м2—вес снегового покрова для 3-го района (г. Сверд-
ловск) ;
1 21.0 ПК тл -
с==Тп7 ~~п .о=0,6—коэффициент, зависящий от профиля покрытия;
Av/ 1U * <5,0
принимается по СНиП П-Б 1, §4, табл. 5 (см.
приложение 2).
Проверку щита на изгиб производим для двух случаев загружения:
1) собственный вес+снег; 2) собственный вес+сосредоточенный мон-
тажный груз Р=100 кг.
Для первого случая загружения (рис. 87, а) расчетный
изгибающий момент, приходящийся на полосу щита шириной 1 м
.. fe + Лн)/? (89+84) • 1,442
М =-----------=------!/--------=44,8 кгм =4480 кгсм.
о о
Несущая способность настила щита по изгибу на 1 пог. м
117=1,0- 130- 104=13 500> 4480 кгсм,
где
= bj№__
6 6
Относительный прогиб щита от нормативной нагрузки
5
384
/гаи =1,0—коэффициент условий работы на
100 • 2 52
= 104 см3—момент сопротивления сечения
изгиб;
щита.
где
5
384
bh3
12
EI
ЖА5Г = 1з0
12 130
(0,77+0,60) 1443
105-130
см4.
|111111111111111И11И11111111И1НИИН!1!1!!
Для второго случая загру-
жения при однослойном настиле с рас-
пределительными брусками снизу и грузе
Р=100 кг, действующем на настил по
ширине ft = 0,5 м (рис. 87,6), расчетный
изгибающий момент
PZ, 120-1,44
M~4b’+~8^ 4-0,5 +
89 • 1 442
Н-----g----=95,0 кгм=9500 кгсм.
Решающим является второй случай,
для которого несущая способность щита
mtt RM W =
= 1 • 1,1 • 130-104=14 880>9500 кгсм,
где /?и= 1,1 • 130= 143 кг!см2—расчетное сопротивление изгибу при
расчете на действие монтажной на-
грузки (§ 3, табл. 6).
(,=/440-
а
шппшпшпшш^4 .
Ц----------1 -------_J
б
Рис. 87. Схемы к расчету щи-
та:
а—-на эксплуатационную нагрузку;
б—на монтажную нагрузку.
I
1
243 "" 150 ’
1
Д
liiiiiiiiiniiiiHiiliiiii
7\
201
Прогоны принимаем неразрезные из двух досок 6X18 см.
Способ расчета прогонов см. в примере 2.
Расчет в плоскости ската
Собственный вес прогонов при расстоянии между их
осями 1,5 м, отнесенный к поверхности крыши:
нормативный
-~’06 -О,18-500=7,2 кг/м2-,
1,0
расчетный
7,2 • 1,1=8 кг/м2.
Собственный
нормативный
расчетный
Рис. 88. Схема к расчету-
щита на скатную состав-
ляющую q у нагрузки про-
гона.
вес крыши:
=77+7,2=84,2 кг/м2-
gKp =89+8=97 кг/м'2-
На участках крыши, расположенных наклон-
но, скатная составляющая нагрузки воспринима-
ется жесткими щитами покрытия. В наиболее
неблагоприятных условиях работы находится
участок возле второго прогона от края покрытия,
наклоненный к горизонту под углом q> = 29°.
Погонная расчетная нагрузка на этот прогон
? = (g + 7’cH • cos <р)-а=
= (97 + 84,0-0,875) 1,5 = 256 кг/м,
скатная составляющая нагрузки
qy = q sin =256 -0,485=124 кг!м,
где cos 29° =0,875 и sin 29° =0,485.
Щит покрытия с прогонами по краям рас-
сматриваем как свободно лежащую балку про-
летом s = 6,0 м.
Опорная реакция такой балки (рис. 88)
. „ qy s 124-6
Ау — By = =--=372 кг.
А £
При расчете гвоздевых соединений щита по-
лагаем, что диагональные бруски работают как
нисходящие (у опоры А щита) или восходя-
щие (у опоры В) раскосы многорешетчатой
фермы с параллельными поясами. Усилие в диа-
гональном бруске
при количестве брусков в расчетном сечении щита /г=2.
Доски настила пришиваем к брускам гвоздями d—З мм , /=70 мм.
Расчетная несущая способность одного среза такого гвоздя в несим-
202
метричном соединении 7=26 кг. Для воспринятая усилия
D необходимо
гвоздей
— А = 520
п— Т ~ 26
= 20 шт.
Считаем, что усилие и воспринимается пятью крайними досками
настила (рис. 89). Тогда в каждом пе-
ресечении досок настила с диагональ-
ными брусками должно быть поставле-
но гвоздей
20 .
п = — — 4 шт.
5
В остальных пересечениях забива-
ем по два гвоздя.
В сечении I—I (рис. 88), совпа-
дающем с внутренней кромкой пятой
доски (при ширине досок 15 см), дей-
ствует изгибающий момент
О 7^2
М = 372Х 0,75 - 124 =244 кгм.
Несущая способность на изгиб че-
тырех брусков, расположенных в этом
сечении
Рис. 89. Расположение гвоздей в пя-
ти крайних пересечениях раскоса с
настилом щитов покрытия.
5 • 82
mn RK W = 1 • 130 + — -4 =27 700>24400 кгсм.
о
Расчет арки
Нагрузка
Нагрузка от собственного веса ограждающих конструк-
ций покрытия (крыши), отнесенная к плану покрытия:
нормативная
= +Р ~ = 84,2 -Цу = 90,2 кг/м?-,
расчетная
= =97-|^=104 кгМ\
где 5=22,5 м—длина дуги арки (стр. 200).
Собственный вес арки находим по формуле
Рев + Г
1000 _ .
kc.B I
60+90,2
1000
4-21,0
14 кг/м2,
где +.в =4—коэффициент собственного веса арки (см. рис. 38).
Расчетная равномерно распределенная по плану нагрузка на арку
q = +.в + <7сн=718+504=1222 кг/м,
где ?с.в =(g + gc.B п) s = (104+14-1,1) 6,0=718 кг/м—нагрузка от
собственного веса арки и крыши;
<7ch = /W «=84-6=504 кг/м —нагрузка от снега.
203
Определение усилий в элементах арки
Усилия в арке вычисляем при двух сочетаниях нагрузок: 1) полной
расчетной нагрузке по всему пролету; 2) постоянной нагрузке по всему
пролету и односторонней снеговой нагрузке на половине пролета
(рис. 90).
Изгибающий момент в арке равен
Ж = Мо—Ну, (I)
Рис. 90. Расчетные сочетания нагрузок
на арку:
а—собственный вес покрытия q и снег q
с.в сн
на всем пролете; б—собственный вес покры-
тия <7 я снег на половине пролета слева.
где ЛД—изгибающий момент,
определяемый как д^я
простой балки пролетом
/ на расстоянии х от ле-
вой опоры;
Н—распор арки;
у—ордината сечения.
Определяем положение сече-
ний арки с максимальным изги-
бающим моментом при первом и
втором сочетаниях нагрузок.
1. Для первого сочета-
ния нагрузок
н-
н q 8f ’
у = 7?(cos ср — cos а);
х = ~2 — Rsin <р,
где <?—центральный угол сечения (рис. 85, б).
Подставив эти значения в уравнение (I), приравниваем производ-
ную по ср нулю. После упрощений получим
/2
-----7? cos ср = 0.
8/
При
/=21,0 м, /=3,5 м и 7? = 17,5 м
/2 21 О2
C0S^V.-7R= 8-3.5-17,5 '°°-900; si"f=+0.->36;
абсциссы сечений с наибольшими моментами
х = ~^ + 7? sincp = +17,5-0,436
или
хг =2,87 м; х2 = 18,13 м.
2. Для второго сочетания нагрузок, обозначив
*7 С-Е h
----= «, получим:
С/сн
распор арки
/2/1 \
//==7сн8/(т + ^ ) ;
204
оалочные моменты
для х <
Мо = qza
Г Z2 I I 1 , \ k .
---А ~Г — k — о~ Л2
8 2 I 4 /2
£
2 '
ДЛЯ X >
Подставляя эти значения в уравнение (I) и приравнивая произ-
dMx
водную —нулю, получим
____I 1 /2(1 + 2^) . 1
8(^;-Н 0# sin?+ 16/(&+1)/? cos ср
_ / _ . 1 __, /2(1 + 2k). 1, =
8 • k • R sin ср ' 16/- k • Я cos ср
После подстановки численных значений данного примера эти урав-
нения принимают вид
0,0619 , 0,714 . , .
—А-------h ----= 1; (а)
Sin ср COS ср
-0JP21 £217 =! {б)
sin Ср COS ср
Корнями уравнений (а) и (б) являются ср1=13°30'и <р2=—20° 33'.
Наибольшие изгибающие моменты будут в сечениях с абсциссами
I 21
х± = ----R sin ср != —.—17,5 • 0,2334=6,42 м
и
I 21
х2 =— — 7?sinср2 = у+17,5-0,351=16,64 м.
Вычисление расчетных усилий для некоторых характерных сечений
арки приведено в табл. 2 и 3.
Подбор сечения арки
Задаваясь шириной сечения арки 6=15 см, определяем высоту се-
чения в первом приближении по формуле
А' + / А2 + 34,ЗЖ/£А 6 _
2+ b
16 280+/ 162802+34,3 • 464 800 • 130 15 ’ сп
-----------------243045------:--------=50 “
где А = 16 280 кг и М =4648 кгм —расчетные величины усилий в се-
чении с наибольшим изгибаю-
щим моментом для второго со-
четания нагрузок (табл. 3);
z Ro= 130 кг!см2—расчетное сопротивление сжатию
вдоль волокон для сосны.
205
о Таблица 2
Вычисление усилий в арке от единичной нагрузки q слева
X 0 2,870 4,360 6,420 10,500 14,580 16,640 18,130 21
1 — 2 х sm?= 2R 0,600 0,436 0,351 0,233 0 -0,233 -0,351 -0,436 -0,600
cos о =У 1 — sin2 ср 0,800 0,900 0,936 0,972 1 0,972 0,936 0,900 0,800
II <s " |сч Л X X Си Е ГО Ч д со |оо II с? 7,875 5,005 3,515 1,450 t -2,625 -2,625 -2,625 —2,625 —2,625
Qo sin ср 4,725 2,185 1,232 0,338 0 0,612 0,922 1,145 1,575
С?оcos''? 6,310 4,510 3,290 1,410 -2,625 -2,550 -2,455 -2,360 —2,100
/2 Н = q 16/ 7,875 7,875 7,875 7,875 7,875 7,875 7,875 7,875 7,875
Н sin ср 4,720 3,430 2,760 1,833 0 —1,833 —2,760 -3,430 -4,720
И cos ср 6,300 7,080 7,370 7,640 7,870 7,640 7,370 7,080 6,300
х), а при х >Мо = ^1 — х) 0 18,470 24,820 29,950 27,550 16,860 11,440 7,530 0
у = R (cos ср — COS а) 0 1,750 2,386 3,010 3,500 3,010 2,386 1,750 0
Ну 0 13,780 18,790 23,700 27,550 23,700 18,790 13,780 0
мх - Мо - Ну 0 4,690 6,030 6,250 0 —6,840 —7,350 -6,250 0
/Мх = Qo sin ср -J- Н cos ср 11,025 9,265 8,602 7,978 7,875 8,252 8,292 8,225 7,875
Qx = Qo cos ср — Н sin ср 1,590 1,080 0,530 -0,423 -2,625 —0,717 0,305 1,070 2,620
Усилия в сечениях арки при разных нагрузках
Таблица 3
\ Вид \ нагрузки <7*' ,<7-' 0 =504 д-718 /—1 ^504
\ С 1
Абсцисса\
сечения \ м N Q М N Q М Q М N Q м N Q м N Q
х в м \
0 0 + 11,025 4-1,590 0 + 18,900 -1,03 0 + 13600 -740 0 + 5560 + 802 0 +23 100 -1260 0 + 19160 + 62
2,87 + 4,69 + 9,265 + 1,080 -1,56 + 17,490 0 — — — -1900 + 21400 0 — — —
4,36 + 6,03 + 8,602 +0,530 -1,32 + 16,894 + 0,225 — — — — — — — __ — — — —
6,42 + 6,25 + 7,978 -0,423 -0,56 + 16,230 + 0,294 -424 + 11700 + 211 -3150 + 4020 -213 — — —— + 2726 + 15720 0
10,50 0 + 7,875 -2,625 0 + 15,750 0 0 +11300 0 0 + 3970 -1320 0 + 19 300 0 0 +15720 -1320
14,58 -6,84 + 8,252 -0,717 -0,59 + 16,230 -0,294 — — — — — — — — — — —
16,64 —7,35 + 8,292 +0,305 —1,32 +16,894 -0,225 -948 + 12100 -162 -3700 +4180 +154 - — — -4648 +16280 0
18,13 -6,25 +- 8,225 +1,070 -1,56 + 17,490 0 — — — — — -1900 + 21 400 0 — — —
21 0 + 7,875 +2,620 0 +18,900 + 1,03 0 +13600 + 740 0 + 3970 + 1320 0 +23100 + 1260 0 +17570 + 2060
Приближенное выражение для h получено преобразованием ос-
новной формулы (26) расчета внецентренно сжатых стержней при
bh2
in„l = Q,7; F = hb и W=-^~.
о
Принимаем сечение клееной арки b X h ==15X52,5 см из 15 досок
15x4 см, остроганных по плоскостям склеивания до толщины 3,5 см.
Принятые размеры удовлетворяют требованиям НиТУ:
^_Ц»°=500>300
а Зо
и
А_ 52,5
b ~ 15 -3>5<4-
Проверяем арку на внецентренное сжатие.
Для первогосочетания нагрузок при значениях величин
Лт = ДбР =15 • 52,5=788 см2,
War = 1ХР =• 15.-52.52 =6900 см?
О
$==1_________X2JV____= 1- 1042:.2J_±0Q —Q272
ЗЮО- /?с -F6p 3 100-130-788 ’ ’
X— Z° •- °’7'S 0.7-22.5
0,289 h. U,289-A 0,289-0,525 “1U4’
Zo ==0,7 5—расчетная длина трехшарнирной арки при симметричной
нагрузке (см. § 12, стр. 89), получим по формуле (26)
N__________М
Днт ти i lFHT
21400 , 190 000
788 1 • 0,27276900
128,6< /?с = 130кг/см2.
Для второго сочетания нагрузок при значениях величин
? = 1 74,32-16 280
3 100 130-788 ’ ’
0,5 -5 _ 0,5 • 22,5
0x89 • h ~ 0,289-0,525
/о =0,5-5
получим по той же формуле
16280 , 464800
788 “г 1 -0,717-6 900
= 114,7 кг!см2<^Яс = 130 кг!см2.
Проверяем арку на устойчивость из плоскости системы
Ж=2.3 100 кг<тс <р/?с • Лбр=1,0 • 0,89 • 130 • 788 =90 600 кг.
208
Здесь <р=0,89—коэффициент продольного изгиба, определяемый по
рис. 5 при гибкости
? /о _ 150
0,289- b 0,289-15 ’°’
где Zo=15O см—свободная длина арки, равная расстоянию между про-
гонами.
Проверяем арку на сдвиг 1 по клеевому шву в сечении с наибольшим
значением поперечной силы Q=2060 кг.
Q = 2060 кг< mcKZ?CK b =0,5 -24-35 -15=6300 кг,
•Збр
где тс,£=0,5—коэффициент условий работы клееного элемента на
скалывание по клеевому шву при изгибе;
Л?ск=24 кг/см2—расчетное сопротивление скалыванию вдоль воло-
кон для сосны (максимальное), принимаемое при
расчете на скалывание изгибаемых элементов;
= h = ~-52,5 = 35 см.
Обр О о
Расчет стальных элементов арки
Затяжки. Расчетное усилие в затяжке равно максимальной нор-
мальной силе в коньковом шарнире 7V=19 300 кг (см. табл. 2, 1-е соче-
тание нагрузок).
Необходимую площадь сечения затяжки определяем из расчета на
растяжение
г _ N _ 19300 inQ ,
тр mR 0,85 • 2 100 °’8 СМ ’
—коэффициент условий работы стали на растяжение
для двойных элементов;
—расчетное сопротивление растяжению для стали
марки Ст. 3 .
где m =0,85
R =2100 кг/см2
Принимаем затяжку из двух уголков 50\6 общей площадью Лэ =
= 2 • 5,69= 11,38 > 10,8 см2.
Стык затяжки перекрываем уголковыми накладками 2\(50\6)
и поддерживаем подвеской d = 1,2 см (рис. 91).
Необходимую длину сварных швов для прикрепления затяжки в
опорных узлах и в стыке определим по несущей способности затяжки
. _ Z?-F3 _ 2 100-11,38
ш п /?‘в • 0,7 -Лш 4-1 400-0,7-0,6 U’ СЛ*’
где п = 4—число швов;
Ry': =1400 кг/см2 —расчетное сопротивление сварного углового шва
на растяжение, сжатие и срез при сварке элект-
родами Э 42;
h,u =0,6 см —толщина сварного шва.
Принимаем длину швов /ш =20 см, учитывая возможность непрова-
ров в начале и конце швов (с запасом).
1 Проверка арок прямоугольного сечения на сдвиг не является решающей, и ее
можно не делать.
14—409
209
Башмак,. Опирание арки на стену и сопряжение клееных блоков с
затяжкой в опорных узлах производим при помощи сварных башмаков
(рис. 92, б, в). Арка упирается в плиту толщиной 3 = 1,2 см. При дли-
не, плиты 30 см получим площадь упора, достаточную для воспринятая
нормальной силы в опорном узле.
Рис. 91. Стык затяжки (М. Б. — монтажные болты).
т₽ = -fiT-R- = 4-Ж = 177<30 ’ 14,5=435 см*.
• Асм 1 1 OU
Для уменьшения пролета плиты по центру башмака устраиваем
диафрагму. Проверяем плиту на изгиб, рассматривая полоску шириной
в 1 см (рис. 93)
М = 373 кгсм<т • R • Ц7Пл = 1,0 • 2100 • 0,24 = 504 кгсм,
.. <1а2
где М = =
23 100
435
^пл 1 22
Wnx = —у- = —— =0,24 см'° —момент сопротивления плиты.
q — зсм
53 • 7 52
—-о—-—=373 кгсм—изгибающий момент в плите при
о
=53 кг/см:
Необходимая длина сварных швов для крепления плиты упора к
стенкам и диафрагме башмака при толщине шва 1гш =0,6 см:
N 23100
т св 0,7 • Аш#сув 1,0 0,7 • ОД3 1400 39>3 слг-
Приваривая плиту к диафрагме двухсторонним швом, а к стенкам
башмака — односторонними швами, получим общую длину швов
/ш = 4 • 30= 120 >39,3 см.
210
I
14*
Размеры опорной плиты башмака в плане находим из расчет.,
сжатие кирпичной кладки вертикальной составляющей опорной реак.г
арки Va
v _q-i 1223-21 10й_.
Уа-----2~ =-----2----= 12 850 кг.
Требуемая площадь смятия
F 14 12850 ... ,
см т • тк у. /?см 0,8 • 1 • 1 • 17,6 9 0 сМ '
з / з ____
где Л?см — R I/ -р—=13/ 2,5 = 17,6 кз/сл2 (НиТУ 120-55, п. 78) —
Г * см
—расчетное сопротивление кирпичной кладки местному ежа-
тию (смятию) при кирпиче марки 100 на растворе марки 25
(R =13 кг/см2 по НиТУ 120-55, табл. 16);
F—площадь сечения кладки;
F<M—площадь местного сжатия (смятия) кладки;
р
~р—=2,5—принятое отношение вышеуказанных площадей;
* см л
р.= 1 —коэффициент полноты эпюры давления при равномерном
распределении местной нагрузки;
т=0,8 —коэффициент условий работы каменных элементов площадью
сечения 0,3 л2 и менее;
тк =1 —коэффициент условий работы на сжатие кирпичной кладки.
Рис. 93. К расчету упорной
плиты башмака.
Рис. 94. К расчету толщи-
ны опорной плиты.
Принимаем размеры плиты 32X30 см с площадью смятия
Лсм=32-30=960>910 ел2-
Напряжение смятия
12850
Осм= - — =13,4 Кг/см2.
9о0
Диафрагму и стенки башмака делаем из листовой стали толщиной
3 =8 мм. Опорную плиту башмака рассчитываем на изгиб по сече-
нию I—I консольного участка (рис. 94) с изгибающим моментом
44=°"’.—
£
=362
кгсм,
где
30—(14,5+0,8)
а =-----~ =7,35 см.
2
212
^Принимаем толщину опорной плиты 3=1,2 см. Несущая способ-
Чйъ такой плиты на изгиб равна 504>362 кгсм (см. стр. 210).
Коньковый узел арки показан на рис. 92, а.
Указания по изготовлению и монтажу арок
Изготовление клееных криволинейных блоков должно производить-
ся с учетом требований НиТУ 122-55, п. 123—136, а также «Инструкции
по проектированию и изготовлению клееных деревянных конструкций
и строительных деталей (СН 11-57)». Блоки изготовляются из воздуш-
но-сухой древесины с влажностью не более 15% в специально оборудо-
ванных цехах. Доски толщиной 40 мм, предназначенные для склейки,
подвергаются острожке с обеих сторон на рейсмусных станках до толщи-
' Рис. 95. Монтажные приспособления:
й—арка перед подъемом; б—монтажная траверса; в—детали хомута; /—хомут; 2—трос:
3—болт; 4—бревна.
ны в 35 мм. Выгиб и запрессовка досок производятся на специальных
кружалах. Чтобы уменьшить влияние частичного распрямления блоков
после склейки, радиус кривизны кружал делается меньше радиуса арки
Д<₽--=/?а[ 1 - -.1= 17,23 f 1 - 1^ = 17,15 м,
\ ns 15а/
где /?а =17,23 м—радиус нижней поверхности арки;
п = 15—число склеиваемых досок.
Стыкование досок в блоках должно выполняться с соблюдением
требований Инструкции (СН 11-57 § 6).
Кантовка и подъем арок (рис. 95) производятся при помощи травер-
сы из двух бревен rf=20 см, 1=&,5 м, скрепляемых болтами. Конько-
вый шарнир арки перед подъемом притягивается специальным хомутом
21.3
к траверсе. Это мероприятие предохраняет арку от поворота в шарнире
и затяжку от работы на сжатие. Вслед за подъемом и установкой арки
на место производится раскрепление ее прогонами; лишь после этого
ослабляются подъемные тросы и снимается траверса.
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 4.
Таблица 4
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Щитовой настил кровли
Прогоны по аркам
Опорные подушки
Арки
Обработка 3%-ным водным раство-
ром фтористого натрия в горяче-
холодных ваннах продолжитель-
ностью 1 час каждая
Обработка пастой марки 100 (пред-
почтительно силикатэбмазкой)
Горяче-холодные ванны с масля-
нистыми антисептиками продолжи-
тельностью 45 мин. каждая; про-
кладка толя со стороны прилега-
ния к кирпичной кладке
Двухкратная обработка арок из
гидропультов противопожарно-
антисептическим раствором
Показатели расхода материалов
Таблица 5
Показатели расхода материалов на одну секцию покрытия (21x6 ж)
1'.- .„.Л ца 2НИЯ Щитовой настил и про-
Наименование п о к а з а те л е и 5 б. к гоны, включая крайние 03 о
X - * щн1ы и карнизные доски СХ 1)
Ш X < ей
Древесина (на секцию) Го же, на приведенный слой Л(3 см 4,651 3,70 1,856 1,47 6,507 5,17
Сталь (па секцию) .... кг 35' 340 375
То же. на 1 ж2 плана .... 0,30 2,70 3,00
Вес элементов конструкции (на сек- цию) » 2360 1268 3628
То же, на 1 ж2 плана .... » 18,8 10,0 28,9
Полученный вес арки
14--10=4 кг/м2, или на
(стр. 203) на
60 | 90 2 ~-к’Т4"==2>4% от полной нормативной
менее принятого в расчете
4 • 100
нагрузки.
Коэффициент собственного веса арки равен
„г, _. «000^_______=________1000U0.0_______=,9
Др" + g" + g)',) 21.0 (60+90.2+10,0) б”''*
Имеется в виду вес гвоздей.
214
ПРИМЕР 5. ТРЕУГОЛЬНАЯ БРЕВЕНЧАТАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ С
ПОДВЕСНЫМ ПОТОЛКОМ
Запроектировать деревянное покрытие над зрительным залом клу-
ба пролетом 2 = 15 м. Длина помещения 45 м. Район строительства —
Горьковская область. Материал конструкций: бревна и пиломатериал из
полусухой сосны; металлические элементы из стали марки Ст. 3. Кровля
холодная из асбестоцементных волнистых листов нормального профиля;
теплый подвесной потолок с подшивкой снизу листами сухой гипсовой
штукатурки. Изготовление конструкций на строительном дворе или на
месте постройки.
Выбор конструктивной схемы покрытия
В соответствии с заданием принимаем двухскатную крышу с черда-
ком и утепленным подвесным потолком; несущие конструкции для про-
лета 15 м при наличии бревен принимаем в виде треугольных бревенча-
тых ферм на лобовых врубках с нисходящими раскосами и со стальны-
ми стойками — тяжами (рис. 96). Бревна используем с сохранением
Рис. 96. Схема несущих конструкций покрытия:
/—ферма; 2—кровельные щиты; 3— прогон; 4—щиты наката чердачно-
го перекрытия.
15
сбега. При обычной для треугольных ферм высоте /г = -?- =3 м на-
О
3
клон крыши tga = 7 g- =0,4 удовлетворяет условиям проектирова-
яия кровель из асбестоцементных волнистых листов.
Ферму разбиваем по нижнему поясу на 6 равных панелей длиной
по 2,5 м . При этом количество узлов фермы сокращается до минимума,
но является достаточным для рациональной компоновки фермы и под-
вески к ней чердачного перекрытия.
Фермы размещаем над простенками и опираем их на пилястры, рас-
положенные через 3 м по длине здания. Малый шаг (3 л) облегчает
конструкцию ферм при наличии тяжелого подвесного потолка.
Для пространственного крепления верхнего пояса ферм использу-
ются жесткие кровельные щиты, которые скрепляются с верхними поя-
сами ферм гвоздями и заанкериваются на фронтонах.
На щитовую обрешетку укладываем кровлю из асбестоцементных
волнистых листов. Размеры кровельных щитов 3X2 м являются удоб-
ными для перевозки их на автомашинах.
Рис. 97. Деталь чердачного перекрытия:
1—пиогон: 2—вспомогательные балки: 3—черепные Odvckh: 4—известково-пес-
чаная смазка толщиной 2 см; 5—утеплитель —фибритные плиты толщиной 14 см;
глиняная смазка; 7—щитовой накат; 8—сухая гипсовая штукатурка.
Подвесной потолок проектируем в виде балочной клетки из прого-
нов, подвешенных к узлам нижнего пояса ферм, и вспомогательных ба-
лок, опирающихся на прогоны с помощью металлических хомутов (рис.
99, в). По черепным брускам, пришитым к вспомогательным балкам,,
укладываем сборный щитовой накат.
Пароизоляция выполняется в виде слоя импрегнированной глины
толщиной 2 см, уложенной по щитовому накату; сверху паройзоляции
укладывается утеплитель в 2 слоя из фибритных плит толщиной по
7 см каждый с защитной коркой из известково-песчаной смазки толщи-
ной 2 см. Снизу по прогонам и вспомогательным балкам пришивается,
сухая штукатурка (рис. 97).
Осушающий режим чердачного перекрытия обеспечивается венти-
лированием чердака через слуховые окна. Опорный узел выполняется
доступным для осмотра и хорошо проветриваемым. Между древесиной
нижнего пояса и поверхностью перекрытия устраивается зазор, который
должен быть не менее 10 см после подтягивания потолка из-за проги-
ба ферм.
Полости между штукатуркой потолка и настилом щитов заполнения
в целях повышения огнестойкости перекрытия, а также для поддержания
штукатурки разделяются брусками на отсеки с малой площадью.
Определение общих размеров фермы
При tga = 0,4 угол наклона верхнего пояса к горизонтали а = 21°50'..
Строительный подъем фермы
, I
Стр 200
1500
200 ~7,5 СМ'
216
I еометрические размеры элементов фермы определяются без уче-
та строительного подъема (рис. 98).
Длина стоек:
Б/К.= 100 см\ ВЕ=200 см; ГД—300 см.
Длина раскосов
БЕ= КБЖ2+ЖЕ?= V 1002+2502^270 см;
БД= V ВЕ2-^ЕД2— V 2002+2502=320 см.
Длина панелей верхнего пояса
а 250
cos2l°50~ = 0,928 ==2б9>5 сж^270 см-
----------------1 = 15000-------------------
Рис. 98. Геометрическая схема фермы.
Общая длина одного ската верхнего пояса равна 3'270=810 см.
Углы между элементами решетки и поясами (с округлением до 10')
р = а + 7 = 2а =2 • 21о50/=43°40'.
Здесь у = а;
Pi = а + Гт =21°50'+38040'=60°30',
, 200 ооо,п,
где = arc tg =38 40'.
Расчет ограждающих конструкций покрытия
Нагрузки
Нагрузка от со б с т в е н н о г о веса элементов крыши на
1 м2 ее поверхности приведена в табл. 1.
Таблица 1
Нагрузка от собственного веса крыши
Элементы крыши Норматив- ная нагрузка в кг/м2 Коэффи- циент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг/м2
Асбестоцементные волнистые листы . Кровельная щитовая обрешетка (по принятым размерам щита.... 15,0 8,0 1,1 1,1 16,5 8,8
Итого 23,0 1 25,3
217
Нагрузка от крыши, отнесенная к 1 ^ горизонтальной проекции:
нормативная
23 23
р-н —-----.---= —=94 я кг/м2-
cos21°50' 0,928 ’° к ’
расчетная
_ 25,3 _ 25,3 O7Q , „
glcp cos21°50' 0,928 —27,3 кг М '
Нагрузка отсобственноговеса элементов подвесного
потолка на 1 м2 плана приведена в.табл. 2.
Таблица 2
Нагрузка от собственного веса потолка
Элементы потолка Норматив- ная нагруз- ка в kzim2 Коэффи- циент пере- грузки Расчетная нагрузка в лг/м2
Известково-песчаная корка толщиной 2 см (0,02 • 1600) .... 32,0 1.1 35,2
Утеплитель — фибритные плиты (500x500X70 лк) в два слоя (0,14-450) 63,0 1,2 75,6
Глиняная смазка толщиной 2 см (0.02-1600) 32,0 1,1 35,2
Щиты наката — настил+50% на бруски (0,019.500-1,5) 14,2 1,1 15,6
Сухая гипсовая штукатурка толщи- ной 1 см, покрываемая с одной сто- роны битумом (0,01.1500+1). 16,0 1,1 17,6
Вспомогательные балки сечением 15X6 см с черепными брусками 5X4 через 1 м (0,05 • 0,04 • 2+ + 0,06-0,15) 500 . 5,5 1,1 6,0
Итого на вспомогательные балки 162,7 185,2
Прогоны ориентировочно сечением 10X20 сл (0,10-0,26-500) X • • 4^0 4 1,1 4,4
Итого на прогон .... 167,0 190,0
Собственный вес фермы и связей (см. стр. 223).
Снеговая нагрузка (см. приложение 2) для 3-го района со-
ставляет
Р”, =Ю0 кг/м2 горизонтальной проекции.
Расчетная снеговая нагрузка
/?сн = р*нс я=Ю0-1,0-1,4=140 кг/м2,1
где п=1,4 —коэффициент перегрузки;
с= 1 —коэффициент, принимаемый в зависимости от профиля по-
крытия по табл. 5.
Нагрузка на чердаке согласно приложению 1 п. 1
рн =75 кг!м2.
Расчетная нагрузка р = р"п=1Ь- 1,4=105 кг/м2,
где п = 1,4—коэффициент перегрузки.
Ветровая нагрузка, оказывающая на ферму отрицательное
давление (отсос), не учитывается.
Обрешетка под кровлю
Для данного примера сечение брусков обрешетки принимаем
6X10 см, не приводя расчета. Конструкция аналогичных щитов обре-
шетки для кровли /И их расчет приведены в примере 6.
Подвесной потолок
Вспомогательные балки, расположенные на расстоянии 1 м друг от
друга, подвешиваются к прогонам на подвесных хомутах из полосовой
стали сечением 3X40 мм (рис. 99, в).
Рис. 99. К расчету вспомогательных балок:
а—план секции чердачного перекрытия; б.—расчетная схема вспомогатель-
ной балки; в—опирание вспомогательной бялки. на прогон; /—прогон;
2—вспомогательные балки; 3—щитовой накат; 4—подвесной хомут.
Расчетный пролет балки за вычетом ширины прогона и опорной
площадки (рис. 99, б) равняется
/р =250— (10+4) =236 см.
Погонная нагрузка на балку:
нормативная
q« = (162,7+75) 1,0=^238 кг/пог. м;
расчетная
<7 =(185+105) 1,0=290 кг!пог. м.
Изгибающие моменты:
нормативный
q* 8 238 • 2,362 8 = 165,71 кгм\
м =хд _ 290j 2,362_ =201,9 кгм.
расчетный
Требуемый момент сопротивления
ЖР=—
tna Rh
20190
1,0- 130
= 155 см3.
Задаваясь шириной сечения Ь—6 см, найдем
Принимаем сечение 6X15 см как конструктивно минимальное по
толщине утеплителя.
Определяем относительный прогиб (приложение 16, схема 1)
/ = 5он /
I 24Е ' h’
24 105 15
где °" =73’6
R • 1 5 г
W = =225 см3
6
Проверяем конец вспомогательной
415 200 ]’
—напряжение изгиба от нор-
мативной наг.рузки;
—момент сопротивления при-
нятого сечения балки.
балки на смятие его хомутом
(рис. 99, в).
Q = 342 кг < ЩСм/?Смво/’см =1-30 -24=720 кг,
где -.
Q-А- = 290^2,36 =342
Лм =4 • 6=24 ел2;
/?смэо =30 кг/см2— расчетное сопротивление смятию поперек волокон
в опорных частях.
Черепные бруски пришиваем гвоздями d =3,5 мм, 1—80 мм через
200 мм, т. е. по 5 гвоздей на 1 пог. м бруска.
Щиты наката. Расчет щитов наката производим для полосы шири-
ной 1 м при расчетном пролете настила
/„ = 1,0 - 0,06 - 2 =0,9 м.
£
Расчет производится для двух случаев загружения (см. § 8).
1. Собственный вес и нагрузка на чердаке:
нормативная
qH =238 кг/лг2;
расчетная
<7 =290 кг/м2.
Расчетный изгибающий момент
где
М =
момент сопротивления
290 • 0,92
8
=29,4 кгм;
100-1,92
6
60 см3.
Проверяем прочность щита наката на изгиб
Л4 = 2940 кгсм < та Ra W=1 • 130 -60=7 800 кгсм.
Относительный прогиб
f 5q* I3 5 • 2,38 • 903
' I ~ 38457 ~ 384- 105 • 57.
1
200
100-1,93
12
= 57 см*.
2. Монтажная сосредоточенная нагрузка: сосредо-
точенный груз Р=100 кг при наличии подшитого снизу бруска распре-
деляется на ширину 0,5 м; тогда на ширину 1 м значение сосредоточен-
ного груза с коэффициентом перегрузки п=1
Расчетный изгибающий момент
Р'1 200-0,9 лс лспп
—-.—=----------=45 кгл=4500 кгсм.
4 4
Проверяем щит на прочность.
4500 кгсм<£& • 1,1 • 130 • 60 = 8580 кгсм.
Здесь коэффициент 1,1 введен, как при расчете на монтажную на-
грузку (табл. 5, § 3).
Прогон чердачного перекрытия. Прогоны рассчитываем, как раз-
резные балки пролетом s=3 м, расположенные на расстоянии 2,5 м
друг от друга.
Нагрузка на прогон:
нормативная
«
q" = (167+75) 2,5=605 кг!пог. м;
расчетная
7= (190 + 105) 2,5 = 738 кг/пог. м.
Расчетный момент посередине пролета
Л4 = 0,1259s2 =0,125 - 738 - 32=830,2 кгм.
Требуемый момент сопротивления
83020 ,
Гтр — — . 635 см .
1*1 ои
221
Задаваясь шириной сечения Ь=10сл1, получим
, ,/ 6-635
«= I/ —ns— =19,5 см.
у 1U
Принимается сечение 10X20 см.
Относительный прогиб
I 384
где
qa Is _ 5 • 6,05 • 3003
BI ~ 384 • 10“5 • 6667
1
ЗТ2
1
200
7=
10 • 203
12
= 6667
CMi.
Стык прогона осуществляем косым прирубом на гвоздях d =5 мм;
/=150 мм (рис. 100).
При наличии брусьев нормальной длины 6,5 м можно перекрывать
прогоном сразу по 2 пролета. Во избежание работы прогонов по нераз-
Рис. 100. Подвеска прогона к узлу Ж йижнего пояса фермы
и стык прогона:
/—нижний пояс фермы; 2—накладной брусок 80 X 80; /=460; 5—про-
гон; 4—подвеска 4 = 16; /=1120; 5—плоская часть хомута 50'Х 6;
6—шайба 80X 80 X8.
резной схеме и перегрузки вследствие этого средних ферм посередине
брусьев сделаны поперечные пропилы на половину высоты сечения.
Подвеска прогонов потолка производится на хомутах
(рис. 100). Опорное давление на промежуточную опору прогона v
P = QS = 737,5-3 = 2212 кг.
Здесь Q = (190+Ю5) 2,5=737,5 кг
—реакция двух концов вспо-
могательных балок, опира-
ющихся на прогой в одной
точке.
Подбираем сечение ветви хомута.
Усилие на одну ветвь
Р 2212
~ 2-2 ~ 2 • 2
=553 кг.
222
Требуемое сечение одной ветви хомута
F
НТ
/7Zp/?p
553
0,8 • 21С0
= 0,329 см2,
где тр =0,8 —коэффициент условий работы черных болтов, рабо-
тающих на растяжение (НиТУ 121-55, п. 35);
Rv =2100 кг/см2 —расчетное сопротивление растяжению черных бол-
' , тов из стали Ст. 3.
Учитывая неравномерность распределения нагрузки при подтяги-
вании потолка, принимаем d=16 мм с FHT= 1,408 см2 (см. приложение 2).
Проверяем древесину на смятие хомутом сечением 50X6 мм.
Р
-у- =1106 mzaRa^oFc>t = \ -30-50=1500 кг,
где - л?см = 1 —коэффициент условий работы на смятие дре-
весины;
Rcmso =30 кг/сж2-—расчетное сопротивление смятию древесины в
опорных плоскостях;
77см= +=5-10 = 50 см2—площадь опирания прогона.
Подвеска прогонов производится с помощью двух накладных брус-
ков из плотной прямослойной древесины сечением 8X8 см.
При ширине опирания на пояс Ci=16 см прочность соединения ио
смятию определяется условием
Р
— = 1106 кг < тсм/?см9о>р’см = 1,О • 30 • 128=3840 кг,
где ” .
FCM= /’epOl =8-16=128 см2 —площадь смятия бруска.
Проверяем прочность брусков на изгиб
М = 8848 кгсм < ти Rn U7=l • 130-85,3=11089 кгсм,
где Л4 = Р1^-^—~j'= 553 ^20 — j =8848 кгсм (см. рис. 105,/—/)
—расчетный момент в одном
бруске;
8 • 82
W =—£—=85,3 см3 —момент сопротивления брус-
э ка.
Размеры шайбы для подвески принимаем 80X80X8 мм по приложе-
нию 12.
Статический расчет фермы
Нагрузки
Расчетная нагрузка от собственного веса фермы определяется по
формуле
£кР + £п + /’сн + /?н 24,8+167 + 100 X75 ,,
-----в'—Лбоо-^;----------------
Х.в/ 5-15
= 29,7- 1,1=32,7 ка/ж2,
где /гс.в =5—коэффициент собственного веса фермы (по схеме 1, рис. 36).
Собственный вес фермы считаем распределенным поровну на узлы
верхнего и нижнего'поясов (табл. 3).
I
Таблица 3
Нагрузки на узлы фермы
Нагрузки По верхнему поясу По нижнему поясу Всего
Постоянная (за исклю- чением собственного ве- са фермы) . . , 27,3.3-2,5» 205 190 • 3 • 2,5 = 1425 1630
Собственный вес фер- мы 32,7 • 0,5 3 • 2,5—125 32,7 • 0,5 • 3 • 2,5 я 125 250
Временная 140 3 • 2,5 = 1050 105 • 3 • 2,5 = 790 1840
Итого 1380 2340 3720
Определение усилий в элементах фермы
Наибольшие усилия в элементах треугольной фермы определяются
построением одной диаграммы усилий от полной нагрузки.
Рг=372О л
Рг-3720 Р2~3120
Рис. 101. К определению усилий в элементах фермы:
а—расчетная схема фермы; б--диаграмма усилий в стержнях фермы от
полного загружения по верхнему поясу.
Для упрощения построения диаграммы всю нагрузку прикладыва-
ем к узлам верхнего пояса (рис. 101, а). Для получения расчетных уси-
лий в стойках необходимо к усилиям, полученным по диаграмме, при-
бавить величину узловой нагрузки нижнего пояса.
224
В табл. 4 приведены расчетные усилия в элементах фермы.
Таблица 4
Расчетные усилия в элементах фермы в кг
Элементы Стержни Усилия от полной нагрузки Расчетные усилия
2—10 —24900 Oj = — 24900
Верхний пояс 3—12 —19500 О.2 = — 19500
4—14 . —15000 О3 = - 15000
9- Ю +23400 + = + 23400
Нижний. 9—11 +23400 t/2 - + 23400
9—13 Д-18300 t/g= + 18300
11—12 -5400 Dj = - 5400
Раскосы 13-14 -5700 Di = — 5700
15—16 Г>'2 = —2875 ,
10-11 0 Vj = + 2340
Стойки 12—13 +1650 ’+= + 1650+ 2340=3990
14—15 + 7200 V3=7200+2340=+9540
Опорная реакция — 11160 A = 11160
Примечание. При односторонней временной нагрузке (снег и полезная нагруз-
ка на чердаке) усилие в яровом раскосе будет; D/2=5700.0,505——2875 кг, где 0,505—
отношение величины постоянной узловой нагрузки фермы к полной нагрузке на узел
Подбор сечений элементов фермы
Верхний пояс
Расчет начинаем с подбора сечения пояса в панели ВГ (стержень
4—14}, имеющего наименьший диаметр. Расчетное усилие в этой пане-
ли'О3=-—15000 кг. Нормальная к скату составляющая местной нагруз-
ки на панель от веса крыши и снега
q = (gKp О.б^е.в + /Ди)В cos2a =
= (27,3-00,5-32,7-т 140) 3-0,9282 = 474 кг!пог. м.
Верхний пояс выполняем из бреге» .щшкой + --SIO см., ди'+мег-
ром + = 20 ем в отрубе; бревна располагаем толсты.! (комлевым) кон-
цом в-сторону опорного узла. Диаметр в комле со-.,, .шляет
dK = d0 -I-0,01/гр— 20+0,Ui • 810=28,см.
Средний диаметр для панели ВГ
+р =20+0,01 • 0,5 • 270^? х,4. см.
Находим геометрические характеристики сечения. При <7=21,4 см
и стеске А„р =0,1 d по графику приложения 8 длина хорды
a = ka • d—0,6 • 21,4=12,8 см;
тс 21 42
FHT = Kf F6p = 0,95---— =342 см2;
l^HT =
к 21 4-®
Гбр = 0,87 —=825
О Л
см3;
тс 21 4-^
7НТ = К/ - /6р = 0,82—="—=8400 см\
64
Гибкость панели
коэффициент
Х2О, 54,42-15 000
' " 3100 • FRC ~1 3 100 • 342 ”130
Расчетный изгибающий момент от местной нагрузки на панели
474 • 9 72
/И =----=431,9 кгм.
о
Проверку прочности производим на внецентренное сжатие по фор-
муле (26) /
•вт^/Пн ^„Т ‘
подставляя в которую найденные вышевеличины, получим (при
у =О3= 15000 кг)
15000 . 43190 _10. =, 10П , 2
342 + 1-0,678-825 ^l l- J • 130 /сг/слг .
•Для стержней 3—12 и 2—10 аналогичная проверка по приведенной
выше формуле дает соответственно напряжения 92,5 и 80,4 гса/сж2.
Раскосы
Сечение подбираем для раскоса 13—14, имеющего максимальные
усилия и длину: D = —5700 кг; / = 320 см. . .
Задаемся диаметром раскоса в тонком конце d0 =18 см. В толстом
конце соответственно dK= 18 + 0,01 • 320 — 21 см,
тогда
, 21 +18 „
dcp— —— = 19,5 см
тс . 10 52
Дбр = — у— =298,0 см2;
/ 320 _ „ ...
' г 0,25 • 19,5 65<75
226
/ХХ2 / fic: х 2
и^-°’8 ж! =1-°’8(1ооЧ =°’662;
D2 = 5700 кг < mc /?с ДбР®=1 • 130 • 298,0 • 0,662=25^45 кг.
Диаметр d0 =18 см принимаем вследствие необходимости обеспе-
чить работу врубки на смятие.
Такое же сечение принимаем для раскоса БЕ.
Стойки
Для стойки 12—13 Ц ==3990 кг.
Требуемая площадь сечения тяжа
- _____
' m..Rp
3990
0,8-2100
= 2,37
см2.
По приложению 12 принимаем + =22 мм; ДбР=3,799 ел*2;
/?нт = 2,74>2,37 см2 и размеры металлической шайбы ИОХНО'ХН мм.
Шайбу располагаем на срезанном конце пришивной доски верхнего
пояса. —
Аналогичным путем получим для стойки 14—15 dT =36 мм; для
стойки 10—И cfт = 16 мм.
Нижний пояс
Принимаем диаметр бревна пояса в тонком конце d0 =20 см. При
длине /бр =800 см получим диаметр в комле у опорного узла
dK =20+0,01 • 800=28 см.
Диаметр нижнего пояса в стыке на расстоянии 7,5 м от опорного
узла d = 20,5 см.
Задаваясь ослаблением площади сечения в размере 30% Ар . по-
лучим
Днт = 0,7Дбр = 0,7 2J5- =231,7 см2-
Проверяем прочность нижнего пояса на растяжение:
Дз = 18 300 кг < тр /?р Днт =0,8 • 100 • 231,7= 18650 кг.
Расчет и конструирование узлов
Опорный узел А
При больших усилиях в элементах поясов рекомендуется конструи-
ровать узел лобовым упором во вкладыш, крепление которого осущест-
вляется при помощи стальных тяжей и деревянных накладок, присоеди-
няемых нагелями к концу нижнего пояса (рис. 102).
Проверяем вкладыш на смятие верхним поясом. Учитываем обтес-
ку с боков концов бревен верхнего и нижнего поясов на глубину ft1Bp = 0,2rf.
По приложению 8 нахрдим величину хорды
^=0,86/=0,8-28=22,4 см
15*
рт?
F площадь сегмента
к -2Х2
/фег = (1 - =- 0,15F6p = 0,15 -=2-- =92,3 см2.
Т“
При стеске сверху на Авр =0,1 d площадь ослабления
к • 282
Fcer = °-05 —f - —30,8 см2.
Площадь смятия опорного вкладыша
тс 282
FCM = ^бр - 2Fcer - Лсф = —4— —2 • 92,3— 30,8=400 см2.
Проверяем прочность соединения на смятие
01 = 24 900 кг < mCMRcm FCM = 1 -111- 400=44400 кг,
где /7?см =1—коэффициент условий работы на смятие;
/?сма = 1П кг!см2—расчетное сопротивление смятию под углом
a=21°50z, определяемое по рис. 1.
Нижний пояс присоединяем к узлу двумя деревянными накладка-
ми шириной А =22 см, толщиной ^ = 10 см и скрепляем их с ниж-
ним поясом нагелями из круглой стали
d„ = 18 мм f' рекомендуется dH < а = ~ 1С = 2 см
\ ОО
Расчетная несущая способность стального цилиндрического нагеля
па 1 срез п^и а=10 см и с=17 см 7=783 кг (см. приложение 17). Не-
обходимое количество двухсрезных нагелей
/Л
А/. — —
2Т
23400
2 • 783
15 Ш1.
Принимаем 6 болтов и 9 штырей из круглой стали. Штыри и болты
размещаем в два продольных ряда (рис. 102) с соблюдением требова-
ний НиТУ при толщине соединяемого пакета
S/7---37 см> 10 dH =18 см.
Расстояние между осями нагелей вдоль волокон
= 13 см >7dH =7- 1,8=12,6 см;
между осями нагелей поперек волокон
х» 10 сл>3,5й(н =3.5 • 1,8=6,3 см;
г- кромки доски до оси нагелей
«з—6 см >3 яТ —3 • 1,8 =5,4 см.
Проверяем элементы стыка по ослабленным нагелями сеч -чищт;
накладки на сжатие
Н1 = 23 400кз </7Zc/?c/?„1. = l,0-130-368==t7840 кг.
Где TJc =4,0—коэффициент условий работы сжатых элементов,
щп = 2bdji — 2da) =2 10 (22-.2 • 1,8) см'::
нижний пояс на растяжение
Uг = 23 400 кг < тр RP ^=0,8- 100-369,2=29536 кг,
где
ft . OQ2
F6p - 2Лсег - 2MH = —~ 2 • 92,3—2 -17-1,8 =
= 615,0—184,6—61,2 = 369,2 cm2;
mp =0,8—коэффициент условий работы растянутых элементов, име-
ющих ослабления.
Определяем требуемое сечение тяжей с учетом ослабления нарезкой
р _t/i______________ 23400 . „
нт 4тр /ф • 0,85 ’ 4-0,80-2100-0,85 ~ ’ ° СМ
где 0,85—коэффициент, учитывающий неравномерную работу тяжей.
По приложению 12 принимаем й?бР = 27 мм;
F6p =5,72 см2; F„T=4,18>4,10 см2.
Проверяем горизонтальные опорные- уголки на изгиб при расчет-
ном пролете их
/=/? +^ = 17+10=27 см,
где Ь— толщина стесанной части пояса, равная толщине вкладыша;
bi—толщина накладки.
Изгибающий момент в середине пролета (рис. 103, а)
---Ь - >86
---/=270
у гЬ
--------hk =220
--------1=250-
б
Рис. 103. Расчетные схемы креплений опорного узла:
а—горизонтальных уголков; б—вертикальных уголков.
,/Г UJ . Ь' \ 23400 /,7 18,6 \
М = / I-------= —-— 27 — —о— =51773 кгсм,
о I 2/ о у о /
где b'—b + 28Уг = 17-}-2 • 0,8=18,6 см — длина площадки смятия уголка.
Принимаем равнобокие уголки 100ХЮ мм, для которых
г 179
Л =179 см4;г0 =2,83 см; --------— == -.7.—=25,0 см3.
Z2yr Zq 1 (J—2,о<3
Проверяем прочность уголка на изгиб:
М = 51 773 кгсм < тл IFj = 1 • 2100 25,0 = 52 500 кгсм.
230
Проверяем сечение вертикальных опорных уголков.
Изгибающий момент в уголках (рис. 103, б)
.. UJ . hB\ 23400/* 22\
М = I-------о- =—ь------ -5—п =41000 кгсм ,
8 1.2/ о I 2 /
Где /=25 см—расчетный пролет, равный расстоянию между осями
тяжей;
hB =22 см—ширина вкладыша.
Принимаем два неравнобоких уголка 120X80X8 мм, для которых
1Х =229 см4;10 =3,85 см\
Л4 = 41 ОООкасл < тк VFj = 1 - 2100 - 28,1 = 59020 кгсм.
Горизонтальные уголки привариваем к вертикальным уголкам шва-
ми толщиной 6 мм. Вертикальные уголки хомута у торцов накладок
принимаем такими же, как и опорные горизонтальные уголки, т. е.
100X10 мм.
Ширину опорной подушки определяем из условия смятия ее опор-
ной реакцией поперек волокон
А 11160 О1 о
С =----------=—:—^-=21,8 см.
/Д-см^/?см90 1*17.30
Принимаем сечение опорной подушки 22X8 см длиной 78 см.
Промежуточный узел В верхнего пояса
Узел проектируем на лобовой врубке (рис. 104,а).
Диаметр верхнего пояса в рассматриваемом узле
^2=20+0,01 -270=22,7 см.
Диаметр раскоса в отрубе у нижнего пояса d0 =18 см.
Тогда диаметр комлевого конца раскоса у верхнего пояса
dK=do + 0,Q\ /6р =18-4-0,01 -320=21,2^21 см.
Глубину врезки раскоса в верхний пояс принимаем наибольшую по
нормам (§ 6, стр. 41)
, d.2 22,7 „„ г _
Лвр— . — . —сж,
чему соответствуют по приложению 8
а = 0,87 = 19,7 см
и
-г • 29 72
Дсег = 0,2- ' =81 см2-
Глубина среза конца раскоса (рис. 104, а)
Лвр Лвп 5,5
cosp! cos би Зи' 0,492
231
Глубине среза /zcp =4,9 см соответствует величина хорды
a-i =~- 2 Vhcp(d -1гД) = 2 /4Д (2 Г^4?9)’= 17,8<а=i 9,7 см,
следовательно, не вся площадь сегмента верхнего пояса
„ 81,0 81,0
г сег— = lt>4,6 см2 сминается раскосом.
Приближенно площадь смятия раскоса определяем по средней хор-
де сегмента
2 d -4- zz, 2
FCM = -5----4—с = Q- 18,7 • 11,2=140,0< 164,6 см2,
о £ о
Проверяем врубку на смятие
D2 = 5700 кг < тсм /?см01 Гси =1 • 42 • 140,0=5880 кг,
где A’cmPj —42 кг/см2—расчетное сопротивление смятию под углом
=60°30/, определяемое по рис. 1.
Проверку сечения раскоса на сжатие с продольным изгибом см.
стр. 227.
Средний узел Д нижнего пояса
В узле Д осуществляется стык нижнего пояса, перекрытый деревян-
ными накладками на нагелях из круглой стали. Раскосы упираются в
продольную подушку сечением 12X15 см. Конструкция узла показана
на рис. 105.
Диаметр бревна в тонком конце у стыка d0 =20,5 см.
Принимаем минимальную глубину врезки подушки в нижний пояс:
йвр=3 см, при этом по графику приложения 8 а=14,8 см, Fier=33 см\
Врезку проверяем при действии односторонней временной нагрузки
на разность усилий в прилегающих панелях нижнего пояса
Д U = (D2 - D2) cos Т1 = (5700—2875) cos 38°40' =2825 • 0,781=2206 кг;
Л77=2206 кг< тС№ RCM FCM =1 • 130 • 33,2=4316 кг.
Подушку проверяем на смятие в месте упора в нее раскосов
Длина наклонной плоскости смятия подушки
h — Лвр 12 — 3
С1 =------'=-------ооолп, — 11,5 СМ.
cos т, cos 38 40
При диаметре, раскоса d0=18 см величина стески концов подкосое
h _ -Л _-18-11,5 _
2
что составляет --X——0,18rfo .
18
По приложению 8 находим а1=14 см и Хгг=33,1 см2.
При ширине подушки д = 15 см величина стески концш
перпеьлику т арном к плоскости фермы направлении
, а'о — b 18 — 15 . с
—у- см’
Рис. 105. Деталь среднего узла Д нижнего пояса:
/—нижний пояс; 2—раскос; 3—пак.чадиоП брусок; -/—штырь; 5—подвеска; tf—тяж; 7—шайба; 8—подушка; 9—накладка;
10—вспомогательная балка; //—подвесной хомут; 12—плоская часть подвески.
что дает
1 5
'„—= 0,084do , а2 = Ю см и F’ —10,2 см2.
Io
Площадь смятия вкладыша раскосом
к • 1
FCM = F6p - 2F'cer - 2Т*ег =--- —2 • 33,1—2 • 10,2=254,3—86,6=
= 167,7 см2.
Проверяем прочность соединения по смятию
=5700 кг < /«см /?смТ1 Ли =1 -77-167,7=1^913 кг,
где /?смТ1 =77 кг/см2—расчетное сопротивление смятию древесины под
углом 11=38°40/, определенное по рис. 1.
Ширина стыковых накладок должна быть не менее величины хор-
ды а, полученной при стеске бревна нижнего пояса на глубину
, ' d0-a 20,5—16,0 OQR
’ лВр =-------—------о-------=2,25 см,
2
что дает
2 95
’Ге- = 0,1 Шо; а?«13 см и Fcer = 19,9 см2,
Z\J ,0
а также не менее, необходимой ширины накладки йн из условия
расстановки нагелей dK = 18 мм в два продольных ряда
Лн =3rfH 4-3,5с?н +3t/H =9,5-1,8 =17,1 см.
Принимаем сечение накладок 18\10 см.
Необходимое количество нагелей da =18 мм в стыке при а=10 см и
с=17 см (см. стр. 229).
Us 18300 ,1Р 1О
Я=гт=-2Т78Г=11-6~1211,Т'
Размещение нагелей принимаем такое же, как в опорном узле.
Проверяем элементы стыка на растяжение по ослабленному сече-
нию:
накладки
U3 = 18300 кг < /Др Rp FHT = 0,8- 100- 288=23000 кг,
где
/=-нт= 2£>1(/г11 — 2<ZH )=2 -10(18—2 - 1,8) =288 см2;
нижний пояс
Us= 18 300 кг < ЩрFHT =0,8-100-237,2 = 18980 кг,
где
Fm = F6p — 2Fcer — 2bd„ =- —-
-2- 19,9—2- 15-1,8 = 331,0—39,8—54,0 = 237,2 сц2.
Рассчитываем шайбу под тяж.
Требуемая площадь смятия шайбы
„ Уз 9540
/«смРсмОО 1 * 40
*
238.5 см2,
235
где
Ro..so =40 кг/см2—расчетное сопротивление
шайбами.
Принимаем шайбу из отрезка швеллера №
смятию древесины под
14а длиной
шв
238,5
14''
см.
Рассчитываем швеллер на изгиб относительно оси у—у.
Рис. 106. Расчетная схема
швеллерной шайбы узла Д.
Изгибающий момент (рис. 106).
' м V3-b 9540-17 onQnn
М = - - - = ——-—=20200 кгсм.
2-4 2-4
По сортаменту для швеллера
№ 14а Wy =13,0 см?.
Проверка прочности дает
М =20200 кгсм < т„ Дн Wy =1 • 2100 • 13,0=27300 кгсм.
Для усиления стенки швеллера на изгиб ставим шайбу размером
100X100X18 мм.
Коньковый узел Г
Узел показан на рис. 104,в. Для перекрытия стыка накладками обте-
сываем концы бревен верхнего пояса d0 =20 см с двух сторон по 3,5 см.
Накладки скрепляем конструктивно поставленными болтами rf = 18 мм.
Находим а = 15,5 см и Fcer = 37,7 см2 (см. приложение 8).
Ширина бревен, окантованных с двух сторон,
& = d0 — 2/z„p=20—2 • 3,5=13 см.
Находим требуемую ширину шайбы тяжа стойки ГД
, Из 9540 1Q
«ш -.- 'п i ГХ тут —18,3?«18 см.
«Д?ХДсм90 1 * 13 * 40
Принимаем швеллер № 18а.
Проверки швеллера на изгиб относительно оси у—у не производим
ввиду очевидного запаса прочности (см. расчет узла Д). ,
Стенку швеллера усиливаем шайбой 100X100X18 мм.
Проверяем элементы верхнего пояса на смятие по плоскости и.х
взаимного соприкасания.
Для определения площади смятия находим глубину срезки под шай-
бу тяжа
, hUI sin а 18 • 0,372 „ _
«сР =-------=------g----^3,5 см,
ДЛЯ которой Л'сег = 37,7 см2 (см. выше).
Площадь смятия
„ __ Дбр-ЗЛег /^-202 . \ 1 , 9
Г. и — — I г —3 - 37,7 I • „ —2i 7 с Лс*.
cos а \ 4 У 0,928
Проверка прочности соединения по смятию дает
7?j = Oa cos a = 153GG 0,928 ^тСиКс>мЕсм—1 -Ill- 217=24087 кг,
i де =1<f! кг!см?—расчетное сопротивление смятию под углом
а = 21°50' (см. стр. 229).
Конструкция узла^р верхнего пояса и узла Е нижнего пояса дана
нс рис. 104, й, б.
Общий ax I фермы представлен на рис. 107.
Рис. 107. Треугольная ферма из бревен на лобовых врубках:
схема фгл1л-; б—деталь опирания и кропление обрешетки; (<—общий вид фермы и план верхнего пояса; г—деталь конструкции потолка:
' п-.-рхнпи ;ояс фермы; 2— щиты обрешетки, б—диагональные бруски; 4—накладки; 5—вспомогательные балки; 6—щитовой накат; 7--прогон:
•Л -прибоина 50x40, S-—сухая гипсовая штукатурка; 10—подвесной хомут 40x3; / = 500.
Указания по изготовлению и монтажу ферм
Для изготовления нижнего пояса и растянутых накладок отбирает-
ся высококачественный лесоматериал, соответствующий I категории эле-
ментов; для верхних поясов—II категории и для раскосов—III катего-
рии. Для подушек и вкладышей отбирается наиболее плотная комлевая
древесина.
При раскладке элементов для сборки конструкции комлевые концы
поясов размещаются в сторону опорных узлов, верхнего и нижнего поя-
сов; раскосы располагаются комлевой частью к верхнему поясу (см.
рис. 107, в). Сборка первой фермы производится с особой тщатель-
ностью для того, чтобы элементы этой фермы служили эталоном при
заготовке и сборке остальных ферм.
Раскладка поясов, сборка стыков и опорных узлов производится на
бойке по шнуру с учетом строительного подъема и с постановкой маяч-
ных болтов.
Выполнение строительного подъема производится при сборке по
шнуру путем подтягивания гаек тяжей с точностью до +5 мм.
Сверление отверстий для нагелей в стыках производится сначала в
одной из накладок, которая служит при сборке шаблоном. Сверление
всех отверстий в соединении производится только после стяжки его ма-
ячными болтами. С помощью шаблонов выполняются также все попе-
речные и косые пропилы, врезки и т. д.
На бойке для всех ферм собираются прямолинейные укрупненные
элементы поясов (верхний и нижний пояса с опорными накладками,,
вкладышами, подкладками) с постановкой всех болтов и нагелей.
Окончательная сборка проверенных на шаблоне укрупненных эле-
ментов ферм производится на месте монтажа. Сборка ферм производит-
ся на козелках или на подкладках.
Проверка прочности элементов фермы при подъеме
Подъем фермы производится путем
Рис. 108. К расчету фермы на монтажную
нагрузку:
а—расчетная схема дня определения усилий в фер-
ме от собственного веса при монтаже; б—эпюра
сжимающих усилий в панелях нижнего пояса при
подъеме фермы.
захвата за коньковый узел»
, d 180
обжатый пластинами п=-р-.
Во время подъема в ниж-
нем поясе возникает сжатие.
Производим проверку ниж-
него пояса на устойчивость
из плоскости фермы, рас-
сматривая его как стержень,
защемленный в узле Д.
Собственный вес фермы
на 1 узел согласно специфи-
каций на стр. 240—241
2,10-500+301,2
6
X 1,1^250 кг,
где 1,1—коэффициент пере-
грузки для собственного ве-
са, тогда усилия в панелях
АЖ и ЖЕ будут (рис. 108, а)
Р 940
м = ' - etga = -~~ctg2l°50/=125• 2,496=313 кг.
£ £
238
Усилия в панелях ЕД и Е'Д соответственно будут
~ Ча 4- Ра
2 2Az
vV2 =----т,-----= —г--
где
2 • 250 • 2,5
2
=625 кг,
hi — BE =2 м.
Так как нагрузка распределена по длине фермы равномерно, то
усилия в панелях будут нарастать в сторону заделки по закону парабо-
лы. Поэтому расчетную длину нижнего пояса можем принять:
/’расч = 1,4 • -1- = 1,4 • 750 = 1050 см,
тогда
и
расч
Г
1050
0,25“- 20,5
= 203 > 75
3100
? 2032
0,075.
Проверяем пояс на продольный изгиб
-.90 52
Л/2 = 6'25 </тгс/ф/?бР«=1 • 130——0,075=3220 кг.
Мероприятия по химической защите древесины даны в табл. 5.
Таблица 5
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций
Способ антисептирования
Бруски обрешетки и подвесного-
потолка: вспомогательные балки, че-
репные бруски и прогоны
Элементы ферм в сборе (пояса и
раскосы) со всех сторон
Элементы опорных узлов: подуш-
ки, вкладыши, подбалки, накладкч
опорных узлов
Накат чердачного перекрытия, на-
кладки стыков (по верхнему и ниж-
нему поясам)
Двукратная обработка водным ог-
незащитно-антисептическим раство-
ром
Обработка пастой марки 100 (сили-
катобмазкой)
Обработка маслянистыми антисеп-
тиками в горяче-холодных ваннах
продолжительностью 45 мин. ’ каж-
дая, с прокладкой толя со сторо-
ны кирпичной кладки
Обработка в горяче-холодных ван-
нах 3%-ным водным раствором
фтористого натрия продолжитель-
ностью 1 час каждая
239
Показатели расхода материалов
В табл. 6—8 приводятся спецификации деревянных и металличес-
ких элементов.
Таблица 6
Спецификация деревянных элементов на 1 секцию покрытия (15X3 л)
Конструк- ции Элементы конструкций Сечение в см Длина в см Количество ! элементов Объем древесины в м3 Категория элемента
одною элемента всего
Ферма Верхний пояс . 20 810 2 0,34 0,68 II
Нижний пояс . 20,5 735 2 0,31 0,62 I
Раскос .... 18 280 2 0,с8 0,16 II
» 18 226 2 0,065 0,13 II
Накладка по верхнему
поясу .... 12X8 290 2 0,028 0,056 III
То же . 12X8 240 2 0,023 0,046 III
» 12X8 220 2 0,021 0.П42 III
Накладка опорного узла 22ХЮ 172 4 0,038 0.152 I
Накладка стыка 18ХЮ 208 О 0,037 0,074 I
Подушка 15X12 44 1 0,008 0,008 II
Вкладыш 25X17 40 2 0,017 0,034 II
Подбалка 17X7 95 2 0,011 0,022 II
Накладка .... 14X8 68 2 0,008 0,106 II
Подушка опорная 22X8 78 2 0,012 0,024 II
Прибоины 8x5 16 52 0,00064 0,033 III
i®
Итого на ферму —2,10
Крыша Бруски сечением 6X5 У
и 6ХЮ см на обое-
шетку .... 2X3 м (щит) 8 0,105 0,840 II
Настил карнизный . 1,9X110 100 6 0,021 0,126 11
Кобылки через 100 см . 6X12 100 6 0,007 0,042 п
Итого на крышу J «1,01
i 1одвесисХ ! Прогоны .... 20X10 300 5 0X6 0.30 11
! Вспомогательные балки 15X6 238 18 0,021 0,378 11
i Насти. I наката . . | । 1,9X98 238 18 0,042 0,756 II
Бруски наката. 5X5 238 72 0,006 0,432 II
Черепные бруски 5X4 230 36 0,0046 0,166 II
! 1 Бруски д.-я подвесок . ! 8X8 ! 60 2 0,0038 0,0/6 II
I ч । io 8X8 46 8 0,003 0,024 II
| ! i ! о...э
И', оги на потолок [ i I | «2,132
Спецификация металлоизделий на 1 ферму
Таблица 7
Элементы Диаметр или сече- ние в мм Длина в мм Коли- чество в шт. Вес в кг Примечание
ОДНОЙ штуки ПОЛНЫЙ
Тяж . . 36 3260 1 28,06 28,06 С четырьмя гай-
нами
22 2300 2 7.40 14,80 То же
16 1350 2 2.345 4,69
27 1950 8 9,30 74,40
Опорный
уголок . 120Х 80X8 400 4 4,88 19,52
То же 100X100x10 360 4 5,44 21 76
л 100x100x10 380 4 5,74 22.96
150X100X10 120 4 2.29 9,16
Швеллер . № 18а 200 1 4,03 4 03
№ 14а *70 1 2.47 2,47
Нагель . 18 380 18 0,76 3,68
ff 18 360 16 0.72 И 52
Болт 18 405 18 1,25 22.50 С шайбами и
гайками
у, 18 385 10 1,21 12,10 То же
| 12 315 6 0,44 2.84
ff 1 18 500 6 1.44 8.65
Глухарь . 12 100 8 0,11 0,88
Анкерный
болт 24 530 4 2,59 10,36 С шайбами и гай-
Штырь 18 100 2 0,20 0,40 ками
Шайбы . 80X8 80 4 0,386 1.54
ff 110X11 ПО 4 1.012 4.05
110X18 100 2 1.41 2,82
' J возди . 5 150 312 23,2 7,25 Вес гвоздей дан
на 1000 шт.
Штырь . 12 200 4 0,178 0.71
Итого на ферму 301,15 кг
По данным спецификаций расход стали на крышу 7,2 кг, на пото-
лок — 72 кг.
Показатели расхода материалов на 1 секцию покрытия
Таблица 8
Конструкция
Расход древе-
сины в л’
Расход ста.’ш
В
-Ферма
Крыша
Потолок
2,1
1,01
2,13
Итого
5, .4
380,4
Коэффициент собственного веса фермы
_________1000 • 30,0
15(24?8 - Ж , 100 4-^КЖО)
5,04 5,0,
что соответствует принятому в предварительном подсчете еоб-'^веш ого
веса фермы на стр. 223.
16—409
ПРИМЕР 6. ТРЕУГОЛЬНАЯ МЕТАЛЛОДЕРЕВЯННАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ
С ВЕРХНИМ ПОЯСОМ НА ПЛАСТИНЧАТЫХ НАГЕЛЯХ (ВАРИАНТ I);
С ВЕРХНИМ ПОЯСОМ ИЗ КЛЕЕНЫХ БЛОКОВ (ВАРИАНТ П)
Запроектировать несущие и ограждающие конструкции покрытия
складского здания пролетом 21 .ни длиной 60 м, находящегося в районе
г. Новосибирска. Материал несущих конструкций—сосновые брусья или
доски и круглая сталь марки Ст. 3. Кровля — из асбестоцементных вол-
нистых листов обыкновенного профиля. Покрытие неутепленное. Изго-
товление конструкций — заводское.
Выбор конструктивной схемы покрытия
При кровле из асбестоцементных волнистых листов наиболее целе-
сообразной является двухскатная крыша по треугольным стропильным
фермам. В качестве несущих конструкций выбираем большепанельные
металлодеревянные фермы заводского изготовления с деревянным верх-
ним поясом и стальными растянутыми элементами.
В зависимости от производственных условий и наличия лесомате-
риала верхний пояс может быть выполнен в двух вариантах:
I—в виде балок Деревягина из брусьев II качественной категории;
Рис. 109. Схема покрытия:
/—щиты обрешетки; 2—прогоны; 3—стропильные фермы.
II—в виде клееных блоков из досок II—III категорий с влажностью
не более 15%.
Ферма — четырехпанельная по верхнему поясу, трехпанельная
по нижнему (рис. 109, а). По панелям верхнего пояса укладываются
242
прогоны на сближенных расстояниях, что позволяет избежать приме-
нения стропильных ног. Возникающие при этом значительные изгибаю-
щие моменты от местной нагрузки на верхнем поясе легко воспринима-
ются развитым сечением пояса.
Фермы размещаются с шагом 5 =4 м, соответствующим плану
здания — расположению в нем простенков и пилястр.
Фермы доставляются с завода-изготовителя к месту сборки разоб-
ранными на отдельные полуфермы и средние элементы нижнего пояса,
что обеспечивает удобство перевозки ферм и легкость сборки. На мон-
таже обе половины фермы легко собираются при помощи небольшого
количества креплений.
Кровля выполняется из волнистых листов размером 1200X678 мм,
прикрепляемых к обрешетке оцинкованными шурупами. Обрешеткой
крыш являются прогоны, сшитые в щиты размером 2,5X4,0 м (рис.
НО). Длина щита (4 м) равняется принятому шагу ферм. Щиты по
своим размерам и весу являются удобными для транспортирования на
автомашинах.
Каждый щит состоит из пяти прогонов, соединенных при помощи
деревянной решетки из брусков в жесткую в своей плоскости конструк-
цию. Получаемая при таком решении одноярусная система крыши
(кровля-прогоны) значительно проще обычной трехъярусной (кровля-об-
решетка — стропильные ноги-прогоны). Изготовление щитов произво-
дится на заводе или строительном дворе.
По длине одного ската укладывается четыре нормальных щита.
Нижний щит составляется из четырех прогонов. Стойки этих щитов, вы-
пущенные на ширину карниза, нижними концами опираются на кладку
стен. На выпущенные концы стоек набиваются доски сплошного настила
под металлические карнизные листы. Зазоры между стойками заполня-
ются кладкой.
Устойчивость верхних поясов ферм обеспечивается пришивкой к ним
гвоздями щитов обрешетки, которые выполняют роль горизонтальных
связей жесткости. Вертикальные связи запроектированы из досок и ста-
вятся в плоскости стоек ферм, связывая все фермы попарно. Общая
схема покрытия приведена на рис. 109.
16*
243
Определение общих размеров фермы
По заданию расчетный пролет стропильной фермы I =21,0 м
(рис. 111).
При волнистых асбестоцементных листах необходимый угол накло-
на кровли определяется из условияtga = — (см. приложение 15).
Принимаем высоту фермы h =4,0 м.
Для придания ферме некоторой вспарушенности принимаем строи-
, 1 2100 90
тельный подъем /Стр = ~[дд~ — 1(jq" ^20 см-
Угол наклона верхнего пояса с учетом строительного подъема
4 20-2
tg a = -=0,400 >0,333; a = 21°50';
* ,-V
sina = 0,372; cos a = 0,928.
Длина одного ската верхнего пояса (с учетом строительного подъ-
ема): | О"
А С = )2 + (Л+/сгр)2 = V 10,52+4,22 = 11,30 м.
На длине ската крыши укладывается 11 рядов волнистых листов и
карнизный лист из кровельной стали.
Длина элементов фермы
0 2
BD = BE - DE = 5,65 tg a-----=2,04 я;
cos a
DC = AD = УА&+ВЕЁ =/57652 + 2,042' =6,02 ж;
DD' = 2 8,96 м.
Угол наклона a2 нижнего пояса AD к горизонту
sin ^ = -^-=0,0333, откуда а^Гбб'.
о,02
244
Расчет ограждающих конструкций покрытия
Нагрузки
Нагрузку от собственного веса крыши составляют
(кг/м2): Асбестоцементные волнистые листы . . 15,0 Прогоны, принимаемые предварительно из брусков 7X12 см с расстояниями между осями 50 см /о,07 • 0.1г • 500\ ( 0,50 J 8,4 Решетка щитов (ориентировочно 30% от веса прогонов) 8,4.0,30 2,5
Итого- - - 25,9
Нагрузка на 1 м2 горизонтальной проекции
= ^+§.±^==25,9 ёкР cos a 0,928 ’ 1 ’
Снеговая нагрузка (см. приложение 2) для района г. Ново-
сибирска при наклоне покрытия к горизонту а =21°50'
/’”„ = 100 кг/м2.
Сосредоточенный груз Р=100 кг учитывается как монтажная на-
грузка при расчете обрешетки.
Прогоны, составляющие щит
Прогоны рассчитываем на косой изгиб & плоскости, перпендику-
лярной к скату, как разрезную балку с расчетным пролетом 1=4 м
и в плоскости ската как неразрезную двухпролетную балку с пролета-
ми /] = 0,5/=2 м, имеющую опору у средней стойки щита.
Расчетная погонная нагрузка на прогон:
от веса крыши
g = g”p«KPacosa =27,9 • 1,1 0,5 • 0,928= 14,3 кг/м;
от веса снега
р = />“1«CH«COSa = 100- 1,4-0,5 • 0,928=64,9 кг/м,
где пк =1,1 и «сн =1,4—коэффициенты перегрузки для собственного
веса крыши и для снеговой нагрузки;
a cos а =0,5 • 0,928—расстояние между прогонами в плане;
/-’=100 кг—сосредоточенный груз, принимаемый с ко-
эффициентом перегрузки л=1.
Проверку прочности прогона на косой изгиб производим при двух
случаях загружения (рис. 112):
1) от действия собственного веса и снега;
2) от действия собственного веса и сосредоточенного груза Р = 100 кг.
В первом случае загружения при равномерно распреде-
ленной нагрузке максимальный изгибающий момент как в плоскости
ската, так и в плоскости, перпендикулярной к скату, будет посередине
прогона в точке с.
245
Момент в плоскости, перпендикулярной к скату,
Мх = $£ cos а = • 0,928=147 кгм.
о о
где <?=£+?= 14,3+64,9 = 79,2 кг/м—расчетная погонная нагрузка от
веса крыши и снега (рис. 112,6).
Момент в той же точке с, но в плоскости ската (рис. 112, в)
Му = 0,125? • sin а/f =0,125 - 79,2 - 0,372 - 2,02=14,7 кгм.
Во втором случае загружения необходимо произвести
проверку прочности прогона в сечении
। q^qcosa
с, а также в промежуточном се-
чении d при различных поло-
жениях груза Р:
а) при положении груза Р
в точке с (рис. 113,6) в плос-
кости, перпендикулярной к ска-
ту, момент в сечении с от гру-
за Р
1Ш1ШПП
П — ncinN
Рис. 112. Расчетная схема
прогона для первого случая
загружения:
а—схема разложения сил; б—схема за-
гружения и эпюра М х в плоскости,
перпендикулярной к скату; в—схема
загружения и эпюра Мд в плоскости
ската.
Pcosa
Рис. 113. Расчетная схема
прогона для второго случая
загружения к определению
М в середине пролета:
а-—эпюра Мх С д от равномерной
нагрузки; б—эпюра М х.с.р от кг>
в—эпюраЛ1^.с.^ от равномерной нагрузки.
Мх.с.р = cos а = 0,928 =92,8 кгм\
момент от собственного веса при ?=g=14,3 кг/м
л/i 14,3-42
Мх.с ч cos а = ------ ---0,928=26,5Ь кгм-
О о
Суммарный изгибающий момент
Мх.с =92,8+26,55= 119,35 кгм.
246
В плоскости ската момент от сосредоточенного груза равен нулю, а
момент от собственного веса
= 0,125 sin а/2 =0,125 • 14,3-0,372-2,02=2,66 кгм;
б) при положении груза Р в точке t/на расстоянии х от левой опо-
ры (рис. 114) общее выражение момента в сечении под грузом Р
М = МХ + МХР + МХ +Мхр,
где Mx = ^q-^x—q-^-jcosa —
—изгибающий момент от соб-
ственного веса в плоскости,
перпендикулярной к скату
(рис. 114, а);
,. Р х(1 — л)
JMx.p =----£----cos а —
—изгибающий момент от со-
средоточенного груза Р в той
же плоскости (рис. 114, б);
/ 3 i Л2.
М' = Му k= -= q -п-х— q-n sina-Л—
I о z Z /
-—изгибающий момент Му от
собственного веса в плоскос-
ти ската, приведенный к мо-
менту в плоскости, перпенди-
кулярной к скату (рис. 114
Рис. 114. Расчетная схема
прогона для второго случая
загружения к определению М
в точке d ;
W
h 12
- = _ = 1 72 —
b 7
—коэффициент приведения для
предварительно принятого
сечения прогона 12X7 см;
M'x.P-Mg.pk =
а—эпюра Мх от равномерной нагруз-
ки; б—эпюра МХр от Р = 100 кг; в—
эпюра М у от равномерной нагрузки;
г—эпюра Aly.# от Р—100 кг.
г> Л2
p-*-iiр
sin a.-k
—момент Му.р под грузом Р в
плоскости ската, приведен-
ный к моменту в плоскости,
перпендикулярной к скату
(рис. 114, г), полученный из
уравнения о трех моментах.
Подставим эти выражения моментов в общее выражение момента
М и заменим числовыми значениями величины:
7=4,0 м; & = 1,7'2; д=14,3 кг/л;
Р = 100 кг; sin a =0,372; cos a =0,528.
Приравняв первую производную
dM
—у—нулю, найдем величину х=
ах
1,44 м, соответствующую максимальному значению М.
247
Подставляя найденное значение х в соответствующие формулы, най-
дем величины изгибающих моментов в точке d :
у в плоскости, перпендикулярной к скату, от собственного веса
Л4х.9=24,6 кгм;
, в плоскости, перпендикулярной к скату, от сосредоточенного груза
М,.^=85,6 кгм;
в плоскости ската от собственного веса
ЛГ^.?=0,24 кгм;
в плоскости ската от сосредоточенного груза
М ур—\ 1,0 кгм.
Суммарные моменты в точке d :
в плоскости, перпендикулярной к скату,
М х =24,6+85,6= 110,2 кгм;
в плоскости ската
Му =0,24+11,0=11,24 кгм.
Расчетные изгибающие моменты для обоих случаев загружения при-
ведены в табл. 1.
Расчетные изгибающие моменты
Изгибающие моменты.
РУ S
Случаи загружения
о 2 о
S 3 * Н В ПЛОСКОСТИ, <,
® З'к * Дерпендику- g s «
S о лярной к egg
О о я в скату I и м о
Собственный вес и снег
Собственный вес и груз Р=100 кг:
в точке с ......................
» » d
147,0 14,7
119,35 2,66
110,2 11,24
Расчетным является первый случай загружения.
Моменты сопротивления предварительно принятого сечения прогона
7 12 см.
hb2 Г’>-72
Wy = = ЦД=98 см3.
6 6
Проверяем несущую способность прогона на косой изгиб
m»-Wx' mK-Wy Ь168+ 1 • 98 - 03 кг/см <130 кг!см .
Проверяем жесткость прогона в плоскости, перпендикулярной к ска-
ту (см. приложение 16, схема 1)
/ _ _+_ q" I2 5 59,4-400® _ 1 1
Г ’384 ‘ Е! 384 ’ 100 000-1008 204 < 200 *
где
?н = + Ра cos а = (27,9+100) 0,5 • 0,928=59,4 кг/лг2 -
—перпендикулярная к скату
составляющая нормативной
погонной нагрузки на прогон
от собственного веса крыши
и снега;
248
£=100 000 кг!см2—модуль упругости древесины сосны;
7 • 123
——=1008 cai4 —момент инерции сечения прогона.
Решетка щита
снеговой на-
кг,
от собствен-
Скатная составляющая от собственного веса крыши и
грузки
Q= (gKp + /?CH)Frp sin а=(30,7+140) 9,28 • 0,372=588
где £кр=27,9 • 1,1 =30,7 кг/м2—расчетная нагрузка
кого веса крыши на 1 м2 гори-
зонтальной проекции;
рсн=Ю0 • 1,4 = 140 кг!м2—расчетная снеговая нагрузка;
Frp = 2,5 • 4 cos а= 10 • 0,928 ж2=9,28 м2—горизонтальная проекция гру-
зовой площадки щита.
Усилие в одном раскосе щита
D =-«!«+ = +^£>=280 «.
2 • cos р 2 • 0,788
где 0,75—коэффициент, учитывающий грузовую площадь для раско-
сов, которая на рис. ПО ограничена пунктирной линией;
0 = 38°—угол наклона раскоса к оси пояса стропильной фермы.
Проверка прочности раскоса. Принимаем сечение раскоса 6X7 см-
При этом F = b • h =42 см2;
Ь2 • h 62 • 7 о .
W = —=42 см3.
6 6
Свободная длина раскоса
'«^8-8=0'64-“
Гибкость раскоса
_ 64__. 37
0,289 b 0,289-6
где 6=6 см — толщина раскоса и cos =0,788 (рис. 115, а).
Усилие D к раскосу приложено с эксцентриситетом
b 6 о
е = -£- = -g- =3 см.
Изгибающий момент в раскосе
М. = D е =280 • 3=840 кгсм.
Проверяем сечение раскоса на внецентренное сжатие
D , Л4 280 . 840 , 2
F ! 42 + 1,0-0,977-12 6’7+20’5 27>2< 0 к >см -
249
где тя =1,0 — коэффициент условий работы бруска на изгиб;
^ 2 гу 372 • 2S0
1 ~ 3100~ ДТЛ = 1 3100 • 130 ^42 = °>023=0,977.
Количество гвоздей d=4,5 мм
и I — 125 мм для прикрепления рас-
коса к прогону в нижнем узле
К. равно
я
ч-----о
и
Схема 'сил
—/55—
По 1-1
235
70
Рис. 115. Деталь узла К щита обрешетки:
I—прогон; 2—подкос; 3 —крайняя стойка щита;
4—ось пояса фермы.
D
п= ~т =
28'0
81
= 3,5 шт.
кг—несущая СПО-
Здесь Г = 81
собность односрезного гвоздя в
несимметричном соединении
(см. приложение 18).
Принимаем три гвоздя, кро-
ме того, двумя гвоздями при-
крепляем раскос к стойке(рис.
115).
В остальных пересечениях
прикрепляем раскос к прого-
нам одним гвоздем, а к верх-
нему прогону—двумя. Между
всеми прогонами вдоль стоек
ставятся распорки из досок
7X3 см на ребро (рис. 115 и
116), препятствующие круче-
нию прогонов, возникающему
от приложения нагрузки к их
верхним кромкам.
Для воспринятия скатной
составляющей Д опорной ре-
акции щита на верхнем поясе
фермы ставим упоры в виде
бобышек на гвоздях.
мается прогоном (5—5), Тогда в узле
мает:
растягивающее усилие
U ==D sin р =280 -0,616= 173
Нижний прогон щита
Нижний прогон (5—5) щи-
та, кроме работы на изгиб от
нагрузки, непосредственно на
нем расположенной, работает
как элемент каркаса щита на
растяжение и изгиб от внецеч-
тренного крепления к нему ре-
шетки щита (рис. ПО, 115 и
116). При расчете прогона
предполагаем, что все продоль-
ное усилие раскоса
К (рис.
восприни-
115) прогон восприни-
поперечную силу
А! = D cos 3 :-=280 • 0,788=220
кг.
250
Опорная реакция от скатной составляющей нагрузки на щит
(рис. 115)
п Q 588
R2=~2~='
Усилие, передающееся на
прогон от крайней стойки,
Л= Я-Л =294—220=74 кг.
Момент в прогоне от вне-
центренного приложения си-
лы U
Ma = U-e =
= 173- 9,0=1560 кгсм.
_ 12-J-6
Здесь е= —-------= 9,0 см
—эксцентриситет силы U, рав-
ный полусумме толщин прого-
на и раскоса (рис. 115).
Проверяем прочность про-
гона в точке п посередине про-
лета на внецентренное растя-
жение
Мх I Му | U
тл Wx та Wg ' Fnp
Рис. 116. Деталь узла т щита обрешетки.
/?., , Ми 14700 ,1470
RP ' Wx 1 -168 + 1-98
173
84
130 1560 _
ТОО -Г' 168
87,5-г 15+ 2,7+9,3= 114,5 <130 кг/см2,
где Мх и Ms —изгибающие моменты в прогоне в середине пролета от
полной вертикальной нагрузки па прогон (см. табл. 1).
Проверяем прочность прогона в точке К (рис. 115). В этой точке
на прогон действуют изгибающие моменты:
в плоскости ската
Ма = R- а-Д2(а — 0,08)=294-0,235—74-0,155=69,1 —11,5 = 57,6 кгм,
где а=0,235 м — расстояние от опорной реакции R до точки К;
от собственного веса крыши и снега в плоскости, перпендикулярной
к скату,
М. = ^(/j a) cos а = I9’2-^2?^ (3,93—0,235) • 0,928=32,0 кгм,
где 9 = 79,2 кг/м— расчетная нагрузка на прогон от веса крыши и
снега (стр. 246);
lr=s—2-0,035 = 4—0,07 = 3,93 м—пролет прогона между реакциями R.
251
Проверяем прочность прогона на косой изгиб
Мх Ма
т„ ЙД тн Wy
3200 . 5760 „
ТЛ68 + Т798-=78<130 кг,“2-
Статический расчет фермы
Нагрузки
Собственный вес стропильной фермы со связями
1000 _ .
Кв Г
27,94-100
1000“
4-21 1
кг/.ад2,
где Ас.в=4,0—коэффициент собственного веса для данного типа стро-
пильной фермы с учетом веса вертикальных связей (рис. 35, схема 3).
Расчетная погонная нагрузка на 1 пог. м горизонтальной проекции
верхнего пояса фермы:
от собственного веса покрытия (см. табл. 1)
5r = (^p+'g’<t>)« • « = (27,94-11,7) 1,1-4,0=174 кг)пог. я,
где Я“р=27,9 кг!м2 —нормативная нагрузка от веса крыши;
£ф=11,7 кг/м2 —нормативная нагрузка от веса фермы;
п= 1,1—коэффициент перегрузки для собственного веса;
s = 4,0 м—расстояние между фермами;
от снега
р = р"н /7сп5 = 100 • 1,4- 4,0=560 кг/м.
Узловая нагрузка в средних узлах стропильной фермы:
от собственного веса покрытия
G.i = ga cos а=174 -5,65 • 0,928=910 кг,
где a cos а = 5,65 • 0,928—длина горизонтальной проекции панели фермы,
от снега
Рен = р • а • cos а=560 • 5,65 0,928=2940 кг.
Полная узловая нагрузка
Р = Gn + Я., =9104-2940=3850 кг.
Опорная реакция фермы от полной нагрузки равна
А = 2Р=2 • 3850=7700 кг.
Определение усилий в стержнях стропильной фермы
Диаграмму усилий в стержнях фермы строим для одностороннего
загружения единичной нагрузкой (рис. 117, а и б).
Усилия от заданных нагрузок находим умножением усилия от еди-
ничной нагрузки на грузовые коэффициенты: Gn = 910 кг для собственно-
го веса и Реи = 2940 кг для снега (см. стр. 253). Расчетные усилия опре-
делены в табл. 2.
252
Рис. 117. К определению усилий в стержнях фермы от единичной нагрузки:
а—схема нагружения; б—диаграмма усилий.
Таблица 2
Усилия в стержнях фермы при различных сочетаниях нагрузок
Элементы Стержни Усилия от единич- ной нагрузки Р = 1,0 Усилия от собствен- ного веса покрытия Gn = 910 вкг Усилия от снега Рсн =2940 в кг Расчетные усилия в кг Обозначения усилий |
СО га 3 со га со сх к с обеих сторон . «5 И О ч при полном загружении при снеге слева 1 ' при полном загружении1 снегом
Верхний пояс 1—8 2—9 4—10 5—10 -3.16 -2,80 —1,68 -1,68 —1.68 -1,68 -2,80 -3,16 -4,84 -4,48 —4,48 -4', 84 -4410 -4080 -4080 -4410 —9300 -8250 - 4950 -4950 -.14300 -13200 -13200 —14300 —13710 -12330 - 9030 - 9360 -18710 -17280 -17280 -18710 02 02 От
Нижний пояс 1—6 3—6 5—6 +2,93 + 1,56 +4,49 1+4100 +8600 +1,46+1,46 +2,92 + 2660 + 4300 + l,56j+2,93 +4,49 +4100 +4600 +13200 + 8600 + 13200 + 12700 + 6960 + 8700 + 17300 +11260 +17300 Ut U2 U' 1
Стойки 1—2 4 — 5 -0,95 0 0 -0,95 —0,95 -0,95 -865 -865 -2800 0 -2800 —2800 —3665 - 865 -3665 3665 V,
Раскосы 2—3 3—4 + 1,52 +0,15 +0,15 +1,52 + 1,67 + 1,67 + 1520 +1520 +4500 + 440 + 4920 + 4920 +6020 + 1960 + 6440 +6440 1 Di
Опорные реакции 1 — 1,50 0,50 2,00 1820 4410 5880 6230 7700 А i
>
Подбор сечений элементов и конструирование узлов фермы
Верхний пояс из балок на пластинчатых нагелях (вариант I)
В верхнем поясе действует расчетное продольное сжимающее уси-
лие 01=18710 кг. Кроме того, верхний пояс фермы подвергается мест-
ному изгибу от поперечной нагрузки
q= (g+p) •cos2a= (174 + 560 ) 0,9282 = 630 кг!пог. м,
вызывающей в панели положительный момент Л40.
С целью уменьшения изгибающего момента Л4о узлы фермы А, В и
С решены с внецентренным опиранием элементов, вызывающим по кон-
цам панелей отрицательные моменты Л4ЭКС = N • е, равные произве-
дению продольной силы на соответствующий эксцентриситет.
Для приближенного определения сечения верхнего пояса вычисля-
ем величину расчетного, момента в середине панели по формуле
Мрасч = 0,5 7И0 =0,5 • 2,51=1,255 тм,
где
Мо = = 6’3'5652 =251 000 кгсм
о о
—изгибающий момент от
местной нагрузки в середине панели верхнего пояса;
/ = 565 см—длина панели верхнего пояса.
Задаваясь шириной сечения верхнего пояса А = 15 см, получим:
площадь сечения F= 15 h;
момент сопротивления сечения
6
По прочности сечения верхнего пояса на сложное сопротивление
сжатию и изгибу (полагая ша =1) из уравнения (26)
N . -Д^расч
F ти Д -V
18710 125 500-6
15 • А + 1 • 0,8 • 15 А®
130 кг! см2.
находим Л =27,3 см.
Здесь ? =0,80—приближенная величина коэффициента, учитываю-
щего дополнительный изгибающий момент от продольного усилия при
деформации пояса.
По условию размещения необходимого количества пластинок на
половине длины верхней панели, опирающейся в коньковом узле од-
ним нижним брусом, из формулы (72)
1,5.Л40-5бр N _ 1,50-251 000-3
I • /бр • тпл ’ + Гпл 0,8 • 2 • h • 1135
0,8 +
+ 0,4
10500
1135 ’
получим h = 35,9 см.
Здесь «п.
565-0,8 „
2-11 ~
—количество пластинок, размещающихся
на 0,4 длины панели с шагом 5ПЛ=11 см>
254
S6p _ 3
/бр 2A ’
Гпл = 14 • 5,4 • 15= 1135 кг—несущая способность одного
N = U2 cos а =11260 -0,928=10500 кг
стандартного пластинчатого
нагеля по формуле (31);
—разность продольных усилий
в верхнем и нижнем брусьях
верхнего пояса у конькового
узла.
В данном случае решающим является условие размещения плас
тинок. В соответствии с этим зада-
емся сечением верхнего пояса из
двух брусьев 15X18 см (рис. 118).
Окончательную проверку верх-
него пояса начинаем с определения
минимальных размеров площадок
смятия (рис. 119) в узлах А, В и С.
Минимальная длина горизон-
тальной площадки смятия в опор-
ном узле равна
1 б
Рис. 118. Деталь верхнего пояса фермы:
а—поперечное сечение; б—боковой вид.
* Ь • 2?cm9O(j
_ 7700
1 • 15 -30 ~~
см,
где Л=7700 кг —опорная реакция стропильной фермы (табл. 2);
/?см9о°=ЗО кг/смА —расчетное сопротивление древесины сосны смя-
тию поперек волокон для опорных плоскостей.
Рис. 119. к определению эксцентриситетов продольного усилия в блоке АВ
верхнего пояса:
а—схема блока; б—эпюра изгибающих моментов (е,—эксцентриситет в опорное узле, —
эксцентриситет в промежуточном узле, еэ.—эксцентриситет в коньковом узле).
255
Высота торцовой площадки в опорном узле
= U1 = 17300 _Щ 1
1 тсм b • /?<ы19°55' 1-15’115 ’ СМ
где f7j=17300 кг —растягивающее усилие в панели (Л— D) нижнего
пояса;
а = 19°55' —угол между осями верхнего и нижнего поясов.
Минимальная длина вертикальной площадки смятия в коньковом
узле
г- - 11260
2 тси b • R м21о50, 1 . 15 • 113 V СМ’
где £>2=11260 кг —горизонтальное усилие в коньковом узле, равное
растягивающему усилию в средней панели нижнего
пояса DD'.
Минимальная длина наклонной площадки смятия в коньковом узле
под шайбой тяжа ДС равна
ZZIcm • b /?СМ19°55' 1 • 15- 115
где D=6440 кг—растягивающее усилие в раскосе DC;
а=19°55/—угол между направлениями верхнего пояса и раскоса
DC.
Минимальная высота площадки смятия в промежуточном узле верх-
него пояса равна
«Л + Оа 18710+17280
Cs 2mCMb Rai 2-1’15-130 9,3 СМ'
При конструировании узлов А, В и С желательно эксцентриситеты
е2 и е3 уравнять (рис. 119, а).
Приравнивая напряжения в сечении пояса посередине и по концам
панели, получим величину эксцентриситета е из уравнения
/у Л40 — N • е __ N N-e
~F г тк $ -Ж ~ ~F h • W ’
отсюда
Мо 251 000 ' с
в~ W + 1) 18710(0,8+1) ~7,45 СМ'
По конструктивным соображениям принимаем величину эксцентри-
ситета е =6,0 см, что обеспечивает достаточную высоту площадки смя-
тия Ci на нижнем торце пояса; при этом оси элементов AD и DC пе-
ресекаются с осью верхнего пояса в точках Ох и О2.
Минимальные размеры площадок смятия в этом случае являются
обеспеченными.
Геометрические, характеристики принятого сечения верхнего пояса:
площадь сечения £=15• 18-2 =540 см2;
.w b-h2 15-362 3
момент сопротивления W = —g———g—=3240 смл.
Гибкость пояса в плоскости фермы
г 0,289-36 54, '
256
Производим проверку сечения верхнего пояса в середине панели
АВ при полном загружении фермы снегом как внецентренно сжатого
стержня
, Мрасч 18710 139 000 _Q/1-7irr:o_
F1IT ~Ч/7г„ • U7HT 540 + 0, 75-0,9-1,15-3240“ ’ ' ° ’
=90,0 <Яи =130 кг/см2,
где Л4расч = М0 — О,-е =251 000—18 710- 6=139 000 кгсм—
—расчетный изгибающий момент;
/пя =0,9-1,15—коэффициент условий работы на изгиб со-
ставной балки из двух брусьев с размерами
сторон сечения не менее 15 см;
Fht = ЛбР =540 см2 —площадь сечения пояса без учета его ослаб-
ления пластинчатыми нагелями;
- 1 >2°i „1 54,22-18710 , пос п_г
ЗЮОЯс^бр ’3100-130-540 0,25- 0,/о.
При одностороннем загружении снегом слева продольное усилие в
панели АВ равно 01=13 710 кг.
Расчетный изгибающий момент от поперечных и продольной сил
Мрасч = Л4„ - О2е =251 000—13 710 • 6,0=168 500 кгсм.
Проверяем прочность пояса
13710
540
168 500
0,81 -0,9- 1,15-3240
=25,4+ 62,0=87,4 <130
кг!см2.
Здесь
. = 1_ 54,22-13710
? 3100-540-130 ‘ ’
/ Строительный выгиб панели верхнего пояса назначаем исходя из
? величины наибольшего прогиба пояса, определяемого от воздействия
: расчетной поперечной нагрузки и продольных сил.
\ Прогиб пояса в середине нижней панели от расчетной поперечной
^нагрузки и разгружающих опорных моментов с. учетом составности се-
чения определяется по формуле
f _ f f J2___________________/,57 • /2 _ \
71 ; £ • / • \ 384 16 )
5652 / 5 • 6,30 • 5652 2 - 82260 \
0,81 П О5”58350 • 0,7 ” 384 .....' 16 j”1-» с-«-
5 - q /4
где fn~ г—1—i— —прогиб от поперечной расчетной
384 к,я
нагрузки;
г 2 М • Г-
г, = ... ..—— —прогиб от опорных разгружаю-
16 • -1 • В • 1 ‘
щих моментов;
17-409
q — (174 + 560) cos2 a = 734 • 0,9282 = 630 кг/лт = 6,30 кг/см.
—расчетная погонная нагрузка на
верхний пояс от собственного ве-
са и снега, действующая нор-
мально к оси пояса (см. стр. 252);
-=58350 см4 —момент инерции сечения пояса;
kж—поправочный коэффициент к мо-
M = N е 13710.6,0=82260 кгсм
менту инерции поперечного сече-
ния составной балки пролетом
от 4,0 м и более;
—изгибающий момент в сечении
Здесь -¥=13710
Отношение
пояса на опорах от расчетной
продольной сжимающей силы.
кг—расчетное сжимающее усилие в панели АВ при од-
ностороннем загружении фермы снегом слева
(см.табл.2).
/расч_ __ = 1 1
I 565 365 200
Принимаем /стр =2,0>1,55 см (рис. 122, а).
Расчет пластинчатых нагелей. Принимаем стандартные пластинча-
тые нагели толщиной Впл =1,2 см и длиной /пл=5,4 см. Нагели ста-
вим с минимальным шагом =9-1,2=11 см. Несущая способность
одного нагеля
Тая = 14 - /пл • Ьпл= 14 5,4 • 15=1135 кг,
где Ьпл =15 см принята равной ширине бруса.
Необходимое количество пластинок на половине длины панели АВ
или ВС верхнего пояса определяем по формуле 1
(И)
бр пл 1 пл
где ^ =-— • h = о 36 =24 см\
Sep 3 3
ж
0,8-—коэффициент, учитывающий отсутствие пласти-
нок на среднем участке панели протяжением
0,2 1дв ;
251 000 кгсм —момент от местной нагрузки на панели;
N—продольное усилие; для панели АВ оно равно
18 710 кг (О1); для панели ВС— 10 500 кг (раз
ностьусилий в верхнем и нижнем брусьях L'?cosa =
= 11260-0,928);
I—коэффициент для панели АВ, равный 0,75, п для
панели ВС — 0,77.
Подставляя эти величины в формулу (II), получим необходимое
количество пластинок на 0,4 длины панели:
для панели АВ
1,5-251 000 ц ; ,, 18710 . , „
075-ДЮ IX, -1135- -'<* =
для панели ВС
1,5-251000 пя , 10500 1ЙП
,,, гпгс -0,8---0,4- —- --=18,0 шт.
0,77-24-1135 ' 1135
1 Выбор величины коэффициентов k см. § 11, стр. 79.
258
Ставим во всех панелях на 0,4 длины количество пластинок с нор-
мальным шагом $пл=Н см
п11Л = s ' г 1 == 1 = 20 > 18,0 шт.,
. 565-0,8-20.2 _
где 11= ,,----- = 206 шн—расстояние между крайними плас-
" танками на одной половине панели
за вычетом свободных от пластинок
участков в середине и по краям
блока.
Растянутые стальные элементы
Все растянутые элементы фермы выполняются из круглой стали
марки Ст. 3.
Диаметр сечения элемента AD по прочности на растяжение опре-
деляем по формуле
cIad
/"Wt xf 4-17300
У r,R ~ у 3,14-2100
=3,25 см,
где /?=2100 кг)см2—расчетное сопротивление растяжению стали мар-
ки Ст. 3.
Диаметр сечения петли, приваренной на концах стержня AD,
т V 2
3.25
0,85 У
— =2,71 см,
2
где /га=0,85--коэффициент, учитывающий снижение расчетного сопро-
тивления для тяжей, состоящих из нескольких ветвей-
По тем же формулам определены диаметры сечений других тяжей
и соответствующих петель. Окончательно принято
dAD =3,6. см-, du =3,0 см\
d.DD'=2,7 , du =2,4 „
doc =2,4 „ du =2,4 „
В коньковом узле крепление тяжа DC делаем при помощи коро-
тыша большего диаметра.
Диаметр коротыша по резьбе определяем из уравнения
, "/< • 4 . 1/\ ./ Т"б440”
(г | ~ г | 0,8/?- V 0,8 • 2100 3,14 СМ'
где коэффициент 0,8 учитывает понижение расчетного сопротивления
стали растяжению в нарезанной части тяжей.
По приложению 12 выбираем стержень с ближайшим большим ди-
аметром doP = 27 мм при г/нт—23,1 мм>22,\ мм.
Стойка BD
Сечение стойки находим из условия смятия в месте примыкания ее
к верхнему поясу.
Размер сечения стойки в плоскости фермы
Vj 3665
/>•/?.- од -15-3.} ’ СМ'
h =
17*
259
где 6=15 см—размер сечения стойки, равный ширине пояса;
Ясмэо =33 кг/см2—расчетное сопротивление древесины сосны смя-
тию при длине площадки смятия вдоль волокон,
равной 8 см, определяемое по интерполяции
(§ 3, табл. 3, п. 5, а и б).
Принимаем сечение стойки 8X15 см с площадью F=120 см2.
Длина стойки ВО =204 см-
Гибкость л = о~ = 88.
0,289 • 8
Проверяем стойку на продольный изгиб в плоскости фермы
VL = 3665 кг < /72с ТминВрасч • /?с =1 • 0,40 • 120 • 130 =6240 кг,
где
/дс = 1,0 и <рМИ1|=0,40(по рис- 5).
Опорный узел А (рис. 120, а)'
Нижний пояс присоединяется к опорному узлу хомутом из круглой
стали, прикрепленным гайками к траверсе.
Хомут рассчитывается из условия прочности на растяжение. Тре-
буемая площадь сечения по резьбе
р ___ _ 17300 _г- , 2
"т~ п 0,80-0,85 • R ~ ^0?8(ГоЖ- 2100 ’ СМ ’
где п=2—количество ветвей в хомуте;
0,80, 0,85—коэффициенты, учитывающие понижение расчетного
сопротивления в нарезной части двойных тяжей.
Принимаем диаметр хомута d&9 =3,6 см (приложение 12).
Площадь сечения каждой ветви хомута по резьбе
Fur = 7,44 > 6,^f см2.
Траверса, служащая для прикрепления хомута к узлу, свари-
вается из швеллера № 10 и листа 1,4X18 см и рассчитывается на изгиб
в горизонтальной плоскости (рис. 120,6).
Расчетный пролет траверсы равняется расстоянию между ветвями
хомута (с учетом толщин полок опорных уголков и зазоров по 0,7 юч)
= 154-3,6+1,0 • 2+0,7 2=22 см,.
Максимальный изгибающий момент в траверсе
ШД __6_\ 17300 /22
2 у 2 4/2 \2
=62700 кгсм.
Здесь 6=15 см—ширина верхнего иояса фермы.
Площадь сечения швеллера
Тте —12,74 см-;
листа
+ = 1,4 18=25,2 см2.
Расстояние центра тяжести сечения от оси листа
12,74-3,98 , _
У 12,74+25,2 У .’З4 см-
Рис. 120. Узлы фермы:
а—деталь опорного узла фермы; б—схема загружения траверс.»: в—схема загружеьия листа
траверсы; г—деталь промежуточного узла нижнего пояса: /-траверса,- 2-глухарь: » -анкер.
4—болт: 5—шов.
Момент инерции сечения
Л 25,64-12.74-2.642-' 25.2 • 1,342= 159,7 см\
Минимальный момент сопротивления
I 1 59 7
Wx = .-х =38,5 см*.
ho—У 5,5 — 1,34
Проверяем сечение траверсы на изгиб посередине пролета
.11 62700 кгсм < mRW, =1 • 2100 • 38,5=80900 кгсм.
Промежуточный узел Д нижнего пояса (рис. 120, г)
В узле сходятся два стержня нижнего пояса AD и DD' с растяги-
вающими усилиями 17,30 т и 11,26 т, раскос DC с растягивающим
усилием 6,44 т и стойка BD с усилием сжатия 3,665 г.
Узел строго центрирован. Для прикрепления элементов служат две
щековые фасонки из листовой стали 8 = 10 мм с отверстиями для точе-
ных валиков.
Пролет валиков
/в = dn + 0,2-j-o=3,0+0,24-l,0=4,2 см.
Изгибающий момент в наиболее нагруженном валике
м 17300-4,2 1я_лп
4 4
Требуемый диаметр стального валика по изгибу получим из фор-
мулы
W =-^- = 0,1^,
т • R к
откуда
."'in- М 13/То- 18200 ,
d- V -пГк—У =2ГО<Г-“4-45 "'=4Л “*
, Проверяем „полученный диаметр валика на срез
-d2 3,14-4,62
' Н = 17.300 кг < 2 - /?с, = 2-4---1700^56 600 кг
и на смятие фасонки х
СД= 17 300 кг 4 2mFRCi, =2 -1,0- 4,6 • 3200=29400 кг,
где RCp = = 1700 кг!см2—расчетное сопротивление срезу чистых болтов
из стали марки Ст. 3;
Rcm =3200 кг!см2—расчетное сопротивление смятию стали Ст. 3
(НиТУ 121-55, табл. 9);
F = dK 3 =4,6- 1 смг —площадь смятия одной фасонки.
Наименьшая высота фасонки в месте ослабления отверстия из усло-
вия прочности на растяжение
ЛМ1.Н -=dK + = 4,6 -г 2Д>2100 ' '8,/
принимаем /7=14 см = 2- 1,5 d„ =3 • 4,6=13,8 см.
Для прикрепления элемента DD' с. усилием /-4 = 11260 кг прини-
маем валик того же диаметра.
262
Диаметр валика d„ --3,2 см для прикрепления раскоса DC с уси-
лием D =6440 кг определяем аналогичным расчетом-
Необходимая площадь упора стойки BD в узле по смятию вдоль
волокон равна
Фактическая площадь смятия торца стойки на полке уголка равна за
вычетом толщины полки и закруглений полок уголка
/Д.= 15(8- 0.8 -1,1— 0,4) 85.5 28,2-см2.
„ - Коньковый узел С ( рис. 121, а)
Усилие растянутого раскоса DC передается на верхний пояс че
рез гайку с квадратной шайбой под углом
а - ах = 2Г50' — 1°55' = 19' 55'.
Необходимая площадь смятия под шайбой равна
Р D, 6440 2
Гем = ------- = - ггв~ 5() см2 ,
Асм19°55' 110
где Т?см19°55'=115 кг!см2—расчетное сопротивление смятию древеси-
ны под углом а = 19°55'.
Сторона квадратной шайбы с учетом отверстия в ней
dотв —3 см
I 3-14Т3- т/дул- е
а =1/ 5b ----------------- = у 63,1 =8 см.
Определим толщину шайбы из условия ее прочности на изгиб при
диаметре раскоса d =2,7 см, учитывая, что вписанная окружность гай-
ки имеет d2=2<i cos 3d 1.7 см (рис. 121,6).
Изгибающий момент в шайбе, как в пластинке, защемленной по
линии СС
м Di 8 4,7V 1 5440 Q о 0Q2 1
Fcyi - Д 2 4 ) 2 56 2
Необходимый момент сопротивления сечения шайбы
6-1,75 ,/- о 1п-
=—-о - - -V 2,10 =1,45 см.
о —3
/ 6 • 1Н,Р
г ci d^iii
шайбу с размерами 8x8x1
Промежуточный узел В верхнего пояса (line. 121, в)
Толщина шайбы с учетом ее ослабления отверстием dmi! =3,0 см
равна
Принимаем
Для обеспечения в узле В расчетного эксцентриситета <?=6 см
в стыке верхнего бруса делается пропил сверху на глубину 12 см. Стык
перекрывается двумя деревянными накладками на болтах г/=16 мм.
Общий вид стропильной фермы с разбивочной схемой изображен
на рис, 122,
263
Рис. 122. Металлодеревянная ферма системы Деревягина:
разоивочная схема фермы с учетом строительного подъема верхнего пояса: б—схема заготовки верхнего пояса;
«—общин вид стропильной фермы, /—дубовые пластинчатые нагели; 2—связи
Верхний пояс из клееных блоков (вариант II)
В варианте II геометрическая схема фермы, величины нагрузок
и усилия-во всех стержнях фермы остаются без изменения по сравне-
нию с вариантом I.
Предварительно принимаем сечение верхнего пояса 12x35 см
(рис. 123), состоящее из 10 досок толщиной 4 см, остроганных с двух
сторон до толщины 3,5 см.
Вследствие уменьшения ширины пояса по сравнению с первым ва-
риантом с 15 до 12 см соответственно увеличиваем-
минимальные размеры площадок смятия доа]=
= 22 см и с’2=10 слц. Вследствие этого, а также
из-за некоторого уменьшения высоты сечения
эксцентриситеты в узлах Л и С сокращаются до
в]==5 см.
В промежуточном узле В делаем пропил сверху
на глубину 15 см, вследствие чего узловой эксцен-
триситет увеличивается до
Расчетный эксцентриситет в середине панели
Рис. 123. Поперечное у ____ 5 + 7,5 ___ »
сечение верхнего пояса Qp-- rj O,Zt> CM-
фермы для II вариант,-1
(на клею). г,
1 еометрические характеристики принятого сече-
ния пояса:
площадь сечения
В = 12 • 35 420 см2;
момент сопротивления
12 • Ч52
1Г\. ----,. 2150 см3;
о
гибкость стержня в плоскости фермы при расчетной длине 1„ =5,65 м
. 1О 565 8
' 0,289-//. 0,289-35 ’
Производим проверку сечения панели АВ верхнего пояса при пол-
ном загружении фермы снегом.
Расчетный изгибающий момент
ТИрасч = м„ -0^=251000—18710-6,25=134000 кгсм,
где
И> =251000 кгсм —момент от местной нагрузки на панели
(стр. 254);
О) = 18710 кг—продольное усилие в панели АВ верх-
него пояса-
О, , /Ирасч 18710 , 134 000
/о,. 'г 420 0.656-1 (>0-2150
=44,6-4-83,4 = 128,0< 130 кг!см\
где
tnK —1,00 —коэффициент условий работы на изгиб для брусьев
размерами сторон сечения менее 15 см;
___'-дуг
3100-Яс /Др
55,82 - 18710
3100- 130-420
= 1— 0,344—0,656.
Проверяем сечение пояса в панели ВС при одностороннем загруже-
нии фермы снегом слева
О2 , _МраС., _ 13710 , 165J300
Л г IF.H ' ~ 420 Г 0.7-17 • 1,00 2450 ~
= 32,7 + 90.3 =123,0< 130 кг/с.и2,
где
Мрасч —251000— 13710 • 6,25= 165300 кгсм;
55,82- 13710
3100-130-420
£ == 1
= 1—0,253=0,747.
Рис. 124. Деталь промежуточного
узла верхнего пояса фермы для 11 варианта
(на клею).
Все остальные узлы фермы выполняются аналогично узлам перво-
го варианта.
Указания по изготовлению конструкций
Для изготовления верхних поясов из балок на пластинчатых наге-
лях следует принимать брусья II категории чистообрезные или с не-
значительным обзолом с влажностью до 25%. Брусья не должны иметь
значительных трещин. Суммарная глубина их в одном поперечном се-
чении не должна превышать '/з ширины бруса.
В случае применения пиломатериала повышенной влажности, с
целью уменьшения опасности появления значительных трещин, реко-
207
мендуется делать в балках по плоскостям сплачивания перпендику-
лярные к ним продольные пропилы.
Для пластинок применяется здоровый сухой дуб с влажностью до
10%. Волокна пластинок должны располагаться перпендикулярно к
плоскости сплачивания брусьев. Глубина гнезда должна быть на
1 мм больше заглубления пластинки в брусья во избежание распира-
ния их при усушке. Разбивка ферм с учетом строительного подъема
производится на бойке.
По запроектированным размерам изготовляются шаблоны деревян-
ных деталей, по которым производится заготовка деталей и проверяется
длина тяжей.
Верхнему поясу придается строительный подъем и панелям пояса —
выгиб /Стп=2 см согласно рис. 122. в.
Пиломатериал до сборки должен быть антисептирован.
Указания по изготовлению клееных элементов даны в примере 1,
а по изготовлению пластинок — в примере 3.
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 3-
Таблица 3
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Щиты и прогоны
Элементы ферм в
стойки
сборе: пояса,
Опорные подушки
Мауэрлаты
Сверху под асбофанерой обработка
пастами марки 200, а снизу (со
стороны помещения) покраска ог-
незащитной краской
Верхние плоскости поясов ферм об-
рабатываются пастой марки 100, а
остальная поверхность поясов
и других деревянных элементов
ферм покрытия окрашивается огне-
защитной краской
Обработка маслянистыми антисепти-
ками в горяче-холодных ваннах
- продолжительностью 45 мин. с
прокладкой толя со стороны ка-
менной кладки
Обработка пастами марки 200 с
гидроизоляцией со стороны при-
легания к каменной кладке
Показатели расхода материалов
Таблица 4
Показатели эасхода материалов на одну секцию (4x21 л)
К _ s 0J Д' эт- е к, ме | Несущие ксн- Rcern
Наименование S § н «з се S си х о струкции
показателей ДИШ 3\iej Они 'О X О о о о, О х О- -г сг ® те S Вариант I Вари- Вари- Вари
щ s < я и с ~ Ох- ант II ант I ант 11
Древесина (на секцию) . м~ 2,15 0,20 1,45 1 1,12 3,80 3,47
То же, приведенный слой см 2,56 0,24 1.73 1,33 4,53 4.13
Сталь (на секцию) . кг 11,0 3,0 275,2 268,3 289,2 282
То же, на 1 м- плана Асбестоцементные вол- » 0,13 0,04 3,28 3,20 3,45 3,36
нистые листы (на сек- цию) . й 1360 1360 1360
То же, на 1 л2 плана Вес элементов конструк- 16,2 1 16,2 16,2
иии (на секцию) . V 1360 1086 103,0 1000,2 ! 828,3 3549,2 3377
То ;ке, на 1 м% .плана V 16,2 12,9 1,2 1 12,о ! 9,9 42,30 40,20
Коэффициент собственного веса для варианта 1
1000-?;в _ 1000(12,01,20) ,,
С'" ОД +„)/ (42.30 ЧОО)2! • ’
где + в = 12,0+1,20 кг/м2—действительный вес фермы
со связями ;
о” —42,30 кг!м2—полный вес покрытия;
=Ю0,0 кг/м2—нормативная снеговая на-
грузка.
Фактический несколько больше принятого в расчете (+.в =4) .
Ввиду небольшого различия в нагрузках перерасчета не произво-
дим.
Коэффициент собственного веса для варианта II
_ 1000(9,9+1,2)
(40,2+100) • 21 ’
несколько менее принятого в расчете.
По существующим ценникам (§ 18) стоимость металлодеревянных
ферм с клееными верхними поясами и ферм из балок Деревягина на 1 лг3
древесины в деле примерно одинаковая (около 900—1000 руб. ). Сле-
довательно, стоимость ферм с клееными поясами в данном примере сос-
1,12
тавит от стоимости ферм с балками Деревягина ’ Ю0=777о.
ПРИМЕР 7. ПЯТИУГОЛЬНАЯ БРУСЧАТАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ
Запроектировать покрытие здания механического цеха шириной
/=18 м (пролет фермы). Длина здадия м. Район строительства —
гЛКиёв: Материал несущих конструкций: брусья обзольные и другой пи-
ломатериал из полусухой сосны; круглая сталь марки Ст. 3. Покрытие
утепленное; кровля из рулонного материала. Верхний свет через фо-
нарь. Изготовление конструкций построечное.
Выбор конструктивной схемы покрытия
Для покрытия с рулонной кровлей, требующей малого угла наклона
крыши, принимаем двухскатную ферму пятиугольного очертания (рис.
Рис. 125. Геометрическая схема фермы и фонаря:
/—вертикальные связи; 2—ct»-jkh нижнего пояса; •’—прогоны.
125). Узловые соединения фермы решаем на лобовых врубках, что соот-
ветствует построечному способу изготовления конструкции. Система ре-
шетки с восходящими деревянными раскосами и стойками из круглой
стали обеспечивает необходимые для данных ферм сжимающие усилия
в раскосах и растягивающие в стойках. В двух средних панелях "фермы
ставим, кроме восходящих, встречные — нисходящие раскосы, работа-
ющие на сжатие при несимметричной снеговой нагрузке.
по 1-1
Рис. 126. Схема несущих конструкций покрытия:
а—план ферм, прогонов и связей; б—план фонаря с прогонами и связями;
/--горизонтальные связи по верхним поясам ферм и фонарю; 2--вергчхальные евяш;
.7 прогоны; 4 -распорки между коньковыми узлами.
Фермы устанавливаются над простенками, расположенными через
5 м в соответствии с планировкой здания.
Фонарная надстройка выбрана с вертикальным остеклением, наибо-
лее рациональным в эксплуатации, с верхнеподвесными переплетами.
Ширина фонаря в соответствии с назначением перекрываемого поме-
щения принята равной двум панелям фермы; высота боковых стенок
принята 3 м (рис. 125). Сумма высот двух остекленных участков стенок
фонаря находится в пределах рекомендуемых 0,2—0,4 пролета здания.
Пространственное крепление ферм и фонаря осуществляется поста-
новкой горизонтальных и вертикальных связей. Горизонтальные связи
жесткости по верхним поясам ферм и фонарю установлены у торцов и в
середине здания. Вертикальными связями фермы соединены попарно;
фонарь — только в местах установки горизонтальных связей (рис. 126).
Кровля рулонная двухслойная укладывается по деревянной основе,
состоящей из нижнего рабочего слоя из брусков и верхнего слоя в виде
косого защитного настила. Настилы опираются на стропильные ноги из
досок на ребро, размещенные по прогонам через 1,25 м. Стропильные
ноги подшиваются снизу досками, сплоченными вчетверть. По подшивке
расстилается- пароизоляция в виде одного слоя толя и укладывается
термоизоляция из слоя минерального войлока (рис. 127).
270
Полость между термоизоляцией и брусками основания кровли
используется как продух для осушения толщи покрытия. Полость долж-
на быть разделена на отсеки
крупного шлака. Площадь
отсеков не должна превы-
шать 50 м2 (см.§ 19).
Прогоны, поддерживаю-
щие крышу, . выполняются
из обзольных брусьев и ук-
ладываются в узлах верхне-
го пояса ферм па расстоя-
нии около 3 м друг ст дру-
га в плане.
Определение общих размеров
фермы
огнезащитными преградами из сухого
Рис. 127. Конструкция крыши:
1—слой рубероида по пергамину на клебемассе:
2 защитный косой настил; 5 -рабочий настил: ^- стро-
пильные ноги; 5--минеральный войлок; 6—пароизоляция;
подшивка; Р- -прогон.
Расчетный пролет по
заданию /=18 м.
Высота фермы
18(Ю
6”
3 м.
Строительный подъем /СтР
I _ 18,00
200 ~ 200
=0,09 м.
маем
Для заданной руберойдной
кровли уклон верхнего пояса прини-
i =0,1 (tga = 0,l; а =6°; cosa=0,995;
sin а = 0,105).
м-
Разбивочная высота фермы над опорой
, 18
//„„=3 —0,1 -у—=2,1
Ферму разбиваем по нижнему поясу на 6 панелей длиной
I 18
а -
6 6
3 м.
Длина панелей верхнего пояса
а 3
——с с ==3,02 м
cos 6 0,995
Геометрические размеры элементов фермы без учета строительного
подъема (рис. 125) приведены в табл. 1.
Т а б л и на I
Длина элементов фермы, в см, и углы
Элементы фермы и углы АБ ВГ ДЕ 1 жи\дг 1 ВБ ДИ ЕЖ ! ! 1 а1 а2 j Ъ-. \ i : i
Стойки Раскосы 210 240 270 300 384 404 424 401 1 д ! _
Углы (с ок- ! 1
руглением до 10'). _.j _ — — — 38’40' 42’00' 1 45'00' .32’40' 36’00' 1 i 1
39’00'
271
Расчет ограждающих конструкций покрытия
Нагрузки
Нагрузка от собственного веса элементов крыши на
1 м2 ее поверхности приведена в табл. 2..
Таблица 2
Нагрузка от собственного веса крыши
Элементы крыши Норматив- ная нагруз- ка в кг/м2 Коэффи- циент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг/м2
Один слой руберойда по перга- мину на клебемассе ..... 6,0 6,6
Защитный настил толщиной 1,9 см
(0,019-500) ....... 9,5 1,1 10,5
Рабочий настил из брусков 5X5
ол [ 0,05-0,05-500 \ 6,3 1,1 6,9
Итого на настил 21,8 24,0
Утеплитель—минеральный войлок толщиной 6 см (0,06 • 250) 15,0 1,2 18,0
Нароизоляция—слой толя Подшивка—остроганные доски 2,2 1,1 2,4
вчетверть толщиной 2,5 см (0,025-500) ....... 12,5 1,1 13,7
Стропильные ноги (ориентировоч-
но) ' . . . . .. 4,0 1,1 4,4
Итого на стропильные ноги 55,5 — 62,5
Прогоны (ориентировочно) 8,0 1,1 8,8
Итого на прогоны 63,5 . 71,3
Нагрузка на 1 м- проекции крыши: .. 63,5 63,5 „ кг/м2',
норматпвнан о-11 =. 'ДР’Д. _ ч> cos 6° 0,995
расчетная о-„-р 7'2,°ЛФ'2-
о б с т в е и и ы й вес фор м ы и с в я з е й определен на стр. 278.
Снеговая нагрузка определяется по приложению 2.
Нормативная снеговая нагрузка для 2-го района составляет /ф'н —
—70 кг/м- горизонтальной проекции; расчетная снеговая нагрузка
/2сн'= p"w г- • «=70 • 1,0- 1,4=98 кг/л12,
где и = 1 ,4- коэффициент перегрузки;
. 1,0--коэффициент, принимаемый при расчете фермы в зависимо-
сти от профиля покрытия (табл. 2 приложения 2);
с = 1,4 -коэффициент при расчете настила, стропильных ног и прого
нов, принимаемый для учета снеговых отложений на пони-
женных частях крыши.
272
I
Ветровая нагрузка пологих крыш в расчете не учитывается
как оказывающая на них отрицательное давление (отсос). Давление
ветра на фонарь в расчете фермы также не учитывается, так как соче
такие ветровой нагрузки с собственным весом и снегом в данном случае
не является решающим при определении размеров элементов фермы.
Рабочий настил
Настил из брусков 5\5 см, расположенных через 20 см, проверяем
по прочности и жесткости при пролете, равном расстоянию между стро-
пильными ногами.
Решающей является проверка на действие монтажной нагрузки
Р=100 кг. Бруски до забивки гвоздей рассматриваются в расчете как
свободно лежащие балки. Малым углом наклона крыши пренебрегаем.
При расстоянии между осями брусков, равном 20 слг>15 см
(рис. 128), груз Р считается приложенным к одному бруску.
Расчетное сопротивление изгибу при учете монтажной нагрузки
увеличиваем на 10% согласно табл. 5, § 3
R„ =1,1 • 130=143 кг!см2.
Рис. 128. Конструкция кровли
и настила:
/— слой рубероида по пергамину
н<1 клебемассе; 2—защитный косой на-
стил (толщиной 19 л/.м); 3— рабочий
настил (бруски 50УУ50 через 200 мм).
Рис. 129. Расчетная схема
для настила при монтажной
нагрузке.
Пренебрегая незначительной величиной собственного веса бруска,
находим расчетный изгибающий момент от сосредоточенного груза при
коэффициенте перегрузки п=1
.. Р1 100-119
М = —г =---------=2975 кгсм,
4 4
где / = 125—Ьс =125—6=119 см—расчетный пролет бруска;
Ьс =б см —ширина сечения стропильной но-
ги (см. стр. 274).
Момент сопротивления бруска
ПУ = — =20,8 см3.
6
Несущая способность бруска по изгибу
Wr=A 143 - 20,8=2974«=М=2975 кгсм.
Проверка бруска на жесткость при готовой кровле и наличи1’ за-
щитного настила производится по схеме двухпролетной нер-' .резной
балки (рис. 129) от нормативных нагрузок.
Защитный настил распределяет груз Р=100 кг на ширину 0,5 м ра-
бочего настила, причем нагрузка на полосу настила шириной 1 м соста-
вит:
18—409
273
от собственного веса
g" =21,8 ка/ж=0,218 кг!см;
от сосредоточенного груза Р
Рр = -7^2- =200 кг.
и,о
Относительный прогиб под грузом Р (приложение 16, схемы 5 и 6)
f = 2,13gH/3 ,пп,г^2 _ 2,13 -0,218 -1253
I 38AEI +U’Ult) EI 384 - 105 • 260,4
1
, 200- 1252 _ 1
+ U, b 105-260,4 11040 ' 556
526
.1
150
где I = 5 = "(2" см4—момент инерции пяти брусков,
приходящихся на полосу настила шириной 1 м.
Для данного случая определение прогиба можно было производить
без учета влияния собственного веса настчла и кровли.
Стропильная нога о
Стропильная нога рассчитывается, как свободно лежащая балка.
Фактической неразрезностью балки пренебрегаем, псуСкольку опоры ее
податливые. Стропильную ногу, вследствие малого угла наклона, в рас-
чете принимаем расположенной горизонтально.
Расчетная нагрузка на стропильную ногу при расстоянии между
ними 1,25 м составляет (см. стр. 272):
от собственного веса 62,5-1,25=78 кг1м
от снега 98-1,4-1,25=171,3 »
Итого <7—250 кг/м
При определении снеговой нагрузки учтен коэффициент с=1,4 для
пониженной части крыши (приложение 2).
Расчетный изгибающий момент
Л4=0,125<7а2=0,125 • 250 • 32=281 кгм=28 100 кгсм,
где а=3 м — пролет стропильной ноги.
Задаваясь высотой стропильной ногиАс =15 см, подбираем ее се-
чение из условия прочности на изгиб
ЬсР/ _ М 28100
гтр = -т- ————1,0.130,
откуда ширина сечения
28100-6
130•152
=5,77^6 см.
Принимаем сечение' 15X6 со-
относительный прогиб от нормативной нагрузки (приложение 16,
схема 1)
f 5 q" а" 5
Т " “384 ДГ “384
1,57-3003
105-1687
274
где
&с h*
12
6 • 153
12
= 1687
см4;
q* =(55,5+70,0) • 1,25=157 ка/м=1,57 кг/см.
Фактический прогиб будет меньше расчетного, вследствие неразрез-
ности; стропильных ног.
Прогоны
Принимаем консольно-балочные прогоны из обзольных брусьев.
Пролет прогонов равен шагу ферм s =£ -М; расстояние между прого- •
нами в плане 3 м. Длину консолей назначаем исходя из стандартной
длины бревен 6,5 м : (6,5—5—0,4) =0,55 м при длине шарнирно-
го соединения, равной 0,4 м.
Расчетная схема прогона представлена на рис. 130.
Рис. 131. К подбору
сечения прогона.
Рис. 130. Расчетная схема прогона.
Погонная нагрузка на прогон от собственного веса и снега (с уче-
том коэффициента с=1,4):
нормативная
7Н =64 • 3 + 70 • 1,4 • 3=486 кгм;
расчетная
7=72 • 3+98 • 1,4 • 3=628 кгм. '
Расчетные изгибающие моменты:
в середине подвесной части прогона
.. 628 • 3,92
Mj== -= =----5-^— =1193 кгм;
8 о
в пролете, не имеющем шарниров,
628 • 0,55
2
42
Ж **(3,90+0,55)
= 1195 кгм-,
18*
275
над опорой
Л1,— - тХ + aj= — -6-28’2°^- (3,90+0,55) =—768 кгм.
О'/,
где + = ~2-------опорная реакция подвесной части прогона пролетом
/1=/ - 2ах =5,(К-2 -0,55=3,90 м-
Требуемый момент сопротивления прогона из условия прочности
на изгиб
Л42
Гтр =
/7?и /?и
119500 опп 3
М5Й30—800 “
где/7Zh=1,15 — коэффициент условий работы на изгиб брусьев со сторо-
нами не менее 15 см.
Прогоны из обзольных брусьев рассчитываются с учетом сбега в
1 см/м. Задаваясь в отрубе диаметром бревна+=20 см, найдем его
диаметр посередине пролета на расстоянии 3 м от конца
t/cp ==d(j 4- 1 • 3=20 + 1 • 3=23 см.
Для этого диаметра бревна при выпиливании из него бруса разме-
рами 18X18 см по приложению 9 находим момент сопротивления сече-
ния обзольного бруса (рис. 131)
k = kx ±ky —1=0,96+0,65—1=0,61;
/нт = /бр • k =0,0491 -234-0,61 =8370 с.м4;
Гнт = =930 см3 > Гтр =800 см3.
Для сечения прогона над опорой на расстоянии ~0,6 м от конца
И7 „=793 см3..
Учитывая возможность ослабления прогона креплениями его к фер-
ме в размере 20%, получим й+г =0,8 • 793=635 см3.
Требуемый момент сопротивления над опорой
= ТИЛЙГ=513 “’<635
Проверяем жесткость прогона. _
Относительный прогиб прого"на~в середине пролета, не имеющего
шарниров, определим как разность прогибов разрезной балки от равно-
мерной нормативной нагрузки и двух моментов /И" , приложенных по
концам балки.
—Ш (*" + ~6< | = 87И» ( -59500+ 4 - 152000 ) -
< -И' ,
201 200 р
где Д1«=—768 =—595 кгм—отрицательный момент на опоре от
6 о2о
нормативной нагрузки + = 486 кг/л;
486 • 52
/И" =------=1520 кгм — положительный момент в пролете от той
0 8
же нагрузки;
/= 8308 см4—момент инерции принятого обзольного бруса яа рас-
стоянии 3 м от конца прогона (по приложению 9).
После подбора сечения элементов уточняем нагрузку от собствен-
ного веса крыши (табл. 3).
Таблица 3
Нагрузка от собственного веса крыши
Элементы крыши Норматив- ная нагруз- ка в кг/м* Коэффи- циент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг/м*
Элементы крыши без стропиль- ных ног и прогонов по табл. 1 [63,5-(8+4)] 51,5 1,1 58,1
Стропильные ноги сечением 6 -15 см через 1,25 м 10,06- 0,15 • 500\ 1,25 J 3,6 1,1 4,0
Прогоны d0 =20 см с опиловкой на 4 канта до квадрата 18X18 см 1 0,318 • 500 \ через 3,0 м 1 — g q 1 . . . . 5,3 1,1 5,9
Итого 60,4 68,0
Нагрузка на 1 м2 горизонтальной проекции покрытия:
нормативная
60,4 60,4 с , 2
= одаГ=61<64 ’
расчетная
-^+=68,5<72 кг/м‘.
0,995
различия в нагрузках принятые сечения элементов
Ввиду малого
оставляем без пересчета.
Статический расчет фермы
Нагрузки
Нагрузка от собственного веса покрытия, действующая на ферму,
приведена в табл. 4.
Таблица 4
Нагрузка от собственного веса покрытия
Элементы покрытия Единица из- мерения Норма тивная нагрузка 1 Коэффи- циент пере- | грузки Расчетная нагрузка
Крыша, включая вес прогонов Каркас фонарной надстройки, .включая вес связей по фонарю при высоте фонаря 3 .и и весе его кг/м2 64,0 — 72,0
5 кг/мз (5,0-3,0) .... Верхние бортовые элементы (с. 15,0 1 1 16,5
каждой стороны) .... Нижние бортовые элементы1 с каждой стороны при высоте борта, кг/пог. м 20,0 1,1 22,0
равного 0,7 м Оконные переплеты с остеклением и ригелями при высоте 2,0 м и весе 45,0 — 50,4
35 кг/м2 (35,0.2,0) п 70 1,1 77,0
'Вес бортовых элементов получен исходя из веса крыши с прогонами: норма-
тивный 64,0.0,7=45 и расчетный 72,0.0,7=50,4 кг/м2.
Эквивалентную нормативную нагрузку от веса фонарной надстрой
ки, остекления и бортовых элементов на 1 м2 плана покрытия находим
из формулы (рис. 132)
откуда
8М 8-1147,5 OQ/1 , ,
Св = —р- =---------182----=28,4 кг/м2,
где М= 180-9 — (20 + 45 + 70) «3—15-3-1,5= 1147,5 кгм—момент в
р р =20 *45 *70 ^135кг
Рис. 132. Схема нагрузок от фонаря на полосу
.покрытия шириной 1 м.
середине пролета полосы покрытия шириной 1 м от перечисленных
выше нагрузок (см. табл. 4).
"Расчетный собственный вес фермы со связями находим по формуле
_ §+> ^экв+Т’сн 64,0+28,44-70,0 , 2
~ “Тооо—. п--------woo------— 1’1=17’7 кг'м '
W 5,0-18
где +.в =5 — коэффициент собственного веса и связей
фермы (см. рис. 36, схема 2).
Все нагрузки считаем приложенными в узлах верхнего пояса фер-
мы (в том числе собственный вес фермы и фонаря со связями). Схе-
ма нагрузок дана на рис. 133.
Рис. 133. Расчетная схема фермы и узловые нагрузки.
Узловые нагрузки на ферму от собственного веса покрытия и сне-
га приведены в табл. 5.
278
Таблица 5
Узловые расчетные нагрузки на ферму
У злы Узловые нагрузки от собственного веса в кг Суммарная нагрузка на узел G в кг Узловая нагрузка от снега при загружении половины пролета фермы Рсн в кг
крыши Окр 1 фермы со связями °ф каркаса фонаря °фон верхнего и ни -к- него бортовых элементов Оборт стенок остекле- ния фонаря <?ост
А 72 0,5 • 3,5 =540 17,7 -0,5-3 • 5 = 133 — — 673 98 • 0,5 • 3 • 5 = 735
Г 72 • 3 • 5 = 1080 17,7 • 3 • 5 = 266 — — — 1346 98 • 3 5 = 1470
Е 1080 266 16,5 • 0,5 • 3,5 = 124 (22 + 50,5) • 5 = 363 77-5=385 2218 1470
И 1080 266 16,5 -3-5 = 248 — — 1594 735
Определение усилий в элементах фермы
Усилия в элементах фермы определяем графически по диаграммам
усилий от собственного веса покрытия (рис. 134, а) и односторонней
Рис. 134. Диаграмма усилия в элементах фермы:
а--от собственного веса покрытия; б—от снега слева.
снеговой нагрузки (рис. 134,6). При построении диаграмм усилий учи-
тываем работу раскосов на сжатие. Растянутые раскосы на врубках
считаем неработающими.
В табл. 6 приведены расчетные усилия в элементах фермы.
Расчет элементов и узловых соединений фермы
Опорный узел
Узловое соединение выполняем на лобовой ортогональной врубке
двойным зубом (рис. 135).
Учитывая возможное наибольшее ослабление нижнего пояса, рас-
четную площадь его сечения принимаем FKT =0,5/7бР.
280
Таблица 6
Расчетные усилия в элементах фермы в кг
Элементы фермы Стержни Усилия от собствен- ного веса покрытия Усилия от снеговой нагрузки Расчетные усилия
слева на х/2 пролета справа на */2 пролета
Верхний пояс 3—11 —5400 -3280 —1400 Oj=-10080
4—13 -8020 -3360 —2500 О2= —13880
Нижний пояс 9—10 +•5300 + 3260 + 1400 (71=+ 9960
9—12 +8000 +4160 +2500 (72= +14660
9—14 + 8175 + 4160 +3360 (73= +15695
Раскосы 2—10 —6900 —4120 —1760 7)]=—12780
11—12 -3700 —1240 —1440 Оа=— 6380
13—14' 0 -1050 0 П8=— 1050
13—14 — 200 0 -1260 D4=— 1460
Стойки 10—11 +2500 + 860 + 960 v1=+ 4320
12—13 + 100 0 + 860 V2= + 960
14—15 0 +640 +640 V3=+ 1280
Опорные реакции 5034 3305 1105 Л =9444
— 5034 1105 3305 B=9444
Необходимую площадь сечения нижнего пояса брутто получим из
расчета на растяжение
р 9960 ОНО 2
г бР =--= -п о ,n г =249 см2,
р /ир /?р • 0,5 0,8 • 100-0,5
где/Ир =0,8 — коэффициент условий работы на растяжение при нали-
чии ослаблений в расчетном сечении.
При диаметре бревна в отрубей =22 см площадь поперечного се-
чения бруса 20'Х20 см у комлевого конца возле опорного узла
Fop =400 см2 > 249 см2-
Расчетное сопротивление смятию при угле ai=38°40' (по рис. 1)
=76,0 кг!см*.
Необходимую суммарную глубину врубок первого и второго
(Л”р ) зуба получим, исходя из формулы (35), при
F' + F" =b(h' -! А’ )
см 1 см ' вр 1 Ьр/ ЬР'
А„„ = h'n + h” >
1 вр 1 вр
N с cos aj
А/7/см7?см^1
12780-0,781
20-1,0-76,0
- = 6,6 с м,
где Nc
= £>и=12 780 кг —расчетное усилие в опорном подкосе;
6=20 см —ширина обзольного бруса;
/исм = 1 —коэффициент условий работы на смятие
древесины.
281
Принимаем Авр=3,5 см и А" =5,5 см.
Глубина врезки второго зуба в нижний пояс в опорных узлах
должна быть не более !/3 высоты сечения пояса
^вр~5,5 см -g- h = -g- • 20 =6,5 см
Рис. 135. Опорный узел А:
/—опорный раскос; 2—нижний пояс фермы; 3—подбалка; 4—подушка; 5—анкерный болт; 6—связи;
7—изоляция — один слой толя.
и разность глубин врезок не менее 2 см
ЛвР — ЛвР =5,5—3,5=2 см.
Проверяем несущую способность врубки на скалывание.
Скалывающее усилие, приходящееся на первый зуб
= ^^^=9960-^=3880 кг.
см ~Г” см вр ”Г /4,вр ’
Из формулы Т < /Wck^ck^ck’ ГДе Fc.< = ZdA
находим расчетную длину площади скалывания первого зуба
Т 3880 ОЛ о
bmCKR?K 20-0,8-12 20,2 СМ’
где /гаск=0,8—коэффициент условий работы на скалывание для пер-
вого зуба;
7^р=12 кг!см2— расчетное среднее сопротивление древесины скалыва-
нию вдоль волокон в лобовых врубках при учете
- длины скалывания l\.K^2h. и < 10йв’р (формула (33),
примечание «а»).
282
Расчетная длина площади скалывания /с'к должна быть не менее
^’5А, где h—размер сечения элемента по направлению врубки.
Принимаем/'ск =10 А'р =10-3,5=35 см (что более 1,5Л=1,5 • 20=
=30 см и не более 2h =2 -20=40 см).
Длина площади скалывания второго зуба
+ п-425—= 35+ о 2°=51,0 см < ЮЛ" =10-5,5 = 55 см,
ск ск 2sma1 1 2-0,625 , р
но более 2 Л=2 • 20=40 см.
Несущую способность второго зуба по скалыванию проверяем по
формуле
Тск = =9960 кг </пск^р^к=1,15-10,5-20-51 = 12315 кг,
где 7лгС1<=1,15—коэффициент условий работы на скалывание для вто-
1 рого зуба;
#ср = _---------’° - ч— = 10,5 кг/см2 -
—среднее расчетное сопротивление скалыванию вдоль
волокон, определяемое по общей формуле (32). Это
определение является обязательным для тех случаев,
когда длина площади скалывания не удовлетворяет
условиям, изложенным в примечании «а» к форму-
ле (33).
Нижний пояс проверяем на центральное растяжение по сечению
/—/ с наибольшими ослаблениями при условии центрирования опорно-
го узла по оси нижнего пояса, проходящей через центр тяжести ослаб-
ленного сечения (рис. 135):
04 = 9960 кг </ирДрГ„т =0,8-100-261=20900 кг.
где
Fm = F^ - F0C1 =400,0—[5,5-20 + (20—5,5)-2]=261 см2 —
—площадь сечения нетто с учетом ослабления врубкой Л"р =5,5 см и
стяжным болтом d =2,0 см.
В сечении II—II за пределами врубки, помимо растяжения, дейст-
вует изгибающий момент
/г"
вр
где ei=
М = U1e1 =9960 • 2,75=27400 кгсм,
5 5
-+—=2,75 см—эксцентриситет, равный половине глу-
бины врубки.
Проверку прочности пояса как растянуто-изгибаемого стержня
производим по формуле (13)
Цг , 0,7744
/Ир Fнт /Ии Гнт
9960 0,77-27400
0,8-360 1,15-1200
где Днт=400—2- 20=360 см2—площадь сечения нетто с учетом
ослабления ее стяжным болтом;
(20__21 • 202
ГНт =------+--------= 1200 см3—момент сопротивления сечения
г Ь
нетто.
283
Принятое сечение оставляем, так как уменьшение сечения недопу-
стимо из условий расчета врубок опорного узла.
Определяем ширину подушки из условия ее прочности на смятие
опорной реакцией
А
7//Zcm7?cm90
9444
20-1,0-30
15,8^16 см,
где Т?см9о =30 кг!см2 — расчетное сопротивление древесины сосны смя-
тию поперек волокон в опорных плоскостях (§ 3,
табл. 3, п. 5а).
Опорный раскос
Расчетное усилие Dx ——12 780 кг, длина раскоса Л7=384 см.
Принимаем раскос в виде обзольного бруса 20\20 см из бревна
7о=22 см, тонким концом обращенного к узлу Г. Для сечения посере-
дине длины раскоса на расстоянии 2 м от тонкого конца при 7=22+2=
=24 см по приложению 9 7=11 750 см*; 7=380 см2 и радиус инерции
г - 1 _ 1 / 11750” „
г |/ р |/ 38Q 5,56 см.
Гибкость раскоса
/расч 384
А = _₽a^L = =69,4<75
г 5,56
/ X \2 / 69 4 \2
" т=1 —0,8 =0,619.
Проверяем раскос на продольный изгиб
О, = 12 780 кг < тс ?7расч= 1,0 • 130-0,619-380=30600 кг,
где 7Расч=Гбр=380 см2, так как в расчетном сечении ослабления отсут-
ствуют.
Верхний пояс
Расчетное усилие в третьей панели О2=-—13 880 кг; длина панели,
£И=7о=ЗО2 см.
Принимаем верхний пояс в виде обзольного бруса 20\20 см из
бревна 70=22 см, тонким концом обращенного к узлу I.
В сечении посередине панели ЕИ, т. е. на расстоянии около 1,5 л
от тонкого конца для 7 = 22+1,5 = 23,5 см по приложению 9 при
h _ 23,5-20
~d 2-23,5 =0’075
7=375 см2; 7=11 370 см*.
Радиус инерции
гибкость
,/11370
Г ]/ 375 ~ 5,5 СМ
284
коэффициент продольного изгиба
\2
тж) =0’758-
Проверяем пояс на продольный изгиб
О2= 13880 кг < тс/?с ф/7Расч=1,0-130-0,758-375=36900 кг.
Из условий конструирования узлов сечение оставляем без измене-
Стойка ВГ
Усилие У 1=4320 кг.
Требуемая площадь тяжа
Frp = —-1— = — ° - - =2 57 см2
нт mPRp 0,8-2100 см >
где /«,,=0,8— коэффициент условий работы для болтов, работающих
на растяжение;
/?,, =2100 кг/см2 — расчетное сопротивление растяжению черных
болтов из стали марки Ст. 3.
По приложению 12 принимаем <7Т =22 мм
_/7бР=3,799 см2 и F„T =2,74 > 2,57 см2-
Размеры металлической шайбы принимаем по тому же приложе-
нию 110X110X11 мм.
Для стойки /К И при усилии V3=1280 кг принимаем dr =14 мм и
шайбы 70X70X7 мм.
Промежуточный узел В нижнего пояса
Узел решаем на лобовой врубке с одним зубом (рис. 136,а). Выпол-
Рис. 136. Детали узлов:
ц—нижнего промежуточного узла б-узла Д и стыка нижнего пояса; /—тяж; 2—шайба; 3—ско-
ба; 4 -болт; 5—штырь; 6—деревянные накладки.
няем раскос из бревна диаметром в отрубе dr, =18 см, тонким концом
обращенного к узлу Е. Раскос опиливается на 4 канта до обзольного
285
бруса сечением 15X15 см. Глубину врезки назначаем наибольшую из
условия
, . h
«вр-^ 4
20 г
-т-=5 см,
где h =20 см — высота сечения нижнего пояса.
Проверяем врубку на смятие
D2=6380 кг < /исм/?См02Гсм=1 -68- 100,8=6860 кг,
где
h„ ь 5X15
^см ~ cos'а 0743 = см2 —площадь смятия врубки под
прямым углом к раскосу при
ширине его 6=15 см;
Исмаг =68 кг! см2 —расчетное сопротивление смя-
тию древесины под углом
а =42° по рис. 1.
Проверяем принятое сечение раскоса на продольный изгиб
£>2=6380 кг< тс 7?с ^„ = 1,0 • 130 • 0,351 • 224=10210 кг,
где £'=224 см2 и 7=4150 см4 (приложение 9);
1 /~ 4150 л г, с,
г = I/ “224? =4,3 см для сечения, отстоящего на 2 м от тонкого
конца;
М=чг=94>76;
<р =
3100
X2
3100
942
=0,351.
Расчет узла Д производится аналогично узлу В. Конструкция узла
дана на рис. 136, б.
Стыки нижнего пояса
Стыки располагаем симметрично в средних смежных панелях воз-
ле узлов Д и Д1.
Элемент нижнего пояса от опоры до стыка выполняем из длин-
номерного лесоматериала (7,5—8 м). Средние панели между стыками
выполняются из двух брусьев, являющихся удлиненными накладками
стыка, общим сечением 2X20X10 см.
Накладки соединяем с поясом штырями и болтами <7=2 см
(рис. 136,6). Несущая способность одного среза нагеля из круглой
стали (приложение 17) 7\,Ин=920 кг.
Требуемое количество двухсрезных нагелей
Принимаем 10 шт.: 4 болта+ 6 штырей.
Нагели размещаем в два продольных ряда согласно рис. 136, б, с
соблюдением требований НиТУ при толщине соединяемого пакета
6=40 сж>10<£н =20 см.
286
Расстояния:
между нагелями вдоль волокон (§ 6, табл. 13)
S1=14 CM=7dH =7-2=14 см;
между осями нагелей
•S’j=8 см > 3,5 da =3,5 • 2=7 см;
от кромки доски до оси нагелей
X =6 см =3dH =3 -2=6 см.
Проверяем сечение основного бруса нижнего пояса в стыке на ра-
стяжение с учетом ослабления врубкой у узла Д
+ = 15 695 кг < тр Rp Гнт=0,8 • 100 • 262=20960 кг,
где Fm = F6p -FOC1I =370— (1,4-20+4-20) =262 см2—
—площадь нетто сечения бруса с уче-
том ослабления его тяжем dT =
= 1,4 см и врубкой глубиной hBp=
=4 см;
/+>=370 см2—площадь сечения бруса 20X20 см
при do=23 см на расстоянии 1 м от
тонкого конца.
Средний узел нижнего пояса
Конструкция узла дана на рис. 137. В узле сходятся встречные
раскосы ЖЕ из двух досок сечением 5X15 см, опирающиеся на дере-
Рис. 137. Деталь нижнего среднего узла Ж:
У—нижний пояс; 2—подушка; 3—прокладка; 4—накладка; 5—шайба; б—штырь; 7—тяж;
8—распорка вертикальных связей.
вянную подушку. Подушка врезана на глубину. Лвр в прокладку из от-
резка бруса, расположенную между стыковыми накладками пояса.
Определяем глубину Лвр из расчета на смятие ее усилием, равным
разности усилий в соседних панелях нижнего пояса при односторонней
временной нагрузке (см. табл. 6):
А 17=4160—3360=800 кг.
287
Требуемую глубину врубки Авр находим из условия прочности на
смятие вдоль волокон
см--^см^?см6Авр,
откуда
. AZ7 800
Лвр^ п 7 — —0,3 СМ,
mQMRcKb 1.130-20
где 6=20 см—ширина бруса;
тси =1 —коэффициент условий работы на смятие древесины.
Принимаем минимальную глубину врезки в брусья Авр =2 см.
Прокладку соединяем конструктивно болтами <2 = 1,2 см с досками;
пояса. ,
Проверку на смятие подушки раскосом с усилием £>з=—1050 кг
не производим ввиду очевидного запаса прочности.
Составные встречные раскосы
Расчетное сжимающее усилие во встречном раскосе Dz=—1050 кг.
Длина £/£=404 см. Сечение раскосов принято из двух досок 5\15 см
с расстоянием между досками в свету, равным 10 см. В местах пересе-
чения раскосов основные раскосы, имеющие сечение 15X15 см, прохо-
встречном раскосе.
дят в просвет между досками встречных раскосов. При этом брусья
основных раскосов подрезаются на глубину 2,5 см с каждой стороны.
Рассчитываем встречный раскос на продольный изгиб из плоскости
фермы относительно оси у. Размещаем короткие прокладки, как по-
казано на рис. 138. Средние и крайние прокладки и пересечение рас-
косы. скрепляем конструктивно одним болтом rf = l,2 см и восемью
гвоздями <2=5 мм, /=100 мм с каждой стороны раскоса. Болты ста-
вятся как стяжные и в расчете не учитываются.
288
стоянию
при
Длина раскоса между подушками верхнего и нижнего поясов
/у =£Ж—2 • 32=404^-64 =340 см. f
Свободная длина ветви из доски толщиной 8=5 см, равнай рас-
между крайними рядами гвоздей в прокладках
/у — 3 • 15tZ
1С, 340—3-15-0,5
— 15а = — .----—
4
>78=7-5=35 сл;
—15-0,5=72 см
/в>78в формуле (19) >ч¥=0.
Гибкость отдельной ветви относительно
72
оси I—I
= 48.
О 0,289 8 . 0,289 • 5
Коэффициент приведения гибкости стержня длиной 10 =4,04 м
Ру =
ЬИпщ
15-20-2
4,042-9,9 ~ ,55’
4
где 4 =
, \2 ш л — коэффициент, принимаемый по
1 vU 1U *
табл.ф § 5;
8
nz = =9,9 — расчетное количество срезов связей в одном шве
на 1 пог. м (5 прокладок по 8 шт. гвоздей в
каждой прокладке);
b = 15 сл; /г=20 см—размеры поперечного сечения стержня при из-
гибе относительно оси у;
пт =2—количество швов сдвига.
Момент инерции сечения
Iy = 2 (Л + Fz2) = 2 + biz2
15.5.7,52 1=8750 см\
Гибкость всего стержня
} _ ±у_ =__________о
'У ГУ . /
=53,
где /’'=2-5-15=150 см2— площадь поперечного сечения.
Приведенная гибкость раскоса с учетом податливости связей по
формуле (19)
'пР= V (ру М2 +1" = / (1,55Т53У2+182 т 95<[150].
После определения приведенной гибкости находим расчетную дли-
ну пересекающихся элементов по формуле (23)
/1 404
/„ =-----,..........= =-----, = --==: =26/ СМ . >
Р \ f \ Л- 404 •952 •225
| 1 + f ' 424 97,62-150
>0,5/! =202 см,
19—409
289
а схема^фермы; б—общий вид фермы; в—деталь кровли; г—деталь узла Е; /—слой руберойда по пергамину на клебемассе; 2—косой защитный настил
толщиной 19 мм: 3 рабочий настил 50X50 через 200 мм; 4 -минералова'1ный войлок толщиной 60 мм; 5—пароизоляция; 6—подшивка; 7—стропильная нога.
где llt Д ,Л'] — полная длина, приведенная гибкость и площадь попе-
речного сечения сжатого стержня, равные:
/1 =404 см; Д==95 и F1=150 см2;
1г, F2 — длина, гибкость и площадь сечения поддерживающего
(основного) элемента, равные:
/2 = 424 см;
424
Х2 = TTiiSTTF =97>6 и f2= 15-15 = 225 слс.
0,289 -15
Коэффициент приведения гибкости стержня с приведенной длиной
10 =2,67 м
— 1/ 14-04 15'22_1— —2 14
14—|/ < 2,672-9,9 ,4'
Определяем соответственно гибкость, приведенную гибкость и коэф-
фициент продольного изгиба:
| />'У —
267
== =35;
Vp= V (2,14 • 35)24~482 =89; Фу = =0,391.
Проверяем раскос на продольный изгиб из плоскости фермы
£>3=1050 кг < ©у FPac4=1.0-130-0,391 • 150=7625 кг.
Гибкость стержня относительно оси х
).
1^ = 0,5-404
~ гх 0,289-15
=46,5< Хуп =89,
поэтому проверку устойчивости раскоса в плоскости фермы не произ-
водим.
Узел Г выполняется на врубке с двойным зубом.
В узлах Е и И раскосы упираются в подушку, подобно конструк-
ции среднего узла нижнего пояса. Стойки фонарной надстройки по-
ставлены на прогоны с прикреплением их болтами и уголками. Расчет
элементов фонарной надстройки см. пример 9.
Общий вид фермы представлен на рис. 139.
Указания по изготовлению и монтажу ферм
Рис. 140; Строповка фермы при подъеме;
/—хомут из тяжей: 2—траверса; 3—сжимы.
Общие указания по изготовлению ферм на лобовых врубках даны
в примере 5.
Подъем ферм осущест-
вляется одним крюком. Для
строповки и крепления поя-
сов ставим траверсные на-
кладки из двух брусьев
15X20 см.
Строповка производится
на расстоянии 3 м ст конь-
кового узла с направлением
строп под углом 45° к тра-
версе (рис. 140).
Для предотвращения рас-
хомуты из тяжей а=16 мм,
под-тек.
тяжения раскоса БЕ устанавливаются
закрепленные на поясах с помощью временных деревянные
19*
291
Мероприятия по химической защите древесины указаны в. табл. 7.
Таблица 7
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способ антисептирования
Верхний косой настил, бруски об-
решетки
Дощатый нижний настил (под-
шивка)
Элементы ферм в сборе (пояса
и раскосы со всех сторон). Стропиль-
ные ноги и прогоны. Каркас фонаря
(плоскости узловых сопряжений)
Все элементы цокольной части све-
тового фонаря. Концы стропильных
ног на 0,5 м от мауэрлата
Подоконный брус со всех сторон
Горяче-холодные ванны трехпро-
центным водным раствором фторис-
того натрия продолжительностью
1 час каждая
Сухое антисептирование из расчета
150 г на 1 м2 настила (сверху) чис-
тым фтористым натрием
Обработка пастой марки 100 (пред-
почтительно силикатобмазкой)
Обработка пастой марки 200 (пред-
почтительно силикатобмазкой)
То же
Мауэрлат на наружных каменных
стенах со стороны каменной кладки
(две стороны)
Обработка пастой марки 200 с ги-
дроизоляцией, остальные две стороны
мауэрлата обрабатываются пастой
марки 100
Примечания: 1. Врубки и другие соединения тщательно обрабатываются пас-
той марки 200 с заливкой пустот и отверстий.
2. Окраска и остекление переплетов светового фонаря должны производиться на
натуральной олифе.
Показатели расхода материалов
Таблица 8
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию покрытия (18X5 м)
Наименование показателей Единица ! измерения Ферма Связи, отнесен ные к одной ферме Каркас фонаря и стенки ые и ные онарю Настил и стро- , пильные ноги Всего
Вертикальн: горизонталь связи по ф| г Прогоны
Древесина (на секцию) м* 2,14 0,365 0,68 0,36 1,81 5,735 11,09
То же, приведенный слой см 2,37 0,405 0,705 0,40 2,0 8,35 14,23
Сталь (на секцию) кг 160 33 46 10 20 Не 269
То же, на 1 м2 плана 1,77 0,37 0,51 0,1 0,22 подсчи- таны 2,97
Вее элементов конст- рукции (на секцию) » 1230 215 386 190 925 2868 5814
То же, на 1 .и2 плана 13,65 2,4 4,31 2.11 10,3 31,90 64,65
! Вес дан на 1 зГ1 фонаря
(объем фонаря на секцию 20 .и3).
292
Полученный вес фонаря со связями несколько больше принятого,
что объясняется значительными запасами в сечениях элементов, при-
нятых конструктивно минимальных размеров.
Коэффициент собственного веса фермы со связями
к ' _________ 100»-16.05__________. .
' Л?" + Й., + Я„ + Й„) 18(134+16,05+28,4)
ПРИМЕР 8. СЕГМЕНТНАЯ КЛЕЕНАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ
Запроектировать утепленное покрытие здания ремонтной мастер-
ской РТС. Размеры здания 24X64 м. Расстояния в осях между
столбами вдоль здания 6 ж, от столба до торцовой стены—5 м. Район
строительства — Свердловская область (3-й район снеговой нагрузки).
Материал конструкций: сосновые доски II и III качественных катего-
рий с влажностью не более 15%, стальные элементы из стали марки
Ст. 3. Клей — марки КБ-3 или СП-2. Кровля из рулонного материала.
Световой фонарь продольный, на '/з пролета фермы. Изготовление
клееных несущих конструкций заводское.
Выбор конструктивной схемы покрытия
При наличии воздушно-сухих досок и рулонного материала для
кровли рациональным решением несущих конструкций являются сег-
ментные фермы с клееными дощатыми верхними и с металлическими
нижними поясами, отли-
чающиеся высокой на-
дежностью, экономично-
стью по расходу материа-
лов и простотой сборки.
В целях сокращения
количества типоразмеров
элементов ферм основные
элементы -— клееные бло-
ки верхнего пояса — при-
няты одинаковыми по
длине и по сечению.
При изготовлении
клееных блоков выгодно
используются доски ма-
лых длин и поперечных
сечений. Древесина для
элементов верхнего пояса
и решетки отбирается из
II и Ш качественных ка-
тегорий.
Расстояния между
фермами в осях приня-
Рис. 141. Схема покрытия:
У—распорка; 2—прогоны; 3-—горизонтальные связи;
4— вертикальные связи.
ты равными расстояниям
между столбами s = 6 м
(рис. .141), а расстояния
от крайних ферм до тор-
цовых стен равными 5 м
(^0,8s). Этим обеспечивается равнопрочность неразрезных прогонов
в работе .на изгиб и равномерное распределение нагрузки на фермы по
всей длине здания.
Фонарь принят с вертикальным остеклением, наиболее водонепро-
ницаемым и удобным в эксплуатации. Торцовые стенки фонаря распо-
293
ложены на предторцовых стропильных фермах для облегчения перехо-
да с одной стороны крыши на другую.
Жесткий двойной настил, служащий основанием рулонной кровли,
обеспечивает необходимую устойчивость верхних поясов ферм и кар-
каса фонаря в горизонтальной плоскости. Горизонтальные связи в ви-
де крестов по верхним поясам ферм являются необходимыми только в
пределах фонаря. Для уменьшения затемнения помещения связи вы-
полняются из круглой стали.
Рис. 142. Конструкция крыши:
а—поперечный разрез; б—деталь крепления прогона; 1—слой руберойда по слою пергамина на ма-
стике; .'.’—защитный настил из досок; <?—рабочий настил (обрешетка); 4—прогон: 5—-два слоя
фибролита: 6—пароизоляпия- 7—подшивка из носок.
Все стропильные фермы попарно связаны вертикальными связями
в виде крестов из досок, расположенными в плоскости средних стоек.
Коньковые узлы стропильных ферм по всей длине здания соединены
распоркой. Фонарная надстройка раскреплена вертикальными связями
по средним стойкам.
Принятая рулонная кровля является рациональным решением для
цилиндрических крыш промышленных зданий.
Покрытие теплое с плитным утеплителем из двух слоев фибролита
толщиной (2X7) = 14 см.
Косой защитный настил рулонной кровли уложен по обрешетке,
опирающейся на прогоны, расположенные через 1,15 м. Расстояние
между прогонами позволяет уложить рядом две плиты фибролита ши-
риной по 0,5 м. В целях предохранения покрытия от загнивания преду-
смотрен ряд конструктивных мероприятий: для осушения полости
ограждающих конструкций крыши устроены входные вентиляционные
продухи у карниза и выходные—в цокольной стенке фонаря и возле
конька крыши; уложен сплошной пароизоляпионный слой по подшив-
ке потолка; даны предохранительные доски из антисептированной дре-
весины по верхним поясам ферм; сделаны сливные доски и капельники
у проемов фонаря; введены толевые прокладки между торцами верх-
них поясов ферм и металлическими частями опорных узлов. Конструк-
ция крыши показана на рис, 142.
294
Определение общих размеров фермы (рис. 143)
Расчетный пролет фермы /=24,0 м;
расчетная высота фермы h = -Z
24 ,
--^=4,0 м;
о
строительный подъем Лтр — “200^ ~ слг-
радиус кривизны верхнего пояса
R = (/2 + 4Л») = -8-Ь (242+4 • 42) =20,0 м;
длина дуги по оси верхнего пояса
s = ”sTW = 3’,4'20’°-W“25’74-"'
где а—центральный угол дуги, определяемый из выражения
а /
s,n Т = 2Я
24,0
2 • 20,0
0,60,
откуда
а=36°52' • 2--73°44'=73,7°.
Верхний пояс составляем из четырех блоков одинаковой длины.
Длина блоков верхнего пояса
s 25,74 с ~ 5
а = — =------.— = 6,436 < 6,5 м,
4 4 ’
т. е. менее стандартной длины досок,
295
Длина панелей нижнего пояса:
средняя панель, равная длине полухорды Ст;
FK = R sin * = R sin 73444 =20,0 • 0,3162 =6,324 м;
крайняя панель
/-2-6,324 24,0-2-6,324 _
AF=----------------------р-------=5,676 м\
длина подвески CF
h.^-h - А'=4,0—1,02=2,98 м,
где А=4,00 м — высота фермы;
а 73°44'
mE — h' = R (1 —cos-^- )= 20,0 (1 —cos—-------)=1,02 м\
длина раскоса
CR=Vб,322+2,982=6,99 м.
Угол наклона верхнего пояса на опоре
а 73°44' оКог0/
а0 = —=----------—36 52 ;
угол наклона пояса к горизонту в узле С
2 98
угол наклона раскоса к горизонту в узле К при tga2==—’^=0,471
а2=25°10'.
Статический расчет фермы
Нагрузки
При определении нагрузки от собственного веса крыши приняты:
рабочий настил в виде обрешетки из брусков 4X4 см, расположенных
через 15 см, с пролетом, равным расстоянию между прогонами
/н =1,15 м, и неразрезные прогоны из двух досок 2'Х'7Х20 см с проле-
тами по 6 м (рис. 142).
Расчет ограждающих элементов покрытия производится анало-
гично примеру 2.
Собственный вес крыши составляют в кг!м2:
Один слой руберойда и один слой пергамина на мастике . . 6
Защитный настил из досок 19 мм.............. 0,019-500=9,5
Рабочий настил, предварительно принятый из брусков 4X4 см,
4
расположенных через 15 см .... 0,04 • =- • 500 = 5,3
Итого нагрузка на обрешетку
20,8
296
Пароизоляция (один слой толя)....................................2,2
Подшивка из досок 19 мм ........ 9.5
Прогоны, предварительно принятые составными из двух досок
0,14 • 0,2
7x20 см каждый с расстоянием между ними 1,15 м—=—500 == 12,2
1,10
Итого нагрузка на прогоны без утеплителя 44,7
Утеплитель из двух слоев фибролита толщиной по 7 см 0,14-400 = 56
Принимая вес покрытия равномерно распределенным по площади
его горизонтальной проекции, получим вес крыши на 1 л2 плана путем
умножения полученного выше веса на коэффициент
где s=25,74 м—длина дуги верхнего пояса фермы. , л
Вес крыши без утеплителя
44,7- 1,07=48 кг/м2;
вес утеплителя
56-1,07 = 60 кг/м2.
Всего g' =108 кг/м2. ।
Снеговая нагрузка на горизонтальную проекцию покрытия
для г. Свердловска (3-й район, см. приложение 2)
Р"н = 100 кг/м2.
Расчет фермы производится с учетом как симметричной, так и
односторонней снеговой нагрузки (рис. 144,а).
Рис. 144. Схема снеговой нагрузки:
а— для расчета стропильной фермы; б—для расчета настила и прогонов (цифры показывают
соотношения толщин снегового слоя).
При расчете настила и прогонов учитывается увеличение снегово-
го отложения с подветренной стороны фонаря на 40% (рис. 144,6).
Ветровая нагрузка ввиду ее малого влияния на ферму не
учитывается.
Собственный вес каркаса фонаря со связями при-
нимаем в размере 2,5 кг на 1 м3 фонарной надстройки. Тогда нагруз-
ка от веса каркаса фонарной надстройки при высоте ее ЛфОН=3.,5 м
fg'”ap=2,5 3,5=8,8 кг/м2-
Собственный вес боковой стенки фонаря с остек-
лением принимаем g1^ =45 кг/м2 стенки.
297
Для определения веса стропильной фермы нагрузку от фонаря счи-
таем равномерно распределенной по всей площади покрытия
р-Н
Ьфон
8,8-6-8+45-2-6-3,5 1ПП , „
=----------2++---------= 1о,0 кг/м1.
Собственный вес
определяем по формуле
стропильной фермы со связями
р-и I дН
Р-Н _ £кр+Дсн
1000
Z +-В- I
124+100
1000 _ 1
3-24
= 17,3 каМ2,
где ^”=108+16=124 кг/м2—собственный вес крыши с фонарной над-
стройкой;
+.,= ^3,0—коэффициент собственного веса стропильной фермы со
связями (рис. 34, схема 7).
Расчетная погонная нагрузка на верхний пояс фермы:
от собственного веса крыши и утеплителя
qn =(48 • 1,1+60 - 1,2) -6,0=750 кг\м\
от собственного веса фермы
7ф =17,3 • 1,1 6=114 кг/м-,
от снега 1
рсн=100 • 1,4 • 6,0=840 кг]м.
Расчетные узловые нагрузки
Узловые нагрузки по верхнему поясу (рис. 145) определяем умно-
Pd
ЦТ
-232---—dt'= WOO—-I
L------d,=6324-----J
Рис. 145. К расчету верхнего пояса фермы:
а—-схема узловых нагрузок по верхнему поясу фермы; б—расчетная схема панели СЕ
верхнего пояса.
жением погонной нагрузки на длину проекции прилегающих к узлу
полупанелей. Кроме того, учитываем сосредоточенные нагрузки от веса
фонаря, передающиеся на верхний пояс через стойки фонаря.
Нагрузка на узел А:
от собственного веса
($Ъ + 7ф;) 4г= (750+114) =2450 кг,
&
298
где tz=5,676 м—длина горизонтальной проекции панели АС;
снеговая
d 5,676 „пог,
jPch ~2 •= 840 2— ==2380 кг-
В точке D под фонарной стойкой действует расчетная постоянная
сосредоточенная сила Ра , состоящая из следующих нагрузок:
веса стенки фонаря с остеклением при g"T =45 кг/м?
45-1,1-3,5-6=1040 кг;
собственного веса каркаса фонаря при g"ap = 8,8 кг/м2 плана фонаря
4
8,8-1,1 2~6 = 116 кг;
собственного веса крыши в пределах фонаря при =750 кг на
1 пог. м пролета фермы
, 4
750’^=1500 кг.
Расчетная величина сосредоточенной силы от собственного веса фо-
наря в точке D
P'd =10404-1164-1500=2660 кг;
расчетная величина сосредоточенной силы от веса снега на фонаре
D« 840-4
Ра —..- — —1680 кз.
Нагрузка на узел С;
от собственного веса крыши и фермы (864 кг/м), от веса стенки
фонаря (1040 кг) и от веса каркаса фонаря (116 кг)
D, . 5,6764-6,324 , 10404-116. ,1ЙП, 7о0 КО1П
Рс =864 ,------g-------I---6 324—4 =5180+732^5910 кг;
от снега на ферме и на фонаре
р;=840 —5^764-6,324 = 5040 кг
Нагрузка на узел Е;
от собственного веса крыши и стропильной фермы
6,324+6,324 _.7П
864 -----------=5470 кг;
от собственного веса стенок фонаря с остеклением (1040 кг) и кар-
каса фонаря (116 кг), передающегося на стропильную ферму в точ-
ках D и D'
2 2-824=850 кг;
6,324
от собственного веса каркаса фонаря, передающегося на ферму
через среднюю фонарную стойку
8,8- 1,1-4,0-6,0=232 кг;
299
полная нагрузка от собственного веса на узел Е
Р'Е =5470+850+232=6550 кг;
снеговая нагрузка:
при загружении всего пролета
п» от 6,324+6,324 rQOn
Рг = 840 — ---—-----=5320 к.
при’ одностороннем загружении
0,5 РЕ =2660 кг.
Вычисленные выше узловые нагрузки показаны на рис. 146, а и б.
а
Рис. 146. Графическое определение расчетных усилий в элементах фермы:
«—схема узловых нагрузок от одностороннего загружения снегом; б—схема узловых на-
грузок от собственного веса; «—диаграмма усилий от снеговой нагрузки; а—диаграмма
усилий от собственного веса.
Определение продольных усилий в элементах фермы
Продольные усилия в стержнях фермы определяются построением
диаграмм усилий для двух случаев загружения: постоянной нагрузкой
(рис. 16,г) и снегом на одной половине пролета (рис. 146,в). Получен-
ные расчетные усилия сведены в табл. 1,
300
Таблица 1
Расчетные усилия в стержнях фермы в т
Элементы фермы i Стержни ! Усилия от постоянной нагрузки Усили слева я от снег сгрузки справа овой полной Расчетные усилия 1 Обозначе- | i ние усилий
Верхний пояс /—5 3—6 -21,30 -19,80 — 11,4 - 7,7 —5,50 - 7,70 -16,90 -15,40 -38,2 -35,2 О, о2
Нижний пояс 1—4 2—4 + 19,10 +19,10 + 10,15 + 10,15 4 4,88 + 4,88 + 15,03 + 15,03 +34,13 +34,13 и, /л
Стойки 1—2 3—3' 0 - 0,50 0 - 0,2 0 -0,20 0 —0,40 0 — 0,90 и к.
Раскосы 2—3 + 0,60 -2,95 + 3,10 + 0,15 - 2,35 + 3,70 D
Опорные реакции — 11,63 11,63 7,56 2,53 2,53 7,56 10,09 10,09 21,72 А
Расчет элементов фермы
Верхний пояс
Криволинейное очертание и наличие местной
нагрузки между узла-
ми вызывают в элементах
перечный изгиб. Вслед-
ствие этого расчет элемен-
тов верхнего пояса произво-
дим как внецентренно сжа-
тых стержней.
Панель АС. Определяем
усилия, действующие в рас-
четном сечении панели посе-
редине ее длины (рис. 147).
Местная погонная на-
грузка от веса крыши вы-
зывает в этом сечении пояса
изгибающий момент, вычис-
ляемый, как для простой
балки с пролетом, равным
проекции панели на гори-
зонталь
.. qd?
верхнего пояса осевое сжатие и по-
Рис. 147. Расчетная схема верхнего
пояса.
1704 • 5,6762
8
=6850
кем,
где </=8644-840= 1704 кг/м—погонная нагрузка на панель верхнего поя-
са от собственного веса крыши и снега;
</-—5,676 я—длина горизонтальной проекции панели АС.
301
Продольная сжимающая сила вызывает в том же сечении вслед-
ствие кривизны пояса отрицательный изгибающий момент
Mf = N • f =—38200 • 0,258=—9850 кгм,
где ?V = Oi = 38,2 т—продольное усилие в поясе;
/ = /?( 1-cos=2000(1 - cos 943') =25,8 см -
—стрела выгиба стержня;
R =20,0 м— радиус кривизны верхнего пояса;
73°44'
а'=--------=18°26' —центральный угол дуги одной панели верхнего
пояса.
Расчетный изгибающий момент в поясе
/Ир = Мо 4- Mf =6850 —9850=—3000 кгм.
В случае односторонней снеговой нагрузки, расположенной на пра-
вой половине фермы, изгибающий момент в левой панели АС, вызы-
ваемый постоянной нагрузкой, будет равен
(9п-Нф)^ ’ 864.5,6762
/Ио =------з -------=----- — =3475 кгм,
О о
где <7п-|-<7ф =750+ 114 = 864 кг/пог. м—погонная нагрузка на ферму от
собственного веса покрытия.
Продольное усилие в панели АС пояса при односторонней нагруз-
ке справа равно (табл. 1) N=—21,3—5,5 = —26,8 т.
Отрицательный изгибающий момент в поясе
Mf = N- /=—26800 • 0,258=—6920 кгм.
Суммарный момент равен
Мр =3475—6920=—3445 кгм.
Панель СЕ. Изгибающий момент в середине панели от местной на-
грузки при полном загружении фермы (рис. 145,6)
Л40 = В — =2320 —З-4 - =7370 кгм.
В этой формуле В—реакция в узле Е от нагрузок, действующих
в панели СЕ, определяется, как для разрезной балки,
R <?- 2,3242, Pd • 2,324 2,3242 .4340-2,324 О2ОЛ
В = ---------л------- =1704 тНгхат 4--— =2320 кг,
2 • ах а1 2 • 6,324 6,324
где q =1704 кг!пог. .и— погонная нагрузка от собственного
веса крыши и снега на участке CD;
с?!=6,324 м —длина горизонтальной проекции па-
нели СЕ;
Ра =2660+1680=4340 кг—сосредоточенная сила в точке D от
полной нагрузки (стр. 299).
302
Изгибающий момент в середине панели от продольной силы в поясе
Mf = -Nf=. —35200 • 0,258= —9080 кгм,
где УУ=О2=35,2 т.
Суммарный изгибающий момент в середине панели СЕ при полном
загружении фермы равен
М9 =7370—9080=—1710 кгм.
Изгибающий момент в середине панели СЕ от местной нагрузки
при односторонней снеговой нагрузке справа
Мо = В ==1350 = 4270 кгм.
В этой формуле реакция в точке Е от постоянных нагрузок, действую-
щих на панель СЕ,
(?п + Яф) 2.3242 ( PD 2,324 864 2,3242 ( 2660 • 2,324
В = L rf, = 2 • 6,324 6,324 =
=370+980=1350 кг,
где И <?ф=864 кг)м—погонная нагрузка от собственного веса по-
крытия на участке пояса CD ;
PD=2660 кг —сосредоточенная сила в точке D от соб-
ственного веса, передаваемая стойкой фонаря.
Изгибающий момент в середине панели, вызываемый продольной
силой, равен
М = Л+=—27500 • 0,258=—7090 кгм,
где N = —19,8—7,7=—27,5 т—продольное усилие в стержне фермы DE
при односторонней снеговой нагрузке.
Суммарный изгибающий момент
Л4Р =4^70—7090=—2820 кгм.
Изгибающий, момент в панели СЕ под стойкой фонаря в точке D
от местной полной нагрузки
Мо = В • rf; =2320 • 4,0=9280 кгм,
где В=2320 кг—реакция в точке Е от нагрузок, действующих в пане-
ли СЕ (стр. 302);
+ =4,00 м —расстояние от узла Е до точки D в плане.
Изгибающий момент в точке D от действия продольной силы
Mf = NfD =—35200 • 0,24=—8,450 кгм,
где М = О2 =—35,2 т—сжимающее усилие в поясе при полном загру-
жении;
fD =0,24ж —эксцентриситет продольной силы под стойкой,
определенный графически.
Суммарный изгибающий момент
Мр =9280—8450=830 кгм.
Изгибающий момент в поясе фермы под стойкой фонаря при сне-
говой нагрузке слева:
303
От местной поперечной нагрузки, как и в предыдущем случае,
Мо =9280 кгм;
изгибающий момент, вызываемый продольной силой,
Mf = Nfd =—27500 0,24=—6600 кгм,
где N = —27,50 т—продольное усилие в поясе при одностороннем загру-
жении фермы снегом (стр. 303).
Суммарный изгибающий момент
Мр =+9280—6600=2680 кгм.
Расчетные усилия в поясе фермы для всех случаев загружения
приведены в табл. 2.
Таблица 2
Усилия в сечениях верхнего пояса фермы
Расчетные величин
Сечение Сочетания нагрузок N, т Л4, т м
Середина панели АС Постоянная+полный снег- -38,2 —3,00
» » » » -(-снег справа —26,8 -3,445
» » СЕ » -j-полный снег —35,20 —1,71
» » > » 4-снег справа -27,50 —2,82
» » » » -j-прлный снег —35,20 4-0,83
В точке Д » » » 4-снег слева -27,50 + 2,68
расчетными
явля-
Сопоставляя полученные величины, видим, что
ются два первых случая загружения.
Подбор и проверка сечения. Задаемся сечением верхнего
18x42 см (рис. 148). Сечение состоит из 12
досок толщиной по 3,5 см (доски толщиной
с острожкой с двух сторон).
Моменты инерции сечения
18 • 423
-12 = 111300 см*;
Рис. 148. Сечение
верхнего пояса фермы.
/
I
42 • 183
.2 =20400 см\
Момент
W
сопротивления сечения
+ • 2
h
111300-2 3
--------=5300 см3.
Площадь сечения
F=18-42=756 см2.
пояса
слоев
4 см
изгиб
панели пояса при расчете на продольный
/0 = 6,4 м равна длине хорды дуги с радиусом Р = 20 м при центральном
угле
Расчетная длина
а
4
73°44'
= 18°26'.
4
304
Проверку несущей способности панели верхнего пояса производим
как внецентренно сжатого стержня по формуле (25) с учетом предва-
рительного изгиба досок введением коэффициента тт (§ 5, табл. 10):
_______М-______< !,
^?с Л.т ?mrH/7Z„ Гит
где ЩП1=1—коэффициент условий работы для гнутых элементов при
отношении радиуса кривизны R верхнего пояса к толщи-
не а досок пояса
R = 2000
а~ 3,5
=572>250;
работы на сжатие;
работы на изгиб при отношении
тс =1,0 —коэффициент условий
тн =1,15—коэффициент условий
42
У5=2,33<3,5 и при размерах сторон h и b не ме-
1 о
1 3100-
h
b
нее 15 см;
X2 N
—коэффициент, учитывающий дополнительный
момент от продольной силы N при деформации
элемента, гибкость которого
А== = -^Ж=„52,8;
/ /бр / 111300
' F6v У ' 756
=640 см—свободная длина элемента в плоскости фермы.
В 1-м случае загружения
N =38,2 т; М = 3,0 тм;
, , 52,82 •38200
), = —
что -ж-' 10,349=0,651.
3100-130-/5о
Подставляя эти величины в формулу, получаем
38200 ________300 000________
130-756 + 0,651 • 1,15 • 130 • 5300 °’389"1 °,58° 0,969 '
Во 2-м случае загружения
N =26,8 т; Л4 =3,445 тм;
t 1 52,82 - 26800 .
Е Ь 3100-130-756 0,246 °,/54,
26800
130-756
344500
0,754- 1,15- 130-5300 °’27d+°>577 0,850< 1.
Проверяем сечение пояса па участке ДЕ на продольный изг;
плоскости фермы
W =35200 кг < /ис Rc F6? = 1,0 • 0,523 • 130 • 756 = 51400 кг,
vjie N=O2=35,2 т—сжимающее усилие в поясе;
стс =1—коэффициент условий работы пои сжаси; ,
20-409
?у =
3100
К
~- = 0,523
772
—коэффициент продольного
изгиба из плоскости фермы
при свободной длине пояса в
пределах фонаря 10 =4,0 и
и при гибкости стержня
I _ Z° . 400 _ 77 ' . 7-
у 0,2897» 0,289-18 °
Нижний пояс
Расчетное усилие в поясе 77= + 34,13 т.
Необходимая площадь сечения стального пояса из условий проч-
ности на растяжение
р U 34130 „
F”= ЪТ = ~Г2Т00~=16'2 “ •
где /и=1,0 —коэффициент условий работы стали при растяжении;
/?=2100 ка/слг2—расчетное сопротивление растяжению стали марки Ст. 3
Принимаем два-уголка сече-
нием 75'Х'6 (рис. 149) с площа-
дью сечения
Рис. 149. Сечение нижнего пояса фермы
и деталь подвески.
/^=8,78 • 2=17,56 > 16,2 см2.
Гибкость нижнего пояса в
вертикальной плоскости
~ =274<400
не превышает предельную (НиТУ
121-55, п. 90),
где /о =6,326 м—свободная
длина пояса в плоскости фер-
Гх =2,31 см—радиус инерции уголка
мы, равная длине панели;
относительно горизонтальной оси.
Раскос (рис. 150, а)
Расчетное усилие D =3,7 т; D' =—2,35 т;
площадь сечения раскоса F = 17,5X18=315 см2;
минимальный радиус инерции гх =0,289X17,5=5,06 см;
гибкость раскоса при его свободной длине /о = 6,94 м
^ = w=137<150
не превышает предельной гибкости для второстепенных элементов.
Несущую способность раскоса при продольном изгибе проверяем
по формуле (15)
£'=2350 кг </ис ®х/?с FPac4 = 1,0-0,165-130-315=6760 кг,
306
где
3100
3100
1372
=0,163;
Fpac4 = Д=315 СМ2-
Стойка (рис. 150,6)
Расчетное усилие V ——0,9 т;
расчетная длина /0 =4,0 м;
площадь сечения F =10,5X18=189 см2;
гибкость стойки
400
0,289-10,5
= 132 < 150;
коэффициент продольного изгиба
3100
3100
1322
=0,171.
Проверяем стойку на устойчивость
У=900 кг < <fxRc F = 1,0-0,178- 130- 189=
= 4370 кг.
Расчет узлов фермы
Опорный узел А (рис. 151, в)
Расчетные усилия Oi=—38,20 т,
U= +34,13 т.
X
Соединение верхнего пояса с нижним осуществ- Рис 150 поперечные
ляется лобовым упором в плиту сварного башмака ' сечения:
Длина швов для прикрепления уголков нижне- а_раскоса; б--стойки.
го пояса к фасонкам узла
m-Q,7hmR^ 1-0,7-0,6-1400 57 “
где ш =1,0;
hm =0,6 см—толщина углового шва;
=1400 кг/см2—расчетное сопротивление углового шва срезу при
сварке стали марки Ст. 3 электродами Э 42 (НиТУ
121-55, п. 24, табл. 12).
Принимаем 4 шва по 16 см с общей расчетной длиной
/ш=4(16—1)=60 > 57 см.
Длина швов, прикрепляющих упорный швеллер к узловым фасон-
кам
_______УН____
~ m 0,7 • hmR™
38200
0,7-ОД • 1400
=65 см.
7*
Принимаем общую длину швов в соединении швеллера с фасонками,
равную 80 см.
Упорный швеллер предварительно назначаем № 30а с моментом
сопротивления W'y =41,10 см3.
20* 367
Проверяем прочность швеллера на изгиб от давления торца
верхнего пояса:
М = =84620 <m/?„ Wy =2100-41,10=86300 кгм,
2*4 о
где I = 18 см—пролет швеллера, равный ширине верхнего пояса;
=2100 кг/см2—расчетное сопротивление изгибу стали марки Ст. 3.
Смятие торца верхнего пояса проверяется по формуле
= = 70,5 <тсмЩм = 130 кг/см2,
* см 540
где Fcm = 18-30=540 см2—площадь смятия торца верхнего пояса.
Определяем толщину опорной плиты.
Площадь опирания
Лм =32 • 36=1152 см2;
опорная реакция от полной нагрузки
Л = 21720 кг;
реактивное давление на опорный лист
21720 1ЯЯ /2
а = ——— = 18,8 кг/см2;
1 1OZ
момент, изгибающий консольную часть опорной плиты
.. qa2 18.8-8.62
= —_ = ----------=695 кгсм,
Z Z
36—18,8 ос
где а=----=---=8,6 см —ширина консольной ча. плиты;
2
q =а= 18,8 кг]см —погонная нагрузка на полосу плиты шири-
ной в 1 см.
Изгибающий момент в средней части плиты, считая края плиты за-
щемленными,
ql2 18,8- 18,82
лт2= pg" = ----j~2----=550 кгс.ч< Ь95 кгсм.
Необходимая толщина плиты
Г6 • М 1 f 6-695 i/Tqq- i д1
8“-|/ -Г*Г -ЩО0- = Г1’99 =|’4,“-
Принимаем толщину плиты разной 2 см.
Промежуточный узел С верхнего пояса (рис. 151,6)
Усилия, действующие в узле
О1=—38,2 т; Оа=—35,2 т; £=—2,35 т;
D' =4-3,70 т.
Центральный болт. Прикрепление раскоса к верхнему поясу осущест-
вляется одним центральным болтом d=2,4 см, имеющим четыре среза.
Работу двух срезов в соединении с накладками принимаем в расчете с
коэффициентом условий работы m =0,5, учитывая таким образом подат-
ливость крепления накладок к поясу. Расчетное число срезов болта
п =24-0,5-2=3.
309
Несущая способность этого соединения определяется:
по смятию дре'весины
5(Ып/г« =50 18 • 2,4 • 3 • 0,76=4925 кг,
где С=18 см —ширина верхнего пояса;
krj. =0,76 —коэффициент, учитывающий угол наклона усилия к во-
локнам древесины а = 43°46' (табл. 12, § 6 по интерпо-
ляции) ;
по изгибу болта
п • 250 У2 V/гГ=3 • 250 • 2,42К~0?76 = 3770 кг.
Найденные величины превышают наибольшее усилие в раскосе
D' = 3700 кг.
Металлические накладки прикрепляются к раскосу четырьмя глуха-
рями d =2 см; 1 = 12 см — по два глухаря с каждой стороны раскоса.
Несущая способность прикрепления глухарями накладок к раскосу:
по смятию древесины
80adm=80- 11,2 • 2- 4 =7050>3700 кг,
где я = / — 8„ =12—0,8=11,2 см — длина защемления глухаря в
древесине;
Зн =0,8 см — толщина накладки;
т = 4 —число глухарей;
по изгибу нагеля
250(72/га=250 • 22 • 4 = 4000>3700 кг.
Стальные накладки. Накладки рассчитываем на растяжение и сжа-
тие с учетом продольного изгиба из плоскости фермы.
Сечение накладки 0,8 • 8,0 см.
Площадь сечения
^бр =0,8 • 8=6,4 см2;
FHT =6,4—2,5 • 0,8=4,4 см2.
Гибкость накладки из плоскости фермы
, 10 32,6
х ~ 0,289 • 8Н “ 0,289 • 0,8 ~ < 5°’
где /о=46,5-О,7=32,6 см—расчетная длина накладки при расчете на
продольный изгиб, считая один конец накладки защемленным (НиТУ
121-55, п. 74).
Коэффициент продольного изгиба при =141 (см. рис. 5) <р = 0,356.
Проверяем несущую способность накладки:
по прочности
m/?F„T=2100 -4=9230> 0,5 Ь' = 1850 кг;
по устойчивости
тср/?/7бр=0,356-2Г00-6,4=4800>1175 кг.
Средний узел К нижнего пояса (рис. 152, б)
Стойка ЕК при расчетном усилии У2 =0,9 т прикрепляется к узлу
нижнего пояса двумя глухарями d=2,0 см, 7=12,0 см.
Каждый раскос с расчетным усилием, равным О'=3,7 т, прикреп-
ляется четырьмя такими же глухарями (см. расчет узла С). В узле К
310
По 1-1
Рис. 152. Детали узлов:
’—конькового узла Е\ б—среднего узла К нижнего пояса; 1—шайба; 2—стальная накладка;
3—горизонтальные связи; 4—стальные накладки; 5—глухарь; 6—вертикальные связи.
осуществляется стык нижнего пояса при помощи накладок и верти-
кальных фасонок.
Длина швов для прикрепления уголков к фасонкам определена
в расчете опорного узла А (стр. 307).
Коньковый узел Е (рис. 152, «)
Прикрепление стойки EF назначается конструктивно. Стык блоков
верхнего пояса выполняется аналогично конструкции такого же стыка
в узле С.
Общий вид стропильной фермы изображен на рис. 153.
Краткие указания по изготовлению конструкций
Верхние клееные пояса ферм изготовляются из пиломатериала II и
III качественных категорий с влажностью не более 15%.
Пиломатериал III категории используется в средней части сече-
ния пояса по высоте (см. рис. 148). Верхние и нижние доски пояса по
высоте 0,1 h (но не менее двух досок в каждой зоне) должны быть из-
готовлены из пиломатериала II категории.
Для раскосов и стоек фермы, загруженных при растяжении не бо-
лее чем на 70%, применяется древесина II категории.
Доски по плоскостям склеивания должны быть чисто остроганы на
станках.
В случае использования для поясов короткого пиломатериала в
верхней и нижней зонах пояса доски должны стыковаться «на ус» с дли-
ной стыка не менее десятикратной толщины доски или на зубчатый шип
(§ 6, стр. 28 и 29).
В средней зоне пояса (по высоте) стыки досок осуществляются
впритык.
Расстояние между стыками смежных досок должно быть не менее
20 толщин стыкуемых досок. В одном поперечном сечении допускается
стыковать не более 25% всех досок и не более одной доски в наиболее
напряженной зоне.
Для склеивания досок рекомендуются водостойкие фенолформаль-
дегидные клеи КБ-3 или СП-2.
Для получения сплошного слоя пароизоляции полоса толя заранее
прикрепляется к прогонам снизу. После устройства подшивки края по-
лосы отгибаются и на них сверху наклеивается на мастике слой толя,
укладываемый между прогонами (рис. 142,6).
Строительный подъем стропильной фермы должен выполняться
в соответствии с. рис. 153, а.
Коэффициент собственного веса
1000 -g' 1000-15,7 —
Лс'в = (140.27-' 100) 24 =2’72<3’0’
где g'c B=12,9-f—2,8= 15,7 кг!м2 —собственный вес стропильной
фермы, согласно запроекти-
рованным размерам;
.^ =71,37+60,2 1-8,7=140,27 кг!м2 —собственный вес покрытия ио
фактическому расходу мате-
риалов;
р”л =100 кг!м2—нормативная снеговая на-
грузка.
.Мероприятия гю химической защите древесины указаны в табл. 3.
312
Ц - ------------------------------------------------------------24000/2---------
6
Рис. 153. Сегментная клееная ферма:
«--разбивочная схема фермы; б—общий вид фермы.
4000-
Таблица 3
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Доски защитного косого насти- ла и бруски обрешетки кровли Прогоны и верхние грани верх- них поясов ферм Обработка в горяче-холодных ван- нах 3%-ным водным раствором фто- ристого натрия, продолжительностью 1 час каждая Обработка пастами марки Юв (предпочтительно силикатобмазкой)
Подшивка из досок
Мауэрлаты
Сверху сухое антисептирование
фтористым натрием из расчета 150 г
на 1 ш2 подшивки, а снизу (со сто-
роны помещения) двукратная обра-
ботка огнезащитно-антисептическим
раствором
Обработка пастами марки 200
с гидроизоляцией со стороны яри-
легания к каменной кладке
Концы верхних поясов ферм в
опорных башмаках
То же, с прокладкой толя со
стороны прилегания к башмаку
Все элементы цокольной части
светового фонаря со всех сторон
Обработка пастами марки 100
(предпочтительно силикатобмазкой)
Подоконный брус светового фо-
наря со всех сторон
То же, пастами марки 200
Показатели расхода материалов
Таблица 4
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию покрытия (6x24 я)
Показатели Единица измерения Ферма Связи, отнесенные к 1 ферме Каркас фонаря и его стенки Прогоны Настил R Всего i
Древесина То же, (на секцию) приведенный м3 2,67 0,51 2,98 3,84 7,58 5,26 17,58 12,20
СЛОЙ см 1,85 0,35 2,07 2,67
Сталь (на То же, на секцию) I jh2 плана кг 496,4 3,43 148 1,03 -Г — __ 644,4 4,46
Вес элементов конструк- ции (на секцию) То же, на 1 я2 плана . 1832 12,9 405- ' 2,80 2312 16,07 1920 13,3 3790 26,3 10257 71,37
314
ПРИМЕР 9. ПОЛИГОНАЛЬНАЯ БРЕВЕНЧАТАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ
(С ЛИСТОВЫМИ ШАРНИРАМИ В УЗЛАХ)
Запроектировать утепленное покрытие над зданием вагонного депо
на три пути нормальной железнодорожной колеи. Размеры здания по
осям стен: в поперечном направлении 23,0 м, в продольном 52,0 м.
Район строительства—западные районы Украины (2-й район снеговой
нагрузки). Материалом для конструкций служат: кругляк сосновый
местной заготовки влажностью до 25% (бревна, пластины, обзольные
брусья), болты, круглая и полосовая сталь марки Ст. 3. Кровля из ру-
лонных материалов. Фонарь верхнего света продольный на половине
пролета фермы. Изготовление конструкций построечное.
Выбор конструктивной схемы покрытия
При наличии круглого леса и построечном способе изготовления
проектируем несущие ферменные конструкции с лобовыми упорами
и врубками в соединениях.
В наиболее ответственных узлах ферм, имеющих присоединения
растянутых элементов, применяем листовые шарниры на нагелях. Нали-
чие листовых шарниров в узлах препятствует появлению дополнитель-
ных напряжений изгиба в панелях нижнего пояса при просадке ферм и
обеспечивает центральную передачу продольного усилия. В силу этого
высококачественная древесина элементов нижнего пояса лучше исполь-
2
Рис. 154. Схема покрытия:
а—план по /—/; б—разрез 2—2;
в—разрез 3—3; /—прогоны;
2—фермы; 3—горизонтальные
связи; 4—вертикальные связи.
d 3.7 1 3,2
зуется на центральное растяжение. В расчете соединений пояса коэффи-
циент условий работы на растяжение при наличии ослаблений может
быть повышен ориентировочно дотр=0,9 вместо 0,8 по НиТУ.
Очертание фермы выбираем полигональное, вписанное в дугу кру-
га (рис. 154,6), как обеспечивающее наиболее благоприятное распреде-
ление усилий в элементах фермы — наименьшие усилия в решетке при
растянутых стойках и сжатых раскосах, а также равномерную работу
поясов по длине пролета.
315
Размещение ферм принято в соответствии с планом здания: через
6 м между осями ферм и на расстоянии 5 м от торцовых стен.
Наличие местного лесоматериала позволяет принять деревянную ос-
нову для кровли в виде двойного настила из досок, укладываемых по
стропильным ногам из брусков и по прогонам из обзольных брусьев.
Кровля устраивается из двух слоев руберойда по одному слою перга-
мина, наклеенных на тугоплавкой мастике вследствие большого угла
наклона (а =26°40') крайних панелей верхнего пояса фермы. Над сред-
ними панелями возле торцовых стен здания и на фонаре может быть
применена обычная мастика. Кровля наклеивается на косой защитный
настил из воздушно-сухих антисептированных досок сечением 1,6X10 см.
Рабочий настил выполняется из брусков 5\5 см, расположенных через
25 см.
Термоизоляционный слой принимается в виде плит из минерально-
го войлока общей толщиной 8 см. Пароизоляция из одного слоя перга-
мина расположена непосредственно под термоизоляцией.
Стропильные ноги сечением 7\12 см размещены через НО см с
учетом ширины минераловатных плит (2><50—-110 сж). Нижняя под-
шивка по стропильным ногам сделана из строганых досок толщиной
1,9 см, сплоченных вчетверть.
Для защиты от гниения ограждающих конструкций покрытия пред-
усматривается вентилирование внутренней полости крыши через про-
духи. Входные и выходные отверстия вентиляционных продухов защи-
щаются сетками и сливными фартуками от попадания в них искр и
дождя. Полость разбивается несгораемыми, но воздухопроницаемыми
диафрагмами (например, шлаковыми) на отсеки площадью до 50 м2
для локализации распространения огня при пожаре.
Конструкция крыши представлена на рис. 155, в.
Фонарь запроектирован с вертикальным остеклением, общей высо-
той /гфОн = 3,2 м со стойками из круглого леса и подкосами из плас-
тин.
Связи жесткости по верхним поясам осуществлены в виде метал-
лических крестов из круглой стали, поставленных на расстоянии 18 м
друг от друга; вертикальные связи — в виде раскосов из бревен и схва-
ток из пластин, расположенных в плоскости средних стоек фермы и
фонаря.
На рис. 154 показаны план и разрезы покрытия.
Определение общих размеров фермы
Для обеспечения необходимой жесткости принимаем высоту фермы
по НиТУ
h=~ -1 = -~ -22,30=3,70 м.
о о
Панели нижнего пояса: средние—по 5,60 м- крайние—по 5,55 м.
Панели верхнего пояса (горизонтальные проекции): средние —
по 2,80 м\ крайние — 3,45 м и 2,10 м.
Высота фермы в четверти . пролета определяется из условия
расположения центра узла III на дуге круга, проходящего через конь-
ковый и оперные узлы фермы (рис. 155, а и г)
/М = - л L j 2- (R—h) = р/ 18,62— (--------5,55)“-
— (18,6—3,7) =2,80 м,
316
где
5 5 1
R = -у I = -g- -22,30=18,60 м —радиус круга при h = -g- I;
Xi/ =5,55 м—абсцисса узла III верхнего пояса.
Расчетную длину раскосов определяем как расстояние между цен-
трами соответствующих узлов фермы
/б-7= /2,102+1,742 =2,73 м;
= U-w = УД80^,252=4,29 м.
Углы между элементами решетки и поясами (с округлением до 10'):
1 74 1 74
°9 = arc tg~—=26°40z; а2 = arc tg -=39°40z;
^71 U
а3=90°— а2 =50°20,; а4=90°— a5=40°40z;
. 3,25 лпооп/ + 3,70—2,80 ПО1П/
= arc tg——- =49 20; ае = arctg---=9°10z;
а7 = а4 а2 =66°20z.
Длину панелей верхнего пояса находим по их проекции на горизон-
таль
. 3,45
/1-6 =---кгзттъ =8,86 м;
cos 26 40
1 2’10 ОПГ
/2-7 =---„gO4r,/~ =2,35 м;
cos 26 40z
/ 1 2,80 9 Q,
/3-8 = /4-10 = ---Д01 c,/_=2,o4 m.
cos 9 10
Разбивочную схему фермы (рис. 155, г) получим из расчетной при-
данием , последней строительного подъема в среднем узле VI нижнего
пояса
Лтр = 2осГz^12 см'
а также в промежуточных узлах IV и IV' из расчета
А 1
/ _/ Т -19. 2’80_О
У 1 у стр д 12 9 см-
Кроме того, в разбивочной схеме фермы указаны эксцентриситеты
присоединения раскосов 8—9 и 9—10 к узлу V.
Расчет ограждающих элементов покрытия
Нагрузки
Подсчет нагрузки от собственного веса крьпп" приведен
в табл. 1.
Рис. 155. Полигональная ферма покрытия:
«—расчетная схема фермы; б—пояеречный разрез покрытия; в—деталь крыши: «—разбивочная схеме фермы: /—трехслойная рулонная кровля;
2—косой защитный настил 16 мм; 3—бруски 50V50 через 250; 4—стропильные ноги 70V120 через 1100: 5—плиты из минеральной ваты толщи-
ной 80; б—пароизоляция из одного слоя пергамина; 7—подшивка из досок 19 мм вчетверть; 8—входное отверстие продуха; 9—выходное отверстие
продуха: 10— связевой тяж.
Таблица 1
Нагрузка от собственного веса крыши________________
Элементы крыши Норматив- ная нагруз- ка в кг!м? Коэффици- ент пере- грузки Расчет- ная на- грузка в кг1м?
Трехслойная рулонная кровля Защитный настил толщиной 1,6 см (0,016-500) Бруски обрешетки 5X5 см через 25 см 10 8 1,1 1,1 11 8,8
/5 - 5-500) 5 1,1 5,5
\ 25 • 100 / - - Стропильные ноги 7X12 см через ПО см
/7 • 12 50Г)\ 3,8 1,1 4.2
\ 110-100/
Плиты минераловатные жесткие общей толщи- ной 8 см при у = 400 кг/м3 (0,08-400) Один слой пергамина Подшивка 1,9 см (0,019-500) .... 32 2 9,5 1,2 1,1 1,1 38,4 2,2 10,5
Итого р-И = £кр = 70 ^Кр ~ =80 кг/м2
Относя нагрузку к 1 м2 плана покрытия и считая ее равномерно
распределенной по всей площади плана, получим расчетную величину
нагрузки от собственного веса крыши
Ар = £кР • 7^-=80 • 1,07=85 кг/м2,
и ^н.п
где Lu.n—длина нижнего пояса;
. А 1 . ,
Ьв.п —полная длина верхнего пояса при -у = у, равная 1,07 LH,„.
Собственный вес прогонов предварительно при сечении 2Х15X20см
и расстоянии между прогонами, равном 2,80 м, получим:
нормативный
р-и =
Ь пр
расчетный
Расчетная нагрузка
ну покрытия
2-0,15-0.20 кпп 1П , ,
•500=10 кг/л2;
2,80
gnp=10 • 1,1 = 11 кг/м2.
от веса крыши с прогонами, отнесенная к пла-
gKp + gnP=85+11=96 кг/л2-
Нормативная снегова/я нагрузка для 2-го района
/’сн = 70 кг/м2 плана покрытия.
Расчетная снеговая нагрузка при п =1,4
Ан =70- 1,4=98 кг/л2.
В покрытиях с неодинаковыми высотами отдельных его частей на
пониженных частях крыши снеговая нагрузка умножается на коэффи-
циент с=1,4 (приложение 2, табл. 2, рис. 264).
319
Определяем собственный вес фонаря. Вес каркаса фо-
наря принимаем равным 2,0 kzIm3 объема фонаря; при высоте фонаря
Афон=3,2 м получим нагрузку, отнесенную к плану покрытия:
нормативную
2,0 • 3,2=6,4 кг/м2-,
расчетную
^Фон =6,4 -1,1 =7,0 кг!м2.
Вертикальная остекленная стенка фонаря, состоящая из переплетов
и приборов для их открывания, прогонов, ходовых досок, карниза и
нижней глухой части стенки, ориентировочно весит около 30 кг!м2.
Тогда при размерах стенки 3,2X6,0 м2 сосредоточенный груз от ве-
са стенки в узле III:
нормативный
Р«т =30-3,2-6,0=576 кг-,
расчетный
Рст=576 • 1,1=633 кг.
Действие ветров ой нагрузки учитывается в расчете фонарной
надстройки.
Нормативная ветровая нагрузка на высоте 20 м для 1-го района
(приложение 3)
Q^=40 кг/л2;
расчетная ветровая нагрузка при /г=1,2
Q pz=40 • 1,2=48 кг/м2.
Усилия от ветровой нагрузки определяются с учетом аэродинамичес-
ких коэффициентов k по табл. 2 того же приложения. Схема ветровой
Рис. 156. Схема ветровой нагрузки на покрытие и аэродинамические
коэффициенты k.
нагрузки с коэффициентами k приведена на рис. 156. Усилия
W—Qw • И • Fw направлены перпендикулярно к расчетным участкам
крыши и фонаря. Здесь Fw—площадь участка крыши, соответствую-
щего точке приложения усилия IF.
320
Прогоны
Прогон над узлом II. Выполняем прогон из двух обзольных брусьев,
расположенных параллельно друг другу и шарнирно опирающихся на
фермы.
Расчетный пролет прогона / = 6,00 м,
Нагрузки на прогон, отнесенные к плану покрытия (кг/м2)'.
нормативные
^кр 70
Собственный вес крыши .... Cus а = 0 8§Т =78,3;
» » прогона ...........................10,0;
Снеговая нагрузка на пониженной части крыши Р"н -с =70- 1,4=98,0
Нормативная полная нагрузка ...............186,3 кг/м1
расчетные
г
Собственный вес крыши и прогонов «100,0
Снеговая нагрузка на пониженной части крыши . . 98,0. 1,4=137,5
Расчетная полная нагрузка ................ 237,5 кг/.и2.
Скатная составляющая нагрузки воспринимается жестким основа-
нием кровли, а прогиб прогона происходит лишь в перпендикулярном
к скату направлении.
При этом погонная нагрузка qap на прогон определяется как дав-
ление двухпролетной стропильной ноги на среднюю опору В, умножен-
ное на cos «1 = 0,894 и отнесенное к 1 пог. м длины прогона (рис. 157).
Пренебрегая неразрезно-
стью стропильной ноги, нахо-
дим: расчетную нагрузку
,„„=237.5 X
Х0,894 = 588 кг/м;
нормативную нагрузку
q/ip =186,3^^-°
Х0,894 = 462 кг/м
Рис. 157. К расчету прогонов:
/—стропильная нога; 2—верхний пояс фермы; 3—
стенка фонаря; 4—прогон над узлом III; 5—прогон
над узлом II.
Изгибающие моменты:
от расчетной нагрузки
М =0,125 • 588 • 62=2650 кгм;
от нормативной нагрузки
М* =0,125 -462- 62=20 80 кгм.
Требуемый момент сопротивления двух брусьев
И7Тр
__М_
/Ии/?и
265 000
1,15-130
1772 см3.
Здесь ти = 1,15—коэффициент условий работы на изгиб для брусьев
сплошного прямоугольного сечения с размерами сторон
К
15 см и более при —< 3,5.
21—409
321
h 7
Задаваясь отношением высоты прогона к его ширине — §
получим (при Л=1,4 Ь)
_2-1,42-63 3 , ./'1772~6~ ,.л
м/тр — --------=1772 см3; Ь= !/ -л—ч~,о =14,0 см
6 2-1,42
и
А=1,4 • 14,0=19,6 см.
Ближайшее сечение прогона по сортаменту 2X15X20 см.
Требуемый момент инерции при предельном прогибе
_1_
200
/тр “ 48
МН
Е
Г 5 208 000 • 600
f 48 К.)5
200 = 26 000 см*
Принимаем сечение 2X18X22 см с моментом инерции
2 • 18 • 223
I =----------=32000 >26000 см*
и моментом сопротивления
1Г = = 2905 > 1772 см3.
6
Некоторое недоиспользование несущей способности прогона в дан-
ном случае является полезным, поскольку нагрузку на прогон мы при-
няли уменьшенной, пренебрегая неразрезностью стропильных ног.
Прогон над узлом III. На прогон действуют следующие нагрузки.
Нагрузки, отнесенные к плану покрытия (кг/м2):
Со стороны панели II—III:
нормативная полная
расчетная »
Со стороны панели III—IV:
237,5
собственный вес крыши
вес каркаса фонаря
снеговая
нормативная полная
70,0
0,987
= 71,0
6,4
70
147,4 кг/м2
Расчетная полная нагрузка
g= GW +6,4 ’ 1’1+70 ’ 1’4=-Н86 кг/м2 .
ес стенки фонаря, передан щийся через стойку на прогон:
нормативный
расчетный ^->-3.6»
322
Расчетная схема прогона дана на рис. 158, а.
Поскольку прогон сшит гвоздями с покрытием, прогиб его возможен
лишь в направлении, перпендикулярном к панели II—III фермы. Вслед-
ствие этого при определении расчетной нагрузки на прогон вводится
множитель cos аг =0,894.
Сбор нагрузок на прогон делаем в соответствии со схемой рис. 158,6.
Равномерно распределенная
нагрузка:
нормативная
+ = 186,3 • 0,5 • 2,10 • 0,894=
= 175 кг/м;
расчетная
q =237,5 -0,5 -2,10 -0,894=
= 223 кг/м.
Сосредоточенная сила Р=
— G cos ар’
нормативная
рн=(147,4-0,5-2,8-3+
+ 288)0,894=810 кг;
расчетная
Р=( 186 -0,5 -2,8-3+
+ 316)0,894=982 кг.
P-Gcosc(f-982f<z
К
Рис. 158. К расчету прогона
над узлом III:
а—расчетная схема прогона; б—к сбо-
• ру нагрузок на прогон.
Изгибающий момент определяем по формуле
М=0,125 qP +0,25 РР.
от нормативной нагрузки
М" =0,125- 175 62+0,25 • 810 • 6= 2002 кгм-
от расчетной нагрузки
Л4=0.125 • 223 • 62+0,25 • 982 • 6=2476 кгм.
Полученный момент близок к вычисленному выше (Л4=2650 кгм'),
поэтому принимаем сечение 2X18X22 см такое же, как и прогона с
узле II.
Прогон на прочность не проверяем,так как
/И =2476+2650 кгм.
Проверка жесткости дает (см. приложение 16, схемы 1 и 2)
f __ 5 7Н/3 , РНР = 5 1,75-6003 L 810-6G02
I ~ 384' ‘ Е! ' 48+7 ~ 384 ’ 105-32000 ' 48 • 105 32000
_ 1 1_
~ +90 +00 ’
2i*
Действительный вес прогонов сечением 2X18X22 см на покрытии
вне фонаря (по рис. 157)
нормативный
н 2 • 2 • 0,18 • 0,22 _п. /2
=-------=-z------500=14,2 кг!м2\
Э.ОЭ
расчетный
gnP = 14,2 1,1 = 15,6 кг!м2.
Статический расчет фермы
Нагрузки
Для определения собственного веса фермы принимаем &с.в=3,5
(см. рис. 36, схема 7).
Собственный вес фермы определяем по формуле (48)
Здесь gH—нормативная нагрузка, действующая на ферму, за ис-
ключением собственного веса фермы; в эту нагрузку входит вес связей
k(g“ ), который принимаем приближенно
д" — 0,5д1.
OCR3
Нагрузки, входящие в , отнесенные к 1 м2 горизонтальной проек-
ции покрытия (кг/м2):
Собственный вес крыши с прогонами . . (70+10) 1,07=85,6
6,4-2,8-4
Вес каркаса фонаря....................... .........2 ~3--=
. 2 576 _ о R
» стенок фонаря .................. 2‘ДГ~6 —
» связей горизонтальных и вертикальных . . . 0,5^ф
Снеговая нагрузка ............................ 70
Г =Ь7,4+0,54
Подставляя это значение g" в уравнение (III) и решая его относи-
тельно gj , ПОЛУЧИМ (при &с.в =3,5)
1обб “=14>8 кг/л<2’
3,5-22,3 ’5
Расчетное значение
£ф =14,8- 1,1т=^16,0 кг/м2
и
gcn3 =0,5-16^8,0 кг/м2.
Определение узловых нагрузок. Все нагрузки считаем приложен-
ными в узлах верхнего пояса, в том числе собственный вес фермы со
связями.
Узловые нагрузки включают в себя: нагрузки, равномерно рас-
пределенные по грузовым площадям узлов, и сосредоточенные силы.
324
Грузовые площади узлов верхнего пояса (.и2):
Узел I . . . F'l =0,5 • 3,45 • 6=10,35
» П ;................................ Fu=0,5 (3,45+2,10) 6=16,65
» III ............................... Fm=Ful (часть вне фонаря) +
+ Fjjj (подфонарная часть) =0,5 • 2,10 • 6+0,5 X
X 2,80-6=6,30+8,40=14,70
» у ............................... Fy =0,5 (2,80+2,80) 6=16,80
» VII ................................Fvn=Fv =16,80
Расчетная равномерно распределенная по плану покрытия нагруз-
ка вне фонаря от собственного веса (кг/м2):
80 80
кРыша .......................................= ода = ’
Прогоны ..........................................15,6
Ферма .............................. 16,0
Связи ............................:.. 8,0
Итого 129 кг/м2
Расчетная равномерно распределенная по плану нагрузка на участ-
ке с фонарем (кг/м2):
80 80
КРыша ... с+Га;= 0+87 =81’*
Прогоны на фонаре .................................11,0
Ферма и связи .....................................24,0
Каркас фонаря . . . . 7,0
Итого 123 кг]м2
Расчетная сосредоточенная нагрузка от стенки фонаря в узле III
Р ст=633 кг.
Определяем узловые нагрузки от собственного веса (кг):
Узел I . . . .
» II ...
» III .............
» V ....
» VII .
Для определения наиболь-
ших усилий в стержнях фермы
при наличии фонаря снего-
вая нагрузка учитывается
в трех вариантах (рис. 159):
а) равномерная односто-
ронняя снеговая нагрузка на
половине пролета;
б) неравномерная снеговая
нагрузка по всему пролету;
в) равномерная снеговая
нагрузка по всему пролету.
Узловые нагрузки получаем
умножением грузовых площа-
дей на соответствующие им ин-
. Gi =10,35-129=1335
. Оц =16,65 • 129=2150
. G[ji= Gyj т Gjjj+ Рст=
=6,30 129 + 8,40 • 123 + 633= 2480
.Gv =16,80-123=2070
. Gvn=Gv =2070
Рис. 159. Схемы снеговых нагрузок:
а—равномерная односторонняя; б—неравномерная
по всему пролету; s—равномерная по всему про-
лету.
генсивности снеговых нагрузок.
Вычисление узловых нагру-
зок от снега и построение диа-
грамм усилий делаем только
для загружений а и б, так
как усилия от нагрузки в могут быть получены суммированием уси-
лий в симметрично расположенных элементах ферм от нагрузки а.
325
Величины узловых нагрузок для загружений а и б приведены в
табл. 2.
Таблица 2
Узловые нагрузки от снега
Узлы Грузовая площадь в м2 Снеговая нагрузка в кг/м2 Узловая нагрузка в кг
а б а б
I 10,35 98 1,4 • 98=137,5 Pi =1016 1422
II 16,65 98 1,4 • 98=137,5 Рп =1615 2290
III 16,30 18,40 98 98 1,4 • 98 = 137,5 0,6 • 98= 58,8 Рн =1618 ш 1824 1865 1494
0,6 • 98 = 58,8 1442 1359
V 16,80 98 Pv = 1650 988
18,40 98 0,6 • 98= 58,8 Руп= 825 494
18,40 0 0,6 • 98= 58,8 0 494
V' 16,80 () 0,6 • 98= 58,8 0 988
пг /8,40 0 0,6 98= 58,8 0 494
(6,30 0 98 0 618
II' 16,65 0 98 0 1635
I' 10,35 0 98 0 1016
Определение усилия в стержнях фермы. Диаграммы усилий и узло-
вые нагрузки для трех случаев загружения (снег а и б и собствен-
ный вес) приведены на рис. 160.
Рис. 160. Графическое определение усилий в элементах фермы:
<7—расчетные узловые нагрузки на ферму; б—диаграмма усилий от снеговой односторонней
нагрузки слева 1; в—диаграмма усилий от неравномерной снеговой нагрузки по всему проле-
ту 2; г—диаграмма усилий от собственного веса покрытия .3.
Необходимые для построения диаграмм усилий величины опорных
реакций А и В вычислены по формулам
И А = ЪР-В.
326
Расчетные усилия сведены в табл. 3.
Таблица 3
Усилия в стержнях фермы в кг
Элементы фермы Стержни Собственный вес Снеговая нагрузка Расчетные усилия в ki
равномерная неравномерная + —
СЯ CQ <9 Ч О гО И СХ с полная максималь- ная слева максималь-! ная справа |
Верхний пояс /— 6 2— 7 3— 8 4—10 -17050 —15280 -13750 -13580 -8540 —7210 —6460 —4960 -3650 -3650 -3400 —4960 -12190 -10860 — 9860 - 9920 -10900 — 9150 — 8200 — 7580 —9920 —+480 -7800 -7510 О1=29240 Ог=26140 Os=23610 04=23500
Нижний пояс 5— 6 5- 9 + 15200 + 14380 +7530 + 6190 + 3370 + 4200 + 10900 + 10390 + 9750 + 8200 + 8830 + 8000 £4=26100 £4=24770
Раскосы 6— 7 8— 9 9—10 -2080 —1200 —1450 -1500 + 300 —2050 0 — 1310 + 1000 - 1500 — 1010 — 1050 -2150 - 120 -1000 -1500 - 450 — 710 — Dj= 4230 О2= 2510 D3= 3500
Стойки 7— 8 10—10 + 2270 +2350 + 760 + 800 + 990 + 800 + 1750 + 1600 + 1500 + 1340 + 1280114=4020 +13401^2=3950 —
Опорные реакции 9070 9070 4926 1642 1642 4926 6568 6568 6400 5400 5400 6400 — 4=15638 5=15638
Расчет элементов фермы
Верхний пояс (1—6)
Расчетное усилие сжатия Oj=29240 кг.
Принимаем коэффициент продольного изгиба © =0,5 (с запасом).
Требуемая площадь сечения пояса
и диаметр в середине панели I—II
j |/ +49 4 ,,
d — I/--------==z+ см.
Г 3,14
Принимая раскладку бревен при изготовлении фермы по схеме рис.
161, получим необходимый диаметр в отрубе возле узла III
d0 =24—1 [2,28-k ^20 см.
Тогда расчетные диаметры:
в середине панели II—III
<4=20+=21,2 см;
в середине панели I—II
(Zi=20+( 2,35+ =24,3 см-
Соответствующие им гибкости панелей
дольного изгиба
пояса и коэффициенты про-
tp! =0,66,
где г=0,25 • d— радиус инерции круглого сечения.
Расчетные площади сечений пояса в середине панелей И—Ill и I—II
р 3,14'2.1,22 „
г2= —— ---------=353 см2;
3,14-24,32
Г ------------=464 см2.
1 1 4
Проверяем пояс на продольный изгиб:
О2=26140 < тс F2=l • 0,84- 130-353=38500 кг;
<+=29240 < тс 74=1 • 0,66 • 130 • 464 =39800 кг.
328
Нижний пояс (5—6)
Расчетное усилие растяжения /+=26.100 кг.
Примем, что площадь ослаблений составляет около 25% от
^бр^осл =0,75).
Требуемая площадь сечения пояса брутто
р — 26100 2
тр ^осл-ОТр-Рр ’ 0,75-0,9- 100 —1387 СМ ’
где тр =0,9 — коэффициент условий работы на растяжение для элемен-
тов с листовыми шарнирами, имеющих ослабления.
Принимаем элементы нижнего пояса в виде квадратного бруса
22\22 см с обзолами, выпиливаемого из бревна d0 =24 см в отрубе
с минимальной площадью (по приложению 9)
+р =430,6 см2-
Для проверки принятого сечения необходимо знать площадь ос-
лаблений, а следовательно, рассчитать соединение.
Расчет соединения с листовым шарниром на нагелях из круглой ста-
ли. При квадратном сечении пояса со стороной h=22 см оптимальным
диаметром нагеля в соединении с листовым шарниром является
dK = h = 22=2,45 см.
В целях уменьшения ослабления сечения пояса* принимаем ближай-
ший меньший диаметр dH =2,2 см.
Несущую способность нагеля в данном соединении на один срез
определяем по формуле (30)
Т„ =(200+25 a)d2= (200+25-5)2,22= 1575 кг.
Здесь
h 22
а== М" = ^2У=5 (см-§6’ стр- 34Г
Необходимое количество двухсрезных- нагелей в соединениях
стержня (5—6') с узлами I и IV
26100 Q
В = ’2Л; "Г№ =8’27~8 шт'
При ширине
толщина ее
бп =
полосы листового шарнира Ьа =20 см;
Ui
mRb„r
26100
1-2100-15,4
=0,807 c.w^8 мм,
где &ш = 20—2-2,3=15,4 см — ширина нетто за вычетом отверстий
(/=2,3 см для двух нагелей (/и =2,2 см.
Проверка сечения нижнего пояса. Площадь сечения брутто
ДбР=430 см2 .
329
Площадь ослаблений прорезью и нагелями
Foe;, =0,8 • 22+2 • 2,2(22—0,8) = 17,6-f-93,2= 110,8 сл+
Площадь сечения нетто
F„T = F6p — /+.,=430,0—110,8=319,2 см2.
Проверяем пояс на растяжение
61=26100 кг </пр/?р FHT =0,9-100-319,2=28700 кз,
где flip =0,9 — коэффициент условий работы на растяжение при наличии
ослаблений, принятый в соответствии с изложенным
на стр. 315.
Раскосы
Диаметры раскосов назначаем конструктивно: d0 =18 см в отрубе
(в узлах IV, VI и IV'), исходя из удобства выполнения узловых сое-
динений.
Проверяем на продольный изгиб раскос (8—9) с наибольшей дли-
ной 4—9=429 см и усилием £>з = 3500 кг. Для сечения в середине длины
4 29
раскоса dp =18-1---—=20,1 см при гибкости
I 429
А — у — 0,25.=86 <Хмакс = ] 50
получим
£>3=3500 кг<отс Fc <рДРасч = 1 • 130-0,42-317=17300 кг,
где «=0,42—коэффициент продольного изгиба, взятый по рис. 5.
Диаметры круглой стали для стоек определяем из расчета на ра-
стяжение
Уг=4020 <ттгР R FHT =0,8-2100—>
и 4
где тР =0,8—коэффициент условий работы, учитывающий понижение
прочности стали при наличии нарезки.
Отсюда требуемый диаметр нетто стойки
,тр^ 1/ 402СГ;4
Н1^ * 0,8-2100-3,14 ~1,7° СМ'
По приложению 12 принимаем ближайший больший диаметр брут-
то б?бР = 2,20 см, которому соответствует
<+т = 1,875 > 1,75 см.
Расчет узловых соединений фермы
Опорный узел
Основным конструктивным элементом узлового соединения являет-
ся стальная полоса листового шарнира (рис. 162).
При ширине полосы Ьп =20 см толщина ее (Sn ) с учетом ослаб-
ления двумя отверстиями d =2,3 см определится из проверки на ра-
стяжение
+1 = 26100 <rnRFm = \ -2100(20—2 -2,3) ,
По 1-1
Схема узла /
0,‘292е0кг
откуда
2100(20—2-2,3)
Верхний пояс упирается в сварной столик, состоящий из плиты и
ребер.
Площадь плиты назначаем из расчета на смятие торца пояса вдоль
волокон
FTp =
29240
1-130
=225
СЛ2.
KZcm/?cm
Принимаем размеры плиты
/пл = ^пл= V 225 =15 см.
Толщину плиты §пл находим из расчета на изгиб полосы шириной
в 1 см при нагрузке <7=/?см =130 кг!см по рис. 162,6, на котором
130•З2
Alon = —2-----=585 кгсм,
I Qf) . 02
А4ср — —---—585=730 кгсм.
О
Следовательно,
1 • В2
М =730 Ди 1^п.,= 1-2100-------.
6
откуда
й _ 1/730-6 . _
пл ' 2100 ’5 СМ'
Принимаем 8Пл = 1,6 см.
Сварные швы столика проверяем по формуле
М С 0,7 • rnR™lmhm,
где т—коэффициент условий работы, равный 1;
/?уВ=1400 кг!см2—расчетное сопротивление угловых сварных швов
при ручной сварке электродами Э42;
Аш—толщина шва по катету;
/ш—искомая длина шва.
Для швов, соединяющих плиту столика с ребрами, при
А/=29240 кг задаемся Лш=0,8 см ;
, N 29240
получаем ш Qt7mR™ дш = g,7 - 1 • 1400-0,8' =37’4<4(15~1)=56 см-
Для швов, соединяющих ребра с полосой шарнира, при
N= 26100 кг задаемся Аш=0,6 см.
Тогда
/ш = Д7 • 1 • МООНЭГб =44’4<4 • 20=80 см.
332
В последнем случае считаем, что длина шва, удобная для хорошей
проварки, составляет 20 см.
Размеры опорной дубовой подушки получим следующим путем.
Из расчета на смятие определяем ширину подушки а:
А _ 15638
&п^см9о 20-2,0-30 11 СМ’
где Ьл =20 см—ширина полосы шарнира;
/?См9о =30 кг!см2-—расчетное сопротивление смятию поперек волокон
для опорных плоскостей конструкций;
6 = 2,0—поправочный коэффициент на породу для дуба при
смятии поперек волокон.
Принимаем а = 20 см.
Длину опорной подушки принимаем /п =36п =3 • 20=60 см для
обеспечения длины свободных концов подушки не менее длины площад-
ки смятия (6П ) по § 3, табл. 3, п. 5.
Напряжение местного сжатия кладки под подушкой
акл= —13,0 кг^см2 < mR™ =0,8 • 26=20,8 кг!см2
20 • 60
не превышает расчетного сопротивления местному сжатию кладки из
кирпича марки 150 на растворе марки 50 с отношением площадей всего
сечения кладки Ак площади смятия ДСм , равным
Fcm
где
/?см = R V= 18/ 3~=26 кг/см2-,
* СМ
т =0,8—коэффициент условий работы кладки для элементов с
площадью не более 0,3 л/,
R =18 кг!см2—расчетное сопротивление сжатию кладки (по НиТУ
120-55, п. 46, 60 и 78).
Толщину опорной подушки принимаем hn =15 см и проверяем на
изгиб по сечению а—а (рис. 162, а, I—I)
М _ )0.51> _ IS^O^SP =520()0 ксм
Л £
Несущая способность подушки по изгибу
тя kRn IFHT= 1,15 • 1,3 • 130 • 667=129500 > 52000 кгсм,
где тя =1,15—коэффициент условий работы на изгиб для крупных
брусьев;
6=1,3—коэффициент расчетного сопротивления для дуба при
изгибе;
™ (20—2,2) 152 з
Гнт = -----------=667 см—момент сопротивления нетто с учетом
ослабления подушки анкером d, =2,2 см.
333
Проверяем подушку на скалывание при изгибе
Q =5200 <mCKRCK~6cpb =1-1,3 -24 2 ' '20 =6240 кг.
«эбр о
где Q — акла(/п — bn ) 0,5=13 • 20(60—20)0,5=5200 кг —
—поперечная сила в подушке в сечении а—а;
/?ск = 1,3-24 кг/см2—расчетное сопротивление скалыванию для
дуба вдоль волокон при изгибе, принимаемое
равным максимальному по табл. 3 и 4, § 3;
#=й=20 см—ширина сечения;
/бр_ 2hu _ 2 * 15
о о о СМ,
Обр о о
Узлы IV и VI нижнего пояса
В узлах IV и VI при помощи листовых шарниров с нагелями соеди-
няются стержни нижнего пояса (5—6) и (5—9) с расчетными растяги-
вающими усилиями в них (рис. 163)
£А=26100 кг и £2 =24770 кг.
Крепления в этих узлах выполняем такими же, как в опорном узле,
где действует усилие .
Раскосы (6—7) и (8—9) присоединяются к узлу простыми лобовы-
ми упорами в уголок, расположенный в центре узла и приваренный к
верхней стыковой накладке. Тяж стойки (7—8) проходит через отвер-
стия (7=2,3 см в уголке и стыке полос листового шарнира.
Боковые деревянные накладки на гвоздях поставлены конструк-
тивно и служат для удержания раскоса (6—7) во время монтажа
фермы.
В центре узла полосы листового шарнира имеют сварной стык, пе-
рекрытый накладками с двух сторон ’.
Проверяем крепление раскосов к узлам IV и VI. Наибольшее уси-
лие £>!=4230 кг действует в раскосе (6—7).
Площадь опирания раскоса (6—7) и уголок узла IV (рис. 163,6,
2—2)
F = Fo - 2 • F;er - F’er - F"=255—2 • 27,9—15,4—4 • 12=135,8 см2.
При этом пренебрегаем малым углом
3 =90— а4 —45=90—41 —45=4°
между полкой уголка и поперечным сечением 2—2 раскоса (б—7).
Напряжение смятия
4230
7±±j=31,2 </?см = 130 кг/см2.
1оО,о
Напряжение смятия по другой полке уголка не проверяем ввиду
явного наличия запаса прочности.
Наибольшая сдвигающая сила Т, действующая на упорный уголок
7’= макс ( — Dj. cos а4 + О, cos а5) =4230 0,755—1320 • 0,656=2325 кг.
‘ При изготовлении соединения на постройке полоса листового шарнира
мех ст не иметь стыка в центре узла.
334
Схема дзло /V V,= 4020кг
Улор из иголка
с обеих сторон Стык полос
листового uiapHuno
в
Рис. 163. Узел нижнего пояса IV:
проекциях; б—схема узловых креплений; а—аксонометрия стальных частей узловых креплений; а—расчетная
' схема стыка нижнего попса; da— диаметр бревен в отрубе.
где Oj и D2 —усилия в раскосах (6—7) и (8—9) от собственного веса
и неравномерной снеговой нагрузки при ее максимуме
слева:
Ох=—2080—2150=—4230 кг,
D2 = —1200+(—120) =—1320 кг-
Проверка прочности сварных швов упорного уголка при их расчет-
ной длине /ш=2(12—1) =22 см и hw =6 мм
Г=2325< т/?“0,7Лш/ш = 1 • 1400-0,7-0,6-22 = 12930 кг.
Проверяем стык полос листовых шарниров в центре узлов IV и VI.
В стыке действуют (см. расчетную схему стыка на рис. 163, а):
продольная сила
771=26100 кг;
изгибающий момент от силы Уг =4020 кг, распределенной через
шайбу на части длины пролета с=8,0 см при I =15,0 см
с
4
М =
2 2
4020 /15 8\
—ц— — "Г I = 11кгсм.
Л \ 4 Т1 |
Стык перекрыт двумя стальными накладками сечением 10X160 мм
каждая. В накладках имеется отверстие d=2,3 см для стойки (7—8).
Геометрические характеристики сечения в центре стыка
/+=(16—2,3) • 1,0-2=27,4 см2;
= H+zg+Hg^-o.ss)
* нт— —4^,0 СМ , 117
117 _ 24,5-2 _17К з
И'7нт— о о -—17,5 см *
2,о
Напряжение при совместном растяжении и изгибе
/Л М _ 26100 . 11060 _lr_.D Qinn . 2
F„T + W нт 27,4 17,5 -1585<^-21°0 кг1см •
Проверяем прочность сварных швов толщиной /гш=10 мм, распо-
ложенных по контуру накладок.
Длина контура двух накладок с одной стороны от стыка
/к =(2-15+16)2=92 см-
Расчетная длина швов за вычетом 1 см с каждой стороны контура
/ш=[2(15—1) + (16—1)]2=86 см.
Напряжение в швах проверяем по формуле
1 т I QSht _ 26100 . 2010-12,35 _
Д-Г'Си Ь,7АШ/Ш + /нт2-0,7/гш 0,7 • 1,0 • 86 + 24,5 2 • 0,7 • 1,0
= 1157 < R™ =1400 кг!см2,
где
тр —напряжение среза в швах при растяжении;
ти —напряжение среза в швах при изгибе стыка си-
лой Vr ;
336
•tz
гл
,4-8 2
4020
2
=2010 кг—поперечная сила в стыке при изгибе его
" ’силой Ц;
Sht= (16—2,3) 1-0,9=12,35 см3—статический момент нетто сечения
накладки относительно нейтральной
оси.
Узел 111 верхнего пояса
В узле сходятся элементы (2—7) и (5—8) верхнего пояса с усили-
ями О2=—26140 кг и О3=—23610 кг и стойка (7—S) с усилием Ц =
=4-4020 кг.
Сверху на узел уложен прогон из двух брусьев. Узловая нагрузка
Qin= Рт =2480+1442 = 3922 кг (см. стр. 325 и 326) считается рас-
пределенной поровну между соседними панелями и приложенной к их
концам в виде сил =1961 кг. Усилие приложено к концу пане-
ли III—V (рис. 164).
Qui т г
Равнодействующая сил О2 и по плоскости 1—1 определена
графически из многоугольника сил и равняется R =25200 кг (рис. 164,а).
Проверяем прочность соединения на смятие по сечению I—I. Плос-
кость I—I направлена перпендикулярно к усилию R и под углом =
=76°30' к оси элемента (<3—8).
Угол смятия волокон элемента (3—8) усилием R равняется
33 =90—!4=13о30',
а для элемента (2—7)
?2=4°<13о30/.
Площадь смятия по I—1 (на рис. 164,6 заштрихована)
Fcm = 4 - 274ег ~ 2^ег) + И =
= 4 (314,2—2-5,9—2-16,3)4-16-54- • 16 • 3=246,9 см2,
Л о
где Fo =314,2 см2 —площадь сечения при —20 см\
F)ei.=5,9 с.и'“ и F"ei = 16,3 см2— площади стесок при Лрр=1 см и А'р =
= 2 см (по приложению 11);
F„p=16-5=80 см2 —площадь прямоугольника в нижней ча-
сти сечения;
9
F'” = = 16-3=32 см2 —.приближенное значение площади сег-
О
мента в нижней части сечения.
При вычислении площади смятия мы пренебрегли малым углом
(4 =4°) наклона ее к площади поперечного сечения элемента (2—7).
Производим проверку прочности
R 25200 ,ЛГ1 , , .п 1ОЛ ,,
Ю2 кг/см2 </?см = 120 кг/см2,
где/?см=120 кг/см2—расчетное сопротивление смятию древесины под
углом ?3=13°30/ по кривой а рис. 1.
22-409
337
Рис. 164. Узел верхнего пояса (W):
а—силовой многоугольник узла; б—вид сбоку; в—план; /—деревянные накладки; 2 сталь-
ная планка; о- -коротыш; 4—муфта; 5—стальной тяж связей; 6—шайба.
Размеры шайбы для *гяжа </=2,2 см принимаем по приложе-
нию 12:
8Ш —1,1 см; аш — 11 см.
Проверяем верхний пояс на сжатие по ослабленному сечению (II—II).
Площадь сечения нетто
Кнт = Ко — К[ег — 2 • F"er — Кб =
= 314,2—5,9—2- 16,3—[2,2(20—2+20—2 • 2—2,2) + 1,6(20—2 • 2—2,2)]=
= 183,6 см2>0,5-314,2= 157,1 см2 (не менее 0,5 Кбр),
где Fo =314,2 см2; К'сег=5,9 см2; F"er = 16.3 см2
(стр. 337 и сечение I—I рис. 164);
Рб —площадь ослабления сечения болтами и тяжем стойки (7—8).
Несущая способность сечения
mz /?с Fm =1 • 130 • 183,6=23900 кг > Оа =23610 кг.
Крепление к узлу раскосов связей жесткости, состоящих из круг-
лых стальных тяжей, производится при помощи стальной планки 2 и
коротышей 3 (рис. 164,в). Коротыши проходят через отверстия в план-
ке и должны быть рассчитаны на воспринятие усилия Оа в раскосе свя-
зей.
Планка прикрепляется к поясу дополнительно двумя болтами. При
этом составляющая ОЬ воспринимается четырьмя срезами двух болтов
и двух коротышей.
В узле поставлены конструктивно боковые деревянные накладки на
болтах, обеспечивающие жесткость фермы при монтаже.
Коньковый узел VII
В узле сходятся сжатые элементы (4—10) верхнего пояса с уси-
лиями 04=23500 кг и растянутая стойка (10—101) с усилием Й2=
=3930 кг (рис. 165).
Сверху на узел опирается стойка фонаря с усилием
P = GV +PV _(^ф +gCB3)F =2070+1650— (16+8)16,8=3317 кг
(стр. 325, 326). К стойке в плоскости фермы присоединены на болтах
d 16 ТЛ
два раскоса фонаря из пластин см- УЗЛУ> перпендикулярно к
плоскости фермы, примыкают распорка (+=18 см) и раскосы фонаря
(+=16 см), а также стальные тяжи (d = 2,2 см) раскосов связевой
фермы.
Проверяем верхний пояс на сжатие в узле с учетом всех ослабле-
ний
+*- = -=71,7 кг/см2 </??" = 130 кг/см2.
Fur 327,9
Здесь в соответствии с расчетным сечением верхнего пояса в узле VII
по рис. 165 площадь нетто
F0-F'ce[.-2F"e,.-K6 =491—6,6—2-33,4—2,2 • (19+21,8) =
=327,9 см2,
22*
339
где F-o —491 см2 —площадь брутто сечения пояса, диаметр
которого в запас прочности принят d —
= 25 см,- F'cer =6,6 см2 и7?'/ег=33,4 см2
—определены по приложению 11;
F-, =2,2(194-21,8) =89,7 см2—ослабление пояса тяжами </=2,2 см.
Стык элементов верхнего пояса перекрыт деревянными накладка-
ми на болтах, обеспечивающими прочность фермы при монтаже. Свя-
зевые тяжи присоединены тем же способом, что и в узлах III и V.
Расчет элементов фонаря
Наружная стойка
Рис. 166. К расчету стоек фонаря:
/—внутренние стойки фонаря; 4—наружные стойки.
Стойки расположены по длине здания через 3,0 м. Свес карниза
равен 0,5 л. Высота стойки =3,2 м.
Нагрузка от собственного веса крыши и снега, приходящаяся на
стойку по схеме (рис. 166),
. 3(2,804-6,54 «/„р
' ~ 2-2.80
=5,84 7:.Р 5.81 • 186
-1090 кг,
где <7иР = 186 кг/м- (см.
стр. 322).
Вес стенки фонаря
/4т =633 кг (стр. 320).
Расчетное продольное уси-
лие в стойке
Л1=д 4-Рст=10904-633= 1723 кг.
Усилиями ИД, ИД . . Wu пренебрегаем как уменьшающими про-
дольные усилия сжатия в стойках (см. рис. 156).
Давление ветра на 1 пог. м стойки составляет
cjw — Q wk • b =40 1,2 • 0,8 3=115 кг!м,
где Qir=40 • 1,2=48 кг/м2—расчетная ветровая нагрузка;
Л = 0,8—аэродинамический коэффициент по табл. 2,
приложение .3;
Ь=3 м—расстояние между наружными стойками фо-
наря.
Наибольший изгибающий момент от ветра при высоте стойки
=3,2 м
Принимаем стойку d0 =18 см;
/'=254 см2; 117 = 0.1 • </з=0,1 183 =580 смя;
18
г = =4,5 см; гибкость
Лет 320
к = = - - — =
г 4,5
4)41
Проверку прочности стойки на сжатие с изгибом произведем по,
формуле (26):
N , м 1723 , 14740 олг , п
г----г ~ =34,5 < /?с =130 кг см2,
Fm mw sir нт 254 1-0,916-580
где
6_1 '2 N 1 71,12 1723 nmc .
5 3100 ‘ЯсГбр 3100 ' 130-254 °’916 и h
Эту проверку следует рассматривать как приближенную, так как в
ней не учтены ослабления стойки стесками и отверстиями для болтов, а
в нагрузке не учтен коэффициент й = 0,9 дополнительного сочетания на-
грузок.
Точной проверки не делаем ввиду наличия явного запаса прочности.
Раскосы
п . d 16
Раскосы фонаря, выполненные из пластин '2’=^ см длинои
3,80 м, обеспечивают его жесткость в поперечном направлении и вос-
принимают усилия от ветра.
Минимальный радиус инерции пластины (приложение 10)
r=0,1322 • d=0,1322 • 16=2,1 см;
гибкость
х=4т ==18° > 150
превышает предельную для второстепенных сжатых элементов конст-
рукций. Поэтому считаем, что из двух раскосов работает только растя-
нутый элемент.
Давление ветра, действующее на этот раскос (см. схему ветровой
нагрузки, рис. 156),
IF = IF5 + Г12=0,5 • 3,2 • 6 • 48 (0,8+0.6) =645 кг-
При угле наклона раскоса к горизонтали а—43° усилие действую-
щее в раскосе,
n W 645 qqo
cos а 0,732
Конец раскоса возле узлов ослаблен подтеской на глубину Авр=
—2 см и двумя болтами d =1,6 см.
Ослабления сечения:
от стески
Feer = 14,5 см2;
от болтов
F6 = (у “ 2 )1,6 2=19’2 см2’
201
= F6p - Feer - F6 = —2----14,5— 19,2=66,8 см2.
342
Проверяем раскос на растяжение:
=13,2 < mp Rp =0,8- 100=80 кг/см\
Гит 66,8
Несущая способность двух односрезных болтов d =1,6 см, рабо-
тающих в стойке под углом Р=90°—а =90—43=47° и в раскосе
вдоль волокон (рис. 165):
по смятию стойки
2 =2-35- 12- 1,6-0,837=1125 кг,
где
13
ke =0,75+,=0,20=0,837 (по табл. 12, §6);
ои
по смятию раскоса
2 • 80 • а tZ=2 • 80 • 6 • 1,6=1536 кг-
по изгибу нагеля
2(180 rf2+2 а2) =2(180- 1,62 + 2-62) =1066 /сз<2 - 250- 1,62=1280 кг,
где с=12 ел—расчетная толщина стойки d=16 см с двумя подтеска-
ми по 2 см-,
с d 16
«=6 см— расчетная толщина пластины + слг с одной под-
теской в 2 см.
По всем видам сопротивления несущая способность соединения по-
лучилась более расчетного усилия в раскосе .0 = 882 кг.
Указания по изготовлению и монтажу ферм
Для отдельных элементов фермы круглый лес сортируют следую
щим образом:
На нижние пояса ................rf0=24 см I категории
» верхние » ..... .«#o=2Q » II »
» раскосу , , . . . .rfo = 18 » II »
» фонарь и связи .... + = 18—16 см III »
Бревна d0 =24 см пропускают 2 раза через обрезной станок для
получения обзольных брусьев 22X22 см.
Прорези толщиной 8 мм для листовых шарниров в обзольных бру-
сьях выполняются на циркульной пиле, имеющей соответственный развод
зубьев. Полосы листовых шарниров заводятся в прорези, и через от-
верстия для нагелей производится кернование центров отверстий, кото-
рые потом рассверливаются на станке. После рассверловки в прорези
заводятся полосы, которые закрепляются болтами и штырями.
Элементы нижнего пояса с листовыми шарнирами на концах сое-
диняются по длине сварными накладками 1 в одну гибкую цепь, кото-
рая размещается на шаблоне фермы с приданием ей строительного
подъема не менее !/2оо пролета фермы.
Строительный подъем должен превышать возможный прогиб фермы
от рыхлых, усушенных и рабочих деформаций элементов и их соедине-
ний.
Обрезка элементов по длине, выборка врезок и разбивка отверстий
для нагелей производятся по шаблонам, изготовленным с учетом строи-
тельного подъема фермы.
После укладки нижнего пояса собираются верхний пояс и решетка.
1 См. примечание на стр. 334.
?43
Проверка элементов фермы на монтажные усилия
Кантовка фермы может быть осуществлена путем подъема фермы
за коньковый узел. При этом верхний пояс работает как двухпролет-
ная неразрезная балка с пролетами ?«12 м, нагруженная собственным
весом верхнего пояса d=23 см с примыкающими к нему раскосами и
узловыми креплениями
3,14-0,232
' <7 = — ------ 600 • 1,5=40 кг/м.
Здесь коэффициентом 1,5 учтен вес раскосов и узловых креплений.
Изгибающий момент из плоскости фермы в коньковом узле
М =
40-1,1 122
8
= 790 кгм.
Принимая накладки сечением 10X18 см с ослаблением болтом
d = 1,6 см, получим напряжение изгиба в накладке
Л41 79000
3= 9ГИ’ = =144,6~/тги /?и =1 • 1,1 • 130 = 143 кг/см?,
Zlv нт Z ’ 2 / о
где 1Г11Т
102(18—1,6)
=273 щи3 и расчетное сопротивление изгибу
6
при действии монтажной нагрузки /?и =1,1 • 130=143 кг/см2 (§ 3, табл.
3 и 6).
Перед подъемом ферму следует обжать по верхнему поясу двойной
траверсой из бревен d0 =20 см. Строповку траверсы делаем на рас-
стоянии 3,0 м от конькового узла (рис. 167). Стропы направляем под уг-
лом 45° к траверсе.
Считаем, что собственный вес
фермы, за исключением верхнего по-
яса, непосредственно связанного с
траверсой, составляет
о
<?Ф =-й~ 16,0 • 6=64,0 кг/м.
О
Усилие растяжения в первой
панели верхнего пояса
Рис. 167. Строповка и крепление фермы
при подъеме. Расчетная схема к проверке
прочности конструкций при монтаже:
/—стропы; 2—траверса из двух бревен 20 см.
0 64,0 • 5,55
2 sin а.
395 кг,
при
sin <%! = sdn 26°40'=0,449.
Усилие сжатия в нижнем поясе
U = О cos а1=395 • 0,894=353 кг-
Усилие растяжения в крайнем тяже
I/ ал а 5,55+5,60
и =64,0 ——------=355 кг.
Плечо относительно мест строповки для силы V
=5,60—3,00=2,60 ж;
344
для силы О плечо
sin(ax — ae) _ 2,60 • 0,301
Сз G1 cos a6 0,987
=0,79 м-
Изгибающий момент в месте строповки
+=355 • 2,60+395 • 0,79= 1235 кем.
Диаметр верхнего пояса в том же месте
(/=20+1 2,6=22,6 см.
Напряжения изгиба в верхнем поясе (пренебрегая малым растя-
жением) проверяем по формуле
М
Г
£23 500
1153
= 107,1 </«„ /?и =1 • 130 кг!см2.
где IF=0,1 • 22,63=1153 см3—момент сопротивления сечения пояса.
Без проверки расчетом очевидно, что усилие растяжения 0=395 кг
может быть воспринято креплениями узлов I и III. Также очевидно, что
усилие сжатия /7=355 кг не является опасным для нижнего пояса
фермы.
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 4.
Т а б л и ц а 4
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций
Способы антисептирования
Защитный настил и бруски об-
решетки, конструкции кровли и
накладки ферм
Элементы ферм в сборе (поя-
са, раскосы) и прогоны со всех
сторон
Подшивка конструкции кровли
Обработка в горяче-холодных ваннах
3%-ным водным раствором фтористого натрия
продолжительностью 1 час каждая
Обработка пастами марки 100
Подушки опорных узлов
Плоскости узловых сопряже-
ний и все элементы цокольной
части светового фонаря (со всех
сторон)
Подоконный брус светового
фонаря со всех сторон
Сверху сухое антисептирование фтористым
натрием из расчета 150 г на 1 м2 подшивки,
а снизу (со стороны помещения) двукратная
обработка огнезащитным антисептическим
раствором
Обработка в горяче-холодных ваннах
3%-ным водным раствором фтористого нат-
рия продолжительностью 1 час каждая; про-
кладка толя со стороны кирпичной кладки
Обработка пастами марки 100 (предпоч-
тительно силикатобмазкой)
Обработка пастами марки 200 (предпочти-
тельно силикатобмазкой)
345
Показатели расхода материалов
Расход материалов подсчитан в спецификациях и их данные сведе-
ны в табл. 5.
Таблица 5
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию покрытия (6X22,3 м)
Наименование показателей Единица измерения i Ферма Связи, от- несенные к одной фер- ме Каркас фо-: наря и ! стенки Прогоны Настилы и стропиль- ные ноги Всего
Древесина (на секцию) То же, приведенный слой Л43 СМ 2,81 2,10 0,89 0,66 2,30 1,72 2,44 1,82 7,60 5,67 16,05 11,97
Сталь (на секцию) То же, на 1 м2 плана кг 310 2,31 231 1,72 50 0,37 — 10 0,075 601 4,48
Вес элементов конструкции (на секцию) То же, на 1 м2 плана » 1715 12,8 676 5,05 1200 8,65 5030 37,5 8621 64,3
Коэффициент собственного веса фермы
_ 1000 _ 1000-12,8 о
С’В I (gH+4 + ^вз) 22,3(172+12,8+5) ’ *
получился несколько менее принятого на стр. 324.
Здесь
= +нр + gSp + Гфон + ^„=75+9+17,6+70=172 кг/м\
где вес крыши
§•^=70-1,07=75 кг/м2 (см. стр. 319);
вес прогонов
§"пнр =0,0182 • 500=9 кг/м2-
вес фонаря со стенками
£фон=8,95+ 2]з+=17,6 кг№ <см- СТР- 320 и табл- 5)-
ПРИМЕР 10. ПОЛИГОНАЛЬНАЯ БРУСЧАТАЯ ФЕРМА ПОКРЫТИЯ
Запроектировать утепленное покрытие по деревянным фермам зда-
ния ангара для самолетов, имеющего размеры 27X64 м. Район строи-
тельства—г. Ленинград (3-й район снеговой нагрузки). Материалами
для изготовления конструкций служат: брусья и доски сосновые полу-
сухие, круглая и полосовая сталь марки Ст. 3. Кровля из рулонного
материала; утепление из минерального войлока. Способ изготовления
построечный.
346
Выбор конструктивного решения покрытия
Наличие заданного материала позволяет применить полигональную
ферму с очертанием верхнего пояса в виде описанного около кругового
сегмента правильного многоугольника. Стороны многоугольника, рав-
ные двум панелям верхнего пояса, выполняются из брусьев одинакового
сечения и длины, за исключением крайних панелей, которые выполняют-
ся из таких же брусьев, но половинной длины.
Углы перелома верхнего пояса располагаются в местах примыка-
ния к нему раскосов (рис. 168,а).
Вследствие этого в раскосах преобладает растяжение, а стойки яв-
ляются только сжатыми. Преобладание растяжения в наиболее длин-
Рис. 168. Схема покрытия:
о—поперечный разрез покрытия и схема фермы; б—план по-
крытия и конструкция крыши; в—продольный разрез здания;
/—вертикальные связи; 2—раздвижные ворота; 3—ферма; 4—
ветровая ферма; 5—прогоны: 6—основные щиты (2900 У 2000);
7— пзроизоляция; 8—термоизоляция; 9—кровельные щиты
(2900 у 1000)
ных элементах решетки—раскосах, общей длиной около 36 м, выгодно с
точки зрения исключения влияния на них продольного изгиба, а сле-
довательно,—сокращения площади их поперечного сечения.
Компоновку узлов верхнего пояса делаем по способу, предложенно-
му В. С. Деревягиным: прикрепляем раскосы к узлам при помощи
стальных накладок и болта, расположенного в центре узлового соеди-
347
пения. Стыки элементов верхнего пояса перекрываем жесткими дере-
вянными накладками на болтах.
Узлы нижнего пояса конструируем в двух вариантах для выясне-
ния наиболее рационального решения.
В первом варианте узловые соединения, являющиеся одновременно
стыками панелей нижнего пояса, перекрываются деревянными наклад-
ками на болтах и штырях; раскосы крепятся при помощи стальных на-
кладок к центральному болту узла, проходящему через стыковые наклад-
ки и конец одной из панелей нижнего пояса. Опорный узел выполняет-
ся с применением натяжных хомутов по типу, рассмотренному в при-
мере 5.
Во втором варианте промежуточные узловые соединения нижнего
пояса и опорные узлы выполняются с применением листовых шарниров;
крепление раскосов в узлах производится тем же способом, как и в
первом варианте, к центральному узловому болту; последний проходит
через отрезок газовой трубы, приваренный к полосе листового шарни-
ра в центре узла.
Высоту сегмента фермы принимаем Асег= g I- Фермы размещаем
на расстоянии 5 =6 м друг от друга и на расстоянии $кр =4,8 м от
торцовых стен.
В целях повышения механизации изготовления конструкций крыши
принимаем сборное решение, в котором несущая основа состоит из щи-
тов, укладываемых в 2 слоя по прогонам.
Конструкция крыши показана на рис. 168,6. Описание конструкции
и способ расчета крыши, выполненной с применением щитовых насти-
лов, приведены в примере 2 (см. также § 8, стр. 49—50).
Пространственная жесткость покрытия обеспечивается основными
щитами, надежно пришиваемыми к прогонам. Диагональные бруски
также способствуют повышению пространственной жесткости.
Фермы соединяются попарно вертикальными связями, поставлен-,
ными в плоскости средних стоек ферм (рис. 168,в).
Прогоны выполняются в виде неразрезной балки из двух досок се-
чением 2X5X18 см и располагаются на расстоянии четверти длины ти-
пового элемента верхнего пояса вдоль его верхней кромки:
/? + 0,5А 2250+0,5-22 , _
0,25 • а -....=0,25-5,76----------------= 1,45 м,
где а=5,76 лт—длина типового элемента верхнего пояса по его оси
(см. стр. 349);
А =22 см.—высота сечения верхнего пояса.
Определение общих размеров фермы
Очертание верхнего пояса фермы представляет собой правильный
многоугольник, описанный около кругового сегмента с хордой 7—27 м
и высотой Acer = • 27=4,50 м.
о
При этом радиус окружности
5 5
R = ж- I = -^-27=22,50 л,
О о
348
Тангенс половины центрального угла
. 0,5
13,5
22.5 4,5
0,75;
а=36°52/=36,87°.
Длина дуги сегмента
2-3,1416-22,5-2-36,87 по _
- — з«Г-------------“28-9“
Длину дуги верхнего пояса принимаем
5в.п = -Ь’еег - 2 -0,100 = 28,95—0,20 = 28,75 м.
Рис. 169. К определению усилий в ферме:
и геометрическая схема фермы и расчетное загружснне се единичной нагрузкой слова;
б—диаграмма усилий от единичной нагрузки слева.
полагая по 0,1 м от торца первой панели до центра опорного узла
(рис. 169).
Длина дуг, соответствующих средним элементам верхнего пояса,
5д.Ср = 4S ; крайним — 5д.кр = 2 ~ = Д, .
349
Размер 5а находим из условия
45а + 5а = 5в.п,
откуда
v 5В.П 28,75 г
g— — —g— = 5,75 м
Центральный угол, соответствующий одной панели верхнего пояса,
=36°’-°i> = 360° мДвд =7’31 -7°18'
Углы наклона элементов верхнего пояса к горизонту:
Элемент АБ . . . . = 5 • а' = 36°30'
» БЕ . . . а2 = 3 • а' = 21°54'
» ЕЛ . . . . «з = а'= 7°18'
Длина среднего элемента верхнего пояса по оси
а = 2R • tg а' =2 • 22,5 • tg7°18'=5,76 м;
крайнего элемента
у =2,88 м
Длина средних панелей нижнего пояса равна 5,70 м, крайних—
4,95 м. При этом перпендикуляр к нижнему поясу в точке К пересекает
верхний пояс в середине элемента ЕЛ, так как
5 75 5 70 V "
- +—•cosa'=2,85 м= —— м при а'=7°18' и cos а' =0,992-
Длина стоек (между центрами узлов):
ИК= R cos a' - (R - Acer) =22,50 • 0,992— (22,50—4,50) =4,32 м;
ГД=ИК—2,85(tga'+ tg 3a') =4,32—2,85 (0,128Д-0,402) =2,81 м.
Высота фермы:
ЛЛ1 = Ж4-2,85 -tga'=4,32+0,36 = 4,68 м.
Размеры по вертикали:
£Ж=Ж—2,85 - tg а'=4,32—0,36=3,96 ж;
БВ=.Е/К -5,76 -sin За'=3,96—2,14=1,82 м.
Длина раскосов (между центрами узлов):
5Д= У 1,822+2,492=3,085 м;
ДЕ=ЕК= К 3,962+2,852 = 4,88 м;
ЛД=У 4,682+2,852 =5,48 м.
350
Углы между раскосами и нижним поясом:
\%БДВ=0,73; ВДВ=36°8';
tg ЕДМ=-^-=1,389; ^£ДЖ=54°15';
2,00
tg^M=4&=1-648; ЖМ=58°40'.
2,85
Статический расчет фермы
Нагрузки
Нагрузка от с о б с т в е н н о г о веса крыши с прогонами,
отнесенная к единице поверхности крыши, определена в табл. 1.
Таблица 1
Нагрузка от собственного веса крыши
Элементы крыши Нормативная ! нагрузка в кг/м2 | Коэффициент перегрузки Расчетная нагрузка в кг/л/2
Двухслойный рулонный ковер . 6 1,1 6,6
Защитный настил (0,016-500) 8 1,1 8,8
Бруски (4 0,04 • 0,05+0,08 • 0,05) X
Х500 6 1,1 6,6
Прогоны 10X18 см через 1,45 м.
/ 0,10 - 0,18 - 500. ) 6,2 1,1 6,8
\ С45 / ' ’
Минеральный войлок (0,08 X 250) 20 1,2 1,1 1,1 24 2,2 12,1
Пароизоляция 2
Рабочий настил (0,022 • 500) 11
Диагональные рейки
f'4 • 0,025 • 0,1 -—° ) 3,5 1,1 3,9
1,45/
Итого §-н= 62,7 кг/м* ^ = 71,0 кг/мг
Полный вес крыши, приходящийся на одну ферму, равен
4
gs Е а=11,0 • 6,0 (4 • 5,764-2 2,88Ц-2 • 0,10) = 12380 кг,
где s=6,0 м—расстояние между фермами;
2а—длина элементов верхнего пояса между центрами
опорных узлов.
Полагая, что вес крыши равномерно распределяется между узлами,
получим узловую нагрузку от собственного веса крыши с прогонами,
приложенную к узлам верхнего пояса
_ 12380 1000
GKp= —= 1238 кг.
Снеговая нагрузка 3-го района составляет/?^ =100 кг!м2. Для
простых сводчатых покрытий она умножается на поправочный коэффи-
циент с— =0,6 (табл. 2 приложения 2).
351
Нормативная снеговая нагрузка для данного случая
+JJH=0,6 • 100=60 кг/л+.
Расчетная снеговая нагрузка, приходящаяся на 1 ферму
= 1,4-60-6-27=13600 кг;
рф
сн
на 1 узел верхнего
пояса
13600 ,
—= 1360 кг.
Рсн=
Собственный вес фермы со
связями вычисляем по формуле
Р" + +
р-н _ 7 1 °°
ф 1Ж _ 1
+.в/
60+67,1 . ,
Пооо------“ =15'4
. 4,5 • 27
где = •-у-=62,7-1,07=67,1 kzIm"2 —нормативный вес крыши
с
к
прогонами, отнесенный
плану покрытия;
+.в=4,5—коэффициент собственного
веса по схеме 6, рис. 36.
Расчетный вес фермы со связями:
бф =15,4-6-27- 1,1=2750 кг.
На один узел приходится
г, 2750
°Ф= 1() “75 кг.
Расчетные узловые нагрузки:
постоянная 6=1238 + 275=1513 кг;
временная +=1360 кг;
полная G ++=2873 кг.
Определение продольных усилий в стержнях фермы
Построение диаграммы усилий для единичной нагрузки с левой
стороны фермы приведено на рис. 169,6.
Усилия от постоянной и временной нагрузок получены умножением
единичных усилий на грузовые коэффициенты
6=1513 кг и +=1360 кг.
Необходимые для построения диаграммы усилий опорные реакции:
левая
. 0,5 - (27+13,5)+1 (24,54+22,05+19,20 + 16,35) „
Л =---------------------—--------------------=3„9;
правая
5=5—3,79=1,21.
Усилия в элементах фермы при одностороннем и полном загружё-
ниях, а также расчетные усилия в элементах фермы приведены в
табл. 2.
352
I
s
Элементы Стержни Усилия от единичной нагрузки
фермы слева справа ПОЛНОЙ
Верхний пояс 1 — 9 2—10 3—11 5—12 6-13 —5,45 — 5,22 - 5,22 —4,20 —4,20 —2,07 -2,37 —2,37 -3,00 -3,00 -7,52 -7,59 -7,59 -7,20 -7,20
Нижний пояс 1—14 4—14 7-14 + 4,35 + 4,38 + 3,55 + 1,70 + 2 38 + 3,55 +6,05 + 6,76 + 7,10
Раскосы 1 2 3-4 4—5 6—7 + 0,55 + 0,82 -0,33 + 1,48 + 0,57 - 0,35 + 1,00 —0,90 ч 1,12 + 0,47 + 0 67 т0,58
Стойки 2—3 5—6 —1,00 -1,00 0 0 -1,00 -1,00
Опорные реакции — 3,79 1,21 1,21 3,79 5,00 5,00
Т аблица 2
Усилия в элементах фермы
Усилия от посто- янной нагрузки G ~ 1513 кг Усилия 01 временной нагрузки р = 1360 кг Расчетные усилия, кг
слева справа полной + —
-11370 -7400 -2815 -10215 O1 = 21585
—11480 —7090 -3220 —10310 — Os = 21790
—11480 -7090 —3220 —10310 — Os = 21790
—10900 —5775 -4080 - 9855 — O3 = 20755
-10900 —5775 -4080 — 9855 — Os = 20755
+ 9150 + 5910 +2310 + 8220 Uy = 17370
+ 10230 + 5950 + 3235 + 9185 (7s = 19415 —
-1-10740 +4690 + 4690 + 9380 j(73 = 20120 —
+ 1695 + 747 + 774 + 1521 Dy = 3216
+ 712 + 1116 - 475 + 641 Dt = 1828 —
+ 1015 — 448 + 1360 + 912 D3 = 2375 —
+ 877 +2030 -1224 + 806 Dy = 2907 Dt =347
-1513 —1360 0 -1360 Vy = m
-1513 -1360 0 -1360 — Vs = 2873
7570 5155 1645 6800 A = 14370
7570 1645 5155 6800 В = 14370 —
Расчет элементов фермы
Верхний пояс
Продольные усилия в панелях верхнего пояса колеблются в узких
пределах: 20755—21585 кг. Кроме продольного усилия, на каждую па-
нель в середине ее длины действует давление прогона, поддерживаю-
щего щиты крыши.
Наибольший изгибающий момент от местной нагрузки возникает в
панели ЕИЛ, где составляющая давления прогона, перпендикулярная
к оси верхнего пояса, имеет наибольшую величину
P=(G,;p + Рсн) • 0,5 cos а'=( 1238+1360) 0,5-0,992=1289 кг.
Округляем эту величину до Р= 1300 кг, учитывая собственный
вес пояса фермы, и принимаем в дальнейших расчетах, что панель рас-
положена горизонтально, так как cos а'=ч0,992«=+
Продольное усилие в переломных узлах Б, Е и Л верхнего пояса
прикладываем с эксцентриситетом е вниз от геометрической оси эле-
мента (рис. 170). Тогда в этих узлах на концах элементов верхнего поя-
са возникают отрица-
тельные моменты М'=
= — Ne , а положи-
тельные моменты 7И0 от
местной нагрузки в се-
редине панели умень-
шаются. Если допус-
тить, что над средней
опорой И имеется шар-
нир, то расчетный из-
гибающий момент в се-
редине панели опреде-
лится по формуле
Л^расч ==
Рис.170. К расчету элементов фермы:
а--расчетная схема панели верхнего пояса; б—эпюра изги-
бающих моментов; /—условный шарнир; 2—ось стержня;
3—деформированная ось.
где $—коэффициент, учитывающий увеличение момента от действия
продольной силы при деформации пояса.
Приравнивая этот момент отрицательному моменту, действующему
в переломных узлах, получим условие равнопрочности верхнего пояса
по концам и в середине его панелей (рис. 170,6)
М0-^М'П = М';
/с
при М' = Ne и ; ~ 0,8 получим
Л40 = Мо
6 N(t + 0,5) T.3W •
В нашем случае Л40 =--’— =927 кгм и N =—20755 кг.
354
Эксцентриситет приложения продольной силы N в узлах
92700
6 1,3- 20755 ~~3’43 С?И’
Для получения этого эксцентриситета необходимо в переломных уз-
лах скосить верхнюю часть сечения пояса на 2е^7 см (рис. 170,а).
Принимаем сечение пояса 18X22 см
18 • 992
Дбр=396 см2; IF =-+--=1452 см3;
6
285 .4 0 t 1 44>82 20755 п-тоо
0,289 • 22 —44,8 ’ — 3100 ' 130 • 396 —°’738’
М' =20755 -3,5=72700 кгсм;
Л4расч =92700—0,5 • 72700=56350 кгсм.
Проверяем прочность верхнего пояса в плоскости фермы на вне-
центренное сжатие по формуле (26)
N । ^расч 20755 56350
Днт+ти$Гнт- 396 + 1,15-0,738-1452 -98.2 -130 кг/сж ,
где та =1,15—коэффициент условий работы на изгиб для брусьев со
сторонами > 15 см.
Проверяем верхний пояс на устойчивость из плоскости фермы по
формуле (15)
Ломакс = 21790 < mz • Дс Драсч = 1 • 0,94 • 130 • 396=48400 кг,
где =0,94—коэффициент продольного изгиба из плоскости фермы
для пояса на участке между прогонами со свободной
длиной /о =145 см при гибкости
'• = ~~ = О 9я+ТЯ" =28 (см‘ рис‘ 5);
f и,2оУ ’ 1о
Ломакс —наибольшее усилие в верхнем поясе фермы из табли-
цы расчетных усилий.
Нижний пояс
Вариант I (с деревянными накладками на болтах). Требуемую пло-
щадь сечения нижнего пояса получим из расчета на растяжение
Р ___ (VMaKc ____ 20120 _ _ .
0,8-0,8-100 “ С ’
Где &осл=0,8—коэффициент, учитывающий ориентировочно ослабление
нижнего пояса нагелями;
/ир =0,8—коэффициент условий работы растянутых элементов,
имеющих ослабления.
Принимаем сечение 18Х18=324>315 см2.
Сечение боковых накладок принимаем 2X10X18 см.
Из условия размещения нагелей по накладкам в два продольных
ряда определяем необходимый диаметр нагелей
2s3 + s2=2 • 3,0+ +3,5 • d№ < 18 см, откуда
18
£/н<7гг=+9; принимаем d„ = 1,8сл/.
9,5
23*
355
Т==1Л =783
Необходимое
Расчетная несущая способность одного среза нагеля в симметрич-
ном соединении при а=10 см и с=18 см
кг (см. приложение 17).
количество двухсрезных нагелей
20120
2 • 783
__N макс
“ 2Т
= 12,9 ^14 шт.
Фактический
коэффициент
_ Fm _
А-ОСЛ->-1 --
^бр
ослабления сечения нижнего пояса
18(18-2-1,8)
"Д848 =0'80
равняется коэффициенту, принятому в предварительном определении
площади сечения пояса.
Конструкция узлов и стыков по варианту I показана на
рис. 171.
Вариант II (с листовыми шарнирами). Задаваясь коэффициентом
^осл-—О,75, получим
„ М1акс 20120 ... „
Frp = г— —н- - = д А —,-лтг =298 см2.
Rp 0,75-0,9- 100
Коэффициент условий работы на растяжение древесины тр =0,9
принят в соответствии с изложенным на стр. 315.
Принимаем сечение 18X18=324 сж2>298 см2 (рис. 172).
Количество нагелей в соединении с листовым шарниром определим
по несущей способности одного среза нагеля в данном соединении
(формула 30).
Л = (200 + 25а) rf2 = (200+25 - 4,5) -22=1250 кг,
где dK =2 см—диаметр нагелей;
А 18
а = - = -—- =4,5— коэффициент, оптимальное значение которо-
2Й
н 2 • 2 1 1 '
го находится в пределах 4—5.
Несущая способность одного двухсрезного нагеля
Тн =2. +=2 • 1250=2500 кг.
U X » 20120
Необходимое количество нагелей в стыке п= = 8 шт.
2500
Примем ширину полосы листового шарнира + =18 см, а распо-
ложение нагелей в 2 продольных ряда.
Толщину полосы 8П определим из условия ее прочности на цент-
ральное растяжение с учетом ослабления полосы двумя отверстиями
£/=2,1 СМ',
Ломакс =20120 < /иЖт=1 -2100 (18—2-2,1) оп ,
. 20120
отсюда »=2i0<Fl3j =0®“
Принимаем Зп =1,0 см, учитывая небольшую внецентренность
крепления раскосов в узлах нижнего пояса (рис. 172,6), равную
вса 2 см.
356
Рис. 171. Конструкция узлов нижнего пояса по I варианту:
•опорный узел с натяжными хомутами; б—промежуточный узел; 1—тяжи; 2—болты и штыри;
3—анкерный болт; 4—стальные накладки; 5~глухари.
Рис. 172. Конструкция узлов нижнего пояса по II варианту:
а—опорный узел в двух проекциях, деталь сварного башмака ’ и эпюра М плиты башмака;
о—промежуточный узел; в—эпюра изгибающих моментов в листовом шарнире от внецентрен-
ного крепления элементов решетки; г—графическое определение равнодействующей усилий,
в раскосах; д—эпюра изгибающих моментов в панелях АД и ДЛ; /—болт; 2—плита; 3—полоса
листового шарнира; 4—стальные накладки; 5—газовая труба; 6~глухари; 7—болты’ и штыри;
8—анкер.
Изгибающий момент от эксцентриситета Л4ЭКС — R е получим,
умножив равнодействующую усилий R в стержнях решетки в данном
узле (взят узел D с максимальным Л4Экс) на эксцентриситет е. Расчет-
ным значением изгибающего момента при расчете полосы листового шар-
нира для принятых размеров элементов панелей АД и ДК нижнего поя-
са будет примерно половина действующего в узле момента
M=0,5R ^=0,5(19415—17370) -2=2045 кгсм.
В этой формуле R=(Un—C/n_i) = 19415—17370 = 2045 кг—макси-
мальная разность между усилиями в соседних панелях нижнего пояса
(см. табл. 2).
Полагаем, что влияние изгибающего момента М действует в сталь-
ной полосе шарнира от центра узла до второго ряда нагелей, где мо-
мент всецело передается на деревянный элемент пояса.
Проверяем прочность полосы на сложное сопротивление растяже-
нию и изгибу:
в центре узла при отсутствии ослаблений
F6p + Й76р
19415 , 2045-6
18 - 1,0 .18- 1,0-
= 1759 <7?=21ОО
кг/см2-,
по первому ряду нагелей при ослаблении полосы двумя отверстия-
ми й?=2,1 см
=_____19415 ,J013-6 = . „
(18—2-2,1) 1,0 (18—2-2,1) 1,02
S64
где ^^0,5 2045=1013 кгсм (рис. 172, в,д).
ОI и
Проверяем сечение нижнего пояса по последнему от узла ряду на-
гелей с учетом фактических ослаблений и влияния изгибающего момен-
та Л4экс.
Площадь ослаблений
FOCJ1=1 • 18ф (18—1) 2-2=86 см2.
Площадь нетто
Гнт= 324—86=238 см2.
Изгибающий момент по последнему ряду нагелей (рис. 172,(5)
4=2045 57^66 =1810 кгсм, 3
где 66 см—расстояние от центра узла до расчетного сечения.
Момент сопротивления сечения пояса, принимая его расчлененным
на две половины прорезью для листового шарнира,
Проверим прочность сечения на сложное сопротивление растяже-
нию и изгибу:
N М2 тр^р_ 19415 1810 0,9-100
238 337 1-130
= 85,3 кг/см2 < mp RP. ==0,9 • 100=90 кг/см2-
359
Следовательно, влияние изгибающего момента на работу деревян-
ного стержня невелико. Дополнительное напряжение от изгиба составля-
Ч 7
ет всего 100=4,3%.
оо,3
Стойки и раскосы
Сечения стоек и раскосов принимаем одинаковыми—-13X18 см с
площадью сечения Рбр =13 • 18=234 см2. При этом для наиболее
длинных элементов:
раскоса ЛК
стойки ИК
<?1=0,146;
ИК
- „ • = 115 < 150 ;
3,/Ь
<р2 =0,235,
где г =0,289 • 13=3,76 см—минимальный радиус инерции сечения.
Проверяем прочность этих элементов на продольный изгиб по фор-
муле (15)
раскоса ЛК
N --.Д /гас Врасч:
347 < 1-0,146-130-234=4440 кг;
стойки И К
2873 < 1 -0,235- 130-234=7150 кг.
Оставляем принятое сечение, исходя из условия обеспечения пре-
дельной гибкости (Х-пр =150), при котором
07289-150 0,289-150 12,7 см
Расчет узловых соединений
Расчет производится в двух вариантах в соответствии с принятым
на стр. 348 решением.
Опорный узел
В опорном узле действуют усилия верхнего пояса 01=21585 кг и
нижнего пояса =17370 кг.
Вариант I. Принятое в данном варианте решение опорного узла по-
дробно рассмотрено в примере 5 (рис. 102). Имея несущую способ-
ность одного двухсрезного нагеля 21=2-783=1566 кг (стр. 356), полу-
чим требуемое количество нагелей в соединении
7 =
360
Необходимую площадь сечения нетто натяжного устройства в ви-
де четырех тяжей из круглой стали получим из условия прочности их
на растяжение
Ui 17370 2
/ тр “ т../nR ~~ ' 0?8 • 0,85 • 2100 ’ СМ
и одного тяжа
_ 12’2 -
Л = —.— =3,05 еле,
4
что соответствует его диаметру dr =2,4 см (см. приложение 12),
где тР =0,8—коэффициент условий работы для черных болтов, ра-
ботающих на растяжение;
/и==0,85—коэффициент условий работы для болтов, работающих
параллельно.
Вертикальные уголки рассчитываем исходя из нагружения их рав-
номерно распределенной нагрузкой
^^Н.1
17370
2~ 18
=483 кг!см
при пролете
483212
/уг = Лн.п + dr =18+2,4^21 см и Л4=---с — =26650 кгсм,
о
где &н.п и Ан.п, равные 18 см, — ширина и высота сечения нижнего
пояса.
Требуемый момент сопротивления
Л4__ 26650
R ~ 2100 ~12,7 '
Горизонтальные уголки рассчитываем на ту же равномерную на-
грузку <7уг=483 кг!см при пролете
483 • 962
I =18+2 • 4=26 см и Л1= ц =40800 кгсм.
J о
Требуемый момент сопротивления
т 40800 ._. ,
1Гуг=“2100’ = 19’4 СМ -
Для вертикальных и горизонтальных уголков принимаем сечение
100X75X8 с Гуг=19,6 > 19,4 см3.
Вариант II. Основным конструктивным элементом узла является
стальная полоса листового шарнира с приваренным к ней упором в ви-
де сварного столика (рис. 172,а).
Поперечное сечение полосы, а также размеры и количество нагелей
в соединении принимаем такими же, как в промежуточных узлах ниж-
него пояса, из-за малого различия в расчетных продольных усилиях
панелей нижнего пояса.
Опорный узел конструируется строго центрированным. Влияние из-
гибающего момента от эксцентриситета в соседнем узле на соединение
опорного узла незначительно и может не учитываться в расчете.
Рассчитываем сварные швы столика. Требуемая длина швов, сое-
диняющих ребра столика с полосой,
_]7370_ -QO
0,7- 1 • 1400-0,6 d СМ'
ш 0,7m •
361
При наличии четырех швов толщиной hm =0,6 см каждый шов
30 *7 г
должен иметь длину не менее — = 7,5 см.
Требуемую длину швов, соединяющих плиту столика с ребрами,
определим по усилию 0^=21 585 кг:
1 21585
ш 0,7- 1 • 1400-0,8 ~28 СМ ’
т. е. каждый из четырех швов /гш =0,8 см должен иметь длину не
28
менее д- =7 см.
4
Значения величин, входящих в эти формулы, см. в примере 9.
Плита столика имеет размеры 12X18 см, причем площадь смятия
FCM =12 -18=216 см2.
Проверяем торец верхнего пояса на смятие вдоль волокон
4г- = -устх—= 100 кг!см2 < zzzCM/?CM=l • 130 кг!см2.
Г см 216
Расчет плиты ведем как двухконсольной балки, нагруженной дав-
лением асм =100 кг!см2. Вырезая полоску плиты шириной Ь=\ см и
подбирая расстояние между ребрами х так, чтобы /И0П = Л4ср (эпюра М
на рис. 172, а), получим
1/18— х\ _ осмх2 1 ( 18 —х\2_
Ту 2 ) °см Т Т^ 2 j °см’
Отсюда л'^10 см и
Моп = 2 (1S о*'’ ) 100=800 кгсм-
Необходимая толщина плиты 8Пл определится по формуле
х . / Т 6" __ Г~800ТТ ... , _
8" = |/ ^ГЙТгТ 1-2100 T -1.51^1.6 ел,.
Для обоих вариантов принимаем размеры опорной подушки
15X25X60 см.
Проверяем прочность подушки:
по смятию поперек волокон
_ Л _ 14370 _QOn . ,
Зсм abn~ 25-18 “32,° Кг/сМ''
по смятию кладки под подушкой при кирпиче марки 150 на раство-
ре марки 50
<зкл = Д- = 4г"тщ =9,6 кг/см2 </п/?см =0,8 • 26=20,8 кг/см2,
aln 25 • 60
где 7?см=26 кг/см2—расчетное сопротивление смятию кладки (см. при-
мер 9);
по изгибу свободного конца подушки длиной 0,5(60—18) =21 см
и шириной 1 см
212 212 1 -152
Л4=Т • 3кл = Т9,6=2100 <mnRaW= 1,15 • 130 =4880 кгсм,
Л U
362
ГДе тк =1,15—коэффициент условий работы при изгибе брусьев с раз-
мерами сторон не менее 15 см;
по скалыванию при изгибе конна подушки
Q = 21 -9,6 =202 < тС1Дск~ =1 • 24 • —- — =240 кг,
о О
где для бруса с высотой /г =15 см и 6=1 см отношение
jL’A = .2‘ 15
S ~ 3 “ 3 ~ '
Небольшое перенапряжение по смятию подушки, составляющее
(32_30)
----20— 100=6,7%, не является опасным, так как может вызвать лишь
малое увеличение просадки фермы на опорах. Для уменьшения проса-
док рекомендуется изготовлять подушки ферм и подбалки из мелко-
слойной древесины.
Промежуточный узел Д нижнего пояса
В узле Д действуют усилия панелей нижнего пояса |64=+17370 кг
и £72=-|-19415 кг, раскосов А=4-3216 кг и £>2=+1828 кг, стойки
1/!=—2873 кг.
Вариант I. Равнодействующая усилий в раскосах передается через
стальные накладки на центральный узловой болт.
При наличии двух боковых накладок болт является четырехсрез-
ным. Однако, учитывая податливость накладок,прикрепленных к поясу
нагелями и являющихся упругими опорами центрального болта, счита-
ем последний трехсрезным, т. е. вводим в расчет коэффициент условий
работы т =0,75.
Расчет болта ведем при двух комбинациях усилий в раскосах. Для
них графически определяем (рис. 172,г):
а) равнодействующую 7?х=3650 кг и угол «1=59° наклона ее к
направлению волокон пояса, получающиеся при полном загружении
фермы снеговой нагрузкой (см. табл. 2);
б) равнодействующую Л2=3230 кг и угол а2=73°, получающие-
ся при одностороннем загружении фермы снегом.
Принимаем путем подбора болт dn =2,8 см и проверяем его на
обе комбинации усилий.
Несущая способность болта da =2,8 см при а=10 см, с=18 см,
а1=59° и ka =0,6 (см. табл. 13 § 6):
по смятию крайнего элемента
7\ =3 • 80 • 10 • 2,8 • 0,6=4040 кг;
по смятию среднего элемента
Тс =3 • 50 • 18 • 2,8 • 0,6=4540 кг;
по изгибу болта
Ти =3 (180-2,84-2 102) • КОД =3745 кг,
причем
180 • 2,82+2 • 102= 1610<250 • 2,82= 1960 кг.
363
Следовательно,
7мин —3745 —3650 кд.
При а2=73°, #я =0,56 для того же болта
Та =3-80 -10 -2,8 -0,56=3760 кг,
Тс =3 • 50 • 18 • 2,8 • 0,56=4230 кг,
Т„ =3(180 - 2,82+2- Ю2) / 0,56 =3610 кг,
где TMiiii =3610 =3230 кг.
Вариант II. Усилия U\ и t/2 воспринимаются полосой листового
шарнира. На эту полосу опирается своим торцом стойка. Для воспри-
нятая усилий раскосов Dx и D2 снизу полосы листового шарнира при-
варена трубка. Через трубку проходит болт d =2,0 см, которым при-
крепляются к узлу стальные накладки раскосов.
Болт по срезу и по изгибу рассчитываем на равнодействующую
усилий в раскосах и D2, равную Д1=3650 кг (рис. 172, г), а по смя-
тию—на максимальное усилие в раскосе =3216 кг.
Проверяем прочность двухсрезного болта:
по срезу , ,
3 14 - 2 О2
3650 < nmR!:„ Лр =2 • 1 • 1150 • ----- , ’ -=7220 кг;
4 - '
по смятию
3216 С nmRCM Fcu =2 • 1 • 2600 • 2 • 0,6=6240 кг;
по изгибу
Л1=3650-0,6 < nmRW =2-1-2100-0,1 -2,03 или 2190 <3360 кгсм, .
где /?Ср==И50 кг км2—расчетное сопротивление срезу болтов из
стали марки Ст. 3 (табл. 14 НиТУ 121-55);
^?см=2600 кг/см2—расчетное сопротивление смятию;
R =2100 кг! см2—расчетное сопротивление изгибу (табл. 9
НиТУ 121-55);
Дер—площадь брутто сечения болта;
Дем—площадь смятия при толщине стальных
накладок узла 8 =0,6 см;
U7=0,l- <Д=0,1 • 2,03—момент сопротивления сечения болта.
Сравнение вариантов решения нижнего пояса
Сравнение рассмотренных выше вариантов производим только по
расходу материалов, поскольку конструкции однотипные и трудоем-
кость их выполнения примерно одинаковая.
Расход материалов приводится на нижний пояс одной фермы со
всеми его узлами.
Вариант I:
Расход древесины в виде брусьев на элементы пояса, накла-
док и вкладышей .................... 1,322 м3
Расход стали круглой на болты, штыри и тяжи, полосовой
на шайбы болтов и уголковой на детали узлов . . . 228 кг
Вариант II:
Расход древесины в виде брусьев на элементы пояса . . . 0,856 -и3
Расход стали круглой на болты и штыри, полосовой на шайбы
болтов и полосы листовых шарниров и отрезков газовых труб . 190 кг
'364
Следовательно, решение по варианту II с листовыми шарнирами в
узлах выгоднее варианта I с боковыми деревянными накладками по
расходу древесины на
по расходу стали на
1,322—0,856
П322
-35,2%;
228—190
228
= 16,8%.
Накладки раскосов
Принимаем накладки всех раскосов сечением 8,0X0,6 см. Проверя-
ем их на наибольшее усилие растяжения £>i=3126 кг в раскосе (7—2).
Проверка прочности двух накладок на растяжение дает
£. = 3216 кг < /иЖт=1 -2100 -2 -0,6(8—2,0) =15 100 кг.
Рассчитываем накладки на продольный изгиб при сжатии силой
01 =347 кг-.
£>1 = 347 кг < tnR^F69=\ 2100 • 0,744 8 • 0,6 -2=15030 кг,
где <р= 0,744-—коэффициент продольного изгиба для полосы толщиной
8=0,6 см со свободной длиной 10 =14 см (рис. 172,6) при гибкости
1 __ 14.
г 0,289-0,6
Накладки соединяются с древесиной глухарями </ = 1,2 см и
/ = 10,0 см.
Несущая способность глухаря:
по изгибу
Ги = 250</2 = 250- 1,22 = 360 кг;
по смятию при заглу.блении ненарезанной части глухаря
0,4- / — 8=0,4*10—0,6=3,4 см~> 2d =2-1,2=2,4 см.
7СМ=35 cd =35 (10—0,6)1,2=395 кг.
Необходимое количество глухарей
Ставим с каждой стороны раскосов по 5 глухарей >.
Узел Л верхнего пояса (рис. 173,а)
Продольное усилие верхнего пояса передается в узле через торец
панели по площадке
£см=(22—7)18=270 смг-
На площадку действует усилие
W=O3 cos а'=20755-0,992=20550 кг.
1 В случае необходимости глухари могут быть заменены глухими нагелями из
круглой стали с постановкой стяжных болтов.
365
Проверяем прочность площадки на смятие
20550 кг < = 1 • 129-270=34800 кА,
где 7?см = 129 kcIcm1 2—расчетное сопротивление смятию древесины сос-
ны под углом а'=7°18' (кривая б, см. рис. 1).
Усилия от раскосов передаются в узле через центральный болт,
диаметр которого принимаем + =2,5 см.
Сочетания усилий в раскосах рассматриваем для двух возможных
случаев загружения фермы (см. табл. 2 и многоугольник сил на
рис. 173):
Рис. 173. Конструкция конькового узла фермы:
а—коньковый узел фермы в двух проекциях: б—расчетная схема к проверке прочности конькового
узла при кантовке фермы; в—эпюра М верхнего пояса при кантовке; /—прогон; 2—центральный
болт; <3—стальные накладки; 4—глухари; 5—стяжные болты.
1) собственный вес+снег слева
D4=2907 кг; Е>;=—347 кг; Ях=2820 кг.
2) собственный вес+полная снеговая нагрузка
D4 = D\ =+1683 кг; У?2=3030 кг.
Решающим является второй случай загружения при Т?2 =3030 кг
и угле наклона этого усилия к волокнам древесины верхнего пояса и
накладок а г.^90°.
Вычисляем несущую способность одного среза болта при с=18 см;
а = 18—1,2=16,8 см (рис. 173, а, сечение I — /); d6 — 2,5 см;
kr,_ =0,5 (табл. 11 и 12 § 6):
366
по смятию среднего элемента
7\=50 -cd6 • ka =50 • 18 - 2,5 • 0,5 =1125 кг;
по смятию крайнего элемента
Т*к =80 adf, k« =80 • 16,8 • 2,5 • 0,5=1680 кг;
по изгибу болта
Ти =(180 с/о + 2а2)-]/Х=(180 - 2,52+2- 16,82) • КоГ5=Н94 кг,
но не более
250 • ^1/'лГ=250 - 2,52 / 0Г5=1105 кг.
По соображениям, изложенным на стр. 363, считаем болт трех-
срезным.
Расчетное усилие, действующее на один срез болта,
7\ = 4~ 3050=1017 кг < 7'и =1105 кг
не превышает его несущей способности.
Проверка элементов фермы на монтажные усилия
Боковые накладки и болты узлов верхнего пояса рассчитываем в
предположении, что кантовка фермы делается с захватом за конько-
вый узел. При этом верхний пояс работает как двухпролетная балка,
нагруженная собственным весом верхнего пояса и решетки, который ус-
ловно принимаем равным 2/3 полного веса фермы,
= G* = 2
3 1 3
2750 го ,
=68 кг/м.
Длину половины верхнего пояса принимаем ~ 14 м. Тогда изгибаю-
щий момент над средней опорой 7И=0,125-68> 142=1664 кгм воспри-
нимается двумя боковыми накладками с несущей способностью
IE .1С 02
2-mKRK U7HI=2- 1,15- 130 =211 000> 166 400 кгсм.
о
Распор, возникающий на половине длины накладок (с одной сторо-
ны от узла), воспринимается тремя болтами d =1,6 см.
Усилие растяжения в каждом болте получим, разделив 7И=
= 166400 кгсм на плечо с=0,5/н и на количество болтов, поставленных
на половине стыка (рис. 173,6):
________________166 400
0,5/н • 3 0,5-120-3 926 Кг
Несущая способность болта rf = l,6 см из стали марки Ст. 3 вы-
числяется по формуле
/Пр -k-R • FHT=0,8-0,85-2100-1,408=2112 > 926 кг,
где тр =0,8—коэффициент условий работы черных болтов
при растяжении;
367
Рис. 174. Полигональная ферма из брусьев с листовыми шарнирами в узлах нижнего пояса.
а—поперечный разрез покрытия с общим видом фермы; б—продольный разрез части покрытия с общим видом вертикальных связей; /—двухслой-
ная рулонная кровля; 2—кровельные щиты; 3—минеральный войлок; 4— диагональные бруски; 5—пароизоляция — один слой пергамина; 6—основные
щиты; 7—прогоны 24xz50\f 180, через 1450 мм; 8—ферма; 9—входное отверстие продуха; 10—выходное отверстие продуха; 11—вертикальные связи.
&=0,85—коэффициент снижения расчетного сопротивле-
ния для двойных и тройных болтов (НиТУ
122-55, п. 25);
/+ = 1,408 см2—площадь сечения нетто болта;
/?=2100 кг/см2—расчетное сопротивление растяжению для ста-
ли марки Ст. 3.
Поперечный разрез покрытия с общим видом фермы и связей при-
веден на рис. 174.
Указания по изготовлению ферм
Элементы фермы заготовляются на строительном дворе и марки-
руются. Сборка, выверка и придание ферме строительного подъема про-
изводятся на месте постройки.
Для изготовления элементов нижнего пояса отбирается лес I каче-
ственной категории, причем особое внимание обращается на состояние
древесины по концам элементов в зоне расположения прорезей и от-
верстий для нагелей. Остальные элементы фермы изготовляются из
леса II категории.
Влажность древесины должна быть не более 25%.
На рис. 175 показано возможное развитие трещин при усушке сы-
рой древесины в соединении с листовым шарниром на нагелях. Трещины
развиваются с поверхности
элемента, чаще всего вдоль n п
продольных рядов нагелей, и
идут внутрь к сердцевине бру-
са, обходя наиболее нагру-
женные внутренние участки
нагелей (рабочая зона — на
рис. 175). Вследствие этого,
несмотря на развитие трещин,
несущая способность соедине-
ния сохраняется.
Размеры всех элементов
верхнего пояса приняты оди-
наковыми (18X22X576 см).
Панели АБ, прилегающие к
опорным узлам, получаются
а 6
Рис. 175. Поперечное сечение элемента
в соединении с листовым шарниром:
а—возможное развитие усушечных трещин в сое-
динении; б—эпюра распределения нагрузки по длине
нагеля в соединении с листовым шарнире*
путем распиловки на две рав-
ные половины основной панели.
Нарезку панелей по длине необходимо делать с учетом их удли-
нения, равного ожидаемому сокращению длины элемента во время эк-
сплуатации 0
7 {II I) •n/h
Д/=2 • 0,2+0,0005 576+ То +9Т^+оП+==+0-99~1 "О
где
2 • 0,2=0,4
0,00.05 • 576=0,29
21000-576
18 • 22 100 000' ’
см —величина обмятая по концам
см —усушка вдоль волокон панели;
см- —упругая деформация панели.
элемента;
Полная длина заготовки: 576+1=577 см.
1 Приводимый ниже способ вычисления длины элементов впервые опубликован
в книге «Методы и примеры проектирования деревянных конструкций» под ред.
проф. Г. Г. Карлсена [20].
24-409
369
Аналогично определяется длина заготовок других элементов, при-
чем длина растянутых элементов уменьшается на величину А/
После сборки элементов с измененной длиной ферма должна полу-
чить надлежащий строительный подъем, обеспечивающий ее от прови-
сания. В течение длительного срока эксплуатации подъем в значитель-
ной мере исчезнет и ферма приблизится к проектному положению. Не-
которая вспарушенность нижнего пояса сохранится, так как при вычис-
лении величин А/ были учтены наибольшие усилия в элементах (с коэф-
фициентами перегрузки).
Заготовка элементов нижнего пояса на строительном дворе состо-
ит в нарезке их по длине с учетом укорочения на величину А/, выпили-
вании продольных прорезей на циркульной пиле, рассверловке отвер-
стий в дереве и металле по кондукторам, причем отверстия в металле
рассверливаются с припуском 1 мм в диаметре.
На строительном дворе выполняются сварные детали: изготовляют-
ся столики опорных узлов и привариваются трубки к полосам листо-
вых шарниров в центрах промежуточных узлов.
Сборка нижнего пояса производится в следующем порядке: элемен-
ты раскладываются по шнуру, листовые шарниры заводятся в прорези
и закрепляются болтами и штырями.
Заготовка раскосов состоит в обрезке их концов по шаблону, при-
креплении концевых планок по универсальному кондуктору для всех
раскосов, обеспечивающему расстояние между центральными отверстия-
ми для узловых болтов с точностью до 1 мм. Расстояние между цент-
ральными отверстиями должно равняться геометрическим размерам
длины раскосов по рис. 169, плюс поправка Л1 с соответствующим
знаком, плюс поправка Д/3 на внецентренное крепление трубок, цент-
ры которых расположены на 2 см ниже оси нижнего пояса.
При этом поправка Д/1=-|-2 sin ал , где ага—угол наклона данного
раскоса к нижнему поясу.
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 3.
Таблица 3
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций
Способы антисептирования
Кровельные щиты и диагональные
бруски конструкции кровли
Основные щиты покрытия
Элементы ферм в сборе (пояса и
решетка) и прогоны со всех сторон
Элементы опорных узлов (опор-
ные подушки и накладки)
Обработка в горяче-холодных ваннах
3%-ным водным раствором фтористого
натрия продолжительностью 1 час каждая
Сверху сухое антисептирование фторис-
тым натрием из расчета 150 г на 1 -ч2
плоскости щита, а снизу (со стороны по-
мещения) двукратная обработка огнеза-
щитно-антисептическим раствором
Обработка пастами марки 100 (предпоч-
тительно силикатобмазкой)
Обработка в горяче-холодных ваннах
3%-ным водным раствором фтористого
натрия продолжительностью 1 час каждая
прокладка толя со стороны кирпичной
кладки
370
Показатели расхода материалов
Таблица 4
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию покрытия с фермами
по варианту II (27X6 м)
Наименование показателей Единица измерения Ферма Связи Ограждение Всего
Древесина (на секцию) .и3 3,72 0,48 14,41 18,61
То же, приведенный слой см 2,3 0,3 8,9 11,5
Сталь (на секцию) кг 364 6,1 56,4 426,5
То же, на 1 л2 плана п 2,25 0,04 0,35 2,64
Вес элементов конструкции (на секцию) уу 2224 246 7261 9731
То же, на 1 м2 плана » 13,7 1,5 44,6 60,0
Фактический kc.B фермы со связями
£“1000 _ 15,4-ЮОО
kc'B + ~ "27(07,1 + 15,4+60)
ПРИМЕР 11. КРУЖАЛЬНО-СЕТЧАТЫЙ СВОД
Запроектировать деревянное покрытие склада зерна размерами в
плане 15X21 м. Район строительства — г. Иркутск. Покрытие опирает-
ся на сборные железобетонные фундаменты с кирпичным заполнением.
Кровля из плоских асбестоцементных плиток по разреженной опалубке.
Материал конструкций—доски и брусья из воздушно-сухой сосны; ме-
таллические изделия из стали марки Ст. 3. Изготовление конструк-
ций заводское.
Выбор конструктивного решения покрытия
В качестве основной несущей конструкции покрытия выбираем
подъемистый трехшарнирный кружально-сетчатый свод стрельчатого
очертания (рис. 176), который соответствует габариту хранимого в скла-
де зерна.
В целях уменьшения влияния снеговой нагрузки и величины распо-
ра свода принимаем стрелу подъема, близкую к ’/2 I. Распор свода и бо-
ковое давление зерна передаем на сборные железобетонные фундамен-
ты с кирпичным заполнением между ними.
Кровлю принимаем холодную из плоских асбестоцементных плиток
по разреженной опалубке из досок толщиной 2,5 см, пришитой сверху
к косякам свода. В покрытии устраиваем проемы для освещения и аэ-
рации склада.
Для загрузки и выгрузки зерна с торца склада предусматриваем
пристройку с необходимыми подъемными и транспортными механизма-
ми и бункеры для приема зерна с автотранспорта. Транспортеры для
продольной транспортировки зерна подвешиваем в шелыге свода. Все
элементы основной несущей конструкции покрытия (свода) изготовля-
24*
371
ются на заводе, доставляются на постройку автотранспортом и монти-
руются с легких подвижных подмостей.
Рис. 176. Поперечный разрез и план покрытий склада:
/—оконные, проемы; 2—опалубка; 3—пристройка для загрузки
.и разгрузки склада; 4—сборные железобетонные фундаменты.
Основные размеры свода
Расчетный пролет, измеряемый между центрами узлов сетки свода
на опорных брусьях, I — 15,0 м.
Стрела подъема свода /=8,0 м, что составляет
f _ 8,0 _ 1 1
I 15,0 1,875 У’
Радиус внешней поверхности свода (рис. 177)
Z2 /о 10.962 1,0
R = 8/о + 2 8-1,0 + 2 15,53 м’
где г__________________
! -|/ / 7,5'2+82 =10,96 м—
—длина хорды полусвода; ‘
372
fo =1,00 м >Т£ lo = Л • 10,96=0,73 ж—
15 15
—стрела подъема дуги полусвода.
Угол <р раствора полусвода определяем из формулы
15,0 0,2 \2
2 2 )
“2ДД53
=0,35,
где & 1=0,2 м—ширина конькового прогона.
Отсюда -у=20°30' и ® =41°.
Принимаем 14 панелей при пря-
моугольной сетке и определяем
центральный угол косяка свода
Дер
(рис. 177)
л 2? 2-41
=5’51,5'. к 5’50'.
Шаг косяков по дуге
As = 2/?sin-^- =
Рис. 177. Основные геометрические
размеры свода.
=2-15,53-sin 2°55'' =
=31,06-0,051 = 1,585 м.
Шаг косяков по опорному брусу (расстояние между центрами уз-
лов по образующей свода)
с=Дз—1,414 b =1,585—1,414 • 0,07= 1,486~ 1,49 м,
где />=0,07 м—толщина доски косяка.
Полная длина косяка по нижней грани с шипами (длина заготовки)
L3 = Ii + 26 = 1,414 с+2 6=1,414-1,49+2 • 0,07=2,25 м.
Эта длина косяков может быть получена при распиловке досок
длиной 4,5 м.
Статический расчет свода
Для расчета свода выделяем полосу шириной с=1,49-«1,5 м вдоль
его образующей.
Нагрузки
Собственный вес элементов крыши на 1 м2 ее поверх-
ности приведен в табл. 1.
Таблица I
Нагрузка от собственного веса крыши
Элементы крыши Нормативная нагрузка в кг/м.2 Коэффициент перегрузки Расчетная нагрузка в кг/м*
Асбестоцементные плоские плитки 14,0 1,1 15,4
Опалубка из досок толщиной 2,5 см с зазорами 0,025 • 500 • 0,75 9,4 1,1 10,3
Итого g« = 23,4 g = 25,7
Примечание. Коэффициент сплошности опалубки под асбестоцементную кров-
лю принят равным 0,75.
Средняя нагрузка на 1 м2 горизонтальной проекции покрытия:
нормативная
g”p= = 23Л 01>585 = 34,7 кг/м2-
расчетная
gKp =34,7-1,1=38,2 кг/м2.
Нормативная снеговая нагрузка для 2-го географического
района (г. Иркутск) составляет
ср”н =0,54 • 70=37,8 кг/м2 на 1 м2 горизонтальной проекции, где с—ко-
эффициент, принимаемый в зависимости от профиля покрытия (см.
табл. 2 приложения 2). Учитывая наличие выступающих открылков
оконных проемов, принимаем коэффициент с в зависимости от угла а\
наклона к горизонту линии, соединяющей шелыгу свода с краем вы-
ступающего открылка (рис. 176)
650
tg ai = =0,865, чему соответствует угол «1=41° и с=0,54.
Расчетная снеговая нагрузка:
рсн = р"нсп=70 • 0,54 • 1,4=53 кг/м2,
где п=1,4—коэффициент перегрузки для снеговой нагрузки.
Нормативная ветровая нагрузка определяется по формуле
(приложение 3)
Р" = kQ кг/м2,
где Q =30 кг/м2—скоростной напор ветра для 1-го географического
района при высоте сооружения над поверхностью
земли до 10 м\
k—аэродинамический коэффициент, определяемый в
зависимости от профиля крыши (рис. 178).
374
Ввиду отсутствия в СНиП аэродинамических коэффициентов для
высоких стрельчатых сводов, принимаем распределение ветровой на-
грузки по данным проф. Н. С. Стрелецкого
Аэродинамические коэффициенты k для рассчитываемого свода
приведены на рис. 178.
Вследствие малых размеров вертикальных поверхностей оконных
открылков, действующую на них ветровую нагрузку в расчете особо не
учитываем.
Для упрощения расчета давление ветра считаем направленным
нормально к хорде, а не к поверхности свода (рис. 179).
Рис. 178. Распределение
аэродинамических коэффициентов
по поверхности свода.
Рис. 179. Расчетная схема распределения
ветровой нагрузки по поверхности свода.
Расчетная ветровая нагрузка
ръ = nk Q = 1,2 • k 30=36 k кг/м* 2,
где п=1,2—коэффициент перегрузки для ветровой нагрузки.
Нагрузка от транспортеров учитывается в расчете в
виде сосредоточенного груза SP =350 кг, распределенного на шири-
не с и приложенного к шелыге свода, причем на долю собственного веса
конструкций и оборудования приходится Рс.в =200 кг и на временную
нагрузку Рвр =150 кг.
Собственный вес свода находим по формуле
„ _ +ЛНН+(£ТР+/>ТР)Н я _ 34,7+37,8+20,4 _
gc'B 1000 1000
kc.Bl 13-15
=22,6-1,1=24,9 кг/м2,
где
, I \н / 200 . 150 \ 1 оп л
(grp + РтР)н = I -j-j- + -ру- 15 =20’4 кг,м ~
—нагрузка на 1 м2 от собственного веса и временной нагрузки
транспортирующих устройств 2;
kc.B =13—коэффициент собственного веса для кружально-сетчатого
свода (см. рис. 40).
Нагрузки на расчетную полосу свода приведены в табл. 2.
Стрелецкий Н. С. Курс металлических конструкций, ч. III. Стройиздат
Наркомстрря, 1944, стр. 89.
2 Принимается только для определения собственного веса свода.
375
Таблица 2
Нагрузка на расчетную полосу свода в кг]пог. я пролета
Нагрузки Вес покрытия, включая вес свода Снеговая Ветровая
Нормативная . (34,7 + 22,6) • 1,5 = 86,0 37,8 • 1,5 = 56,7 ЗОЙ • 1,5 = 45й
Расчетная (38,2 + 24,9) • 1,5 = 94,7 53 • 1,5 = 79,5 36/г • 1,5 = 546
Расчетные сочетания нагрузок,. Расчетные усилия в своде определя-
Рис. 180. К определению
координат сечений свода.
ных сечениях, соответствующих концам
ем, как для трехшарнирной
арки, при следующих соче-
таниях нагрузок.
Основные сочетания:
1) собственный вес свода,
собственный вес транспорт-
ных устройств Р с.в =200 кг
и снег по всему пролету;
2) собственный вес свода,
снеговая нагрузка на поло-
вине пролета и полная наг-
рузка от транспортных уст-
ройств 2Р=350 кг\ допол-
нительные сочетания — ос-
новное сочетание по второй
комбинации с добавлением
ветровой нагрузки.
Изгибающие моменты,
продольные и поперечные
силы определяем в расчет-
панелей свода (рис. 180).
Определение координат расчетных сечений свода
Определяем геометрические размеры, необходимые для вычисления
координат сечений по длине свода.
По рис. 181 имеем
/ 800 ,
tga— 750 —1,067,
откуда а=46°55/.
Далее
а + -к-") =
/ 4Г\
= 15,53 sin 46°55' + -g- ] = 14,32 м\
4’1 = 90° —а — = =.
41°
=90°—46°55/— 2- =22°35';
Рис. 181. К определению
геометрических размеров свода.
Но =2?cos( а 4- =15,53 -0,384 = 5,98 м.
376
Величину абсциссы определяем по формуле
хп = ---R cos <р„ ,
где
= ?о + П А <р;
<р0 —угол наклона радиуса, проходящего через опорную пяту
свода;
п—номер рассматриваемого сечения, принимая начало отсче-
та в левой опорной пяте свода.
Остальные обозначения были указаны выше.
Величину ординаты определяем по формуле
Уп = R sin — Но .
Определение координат приведено в табл. 3
Т аблица 3
Координаты расчетных сечений свода
| Сечение 1 пД? =?o+wAtP COS<p„ sincp„ flcos?rt В си в см Координаты
li х = —- — " 2 — l?COSCf>n в см Xsinc?„-//0 В см
1 5°50' 22°35'+5°50'= =28°25' 0,879 0,476 1365 740 72 147
2 И °40' 34°15' 0,827 0,563 1285 874 152 281
3 17°35' 40° 10' 0,764 0,645 1186 1001 251 408
4 23°25' 46°00' 0,695 0,719 1079 1117 358 524
5 29°20' 51°55' 0,617 0,787 957 1222 480 629
6 35° 10' 57°45' 0,534 0,846 828 1312 609 719
7 41°00' 63°35' 0,445 0,896 689 1392 748 л; 750 799—800
Определение усилий в расчетных сечениях свода
Изгибающий момент Мп , нормальную силу N„tn поперечную си-
лу Qn в трехшарнирном своде определяем по формулам:
Мп = Мо — Ну„
Nn —Qo cos + H sin ср,j ;
Q« = Qo sin <fn — H cos <p„ ,
где Л4’и Qo, —-изгибающий момент и поперечная сила на расстоянии хп
от левой опоры, определяемые, как для простой балки
пролетом /;
Н—распор свода;
У». —ордината и-го сечения.
Определяем изгибающие моменты, продольные и поперечные силы
от единичной равномерно-распределенной нагрузки на половине пролета:
377
I
при х<-^
Mo=^(4z “<?»=^(4z_х>
i
при х>~2
Мо = (I — хп); Qo = ^-;
О о
/2
H==qTf'
Значения этих величин приведены в табл. 4.
Находим усилия в своде от ветровой нагрузки.
По рис. 182 из условия равенства
относительно опоры А или В найдем
выражения для величины опорных
реакций:
____1
4 COS2 а
= —( 2,6 - Ц-У
8 I 4 cos2 а I
Из условия равенства нулю сум-
мы моментов сил, действующих на ле-
нулю суммы моментов всех сил
Рис. 182. К определению
усилий в сечениях свода
от ветровой нагрузки.
вую или правую половину свода отно-
сительно точки с (среднего шарнира),
найдем выражение для величин рас-
пора:
НА
Va
1,1рв I
16 cos2 а ]'
Нв =
2/1 в
1,9рв • I
16 COS2 а
Изгибающие моменты выражаются формулами;
левый полусвод
/
при X <
0,7рв х'*
Мп — — Va хп 4- На Уп — ’
- I
при х>~4
__ t/ v I ГТ ,, 0>7/?в 1о / 1о \ ] Рв I , 10\
Мп — va • хп + па • Уп 2 I хп 2 I ' 2 \ п 2 1
378
Таблица 4
Вычисление усилий в своде от единичной нагрузки слева на полупролете
Координаты, функции Сечения
и формулы 0 2 3 1 4 1 3 3 7 6' 5' 4' 3' 2' 0'
хп 0 1,52 2,51 3,58 4,80 6,09 7,50 8,91 10,20 11,42 12,49 13,48 15,0
СО8¥п ' 0,923 0,827 0,764 0,695 0,616 0,533 ±0 444 -0,533 0,616 -0,695 -0,764 -0,827 -0,923
х< х> -- с Н д со | со « - [со £• «• «5< £ "о "о О о О' О' — | О1 |сч 0,384 5,625 0,563 4,105 0,645 3,115 0,719 2,045 0,787 0,825 0,845 —0,465 0,896 -1,875 -1,875 0,845 —1,875 0,797 1,875 0,719 -1,875 0,645 —1,875 0,563 -1,875 0,384 —1,875
Qocos?« 5,190 3,390 2,380 1,421 0,508 -0,248 + 0,833 0,999 1,155 1,303 1,433 1,550 1,730
<?osin?n 2,160 2,310 2,009 1,470 0,649 0,393 -1,680 -1,584 —1,475 -1,348 -1,209 —1,056 -0,720
Н = q 16/ 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758 1,758
//costpn 1,621 1,453 1,343 1,222 1,083 0,937 ±0,780 0,937 -1,083 -1,222 -1,343 -1,453 —1,621
х< /fsin<pn V I qx„l 3 \ 2"’ 'M°== ~2 \4‘/~X'1/ 0/575 0,990 1,134 1,264 1,384 1,486 1,575 1,486 1,384 1,261 1,134 0,990 0,675
х> £ О я Г * a ' 0 7,390 10,920 13,720 15,480 15,712 14,064 11,418 9,000 6.712 4,706 2,850 0
Уи 0 2,81 4,08 5,24 6,29 7,19 8,00 7,19 6,29 5,24 4,08 2,81 0
НУп 0 4,940 7,172 9,212 11,058 12,64 14,064 12,64^ 11,058 9,212 7,172 4,940 0
Мп=Мо-Ну„ 0 2,450 3,748 4,517 4,422 3,072 0 + 0,742 -1,222 -2,058 -2,500 -2,466 —2,090 0
N, l=Qocos-?n + Hsm'.fn 5,855 4,380 3,514 2,685 1,892 1,238 +2,408 -2,460 2,485 2,540 2,567 2,567 2,540 2,405
Qn = <?о51псР,г—^cos?/! 0,539 0,857 0,666 0,248 -0,434 —1,330 -0,900 -0,647 -0,392 - 0,126 + 0,134 + 0,397 0,901
правый полусвод
. 3 ,
при X <. — I
.. Я 7 7 1 \ ГТ Рв / > V 0>3Рв 4) / 1-0 1
Л4П = Vb {I хп ) Нв • Уп 2~ I Хп ‘ 2^ I 2 ' | " 2 г
3 ,
при X > I
0,Зрв (х' )2
Мп = VB (I - хп) - Нв уп - .
Нормальные и поперечные силы выражаются формулами:
левый полусвод
I
при X < —
Нп = — Va COS <р„ — На sin <?п — Q,7pB хп sin ;
Qn = —VA sin <p„ + HA cos <p„ — 0,7pB x'n cos ;
I
при X > —
Nn = — Va cos<f>„ — Яд sin — 0,7pB~ sin in \-pB I x'n
A \
Qn = — Va sin<f>„ + HA cos <p„ —0,7pB -^-cos yn +/?B( x'n
sin -f„ ;
cos ;
правый полусвод
при x < I
Nn = — VB cos cp„ — HB sin <p„
О.З^в 4- sin +рв( — 4- | sin ;
•“ I ~ 1
Qn = Vb sin — HB cos <p„ — 0,3pB cos
[ , l0}
—P4xn — ^ J’ C°S 'ln ’
при
3 7
Nn = — VB cos <f>„ — HB sin <рл + 0,3pB x'n sin ;
Qn = VB sin cp„ — HB cos <?n — 0,3pB x'n cos ,
где x'n —абсцисса центра тяжести рассматриваемого сечения относи-
тельно осей координат, наклоненных к выбранным осям коор-
динат под углом а, определяемая по формуле
х'п = Хп COS а -}-Уп sin а;
380
Ь = 90°— (<р« а)—угол между хордой полусвода и касательной к сво-
ду в рассматриваемом сечении, измеряемый от
хорды по часовой стрелке.
Вычисляем составляющие опорных реакций, входящие в формулы:
Ул 0,6 + _^ j=i15,0 кг;
Ул— g ( 2,6 — 74 . о’б842 )==209’° Кг;
н _ 15 Lk , 1Д-54-15 О)по
А 2 8 ( 5 + Тб-0,6842 у 219,3 кг;
и = I5 /оопо 1,9-54-15^ оп„
Нв 2 • 8 ( ’ 16 • 0,6842 у 3,26 ’
где рв =54 кг!пог. м хорды.
Вычисление моментов в своде от
четнуюширину приведено в табл. 5.
Далее вычисляем усилия в сво-
де от действия сосредоточенного
груза Р в шелыге свода. Величины
реакций определяем разложением
•силы Р по линиям, соединяющим
ключевой шарнир с опорами (рис.
183). Из силового многоугольника
для сосредоточенного груза от соб-
ственного веса Рс. в. имеем
ветровой нагрузки слева на рас-
Рис. 183. К определению усилий .
в сечениях свода от сосредоточенной
силы.
Ra —Rb
Рс.в 200
2sin а 2 sin46°55/
200
2-0,730 ~~ 37 Кг
-и для полной нагрузки
(с учетом временной нагрузки)
^=мЖ=240 кг-
Изгибающий момент в сечениях свода определяется формулой
где у'п —ордината центра тяжести рассматриваемого сечения относи-
тельно осей координат, наклоненных к выбранным осям кооэ-
динат под углом а, определяемая по формуле
у'п == — хп sin а -ф уп cos а.
Нормальная сила
АР = Ra sin (o« + а)
и поперечная сила
QP = Ra COS (<pn -г- а).
Моменты в своде от действия груза Р в шелыге сведены в табл. 6.
381
Т аблица 5
Pg-5^ к фо гм
Вычисление изгибающих моментов в своде от ветровой нагрузки слева
«
0,7рв О,3ра
Координаты и формулы Сечения
°1 2 3 4 5 7 5' 4' 3 2' 0'
Хп 0 1,52 2,51 3,58 4,80 7,50 10,20 11,42 12,49 13,48 15,0
Уп 0 2,81 4,08 5,24 6,29 8,00 6,29 5,24 4,08 2,81 0
Х<^ VAxt- х>1--, VB(l-x„) 0 -175,00 -288,40 -411,34 -551,52 -861,70 -1004,16 -748,91 —525,09 -318,00 0
х'п =xracosa + ynsina 0 3,03 4,62 6,19 7,87 10,96 7,87 6,19 4,62 3,03 0
Z - 0,7рвх'п 0 -173,00 -402,00 -
Л ' 4’ 2
х ; 1 <>WO( , ^\,Рф Ч2 ’ 4 ’ 2 V" 4 / 2 V" 2 / — — — —700,00 -908,10 -891,90 — — — — —
2 ’ 2 \ л 2 / 2 \ " 4) — — — — — — 609,71 320,00 — — —
V2 3 0,3/4 " А ’ 4 2 — — — __ — — — 174,00 74,00 0
Координаты и формулы
х< Н\У„> х>-^-Нвуп 0 616,15 894,62
1 с< м=~ V.X„ 4 Н, у - 0 268,00 204,00
4 п Л п т Л у и
Х> -л. - УхХп + Н, -
0’7Р-Ч г' 4- Р*( ' ‘° V
2 к " 4 ; 2 \А" 4 /
+ 2 V п 2 J Р 2 \ « 4 / — — —
3 °-3Рв^^
Л'>4Д/И/г VbV 'г/+"вЛ;+ '2 "
Продолжение табл. 5
Сечения
4 5 7 5' 4' 3' 2' 0'
1148,97 1379,21 1753,60 20,00 17,00 13,00 9,00 0
— — — — __ — —
38,0 —80.40 0 — — __ — —
— — — 374,50 -412,0 — — __
— — — —338,00 — 235,00 0
Таблица 6 '
Вычисление изгибающих моментов в своде от сосредоточенного
груза в шелыге
Координаты, функции и формулы 0 Сечения
2 3 4 1 5 7 5' 4' | 3' 2' | 0'
Хп 0 1,52 2,51 3,58 4,80 7,50 10,20 11,42 12,49 13,48 15,0
Уп 0 2,81 4,08 5,24 6,29 8,0 6,29 5,24 4,08 2,81 0
sina - 0,729 0,729 0,729 0,729 — 0,729 0,729 0,729 0,729 —
COsa — 0,684 0,684 0,684 0,684 — 0,684 0,684 0,684 0,684 —
у’ =-A-„Sina+ywcosa 0 0,80 0,96 0,96 0,80 0 0,80 0,96 0,96 0,80 0
М^КаУ'п^У'п 0 -192,0 -230,4 -230,4 -192,0 0 -192,0 -230,4 —230,4 -192,0 0
Mvn=Rjn =R„y'n 0 -110,0 -131,5 -131,5 110,0 0 -110,0 -131,5 -131,5 -110,0 0
В табл. 7 подсчитаны значения расчетных изгибающих моментов;
нормальные и поперечные силы приведены только для сечений в пятах
и шелыге свода, а также для сечения с наиболее невыгодным сочета-
нием моментов и продольных сил.
При составлении табл. 7 для третьей комбинации нагрузок все уси-
лия, кроме усилий от собственного веса, умножены на коэффициент
0.9 (§ 4, стр. 14).
Расчет элементов свода
Проверка сечения косяков
По наиболее опасному сочетанию изгибающего момента с соответ-
ствующей нормальной силой в сечении 3 (табл. 7) производим под-
бор сечений косяков свода. Для этого сечения
Л43 =—580 кгм; А3=837 кг.
Задаемся размерами косяка в середине его длины:
h—22 см; b =7 см; у =3,14<4,5; -^-=-^2—= 10,2> 10
(см. § 13, стр. 95).
Площадь сечения косяка
Fep =7’22=154 см2.
3 84
Т аблица 7
Таблица расчетных усилий в сечениях свода
Схема нагрузки и усилие в сечениях свода Основные сочетания Дополнитель- ные сочетания
। Сечения 1 „ > УТТТТГП Щдшшшш А в >=вО*г^с г.* пттиттл Ис^гООк : гР=350« Ден
МЩИШНПЕМИЯШ
хп С Г М кгм д е 111И111|11111н1 ’А ж At» / \ 3 о,?4 0,3P, и
-fl I S
М кгм М кгм ! | М кгм М кгм М кгм М кгм М кгм М кгм
«за 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0
2 1,52 2,450 34 196 268 —ПО -192 —47 38 268
3 2,51 3,740 121 300 204 —132 -230 102 191 354
4 3,58 4,517 191 361 38 —132 —230 234 322 330
5 4,80 4,422 225 354 - 80 -ПО -192 304 327 288
7 7,50 0 0 0 0 0 0 0 0 0
5' 10,20 -2,058 225 —165 —374 -ПО —192 304 -132 —444
4' 11,42 -2,500 191 -200 -412 —132 -230 234 -239 -582
3' 12,49 —2,466 121 -197 —338 —132 -230 102 -306 -580
2 13,48 —2,090 34 —167 -235 -ПО -192 -47 -325 —512
0' 15,00 0 0 0 0 0 0 0 0 0
W кг Q -.г N кг Q кг W кг Q кг N кг Q кг М кг Q кг N кг Q кг N кг Q кг N кг Q кг N кг Q кг
0 0 5,865 0,539 785 - 34 470 43 —190 158 127 -48 222 —84 1574 -111 1477 — 85 1250 67
7 0,742 —2,ч60 300 —148 60 -196 —277 77 127 48 222 84 679 —224 582 -260 317 -175
7,50 | 2,408 -0,900 300 148 192 - 72 -230 - 174 127 —48 222 —84 679 224 714 8 478 —154
3' 12,49 2,567 0,134 577 - 51 205 И -158 58 136 45 239 78 1134 — 49 1021 38 837 86
2' 13,48 2,540 660 204 — -167 — 135 — 237 — — — — 920 —
ы О' 15,00 2,405 0,901 785 34 192 72 -194 77 127 48 222 84 1574 111 1199 190 996 249
Размеры гнезда:
высота
. л 22 _
Л2 = = 47 —5, 5 см;
ширина
а = 2Ь—0,2 = 2- 7—0,2=13,8 см;
площадь ослабления косяка
Л,™ =5,5-7=38,5 см9-
Проверку косяка на сжатие с изгибом производим до формуле (80)
М8
- ________—1— -------------- D
FHT2 sin ах &ф тк VTht sinaj-S с’
где
Рт = Рбр—^осл =154—38,5=115,5 см2;
_ 7 (223—5,53) ,
6•h 6-22
/?ф =2—коэффициент разгружающего действия
фронтонов при
В
5
21 О
=0,9450 1,0 (по табл. 26);
aj=45°; (sin 04 = 0,707) —угол между косяком и осью свода
(рис. 185);
. . X’ М 2272 594
3100 ' F6p Rc ~ 3100 * 154-130 ’ ’
где
. 4,5 /0 4,5-0,5-22,20
X — — — —----------——--------=22/ —расчетная гибкость свода;
h 0,22
/0 =0,5s=0,5-22,2 3t—расчетная длина дуги свода при несим-
метричной нагрузке (§ 13, стр. 95) и пол-
ной длине дуги s = 22,2 м;
л/ 837
NK = „-О- — т, „п-= =594 кг —продольное усилие в косяке.
2sinaj 2 • 0,707
Подставляя значения величин в формулу (80), получим
837 । 58000 ,0._
115,5-2-0,707 2-1-0,507-555,8-0,707 5,1 " л '
130- 1,1 = 143 кг!см2.
где 1,1—коэффициент, учитывающий повышенное качество заводского
изготовления (§ 3, табл. 3, прим. 5).
Проверяем принятое сечение косяка в пределах световых проемов
на боковой изгиб, возникающий вследствие внецентренности примыка-
ния косяков в узлах.
В расчете принимаем в запас прочности значение изгибающего мо-
мента и нормальной силы в сечении 2 М2 = —512 кгм; А,г2 = 920 кг.
386
Изгибающий момент от внецентренности крепления в направлении
меньшего момента инерции косяка (рис. 184)
Л4Экс = NK b = 650 • 7=4550 кгсм,
м М 920
где /vK = =-.—= _ п-„7^-=о50 кг—усилие в одном косяке;
2 sinaj 2-0,707
Ь~1 см—ширина косяка.
Проверку прочности производим на сжатие с изгибом с учетом из-
гибающих моментов в двух плоскостях по формуле
М ____ _ _______; 0,5Мэкс
Fm 2 sin " /гф т„ • ?Л. U7HT х sin аг 1 ти W',,^ с ’
где
(Л --Л2)..^ _ (22-5,5)-7* -
И'нт — /* — с •—134,8 см\
* о о
/м 0 5-210
= Г ~ 7>+х<Т+ ~ 51; =0,5(20+22) -7=147 см>-
Е==1_Л N« ^1...-512.
у 3100 F6pRc 3100 147-130 ’
Площадь сечения косяка F‘6p вычислена по средней высоте меж-
ду серединой и опорой косяка.
Остальные обозначения и их значения даны выше. Подставляя по-
лученные величины в вышеприведенную формулу, получим
__ 920 _____________51200 д 0,5-4550 _
115,5 -2-0,707 2 I 0,507 555,8 • 0,707 1-134,8 • 0,72 ~
=5,7+126,0+23,5=155,2 >1,1- 130=143 кг/см^-
к и
Для уменьшения влияния момента (И9ксиз плоскости ставим
в узлах из досок сечением 2,5X15 см (рис. 187,е).
распор-
Рис. 185. Схема разложения сил в узлах
свода у торцовой арки.
Рис. 184. Схема работы
косяков в плоскости их
меньшего момента инерции.
Крепление продольного настила к фронтону
Крепление настила к фронтону производим исходя из наибольше-
го значения нормальной силы в сечении 3, где N3= 1134 кг.
Продольное растягивающее усилие в направлении образующей сво-
да (рис. 185)
+> = ,V3 сtg at = 1134 • 1,0= 1134 кг.
25* 387
Принимаем продольный настил из досок 2,5X15 см и прикрепляем
его гвоздями d =3,5 мм, I =80 мм. Несущая способность гвоздя
на 1 срез по приложению 18
7=31 кг.
Необходимое количество гвоздей между двумя смежными узлами
1 Np Н34
7Z = =+=—„—= 36,6 ШТ.
1 о 1
Принимаем 40 гвоздей исходя из расстановки их на восьми досках
на расчетном участке. Деталь забивки гвоздей дана на рис. 186.
Рис. 186. Деталь забивки гвоздей
в продольный настил арки:
1—гвозди; 2—центр узла; 3—косяк; 4—торцовая арка.
Настенные брусья опи-
раются на сборные фундамен-
ты, расположенные под опор-
ными узлами свода, что ис-
ключает работу брусьев на из-
гиб. Поэтому проверку настен-
ных брусьев на изгиб не про-
изводим (деталь настенного
бруса см. на рис. 187, ж).
Брусья прикрепляются к
фундаментным столбам двумя
анкерными болтами d=16 мм.
Общий вид конструкции
свода со схемой торцового кар
каса приведен на рис. 187.
Проверка сечения торцовой арки
Рассматриваем торцовую арку как неразрезную балку и пренебре-
гаем ее кривизной ввиду большого значения радиуса кривизны и малой
стрелы подъема панелей.
Опорами балки являются стойки и подкосы элементов торцового
каркаса (рис. 187, б).
Для расчета выделяем участок, находящийся в наиболее неблаго-
приятных условиях между сечениями 4, 5 и 6.
Определяем угол наклона участка 4—6 (рис. 188)'
4 719—524 195 „ „„„
tg ~~ 609 —338 ~ 25 Г ~0,77 ‘ ’ “2 ~~37 45 '
Составляющая q х нагрузки на 1 м2 поверхности свода на этом участке
<7л-=£с.в+рси«=583,0 кг!м2,
где gc.B = (24,9+38,2) cos 37°45/=63,1 • 0,790=50,0 кг/м2 — нагрузка от
собственного веса крыши и свода
рсн = 58 • cos2 37°45' = 53 *0,7902 = 33,1 кг!м2 — нагрузка от
снега.
388
Рис. 187. Конструкция свода:
а—'Геометрические размеры свода; б—схема торцового каркаса; в—поперечный разрез; г—тор-
цовый фасад; д—развертка свода в плане; е—деталь настила в пределах оконного проема;
э/с—деталь настенного бруса; /—кружальная торцовая арка; 2—стойка каркаса; 3—подкосы;
4—ригели для крепления обшивки; 5—распорки; 6—асбестоцементные плоские плитки; 7—про-
дольный настил из досок; 8—асфальтовый пол по основанию из тощего бетона; Р—левый
опорный брус; /Р—анкерные болты: //—усиляющие доски светового проема.
Нагрузка, действующая на 1 пог. м торцовой арки
qxB(. 2 \ 83,0-21,0/ . 2 \ _О1 „ ,
<7ф — 2 I ЗАф /— 2 I г~' 3*2 /—581,0
где В—21 м—длина свода ( 2,5S—см. формулу (83) .
Собственный вес торцовой арки
ga =0,07 • 0,22 • 2 • 500=15,4 кг!пог- м.
Изгибающий момент определяем, как для двухпролетной неразрез-
ной балки
М =—0,125 (7Ф +ga )/2=—0,125-(581 + 15,4) • 1,492 = —166 кгм,
где /=1,49 м—длина хорды арки.
Принимаем сечение арки из двух рядов косяков с размерами кося-
ка в середине Ъ hK =7><22 см и по концам—-7X^0 см.
Проверяем прочность арки на изгиб
М = 16600 кгсм < та /?и 1Г„Т= 1-130- 508=66000 кгсм,
7 • 222
где ФХ =0,9 —g—=508 см3— момент сопротивления одного нераз-
резного косяка с учетом ослабления
гвоздями в пределах 10% площади
сечения.
Гвозди, скрепляющие косяки между собой, принимаем (/ = 0,5 см,
I ~ 15 см.
Рис. 188. Схема разложе-
ния нагрузки, действующей
на торцовую арку.
Рис. 189. Торцовая арка и крепление к ней косяков
свода:
/—-торцовая арка; ^косяки-
Расставляем гвозди в один вертикальный ряд возле стыков, как по-
казано на рис. 189; определяем расстояние между рядами гвоздей;
а = 4-----2 • 15 d = 14J°-- -2 • 7,5=59,5 см.
Требуемое количество гвоздей
, __ М 16600
П~ аТ ^59,5-100
= 2,78 шт,
где 7=100 кг—несущая способность гвоздя на один срез в несиммет-
ричном соединении (см. приложение 18).
Ставим крнструктивно по 4 шт. с каждой стороны стыка,
390
Крепление косяков к торцовой арке
Крепление косяков к торцовой арке рассчитываем на перерезываю-
щую силу в сечении 6 от полного загружения собственным весом и сне-
гом на '/г пролета.
Перерезывающая сила в сечении 6 (см. табл. 4)
Qe-=(Q_, +Qn )gc.B + Q. -Pch= (—1,330 + 0,647) • 350—1,330 • 231 =—546 кг,
где Q.t —перерезывающая сила в сечении 6
при загружении арки единичной на-
грузкой q—\ на ’/г. пролета слева;
Qn —перерезывающая сила в сечении 6
при загружении арки единичной на-
грузкой <7=1 на 'Л пролета справа;
gc.B —581 хх =350 кг/пог. м—-нагрузка на 1 пог. м торцовой арки
оо
от собственного веса;
33
/+«=581 „-„ =231 кг/пог. лг—нагрузка на 1 пог. м торцовой арки
ОО
от снега.
Принимаем гвозди d =0,55 см, I =17,5 см.
Несущая способность одного среза гвоздя
7=121 кг (см. приложение 18).
Требуемое количество срезов гвоздей на одну панель для крепления
двух косяков
лтр ~ ТЪГ =4,5^6 шг
Р каждом конце косяка забиваем по три гвоздя.
Деталь крепления свода к торцовой арке дана на рис. 189.
Определение геометрических размеров кося|<ои
На предыдущих расчетов шаг косяков
р= 1585—1,414« 70= I486
длина косяка (без шипов)
11 = 1,4140=1,414» 1486 = 2101 ли;
скос fi верхней грани косяка
== 7? Л - cos = 15530 (1—0,9987) =20,2^20 мм;
торцовый скос /2 боковой грани косяка
/2 = (ЛК- /j) 1g 3 = (220—20) 0,0358=7,8^8 мм,
где
sinp =1,414 sin -^- = 1,414-sin l°27z =0,0358,
откуда
3=2°03z и = 0,0358.
•391
Длин* ко»яка по нижней грани (без шипов)
= —• 2/, =2101—2'8—2085 мм;
полная длина косяка по нижней грани (включая шипы)
£а = £х 4-2^=21014-2-70=2241 мм.
Детали косяков свода и торцовой арки даны на рис. 190.
Рис. 190. Конструктивные элементы и узлы свода:
а— косяк и его детали; б—узел свода и его центрирование; е—косяк торцовой арки.
Размеры врубок в опорные настенные брусья для опирания косяков
свода приведены на детали (рис. 187,ж).
Указания по изготовлению и монтажу свода
На косяки отбирается лесоматериал II качественной категории,
прямослойный; на настенные брусья и коньковый прогон—III качествен-
ной категории. Весь лесоматериал должен быть воздушно-сухим с влаж-
костью не более 18%.
Косяки, настенные, брусья и коньковый прогон изготовляются на
заводе по заранее заготовленным шаблонам. Сборка свода производится
в следующем порядке: предварительно на земле у пят торцовой арки
собираются два монтажных участка (рис. 191); по центрам узлов, на-
мечаемых в точках а, б, в, г, прочерчиваются по рейке линии аб и
авга и по этим линиям производятся сквозные пропилы сетки в узлах.
При этом пропилы должны быть расположены перпендикулярно к ниж-
ней грани сквозного косяка.
В результате такой операции получаются монтажные участки абг и
абв угловых частей свода у пят торцовой арки.
Отрезанные косяки монтажного участка служат шаблонами для
всех остальных косяков, примыкающих к опорным брусьям и к торцо-
вой арке,
Ж
Дальнейшая сборка свода производится симметрично от обоих на-
стенных брусьев к коньку свода с пришивкой косяков гвоздями к тор-
цовой арке и настенным брусьям.
Для поддержания сетки свода в проектном положении во время
сборки применяются передвижные подмости.
Собранные участки конструкции покрываются настилом, скрепляе-
мым с косяками гвоздями а ==3,5 мм; 1—80 мм (по два гвоздя на
доску).
Мероприятия по химической защите древесины указаны в. табл. 8.
Таблица 8
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций Способы антисептирования
Дощатый настил кровли и кося-
ки свода
Подкосы, стойки, ригели, рас-
порки и другие элементы конструк-
ции торцовых стен со всех сторон,
кроме пят, опирающихся на камен-
ную кладку
Пяты стоек и других элементов,
соприкасающихся с кладкой
Настенный брус по всему пери-,
метру сооружения со стороны при-
легания к кладке
Двукратная обработка водным
огнезащитно-антисептическим раст-
вором
То же
Сухое антисептирование (из ра-
счета 200 г на 1 ж2 плоскости) с про-
кладкой толя
Обработка пастой марки 200 с
прокладкой толя с двух сторон,
соприкасающихся с кладкой.
Обработка остальных двух сто-
рон водным огнезащитно-антисепти-
ческим раствором
МЯ6
Рис. 191. Начальный монтажный участок свода:
/•—линия примыкания к правому опорному брусу; 2—линия
пр.ум^.азия к торцовой арке; .3—линия примыкания К лево-
му опорному брусу,
393
Показатели расхода материалов
Таблица 9
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию покрытия свода (15XL486 м}
Наименование показателей Единица измере- ния Одна секция свода Обре- шетка кровли Оконное обрамление, отнесенное к секции Всего
Древесина (на секцию) 1,105 0,624 0,133 1,862
То же, приведенный слой см 4,91 2,77 0.591 8,27
Сталь (на секцию) кг 2,75 не под- 2,75
То же, на 1 м2 плана - 0,12 считаны 0,12
Вес элементов конструкции (на секцию) кг 553 315 200 1068
То же, на 1 м2 плана 24,5 14,0 8,9 47,4
Коэффициент собственного веса свода
ь 1000-24,5-1,5
С Б ’ 15 (86,0+56,7+24,5+20,4)
что меньше принятого на стр. 375 при предварительном определении соб-
ственного веса свода.
1 Расход материалов на одно окно отнесен к площади 67,5 +
Глава VI
ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ
ПРИМЕР 12. ТРЕХШАРНИРНАЯ РАМА СКЛАДСКОГО ЗДАНИЯ:
ИЗ БРЕВЕН (ВАРИАНТ I); ИЗ КЛЕЕНЫХ БЛОКОВ (ВАРИАНТ II)
Запроектировать несущие конструкции неутепленного железнодо-
рожного пакгауза рамного типа с консолями в двух вариантах: постро-
ечного и заводского изготовления. Пролет рамы 7=15 м. Вылет консо-
лей в пределах 2,5—3,0 м. Длина пакгауза 66 м. Место строительства—
г. Куйбышев.
Выбор конструктивного решения здания
Учитывая назначение здания и удобство возведения его, ограждаю-
щие конструкции пакгауза проектируем из волнистых асбестоцементных
листов, а основную несущую поперечную конструкцию решаем в виде
трехшарнирной двухконсольной рамы.
Кровлю принимаем из волнистых листов усиленного профиля типа
ВУД длиной 2300 мм. Задаваясь уклоном кровли i =1 : 4( а>=1402';
sin 9=0,2425; cos а =0,9702), уточняем вылет консолей рамы и основ--
ные геометрические характеристики разбивки элементов кровли по скату.
При типовой двухпролетной схеме опирания асбестоцементных ли-
стов расстояние между осями прогонов в плане принимается 1000 мм,
что соответствует расстоянию 1031 мм вдоль ската. При этом вели-
чина нахлестки листов получается равной 2300—2 • 1031—238 мм. От
конька до стойки рамы размещается по 3,5 листа. На консолях уклады-
ваем по 1,5 листа. Тогда вылет консолей рамы составит:
в плане
а= 1000 • 2 (3,5+1,5) +100+115—7500=2715 мм,
где 100 мм—расстояние от конька рамы до оси ближайшего прогона,
115 мм—свес листа за крайним прогоном;
вдоль ската
2715
01 0 970 =2797^2800 мм-
Далее определяем высоту рамы и основные размеры по осям обра-
зующих ее стержней,
395
Располагая в продольной стене по высоте 2 асбестоцементных листа
того же типа ВУ-2 при величине нахлестки 100 мм, получим высоту вер-
тикальных стоек рамы
Аст==2 • 2300— 100—275=4225 мм,
где 275 мм—предварительно принятое расстояние от оси ригеля до
верха прогона кровли. Тогда расстояние от оси ригеля на концах кон-
солей до низа рамы (при tga=0,25) будет
До =4225-2715-0,25 = 3547 мм
и высота рамы в середине пролета
ЛР =4225+0,25-7500 = 6100 мм.
Для обеспечения необходимой жесткости рамы в поперечном раз-
резе здания устраиваем наклонные подкосы, примыкающие к ригелю на
расстоянии и=2,5 м в плане от осей вертикальных стоек.
По геометрическим размерам поперечной рамы найдем основные
углы между ее стержнями и необходимые тригонометрические величины.
Величина угла 0, образованного стойками рамы и подкосами, опре-
делится из выражения
== Аст+ ntga4,225+2,50 • 6j5~ ==0,5165;
3=27°17Л, sin р=0,4584; cos ₽ =0,8888.
Величина угла между ригелем и подкосом
7 =90°—a — р =90°—14°2—27°17, = 48°41/;
sin 7 =0,7511; cos 7=0,6602; tg 7 =1,1376-
Величина угла <|» между ригелем и стойкой
ф == 90° - a = 90°— 14°2' = 75°58';
sin Ф=0,9702; cos Ф =0,2425; tg Ф =4,0009.
По длине здания располагаем рамы с шагом sp =6 м. Шаг край-
них рам для образования свеса кровли сокращаем до $кР =5,5 м.
Возле торцов здания и в третях его длины в плоскости стоек рамы
располагаем вертикальные связи, обеспечивающие его продольную
устойчивость.
В плоскости ригелей рамы устраиваем скатные связи, которые при-
крепляем к прогонам снизу и располагаем их по длине здания в тех же
местах, где и вертикальные связи. Расстояние между связевыми фер-
мами при этом не превышает рекомендуемой предельной величины 30 м.
Схема здания показана на рис. 192.
Рама из бревен (вариант I)
При построечном изготовлении конструкций раму и прогоны
кровли проектируем из сосновых бревен; прогоны стен и вертикальные
связи—из пластин, скатные связи—из досок. Влажность древесины
должна быть не более 25%; объемный вес ее 7 =500 кг/м3.
Соединения несущих конструкций здания осуществляем на врубках,
лобовых упорах и болтах. Крепление связей—на болтах и гвоздях,
396
Рис. 192. Конструктивная схема здания:
/—трехшарнирные рамы; 2—прогоны кровли; 3—прогоны фахверка; 4—окат-
ные связи; 5—продольные вертикальные связи; 6—волнистые асбоцементные
листы усиленного профиля (ВУ-2) размером 2300x1000.
Расчет ограждающих конструкций пакгауза
Нагрузки
Собственный вес кровли £"р =22 кг/м2 горизонтальной
проекции [29]; прогонов—g"p кг/.и по подсчету.
Снеговая нагрузка (см. приложение 2) для 3-го района СССР
р“н =р • с = 100 • 1 = 100 кг)м2 горизонтальной проекции,
где с=1 для простых двускатных покрытий при а<25°.
Ветровая нагрузка (см. табл. 2 приложения 3)
р” = Q ’ •=
где Q =30 кг'л-Р—скоростной напор ветра для первого географическо-
го района СССР на высоте над поверхностью зем-
ли до 10 ж;
k—аэродинамический коэффициент, зависящий от при-
нятой конфигурации здания; для вертикальных по-
верхностей с наветренной стороны £ = —[—0,8; с под-
ветренной стороны k = —0,6; для наклонных поверх
ностей кровли с наветренной стороны при а=15°
k——0,8; с подветренной стороны k = —0,4.
Коэффициенты перегрузки (по приложениям 1, 2 и 3):
Для собственного веса конструкций (при отсутствии
термоизоляции)...........................п„ =1,1
Для снеговой нагрузки......................пр =1,4
» ветровой » пр — 1,2
Прогон кровли
Прогоны кровли принимаем разрезными однопролетными из бревен
с односторонней стеской на глубину ^0,03 d (d—диаметр бревна) со
стороны укладки на них листов кровли.
Предварительно задаемся диаметром прогона rf=20 см; подсчет
нагрузки на 1 пог. м прогона при расстоянии между ними в плане 1,0 м
приведен в табл. 1.
Таблица 1
Нагрузки на прогоны кровли
Нагрузки Норматив- ная нагруз- ка в кг/м Коэффициент перегрузки Расчетная нагрузка в кг/м
Вес кровли (22-1,0) Собственный вес прогона 22 1,1 24,2
/А.14-0’20* .500. 1,0 ) , . . \ 4 / 15,7 1,1 17,3
Снег (100-1,0) 100 1,4 140
Итого 137,7 q = 182
-818 кгм,
Расчетный изгибающий момент
= 182'61
8 8
где /—пролет рамы, равный sp =6 м.
398
Пренебрегая влиянием незначительной стески на несущую способ-
ность прогона, определим требуемый диаметр его сечения:
из условия прочности по формуле 1
32Л4 з Г 32-81800
V V 314-1Д-130
см,
где та =1,2—коэффициент условий работы на изгиб для бревен, не
имеющий врезок в расчетном сечении;
из условия требуемой жесткости по формуле 2
^-1./ -1 /'5-1,38-600^200 ,
d V 6 •-[£/] V 6 - 3,14-105 - 600 19,9 > 17,5 ел,
Принимая диаметр прогона d =20 см в середине его пролета, по-
лучим диаметр бревна в отрубе (при сбеге 1 см/м)
d0 =20,0—1 -3=17,0 см.
Опирание прогонов на ригель рамы осуществляем косым прирубом
(рис. 193), располагая прогон тонким концом над комлем прогона со-
седнего пролета.
Глубина а подрезки тонкого конца его над опорой должна удовле-
творять условиям (§ 8, табл. 19, по аналогии с элементами прямоуголь-
ного сечения): при
F 3,14- 172 ~2,5 Кг1См2
4
а < 0,56=0,5 16=8 см;
при 6=18-М2 см
а <0,46=0,4- 16=6,4 см,
где А = 182 -3=546 кг—
реакция разрезного прогона
(см. табл. 1).
Для 6=16 см прини-
маем а —4 см.
Длину взаимной врезки
прогонов принимаем равно?
/вр = 26 = 32 см.
Рис 193. Деталь сопряжения прогонов на ригеле
рамы.
Прогон продольной стены
Прогоны располагаем по высоте стен через 2 м. Стыки волнистых
листов обшивки стен пакгауза осуществляем внахлестку величиной
100 мм на шурупах, прикрепляющих листы к прогонам стены.
Вес обшивки стен передаем на нижний бетонный цоколь.
Тогда прогоны будут воспринимать только ветровую нагрузку и се-
чение их определится из расчета на изгиб в горизонтальной плоскости.
1 Формула получена из основной формулы проверки прочности изгибаемых эле-
ментов М <ти W с подстановкой для круглого сечения значения W-= -=-
<52.
2 Формула получена из формулы для определения прогиба изгибаемых элементов
5 <?н zp . тгШ
j • —ev"c подстановкой для круглого сечения значения / = •
иоЧ От-
399
Расчетная нагрузка на 1 пог. м прогона
q=P* • гар • k • b =30- 1,2 0,8 • 2=57,6 кг/м-
Расчетный изгибающий момент
м=?р 5M-j3!=259 ^
о о
d
2
Сечение прогонов принимаем из пластин
20
2’
опиленных на
два канта глубиной h =0,1 d =0,1 • 20=2 см (рис. 194).
Тогда размер хорды (см. приложение 8)
d=200-~>
Рис. 194. Деталь распи
ловки бревен для прого-
нов фахверка.
Ь = 0,6d = 0,6-20=12 см
и момент сопротивления сечения прогона
kyI6p_ 0,69 • 3,14 • 204
г — 2-64 (10—2)
338 см3,
где /гу = 0,69 при h — Q,ld (см. приложение 9).
Несущая способность прогона на изгиб
та Гнт = 1 • 130 -338=44000>25900 кгсм,
где тк =1—коэффициент условий работы
на изгиб для элементов с раз-
мерами сторон сечения менее
15 см.
Относительный прогиб прогона
f 5q" - I3 5 • 0,48 • 6003
I ~ 384£7 ~ ~ 384-10“5-2704
1
200
где
qH =0,30-0,8-2=0,48 кг]см-,
1 = Г(г - A) =338 • 8=2704 см4.
Статический расчет рамы
Геометрическая схема рамы с обозначением узлов, стержней и про-
межуточных сечений для ригеля приведена на рис. 195.
Рис. 195. Геометрическая схема рамы.
400
Нагрузки
Ввиду .частого расположения прогонов кровли нагрузки на раму
считаем равномерно распределенными.
Собственный вес кровли и прогонов
24,2+17,3^42 кг/м2 плана (табл. 1);
собственный вес рамы с учетом веса связей
_ 22+15,7+100 , . 1О О1 . „
gp 1000 1000 1,1 • 1,2 21 кг/м ,
/гс.в-/ ~5(15+2~-2,72)
где gH и р“н—нормативные нагрузки от собственного веса покрытий
и снега (табл. 1);
&с.в=5—коэффициент собственного веса для легких рамных кон-
струкций;
I—пролет рамы с учетом консолей;
ng =1,1— коэффициент перегрузки для постоянной нагрузки;
<х=1,2—коэффициент, учитывающий вес связей.
Расчетная погонная нагрузка от собственного веса кон-
струкций на ригель
£=(42+21) -6=378 кг/м
Снеговая нагрузка
рса =140 • 6=840 кг/м.
Ветровая нагрузка: активная на стойку рамы с наветрен-
ной стороны
р'в с=30 • 1,2 • 0,8 • 6=173 кг/м\
отсос на стойку рамы с подветренной стороны
р"пс —30- 1,2 -0,6 • 6=130 кг/м-,
отсос на ригеле рамы с наветренной стороны
//р=30-1,2 -0,8 -6=173 кг/м-
отсос на ригеле рамы с подветренной стороны
р* р = 30 • 1,2 • 0,4 • 6=86,5 кг/м.
Определение усилий в элементах рамы
Усилия от собственного веса конструкций (рис. 196). Ввиду симмет-
ричности рамы опорные реакции равны:
A=A' = g( а + — ^=0,378 (2,72+7,5) =3,86 т.
Распор рамы найдем из равенства нулю моментов сил относитель-
но ключевого шарнира С S Мс =0
/ г ( I •
Д • ~ ~ + а
„ 2 2\2 J 3,86 - 7,5—0,189-10,222 ,
/у -----------\__------------------г—---------------=1,151 т.
Ар 6,1
2в--40е
401
Продольные усилия в элементах рамы:
в подкосах
в стойках
V = V' = — А — D cos? =—3,86+3,30 • 0,889=—0,93 т;
в ригеле в сечениях у ключевого шарнира С
М — N&= — Н cos а =—1,51- 0,970=— 1,465 т;
Рис. 196. Эпюры М и N в раме от собственного веса
конструкций.
в сечениях у узлов В и В' с внутренней стороны
Nb,b = Mr в= М — £ ( 4,----« J sin а =
= — 1,465—0,378 • 5 • 0,242=— 1,920 т;
с наружной стороны
Мз.н =Мг.в = М.в -Deos 7 =—1,920+3,30-0,660=0,260 7
в сечениях у узлов Б и Б' с наружной стороны
М.н = Мг.н = g a sin а=0,378 • 2,72 -0,242=0,25 т;
с внутренней стороны
М.в — Mr .в = М.н + V sin а = 0,25—0,93» 0,242 = 0,03 т.
402
Определим изгибающие моменты s опорных сечениях ригеля рамы
(в узлах Б, В, В' и Б'), а также в промежуточных сечениях его, распо-
ложенных через 1/6 полупролета в точках 1, 2, 3, 4, Г, 2', 3' и 4', т. е.
через каждые 1,25 м по длине проекции ригеля:
лл лл ga2 0,378-2,722
Мб — Мб’ =----~ -------=—1,395 тм;
.. лл Z1* , н х , 0,378 - 52 ,
Мв = МВ' = — -(-//• tg а • Z =-------g------+
2
+ 1,51 -0,25 -5=—4,73+1,89=—2,84 тм;
gx2 0,378-1,252
= Mv= - + Н • tga%!=-------
+ 1,51-0,25-1,25=0,177 тм;
gx2 0,378- 2,52
М2 = М2’ = — ~~ + Н tg a х2=--------------
М4 = Л14< =
+1,51 -0,25 • 2,5=—0,237 тм;
gx2 0,378-3,752
Л43 — Л43-=— —+ Я tg а х3=-----------.--------
4* £
+ 1,51 • 0,25 - 3,75=—1,240 тм;
Мб+Мв , gezr2 -1,395—2,84 ,
2 ' 8 ° ~Г
2
, 0,378-2,52 1Я9_
= —1,822 тм.
1 8
Здесь хп —расстояние в плане от точки С до рассматриваемого
сечения в точке п.
Эпюры М и N в раме от собственного веса конструкций приве-
дены на рис. 196.
Усилия от снеговой односторонней нагрузки на левой половине ри-
геля рамы (рис. 197). Опорные реакции:
а +20,5 - + 0,5/ )
Рен
А =------
А'
Распор
0,84-10,22(5,11+7,5)
15
= 7,22 т;
0,51 -
а + 0,5/
2”
I
0,84-10,22(7,5—5,11) .
=------------й------------1,37 т.
„ А'-0,5/ 1,37-7,5 , ,;о
Н =-----------= ------------ = 1,68 T.
Пр 6, 1
403
Усилия в элементах левой полурамы:
П Н !’68
и ==----;—т- = — „ ,г<5 =—3,Ь7 г,
sin р 0,458
V = — А — D cos р =—7,224-3,67 • 0,889=—3,96 т;
Nc= — Нс- cosa-4 Vc- sin a=—1,68 • 0,97+1,37 • 0,242=—1,30 т,
где Vc—вертикальное усилие в шарнире, равное Х'= 1,37 т;
НЪл = Nc - рсн • е • sin a =—1,30—0,84 • 5-0,242=—2,32 г,
Л'в,. = ^.в-D cos-(=—2,32+3,67-0,660=0,10 т;
Рис. 197. Эпюры М и N в раме от снеговой нагрузки слева.
Л+н = Реп • a sin a =0,84 • 2,72 0,242 = 0,552 т;
Л+в = А^н.н + V - sin a=O, 552—3,96 • 0,242 = —0,406 т;
дд Реп • cP 0,84 • 2,722 „ ..
МБ — — ——~-----= —---------?--=—зд1 ГЛ{.
А £
М РепСР It,. | ,, 0,84 -52 .
Мъ -----------\-Н - tgae 4 Vce =--------2----1-
+1,68-0,25-5+1,37-5=—1,55 тм-,
Реп-^ 0,84-1,252
Л41 =-------—L 4 н tg a • Xj+ Vc —-----2----+
+ 1,68-0,25-1,25+ 1,37 • 1,25=1,580 тм-,
404
м Pm ’ X2 1 w < . tz °-84 • 2,5* 1
Ma = - 4 H • tg a • x2 -f- Vc • x2—-----g------4
+1,68 • 0,25 • 2,54-1,37 • 2,5=1,850 tm;
M3= — ^ + H • tga .x3 + Vc • x3= - Qj^3’752 4-
4-1,68 • 0,25 • 3,754-1,37 • 3,75=0,800 tm;
it Mb4-Mb , Pch-w2 3,11-1,55 , 0,84 - 2,52 ,
M4 =--------------}----g----=-----------------1-----о---=—1 >674 ™-
8
8
Усилия в элементах правой полурамы:
D' = D =—3,67 т;
V' = — А' — D' • cos <3 =— 1,374-3,67 • 0,889 = 1,89 г;
Л/С'= Л/в-в = — Н • cos а — Vc sin а=—1,68 • 0,97—1,37 • 0,242=—1,962 т;
Wb-.h = Nb,.b — D' cos T =— 1,9624-3,67 • 0,660=0,458 r;
M5'.H = 0
Nb'.b = ^b'.4 =0,458 r,
•Л4б- =0;
MB'=H tgae—Vc • e=l,68-0,25-5—1,37-5=—4,75 tm;
My = H • tgaxj - VcXj=l,68 • 0,25 • 1,25—1,37 • 1,25=—1,187 tm;
M2' = H tga • x2 — Vc xa = 1,68 • 0,25 -2,5 — 1,37 • 2,5 = — 2,375 tm;
My = H tg a • x3 — Vc • x3 = 1,68 • 0,25 • 3,75— 1,37 • 3,75=—3,562 tm;
.. Mb> 4- 0-4,75 _ ___
My =----------- =-----5---=—2,375 tm.
2
Усилия от ветровой нагрузки слева (рис. 198). Опорные реакции
определим из условия равенства нулю моментов всех сил относительно
опорных шарниров рамы. Для упрощения вычисления заменим рас-
пределенные нагрузки от ветра, действующие нормально к скатам кро-
вли, их составляющими:
вертикальными
Рв.р
, 0,514~ а
COS СС 4риг —; Рв.о COS ОС
р r р COS a
= рв.Р(0,5/ 4~
и юризонтальными
Тогда из уравненияЕМА-=0 определим величину левой опорной
реакции
А = -Pi/0,51 + a)( 0,5/ 4- ^у^)-КР(°-5/)Х
X ( 0,5/ - а’5/^-^+(С+Х.Р)Л (0,5/о -4 ha )-(р;.с4- Р1с) X
405
—0,173-10,22 (7,54-5,11)—0,0865• 10,22(7,5-5,11) +
+ (0,173—0,0865) 2,55 (1,275+3,55) —(0,173+0,130)^^] X Л ==
2 15
= — 1,735 т.
Величину правой опорной реакции определим из уравнения ЕЛ4А=0
Рис. 198. Эпюры М и N в раме от ветровой нагрузки слева.
А' = [- ^.P(0>5Z + а) - 0,5/ - XXXTJi ] ~ Х.р X
X (0,5/ + а) • ( 0,5/ + °’5^+а'| - (Pip-Pijfo (0,57о +Л0) +
. 1 =—0,917 т.
= —0,173 • 10,22 - 2,39—0,0865 • 10,22 • 12,61—
4 • 982
—0,0865 • 2,55 • 4,825+0,303—X—
Из уравнения ГЛ4С—0 для левой полурамы определим величину
левого распора
Мст ) /2
Яд = [ - Д • 0.5/ -Кс • ЦТ + f ) + Х.р • X
406
— 1,735-7,5—0,173-4,23 (2,115+1,87) + 0,173
g ——1,0390 T-
b, 1U
Аналогично найдем величину правого распора
На- = [- А'- 0,51 + Х.с - ) + р’в,р -%]v
—0,917 • 7,5+0,130-4,23 • 3,985+0,0865
W =°-020 т-
Величины вертикальных и горизонтальных составляющих реакций
в шарнире С определим из условия равенства нулю проекций всех сил
на оси хну для каждой полурамы.
Тогда из уравнения
—А +/’в.р(0,5/ + а) + Vc = 0
для левой полурамы получим
Vc = + А - р'в/0,51 +а)=+1,735—0,173 • 10,22=—0,033 т,
а из уравнения
“ Нх + рвс • Лст -рвр • /о + Нс = 0
получим
Нс = + Ял - рвх • Лет + рв.р • /о =
=+1,039—0,173 • 4,23+0,173 • 2,55=+0,752 т.
Соответственно для правой полурамы будем иметь
Vc =+0,033 т и Нс =—0,752 т.
Усилия в элементах левой полурамы:
Н + 0,5+ г Лст 1,039+0,5 • 0,173 • 4,23
D =------------------=------------------------- =1,47
sin р 0,458
V= — А —D • cos ^=+1,735—1,47- 0,889=0,430 т;
Nc = + Нс cos а - Vc sin а=0,752 • 0,97—0,033 • 0,242=0,722 т;
NB'B==NC =0,722 т;
NBm=Nb,b- D cos-г = 0,722—1,47-0,660 = —0,248 т;
р' • Лет • cos а
Л(Б.в = - (/sin а- -------------—---------=- 0,43 • 0,242
0,173-4,23-0,970
2
=—0,248 =Л+Н;
Гл , - а21 _ 0,173-2,802_ ,
) Мв — рв р —g- — -----g------+0,678 тм\
.. , , с 0,173-5,152
Мв =Рв.р-?>---Нс tgа • е - Vcе = --------------
407
—0,752-0,25-5—0,033-5=+1,185 тм;
,, Р'^( хг V „ , т. 0,173( 1,25 У
М‘ - ~2" (coir) “ Нс ' х' - Vc **= ^-(о797О )
—0,752-0,25- 1,25—0,033- 1,25=—0,132 тм;
Хр ( л2 У „ . „ 0,173 I 2,5 \
Mi=—2+б+ - lg iJC= - Vc - —2 + 0,97’) -
—0,752 • 0,25 • 2,50—0,033 • 2,50=0,024 тм;
.. РВр I xs \ ,, 0,173/ 3,75 \
—0,752 • 0,25 -3,75—0,033 • 3,75=0,467 тм;
М = Мб+Мв _ Рв.р { и У 0,678+1,185 _
4 1 8 (cosа / 2
0,1737 2,5
8 I 0,97
в.р
= 0,787 тм.
Усилия в элементах правой полурамы:
п,_ Я-0,5/?; с - Лст 0,020—0,5 -0,13+4,23 Л
~ ‘ -------------0Д58------- ^°’557
V = - А - D' • cos 6 =+0,917—0,557 • 0,889 = 0,422 г-
Mv'-= - Х.с -4-= - 0,130 =—0,295 тм;
О о
Nc,=-Hc • cos а + V'csin а =0,752 • 0,97+0,033 • 0,242=0,738 т;
Л+.в =Л7С, =0,738 т;
Л+.н = Л+.в — D' • cos у =0,738—0,557 -0,660=0,371 т;
р’ г • hCt cos а
Л^б'.в = V' • sin а + ^в-е-----=0,422 • 0,242+
0Д30+,2+097 =0>371 = ^н;
2
Ч-= Pl.p
2
0,0865 • 2,802 . __
— 2-------=0,339 тм;
Мв,= р"
а г в.р
е1
~2-------Нс • tg а б? + Vc е
0,0865-5,152
2
—0,752-0,25-5+0,033-5=0,370 тм;
/’в.р ( Х1 У „ + , ,7 0,0865 ( 1,25 У
++<+ + «С tg« Л + • х, = —2—^ j
—0,752.0,25- 1,25 + 0,033- 1,25=—0,122 гм;
4W
л
р’ / х, V , „ 0,0865 / 2,50 V
М2. = s a- j - Нс • tga • ха + Vc • х2 - ( 0 97 )
—0,752-0,25-2,50+0,033-2,50 = —0,100 тм-
+ / х, V „ 0,0865 / 3,75 V
Мз- = I ;------ ) — Нс • tga х3 v ’ хз 2 ( 0 97 /
Л у к. О S ОС / ' ’
—0,752 • 0,25 -3,75+0,033 • 3,75 = +0,066 тм;
.. Л+- + Л1В- Кр ( « V 0,339+0,370
^4'“—2 8 ' ’ \cosa / 2
0,0865 / 2,5 \2 . п ой„ „
-----— (W) =+0,283 и.
Эпюры М и N от загруження рамы ветровой нагрузкой слева при-
ведены на рис. 198.
Определение расчетных усилий в элементах рамы произведено в
табл. 2.
Подбор сечений элементов рамы
Ригель
Ввиду значительной длины ригеля и резкого изменения величины
изгибающего момента по его длине (рис. 199) выполняем ригель пере-
менного сечения по высоте, состоящим из двух бревен в средней части
Рис. 199. Огибающая эпюра расчетных моментов в
элементах рамы.
ската в пределах наи-
больших изгибающих
моментов и из одного
верхнего бревна — по
концам ската.
Сечение нижнего
бревна предварительно
подбираем из условия
передачи на него пол-
ного расчетного момен-
та в месте стыка верх-
него бревна, пренебре-
гая влиянием малой
нормальной силы. Стык
верхних бревен осуще-
ствляем прямым прирубом и располагаем его вблизи сечения 4 на рас-
стоянии 1,55 м слева от узла В, где расчетный момент значительно мень-
ше его наибольшего значения.
Соединяем верхние бревна с нижними по длине болтами t/e =16 мм,
расположенными в два ряда. Ослабление нижнего бревна болтами и
двухсторонней подтеской учитываем введением . коэффициента 0,8 к
моменту сопротивления бревна. При этом требуемый диаметр бревна в
сечении 4 определим по формуле
, 3Л _ 32Л4
тр У 0,8г.т„ В
32-5,87-1-10^
0,8-3,14- 1,2- 130 см'
где 214=5,871 • 105—расчетный изгибающий момент в сечении 4\
тя —1,2—коэффициент условий работы для бревен, не имею-
щих врезок в расчетном сечении.
409
Т аблица 2
Усилия в элементах рамы (N в т; М в тм)
Элемент рамы Обозначе- ние сечения или усилия Вид усилия Собствен- ный вес Снег Ветер Расчетные усилия при сочетаниях нагрузок
слева справа с двух сторон слева справа основных дополнительных
^макс ^МИН N макс М 1 макс ^МИН х макс
с М 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0
N 1,465 -1,300 1,962 —3,262 0,722 0,738 — — -4,727 — — -3,751
1 М 0,177 1,580 -1,187 0,393 -0,132 -0,122 1,757 —1,010 0,570 1,489 -1,010 0,412
N -1,579 -1,555 —1,962 3,517 0,722 0,738 -3,134 -3,541 —5,096 -2,314 -2,695 -4,095
Ригель 2 М -0,237 1,850 -2,375 -0,525 0,024 -0,100 1,613 -2,612 -0,762 1,450 —2,465 -0,687
N -1,692 -1,810 -1,962 -3,772 0,722 0,738 —3,502 -3,654 -5,464 -2,671 -2,794 -4,437
3 М -1,240 0,800 —3,562 -2,762 0,467 0,066 —0,440 —4,802 -4,002 - 0,100 -4,386 -3,306
N -1,806 - 2,065 -1,962 -4,027 0,722 0,738 -3,871 -3,768 -5,833 -3,015 —2,908 -4,781
В М —2,840 -1,550 —4,750 -6,300 1,185 0,370 —2,840 -9,140 -9,140 -1,773 -8,180 1 -7,444
—1,920 —2,320 —1,962 —4,282 0,722 0,738 — 1,920 —6,202 -6,202 —1,270 -5,110 -5,124
0,260 0,100 0,458 0,558 -0,248 | 0,371 0,260 0,818 0,818 0,037 1,096
Продолжение табл. 2
Элемент рамы Обозначе- ние сечения или усилия Вид усилия Собствен- ный вес 4 Снег Ветер Расчетные усилия при сочетаниях нагрузок
слева справа —2,375 с двух сторон слева справа основных дополнительных
^макс ^мин N *’ макс ^макс ^мин ‘Чиакс
Ригель 4 М —1,822 —1,674 -4,049 0,78 0,283 —1,822 -5,871 -3,496 -1,114 —5,311 —2,620
N —0,145 —0,153 0,458 0,305 -0,248 0,371 0,145 0,450 —0,008 —0,078 0,753 -0,216
Б М —1,395 —3,110 0 -3,110 0,678 0,339 -1,395 —4,505 -4,505 -0,785 -3,889 . —3,584
0,030 —0,406 0,458 0,052 -0,248 0,371 0,030 -0,403 -0,403 -0,193 0,411 0,559
0,250 j 0,552 0 0,552 0 0 0,250 0,802 0,802 0,250 0,745 —
Стойка V м 0 0 0 0 0,387 -0,295 0 0 0 0,348 -0,266 —0,266
N —0,930 —3,960 1,890 —2,070 0,430 0,422 — — -4,890 -4,107 -4,114 -4,114
Подкос D N -3,300 -3,670 -3,670 -7,340 1,470 0,557 — — —10,640 — — -9,405
Опорная реакция А \ N 1 3,860 1 7,220 1,370 8,590 —1,735 -0,917 — — 12,450 — — —
Распор N 1,510 1,680 1,680 3,360 -1,039 0,020 — — 4,870 - — —
Примечание. Наибольшее растягивающее усилие в стойке: при основных сочетаниях нагрузок И ——0,93+1,89=0,96 г, при дополни-
тельных сочетаниях нагрузок V =—0,93+(1,89+0,43) -0,9=1,16 т.
Тонкий конец нижнего бревна диаметром d0 =36 см располагаем
на расстоянии 1 м от узла Б в сторону консоли. Расчетный диаметр
его в сечении 4 с учетом сбега 1 см/м будет
<4 = ^0 + 1 • tx =36+1 (1,0+1,29) =38,29 >36,30 см.
При ширине горизонтальной двухсторонней стески бревна
*=4
и ослаблении его сечения двумя отверстиями под стяжные болты df, —
==16 мм (рис. 200) расчетный момент сопротивления сечения бревна
(см. приложение 10) равен
^.нт=0,0912 d3 = =0,0912 383-
о
9 . 1 R . 49 Q2
— +++^+^^5000-578 = 4422 см3.
Пренебрегая малым влиянием продольной силы в ригеле в сёче-
нии 4 (Л^=0,45 т), определим несущую способность нижнего бревна
в этом сечении из условия его работы на изгиб
та 7?и • Гнт=1,2 • 130-4422=687500 >587100 кгсм.
Сечение верхних бревен определим из условия предельного состоя-
ния по изгибу ригеля в узле В, где действует наибольший изгибающий
момент Мв =9,14 тм.
Рис. 201. Сечение нижнего брев-
на в узле В.
Рис. 200. Сечение ниж-
него бревна ригеля в
точке 4
Диаметр Верхнего бревна в узле В определим по моменту, равному
разности расчетного момента Мв и предельного момента для сечения
нетто нижнего бревна в этом узле.
Диаметр нижнего бревна в узле В с учетом сбега равняется
+ = d0 + 1 • /х =36+1 (1+2,58) =39,58 см.
Задаемся глубиной врубки подкоса в ригель + =9 см, не превы-
шающей -|+в (9< • 39,58).
Стяжные болты ригеля размещаем за пределами врубки. Геометри-
ческие характеристики нижнего бревна в узле В определим для сече’
ния, показанного на рис. 201.
412
Ширина сечения бревна понизу со стороны врубки
Ь2=2 V72- (г - /г2)2 = 2 / ]9,752—10,752=33,10 см.
Площадь сечения брутто
F6p =0,785 at2 =0,785 • 39,52= 1225 см2.
Площади сегментов определяем по таблице приложения 11
F'er=35,5 cM2;F"ze =210,5 см2.
Площадь сечения нетто* 1
Fm = F6p - (Fcer + F’er) = 1225— (35,5+210,5) =979,0 см2.
Моменты инерции сегментов относительно оси х, проходящей через
центр бревна и параллельной хордам Ьг и Т>2, определим по формуле
__ i / -к В sin В • cos3 8 , sin 8 • cos 8 \
Усег~Г ^Т80 ‘ + 2 1 4 /
Подставляя значения величин гиб для верхней и нижней стесок,
получим
/„-19.75- (о,О17453-0- -?++- + °'50 7 А8660 1 _
\ 1 2^ Т" /
= 11670 см4;
+ = 19,754 / 0,01745
0,8375 0.54633
0,8375-0,5463 \
—------------1=44750 см4.
Расстояния центров тяжести сегментов от центра сечения бревна
определим по формуле
£3
1 2Fcer
19>753 _1Й1П
С1 12-35,5 8, 0 СМ’
33 1э
G== 12-210,5 =14’40 см-
Момент инерции сечения нетто относительно оси х, т. е. относитель-
но диаметра, параллельного граням стески и врубки
3 14 • 39 54
/нт = /6р _(/;ег + +г) ----(11670+44750) =
= 119420—56420 = 63000 см4.
1 Влиянием боковой стески b = -*?- на величину ослабления сечения брев-
О
на пренебрегаем, ввиду его малой величины.
413
Расстояние от центра тяжести ослабленного сечения до центра тя-
жести полного сечения бревна
F6p • г - Р'сеч(г + С1) - F’Jr- с2)
г
1225-19,75—35,5(19,75+18,10)—210,5(19,75—14,40) 1П„ о
=-----------------------g7g д 7-----—------------ —19,75=2,45 см.
Момент инерции ослабленного сечения относительно нейтральной
оси х0
/Хо = /нт - F«t • е2=6300—979,0 • 2,452=57120 см\
Расстояние от центра тяжести сечения нетто до верхней его грани
= г - ?=19,75—2,65—2,45= 14,65 см.
Расстояние от центра тяжести сечения нетто до нижней его грани
г2 = г — /г2 + е =19,75—9,0+2,45=13,20 см.
.Моменты сопротивления нетто
*1
57120
13,20 ~433° СМ'
нижнего бревна по изгибу в узле В
U7" =
НТ
Несущая способность
Л4„ = /?ги • ри Й7МИН — 1 • 130 • 3900=507500 кгсм.
Момент, приходящийся на верхнее бревно в том же сечении,
М„ = Л4В - Л4Н =9,14—5,075=4,065 тм.
Требуемый диаметр верхнего бревна с учетом ослабления сечения
двухсторонней стеской и отверстиями для
стяжных болтов, расположенных вблизи
узла В, определим по формуле
Рис. 202. Сечение верхнего брев-
на ригеля справа от узла В.
з __________
dTp =/ 0,0817Л4в =
3________________
= ]/ 0,0817-4,065- 105=32,1 см,
где
0,8дапи/?и 0,8-3,14-1,2-130
(см. стр. 409); принимаем d=32 см.
Фактический момент сопротивления
верхнего бревна в узле В с учетом стес-
ки и возможного ослабления сечения
стяжными болтами (рис. 202)
2 • 1 6 • 27 72
Гнт=0,09 1 2 - 323 * - ’ „—=2990—410=2580 смэ.
о
Несущая способность по изгибу верхнего бревна ригеля диаметром
32 см (без учета влияния нормальной силы)
оти -/?и - Й7нт=1,2 • 130- 2580=404000^ МБ =406500 кгсм.
411
Верхние бревна ригеля располагаем комлевыми концами к сты-
ку, а нижние к коньковому узлу С.
Диаметры бревен указаны на схеме ригеля (см. рис. 204).
Длину нижнего бревна ригеля 1н =6,2 м назначаем из условия,
чтобы за его пределами изгибающие моменты могли быть восприняты
только верхними бревнами.
Проверим несущую способность верхних бревен в сечениях, распо-
ложенных на расстояниях 7</б =7-1'6=12 см от торцов нижнего брев-
на, т. е. на расстояниях
хл =1,80+0,12=1,92 м от конца консоли
и
хп =2,53+0,12=2,65 м от узла С.
Изгибающие моменты в этих сечениях:
М. =. + = - -<^gg±W). =_-2.25
М. = + (М3 - М2) =
=—2,612+(—4,802+2,612) •(-’-^^-^=—2,731 тм,
где 1,29—расстояние между сечениями 2 и 3 по длине ригеля.
Геометрические характеристики сечений верхних бревен в этих ме-
, d
стах с учетом сбега, двухсторонней стески бревен шириной b = и
ослабления их стяжными болтами dr, = 1,6 см
для консольного бревна:
</=27+1-1,92=28,92 см;
— 2А =2 • 0,433 d =0,866 • 28,92=25,0 см;
И7нт=0,091 2 d3 - 1116 ‘2h>2 =0,0912 • 28,923—
о
9. 1 fi. 9^2
_ z i,o z..> —2204__334—1870 СЛ1з.
6
для внутреннего бревна:
d =27+1 (2,53+0,12) =29,65 см;
d-2h=2- 0,433 • d =0,866 • 29,65=25,70 см;
1 2 1 6 • 25 702
И7НТ =0,0912 • 29,65э— =2372—352=2020 см3.
6
Предельные моменты для этих сечений:
Л4"р=1,2- 130 • 1870=292000 > Мл =225000 кгсм;
Мппр=1,2- 130-2020=315000 > Мп =273100 кгсм.
Проверку ригеля рамы, находящегося под совместным воздействи-
ем изгибающих моментов и продольных сил, производим на участке
между узлом В и коньковым узлом С, на котором действуют наиболь-
шие изгибающие моменты и продольные усилия.
415
Поскольку ригель рамы на этом участке имеет переменное сечение,
проверку его произведем в двух местах: на границе нижнего бревна и в
сечении непосредственно справа от узла В, где момент и нормальная
сила имеют наибольшее значение. При этом изгибающий момент рас-
пределяем между отдельными бревнами ригеля пропорционально их
несущей способности (т. е. моментам сопротивления бревен), а нормаль-
ную силу полностью передаем на нижнее бревно. Передача усилия с
верхнего бревна на нижнее происходит через стяжные болты, а затем
через врубку усилие почти полностью передается на подкос (см. табл. 2).
Гибкость ригеля в плоскости рамы на участке с двумя бревнами вы-
числяем по суммарному моменту инерции отдельных бревен, так как
имеющиеся стяжные болты не обеспечивают сосгавности сечения
стержня.
Расчетную длину для отдельных участков ригеля между узлами В
и С считаем равной удвоенной фактической длине каждого участка.
Для сечения ригеля из одиночного бревна на расстоянии 2,65 м от
узла С имеем:
Л4=—2,731 тм и Moo™ =—3,654+(—3,768+3,654) • =
= —3,654—0,006 = —3,660 т
(по интерполяции между сечениями 2 и 3);
F'6p =0,740 t/2 = 0,740 -29,652 = 650 см2
(по приложению 10 с учетом двухсторонней стески по всей длине брев-
на при Ь= - );
Fm = 0,740d2 —2 d6 (d - 2A) =
=0,740 • 29,652—2 -1,6 - 25,70=650—82=568 см2-
f'6p =0,0395 di =0,0395 • 29,654=30450 сж4;
i / 4 . /""30450
r V ~F^~ ? 650 ~6’85 CM’
l0 21 2-265
a =---= — = - . 5;.
r r 6,85
i2N ___ 77,52 • 3660 !
ЗЮОЯс • Гбр 3100-130- 650
IFht =2020 см3 (см. стр. 415).
Проверку сечения производим по формуле
273100
Гнт+отиЖ,т 568 1 1,2-0,916-2020 ~6,4+ 3~ 9,4<7?с'
Для сечения ригеля справа от узла В имеем:
Л4В =—9,14 тм-, +>.„ =—6,202 т, Л+н =0,818 т (см. табл. 2).
В расчетную площадь ригеля вводим лишь площадь сечения ниж-
него бревна, расположенного непосредственно перед врубкой, за выче-
том площади двухсторонней стески, осуществляемой по всей длине
бревна, т. е.
FH1~0,740 d2 =0,740 • 39,52= 1153 см2.
411
Коэффициент с , учитывающий дополнительный момент от про-
дольной силы в ригеле при его деформации, определяем по следую-
щим данным:
F'6p = F6P.b + F;₽tH =0,740" 322+0,740 • 39,52=758+1153=1911 см2;
Гбр = Лр.в + =0,0395 • 324+0,0 395 • 39,54=41500+96000= 137550 см*
(коэффициенты 0,740 и 0,0395 взяты по приложению 10);
, ./‘137500
г-]/ < = У
Тогда
= !_______™ _ 59,02~6202
ЗЮОЯсКбр - 3100-130-1911 ’
Моменты сопротивления нетто бревен ригеля вычислены ранее
и равны:
для верхнего бревна (при отсутствии ослабления сечения стяжны-
ми болтами непосредственно в узле В и вблизи его)
Гн т.в =2990 см3;
для нижнего бревна (см .стр. 414)
Г'т =3900 см3
и
=4330 см3.
Предполагая, что распределение расчетного изгибающего момента
в узле В происходит пропорционально несущей способности отдельных
бревен, получим:
для верхнего волокна нижнего бревна
М М 6202 ,
+; + Е(/и„ • ’Гнт.в+/пи Wm ) 1-1153 +
914000
0,972(1,2-2990+1 - 39(30)
--5,4+125,7=+120,3< 130 кг!см2;
для нижнего волокна
6202 914000
1-1153 0,972 (1,2-2990-И -4330)^
=—5,4—118,7=—124,1 <130 кг/см2.
Момент, приходящийся на верхнее бревно
914000-1,2-2990 .___
1,2-2’990+1-3900 437500 кгсм’
меньше предельного его значения Мпр = 1,2 • 130-2990=466500 кгсм.
27—409 417
Стойка V
Стойку рассчитываем как сжато-изгибаемый элемент на расчетные
усилия N——4,107 т; Л1=0,348 тм при длине 7=4,23 м.
Задаемся предварительно диаметром стойки d =20 см.
Для этого
сечения
тс • d2-
Fc^ -+-=0,785-202=314 cm2 ;
бр
• +
64
3,14 -204 ,огп 4
—-------=7850 сл4;
64
lF6p =
d3
32
3,14 -203 __ э
---32---=785 см3.
Принимая
Лвр =2,5 см и
стойкам,
25
20
Рис. 203. Расчетное се-
чение стойки рамы.
глубину врезки ригелей продольного фахверка в стойки
диаметр болтов, прикрепляющих ригели фахверка к
d6 =20 мм, определим геометрические характеристики ослаб-
ленного сечения стойки (рис. 203) по графику при-
ложения 8.
При
+р 2,5
d 20 ’ °
Fнт с= kp Fбр d§ (d h-вр) —
0,925 • 314—2,0 (20—2,5) =290—35=255 см2;
(d--h,,yys ,
7нт -— k? - dp
12
где
+ rf6 (d-hBp)
2
=0,775 • 7850—
17 5!
2,0 +2,0- 17,5 (8,75—8,00)2
6080—(892+20) =5168 см1,
Z=-k: d =0,40 -20=8,00 см;
/нт 5168
. .. _______
1,1 ' ' d- tiBV-Z 20—2,5—8,00
=545 см-
Тогда
0,25+=0,25-20=5,00 см.
3100#, -F6p
84,62-4107
3100-130-314 ‘ ’
и
Л/
К-
mH $IFHr
_ 4107 34800+2054^ 1+880=104
255 1 I 0,768-545 ~ = .
=130 кг/см2,
418
где
&M = N • ео = 2 — 0,5d) = 4107 (2,5+8—10) =2054
—дополнительный момент от нормальной силы из-за наличия односто-
роннего ослабления сечения.
Подкос D
Подкос рассчитываем на центральное сжатие при расчетном усилии
N=—10,64 т и длине
, и 2,5
I — —•—(Г — г, л гол" =5,4b М.
sin р 0,4584
Задаемся гибкостью X = 110 (несколько меньшей предельной),
для которой по рис. 5 tp =0,26.
Требуемый диаметр сечения подкоса определим по формуле
Г 4-Ю610
|/ у 3?14 • 1 - 0,26 -130
=20,05 см.
Принимаем г/= 21 см.
Т огда
/+=0,785 • 212=346 см2;
и -
_ I 546
г >5,25
г =0,25-21=5,25 см
= 104<110.
Диаметр бревна в отрубе
do =21 — 1 1^ = 18,3^19 см
и в комле
+ = + + 1 • /=19+1 • 5,46=24,46^24 см.
Стяжные болты
Стяжные болты ригеля считаем работающими на передачу нор-
мальной силы с верхнего бревна на нижнее. Кроме того, на участках
Б—В, Б'—В’ и на консолях в болтах возникает растяжение от изгиба
ригеля вследствие наличия здесь стыка верхних бревен. Необходимое
количество стяжных болтов +=16 мм на участках В—С и С—В' для
передачи нормальной силы Л/в.в =6202 кг
Mi.в 6202 лог
«б = х . т~ = п . р ' =4,8^5 пар болтов,
где Тк =640 кг—несущая способность одного среза болта (по прило-
жению 17) при толщине соединяемых элементов бо-
лее 12 см.
Конструкция рамы и размещение болтов показаны на.рис. 204.
Усилие N, приходящееся на пару наиболее нагруженных болтов,
необходимых для закрепления конца верхнего бревна у узла В, опре-
деляем по формуле
M-h. 4,375-1,43
>v= ЕЛ2 — о,982+1,432 ~2,0/ Т’
где Л4=4,375—расчетный момент в верхнем бревне в узле В.
27*
419
20^30-------:-------------------------------*
Рис. 204. Конструкция бревенчатой трехшарнирной рамы
Расчетная схема и обозначения приведены на рис. 205.
Расчетная несущая способность двух болтов =16 мм из стали
марки Ст. 3 при работе их на растяжение (см. приложение 12) равна
2Уб =2'2,366 = 4,732 >2,07 т.
Рис. 205. К определению усилий в стяжных.бол-
тах на участке Б—В.
Болты, соединяющие верхние консольные бревна ригеля с нижними,
ставим конструктивно, ввиду малой величины действующих в них уси-
лий.
Расчет узлов рамы
Узел соединения подкоса с ригелем рамы
Так как в подкосе рамы возникает только сжимающее усилие
(Тумаке =—10,64 т), соединение его с ригелем проектируем на лобовой
врубке (рис. 206).
Рис. 206. Деталь узла В (боковые накладки условно не показаны).
Угол смятия нижнего бревна ригеля подкосом т=48°4Г (см.
стр. 396).
Расчетное сопротивление древесины смятию под фтим К
докнам кг! см* (кривая а на рис. 1),
При принятой в расчете ригеля глубине врубки /г8р =78,5 мм ра-
счетная площадь смятия подкоса по рис. 206 приближенно может быть
принята равной произведению ширины подкоса в месте врезки его в
ригель на длину площадки смятия, которые определяем графически.
При диаметре подкоса в месте врубки dK =24 см площадь смятия его
во врубке
< м-'-19 • 12=228 см2
и расчетная несущая способность врубки
wiCM -Гсм=1-55-228=12530 > 10640 кг.
Для обеспечения боковой жесткости узла и для воспринятия ра-
стягивающих усилий при монтаже по обе стороны подкоса и ригеля
d г 30
ставим накладки из пластин -g- =
, которые прикрепляем к под-
косу и ригелю четырьмя болтами ds =20 мм.
Опорный узел
Опирание стойки и подкоса на железобетонный фундамент осуще-
< ствляем непосредственно че-
/-у.рез торцы их, срезанные
под углом 90° к осям эле-
Рис. 207. Деталь опорного узла рамы:
/—два слоя битумокартона на битуме: 2— ан-
кер 70X6.
ментов (рис. 207).
Площадь смятия подко-
са диаметром в отрубе d0=
= 19 см
Дем =0.785 ^-Дгег =
=0,785- 192-—51,4=231 ел/2,
где Peer =51,4 см2—площадь
сегмента при d =19 см и
глубине стески, равной 4—
5 см (см. приложение 11).
Несущая способность
подкоса из условия сжатия
бетона под торцом подкоса
Дб * Дем
= 1-65-231 = 15000 >
> 10640 кг,
где 7?б = 65 кг!см2—расчетное сопротивление сжатию бетона марки 150 ,
по НиТУ 123-55.
Прочность опорной стойки на смятие торца не проверяем, ввиду
малой величины продольного усилия в ней.
В стойках рамы при некоторых загружениях возникают незначи-
тельные растягивающие усилия, поэтому крепление их к фундаменту
производим конструктивно с помощью анкеров из полосовой стали се-
чением 70X6 мм и трех болтов ds =20 мм. Между бетоном и торцо-
вым обр.ёзбм. стойки и подкоса прокладываем гидроизоляцию из двух
слоев битумокартона, склеенных битумной мастикой. . . .
Узел Б сопряжения стойки с ригелем и коньковый узел С
Передачу усилия с ригеля на стойку осуществляем торцовым при-
рубом стойки к нижнему бревну ригеля (рис. 208).
Для связи ригеля со стойкой, в соединении которых может возник-
нуть небольшое растягивающее усилие, равное 1,16 т, и для обеспече-
Рис. 209. Деталь крепления кровли из асбесто-
цементных волнистых листов к прогонам:
/—шуруп 6X120 мм; l=7Q мм-, 2—гнутая шайба на
упругой прокладке; «3—волнистые листы ВУ-2; 4—про-
гон кровли.
ния боковой жесткости узла Б по обе стороны узла ставим парные на-
d 30
кладки из пластин см- которые соединяем со стойкой и ри-
гелем четырьмя стяжными болтами de —20 мм, как показана на общем
виде конструкции рамы (см. рис. 204).
ИЗ
Соединение верхних бревен ригеля в узле С осуществляем взаим-
ным прирубом бревен, концы которых перекрываем парными накладка-
d 30
ми из пластин "гГ = 2 ’
Детали крепления листов кровли к прогонам показаны па рис, 209
и 210,
Рис. 210. Деталь сопряжения асбестоцементных волни-
стых листов кровли в коньке:
1- -шурупы с/ = 4 мм; / = 30 мм через 450 мм; 2—гнутая шайба на
упругой прокладке; 3—оцинкованная сталь 6 = 07 мм; 4—на-
тельник из оцинкованной стали; 5—шурупы d = 6 мм; /=100 мм.
Рама из клееных блоков (вариант П)
При заводском изготовлении конструкций элементы рамы и прого-
ны проектируем из сосновых досок с влажностью древесины не более
15% и объемным весом f ==500 кг/м3. Качество древесины пиломате-
риалов должно удовлетворять требованиям табл. 17 и 18 и и. 126 НиТУ
122-55, а также инструкции СН 11-57.
Связи рам осуществляем из досок.
Склейка досок отдельных элементов конструкций должна произво-
диться на водостойких фенолформальдегидных клеях.
Монтажные соединения клееных блоков рам, прогонов кровли и
стен и вертикальных связей проектируем на болтах, а крепление скат-
ных связей—на гвоздях.
Расчет прогонов
Прогон кровли 1
Прогоны проектируем разрезными составного сечения, склеенными
из досок на ребро толщиной 5,0 см с двухсторонней острожкой их до
4,5 см. Вследствие малой жесткости кровли из волнистых листов в пло-
скости ската прогоны рассчитываем на косой изгиб.
Вертикальные нагрузки на 1 пог. м прогона принимаем по данным
расчета первого варианта:
расчетная
<?=И82 кг/м',
нормативная
7" —137,7 к?/м (см. табд. 1),
424
Составляющие вертикальной нагрузки (рис. 211) :
q.x = q cos а = 182 -0,970=176,4 ка/л;
(/" = q" cosa=137,7 -0,970=133,5 кг/м;
q,, --q sin а =182-0,242=44 кг!м;
q" = q» sin a=137,7 • 0,242=33,3 кг!м.
Изгибающие моменты от составляющих расчетной нагрузки:
Рис. 211. К расчету прогона
кровли.
м .176,4 - 6,02 _00.
Мх—.------=—— =792,5 кгм;
о
44 -62
Л4У= —— =198,0 кгм.
О
Требуемую высоту сечения прогона из
условия его работы на косой изгиб опреде-
лим по формуле
6Л4.у(1 -|- -/1)
т„ /?и • 1,1 b
где Л4х(1~-т|)—приведенный расчетный изгибающий момент;
V —коэффициент приведения, определяемый по формуле
. _Л4У
Г' Л4Х
Wx
ж ;
1,1—коэффициент повышения расчетного сопротивления древе-
сины для конструкций заводского изготовления (см.
примечание 5 к табл. 3 § 3);
b—ширина сечения.
Wx
Задаваясь значением =^5 и шириной сечения прогона из трех
досок А=3-4,5=13,5 см, найдем
’"Ж?1-8’-0-375 .
И
. , Л”6-7^Г(Т+О,375Т 1OJ
Лтр-]/ 1-130-1,1-13,5 ~18,4 СМ-
Принимаем А =20 см, тогда
13,5-202 ппп 3 ,г/ 20-13,52 з
Wx —----Ь----= 900 см3; Wv =-------— =607 см3;
о о
14 5- 9П3
/д- = ’12 =9000 см<; Л,
20-13.53
12 ""
4100 см4
и напряжение в прогоне от расчетных нагрузок
Мх М, 79250
Ж + 900
19800
"607
= 120,6<
1,1=^1 - Г30-1,1=14$
4Д
Прогиб прогона определяем от нормативных нагрузок по формуле
,'™КЦ+7Г.
где прогиб в плоскости, нормальной к скату,
5 5 1,335 -6004
'х~~~384~ ' F/.r ^ 'ЗЙ ' ~Т(У - 9000 "2'51 см
и прогиб в плоскости ската
5 0,333 • 6004 ,
Тогда результирующий прогиб прогона
/=К2,512+1,372=2,86 см
и относительный прогиб
/ = 2,86
/ 600
1
210
1
loo
Прогон продольной стены
По аналогии с прогонами кровли прогоны продольных стен проек-
тируем разрезными составного сечения.
Расчетный изгибающий момент в прогоне от ветровой нагрузки
Мх =259 кгм (см. стр. 400).
Требуемая высота сечения:
из условия прочности на изгиб /•
т f —— т X
V m„RH • 1,1 -b У
6•25900
1 • 130 -1,1 “9,0 ’° СЛ’
где />==9,0 см—ширина сечения прогона, принятого из двух досок
толщиной по 4,5 см;
из условия предельного прогиба
q" з/ 0,48• 6004 • 200
мин“|/ -]/ "б,4. io*. 9-600 -
где q” =0,48 кг]см (см. стр. 400)
Принимаем прогоны сечением 180X90 мм.
Подбор сечений элементов рамы
Подбор сечений элементов рамы из клееных блоков производим по
расчетным усилиям, найденным в первом варианте рамы (см. табл. 2).
Ригель
Сечение ригеля по длине его проектируем прямоугольным перемен-
ной высоты в соответствии с изменением эпюры расчетных изгибающих
моментов. При этом для удобства укладки прогонов кровли и устрой-
ства скатных связей наружное очертание ригеля принимаем прямоли-
нейным с заданным уклоном для кровли (рис/ 212).
426
-354 7—U—2553-
—---6Ю0—
Размеры досок принимаем 18,0x5,0 см с двухсторонней острожкой
их по толщине до 4,5 см.
При предварительном подборе сечений ригеля влиянием продоль-
ных усилий в нем пренебрегаем ввиду незначительной их величины.
Принятые сечения проверяем на внецентренное сжатие, т. е. с учетом
продольных усилий.
Для сечения В
М=—9,14 тм; N =—6,202 т.
Требуемую высоту сечения ригеля определим из условия прочности
его на изгиб
< __ т/ 6?9140бб ,
тр V 1,15- 130- 1,1 • 18 34 * * * * * * * * 43, СМ’
где 1,15—коэффициент условий работы на изгиб для клееных конструк-
ций при ширине сечения 15 см и высоте его /г =15—50 см
(см. табл. 20 § 9).
Необходимое количество досок в сечении по высоте
, Лтр 43 1
«д = —5— = . , =9,6 шт. ^10 шт,
о 4,5
При этом высота сечения в узле В
где
Рис. 213. Расчетное ее-,
чение ригеля в узле В.
/г = 10-4,5=45 >43,1 см (рис. 213),
Для сечения 4:
Л4=—5,871 туи; А =0,450 т;
6,-587100 _
2960 ~~34,5 СМ>
2960=1,15- 130-1,1 • 18;
34 5
Пц — -—8 шт, и h =8 • 4,5=36
4,5
см.
Аналогичным расчетом найдем количество досок и высоту ригеля в
остальных его сечениях,
Для сечения Б
М=—4,505 тм; М = —0,403 т; h =7 -4,5*=31,5 сж
Для сечения 3
М=—4,802 тм; N =—3,768 т; Л =31,5
Для сечения 2
Л4 = —2,612 тм;М~—3,654 т; Л=6-4,5 = 27 см.
Для сечения 1
2И=1,757 тм; N =—3,134 T;-h =5-4,5=22,5 см.
Сечение ригеля в коньковом узле С и на кон-
цах консолей принимаем конструктивно в виде па-
кета из пяти досок высотой 225 мм (рис. 214). Рис.
Места обрыва досок по длине ригеля намеча- ние
ем в соответствии с эпюрой расчетных моментов и принимаем по
рис. 212. \
Проверка сечения. Проверку ригеля производим для сечения в узле
В, где момент и продольная сила имеют наибольшее значение (М—
= 9,14 тм; А = —6,202 т).
см.
214. Расчетное сече-
428
Расчетную гибкость сжато-изгибаемого переменного по высоте ри-
геля приближенно определяем по усредненному значению радиуса
инерции
гср — / >
где г,- и Lt —радиус инерции сечения и длина участка ригеля постоян-
ного сечения.
Принимая изменение высоты сечения ригеля по рис. 212, получим
Г 22,5 • 1,7+27,0 • 1,5+0,5 (27+45) 1,75] ==0,289 • 27,5=7,95 см
гСр =0,289
5,15
и
х _ I _ 515
х Гер 7,95 65,
где 27,5—усредненная высота сечения ригеля.
Тогда
________™__________=1 _ 652 • 6202
; 3100 Re -1,1 +ор 3100-130-1,1-495 ’
N . М + ДМ _ 6202 , 914000-69800
?Нт «и^нт 810 + 1,15-0,881 6075 7,6+37 >44,6^
1,1 = 143 кг!см2.
Здесь ГбР = 18-27,5=495 см2— усредненная площадь сечения
ригеля;
FHT =18 • 45=810 см2— расчетная площадь сечения
элемента в узле В;
&M = N-e=—6202-11,25=—69800 кгсм—дополнительный разгружаю-
щий момент от переноса про-
дольной силы с оси а на ней-
тральную ось сечения х0
(рис. 213 и 216);
18-452
Й7НТ = -1О- =6075 см3.
о
Стойка V
Рис. 215. Расчетное се-
чение стойки рамы.
Стойку рассчитываем как сжато-изгибаемый элемент при расчет-
ных усилиях N——4,107 т; М = 0,348 тм и длине
Л=4^5--/^ /==4,23 м.
Предварительно задаемся сечением из четырех
досок высотой /1 = 4*4,5=18,0 см.
Принимая глубину врезки прогонов продоль-
ной стены в стойки + =2,5 см и диаметр болтов,
прикрепляющих прогоны к стойкам, йб = 20 мм,
определим геометрические характеристики принято-
го сечения по рис. 215.
F6p = 18-18 = 324 см2;
7+= (18—2) (18—2,5) =248 см2;
гх =0,289 • 18 = 5,20 см; =642 см3.
О
Тогда
к=4|-=81'з;
- _ 1 __ 81,5^4107 '
5 3100-130-1,1-324 ’ ’
дополнительный момент от нормальной силы из-за наличия одно-
сторонней врезки в сечении
ДЛ4 = Ne0 = N=4107 2Д- =5134 кгсм
Л л»
и напряжение в расчетном сечении стойки
А + + _ 4107 3^00+513£
Fht+«UIFht 248 ' 1-0,81.642 lb’b+Zb>6 у ’
</?с -1,1=130.1,1 = 143 кг/см2.
Подкос D
Подкос рассчитываем на центральное сжатие при расчетном усилии
N — —10,64 т и длине 7 = 5,46 м.
Задаемся гибкостью =110, для которой по рис. 5 находим
? =0,26.
Требуемая высота сечения подкоса прямоугольного поперечного
сечения
. _ N _ 10640
тр 1,1 • b Т-0,26-130-1,1- 18 ~ 5,9 СМ’
где 6=18 см—принятая ширина сечения подкоса.
Необходимое количество досок толщиной 8 =4,5 см в сечении по
высоте
15,9 о _
п«. = = 3,5 шт.
4,0
Принимаем четыре доски и высоту сечения 6 = 4-4,5= 18> 15,9 см.
Гибкость стержня
'“ 0728^18— «*<"«
Расчет узлов рамы
Узел В сопряжения подкоса с ригелем рамы
Ввиду того что в подкосе рамы возникают только сжимающие уси-
лия, соединение его с ригелем осуществляем лобовым упором, как пока-
зано на рис. 216.
Несущая способность соединения
^см - 1,1 F см1 * 55 *1,1- 324=19600 10640 кг,
где 1,1—коэффициент повышения расчетного сопротивления древеси-
ны смятию при заводском изготовлении конструкций;
7?СМ;= 55 кг)см2 (определено в варианте I).
430
Для обеспечения боковой жесткости узла, а также для йосйриняТия
растягивав цих усилий в подкосе при монтаже рамы по обе стороны
подкоса и ригеля ставим накладки сечением 180X90, которые прикре-
пляем к подкосу и ригелю четырьмя болтами d6 =20 лои.
Опорный узел .
Опирание стойки и под-
коса на железобетонный
фундамент осуществляем
через торцы их, срезанные
под углом 90° к осям эле-
ментов со взаимной стеской
стойки и подкоса по высоте
сечения на 2,5 см (рис. 217).
Несущая способность
подкоса из условия смятия
бетона фундамента под тор-
цом подкоса (при марке бе-
тона 150)
/«СМ^Г, ’ Хм
= 1 -65 -13- 18=15200>
> 10640 кг.
Прочность опорной стой-
ки на смятие торца со сто-
роны фундамента не прове-
ряем из-за малой величины
сжимающего усилия в ней.
Соединение стойки с фун-
даментом производим конст-
Рис. 217. Деталь опорного узла рамы:
/—прогон стены 180у90 мм; 2—два слоя битумокаргона на
битуме; 5—анкер 70 у 6 мм.
431
руктивно с помощью анкеров из полосовой стали 70X6 мм и трех
двухсрезных болтов <2б = 20 мм, которые могут воспринять усилие
2-7’с* 3 = 2 • 1000-3 = 6000 кг, что больше растягивающего усилия в
стойке Л7—1,16 т.
Между бетоном и торцами стойки и подкоса прокладываем два
слоя битумокартона, склеенных битумной мастикой.
Узел Б соединения стойки с ригелем рамы
Соединение стойки рамы с ригелем (рис. 218) осуществляем лобо-
вым упором по всему сечению и перекрываем его парными накладками
сечением 18,0x9,0 см на четырех болтах йб = 20 мм, которые восприни-
Рис. 218. Деталь узла Б.
мают расчетное усилие рас-
тяжения N= 1,16 т.
Несущая способность
болтов, соединяющих нак-
ладки с ригелем и стойкой,
при направлении растяги-
вающего усилия, передава-
емого со стойки на ригель
под углом q> = 75°58', опреде-
лится по меньшему из сле-
дующих трех значений:
из условия смятия
п6 • пср • 50 • с dka =
= 2-2-50- 18-2-0,60=
=4320 кг
или
Пб ticfiOadkz =
= 2 • 2 • 80-9 • 2 • 0,60 =
= 3456 кг-,
из условия изгиба нагеля
[/1б/гср • (180rf4-2a2)]-K^‘=[2 - 2 (180 - 22 +2 • 92)]/Об =2730 кг,
т. е.
Мпрсд =2,73 > М = 1,16 т.
Здесь ka ==0,6—коэффициент понижения несущей способности сталь-
ного цилиндрического нагеля 42=2,0 см при направлении усилия под уг-
лом 1р = 75°58' к волокнам (табл. 12 § 6).
Коньковый узел С
Соединение торцов клееных блоков ригеля в шарнирном узле С осу-
ществляем взаимным прирубом сечения лишь по высоте средних трех
досок; крайние доски срезаем под углом для большей шарнирности уз-
ла. Для обеспечения боковой и вертикальной жесткости узла концы ри-
>еля перекрываем парными накладками сечением 20,0X9,0 см на болтах
d6 =20 мм.
Расчетные усилия в узле С
Нс =Nc=—4,87 т; Vc =1,37 т.
Ввиду малой величины расчетных усилий в шарнире, проверки
прочности древесины ригеля на смятие и стяжных болтов на сдвигаю-
щее усилие не производим.
432
Указания по изготовлению клееных элементов рамы
Указания по изготовлению клееных конструкций см. § 6, стр. 26—•
29, а также пример 1.
При изготовлении элементов рамы необходимо также руководство-
ваться следующими дополнительными указаниями:
а) стыки верхних досок клееных блоков по всей длине ригеля, сты-
ки на участках с высотой ригеля более 45 см (у узлов В), стыки вто-
рых досок от верха ригеля и нижних досок сечения вблизи шарнира С
на длине до 3,5 м, где моменты могут менять свой знак, следует осу-
ществлять стыками «на ус» или на зубчатый шип;
б) крайние доски сечений стоек и подкосов рамы должны осущест-
вляться такими же стыками «на ус» или на зубчатый шип;
в) при данных размерах клееных элементов рамы в одном сечении
их допускается стыкование не более одной доски;
г) расстояние по длине элемента между осями стыков в смежных
досках сечения не должно быть меньше 20 толщин одной доски, т. е
90 см-
Мероприятия по химической защите древесины указаны в табл. 3.
Таблица 3
Химическая защита древесины по элементам конструкций
----------------------------------.-----------f---------------------
Элементы конструкций Способы антисептирования
Бревна, стойки, подкосы и накладки
рамы; прогоны и связи
Пяты стоек и подкосов, опирающиеся
на каменную кладку
Обработка пастой марки 100 (сили-
катобмазкой)
Подсыпка фтористым натрием (из
расчета 200 г на 1 м2 плоскости
соприкосновения дерева с камнем)
с прокладкой толя
Показатели расхода материалов
Т а б л и ц а 4
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию здания с применением рам
из бревен (20,43X6 м)
Наименование показателей Единица измерения Рама 1 Связи риге- ля и сто- ек, отнесен- ные к од- ной раме I Прогоны кровли Прогоны стен 1 Всего i
.Древесина (на секцию) То же, приведенный слой . Ж3 см 4,27 3,48 0,72 0,59 3,99 3,26 0,78 0,64 9,76 7,97
Сталь (на секцию) То же, на 1 м2 плана . кг 104 0,85 22 0,18 50 0,41 11,0 0,09 187 1,53
Вес элементов конструкции (на секцию) То же, па 1 м2 плана . 2239 18,25 382 3,12 2045 16,7 401 3,27 5067 41,34
28 —409
433
Коэффициент собственного веса рамы
j _ 1000-?“ _ 1000-18,25
Ас.в - Z(9H + gH + gH в) = 20,43 (1377+18,254-3J2f ==5’6,
т. е. близок к принятому в расчете рамы ( kz.B =5);
здесь + = gKHp + +'₽ + Р”.н = 22 + У* • 500+100= 137,7 кг+2.
Таблица 5
Показатели расхода древесины и стали на одну секцию здания с применением рам-
из клееных блоков (20,43X6 м)
Наименование - показа- телей । Единица 1 измерения Рама Связи ри- геля и сто- ек, отнесен- ные к од- ной раме Прогоны кровли Прогоны стен Всего
Древесина (на секцию) Го же, приведенный ело! см 2,05 1,67 0,50 0,41 3,65 2,98 0,62 0,50 6,82 5,56
Сталь (на секцию) То же, на 1 jh2 плана кг 45 0,37 20 0,16 38 0,31 16 0,13 119 0,97
Вес элементов конструк- ции (на секцию) То же, на 1 м2 плана Коэффициент со я в бственнс 1070 8,72 го веса 270 2,20 рамы 1863 15,20 326 2,66 3529 28,78
ki _ 1000g-* 1000-8,72
с-в - + g" в) = 20ДЗ' (135,5+8,72+270Г ==2’92’
т. е. значительно меньше принятого ранее для. бревенчатой рамы
(Лс.в=5); здесь ‘ /
Я” =^кР + 8пР + /?с.н=22+ (0,135-0,20) 500+100=135,5 кгМ2.
Вариант с применением клееных конструкций требует древесины на
30%,. а металла на 36,5% меньше, чем вариант из круглого лесомате-
риала. Особенно значительная экономия в расходе древесины и стали
получена на конструкции рамы—более 50%.
ПРИМЕР 13. ДВУХШАРНИРНАЯ РАМА С РЕШЕТЧАТЫМИ СТОЙКАМИ
ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННОГО ЗДАНИЯ
Запроектировать деревянное временное одноэтажное однопролет-
ное промышленное здание механосборочного цеха размерами (в осях)
19X55 м. Цех оборудован двумя кранами грузоподъемностью по 5 т
среднего режима работы. Отметка головки подкранового рельса +7,5 м.
Стойки решетчатого типа ступенчатого .очертания опираются на буто-
бетонные фундаменты из бетона марки 75. Ригель—пятиугольная фер-
ма из брусьев на лобовых врубках. Район строительства г. Петроза-
водск (Карело-Финская АССР). Материал конструкций: брусья обзоль-
ные и пиломатериал из полусухой сосны; металлические изделия из
стали марки Ст. 3. Крыша теплая, совмещенная; кровля рулонная. Сте-
лы утепленные. Освещение боковое через оконные проемы. Изготовле-
ние конструкций построечное.
*4
ПоН По1Н1
•55,0-
Рис. 219. Схема однопролетного промышленного здания:
а-поперечной разрез здания; б—продольный разрез по I—1 и 1I—11-. в—торцовый каркас (размеры в осях элементов); а—план стоек, ферм и
связей по верхнему и нижнему поясам; /—фермы; 2—прогоны; 3—вертикальные связи; 4—горизонтальные связи; 5—решетчатая стойка; 6—подкра-
новые балки; 7—стойки каркаса; 8—ригели.
Выбор конструктивного решения здания
При наличии крановой нагрузки для обеспечения поперечной жест-
кости цельнодеревянного здания необходимо применить рамы с решет-
чатыми стойками ступенчатого типа, приспособленными для опирания
на них подкрановых балок и жестко защемленными в фундаментах.
Пролет перекрывается ригелем в виде пятиугольной фермы (по типу
запроектированной в примере 7), шарнирно соединенной со стойками.
Схема поперечника представляет собой двухшарнирную раму. Ферма
выполняется из брусьев на лобовых врубках без фонаря. Покрытие име-
ет теплую совмещенную крышу и рулонную кровлю (рис. 219, а). Сте-
ны обшивные с двух сторон, утепленные плитами из минераловатного
войлока толщиной 6 см\ пароизоляция из 1 слоя толя укладывается по
подшивке с внутренней стороны стены. Вентилирование полости между
теплоизоляцией и обшивкой происходит наружу через воздухопроницае-
мую наружную обшивку стены.
Подкрановые балки шпренгельного типа с двумя стойками име-
ют пролет, равный шагу рам (5 м). Устойчивость и пространственная
неизменяемость здания обеспечиваются постановкой вертикальных и
горизонтальных связей (рис. 219,6 и г).
Усилия от продольного торможения и ветровые усилия на торец
здания воспринимаются системой вертикальных связей, соединяющих
стойки рам между собой попарно в крайних и средней панелях по дли-
не здания. Вертикальные связи располагаются в плоскости подкрановой
и надкрановой частей стоек. Горизонтальные связи, расположенные в
плоскости кровли (по верхнему поясу ферм), обеспечивают устойчи-
вость сжатых поясов ригеля. Связи, расположенные в плоскости нижне-
го пояса ригеля, служат для воспринятия горизонтальных усилий от
ветра на торец здания, передающихся на ферму через элементы торцово-
го каркаса (рис. 219, в) .
Определение основных размеров поперечной конструкции
Расчетный пролет рамы /=19,00 м.
Ширину подкрановой части стойки принимаем + =1,00 м, что со-
1,00, 1 ,
ставляет ~пн и находится в
6,75 7
1 1 ь
пределах рекомендуемых-^—щйн , где
О о
h,{ —высота подкрановой части стойки.
Пролет крана
/кр = /-2й0 =19,00—2-1,00=17,00 м.
Ось подкрановой балки совмещаем
с осью подкрановой ветви стойки.
Расстояние между стойками в осях
\=h0 =100 см + Bi +
Рис. 220. К определению го-
ризонтальных размеров попе-
речной конструкции цеха.
20
+6=23+^4-6 = 39 см—по ГОСТ 3332-
54 для кранов грузоподъемностью 5 т и
пролетом 17 м (рис. 220).
Расстояние от пола цеха до головки
ем по заданию i
низа ригеля рамы
ht—(A+10) +25=165+10+25=200 см,
подкранового рельса принима-
/?!= 750 см. Расстояние от уровня головки рельса до
436
где Д = 165 см и 10 см взяты по ГОСТ 3332-54;
25 см—размер, учитывающий габарит выступающих вниз элемен-
тов нижнего пояса и возможный прогиб ферм.
Полная высота цеха от уровня пола до низа основных конструк-
ций покрытия
h — hx ~г А2=750Ц-200==950 см.
Высоту верхнего пояса подкрановой двухстоечной шпренгельной
балки принимаем
, 1 , 500 _п
па.6 = 25 и =='~25- =20 см-
Принимая высоту подкладок под рельс hn = 12 см и высоту под-
кранового рельса hp =13 см, получим высоту надкрановой части
+ == h% + hn.5 + hn + hp =200+20+12—13 = 245 см.
При возвышении поверхности фундаментов стоек над уровнем по-
ла на 30 см полная высота стойки
Н = h — Лфунд =950—30=920 см.
Высота нижней подкрановой части стойки
ha = Н - hB =920—245=675 см.
Высота ригеля (фермы) посередине пролета
1 , 1900 О1Г.
— /2 •* — п — 315 см
о о
и на опоре, исходя из уклона верхнего пояса ( = 0,1
h'o =220 см.
Статический расчет стоек рамы
Нагрузки
Нагрузка рт собственного веса крыши приведена в
табл. 1.
Таблица 1
Нагрузка от собственного веса крыши на 1 лР ее поверхности
Элементы крыши Норматив- ная нагруз- ка в кг)м2 Коэффици- ент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг)м2
Один слой руберойда по пергамину на кле- бемассе . . 6,0 1,1 6,6
Защитный настил толщиной 1,9 см (0,019 - 500) 9,5 1,1 10,5
Рабочий настил из брусков 5X5 через 20 см (0,05.0,05.5 • 500) .... 6,3 1,1 6,9
Утеплитель—минераловатный войлок толщи- ной 6 см (0,06.250) ..... 15,0 1,2 18,0
Пароизоляция—1 слой толя 2,2 1,1 2,4
Подшивка из досок толщиной 2,5 см (0,025 .500) 12,5 1,1 В. 7
Стропильные ноги сечением 6X15 см через 125 см / 0,06 • 0,15.500 • —-~ | , 3,6 1,1 4,0
V 1,25/ Прогоны da =20 см. с опиловкой на 4 канта /0,0318-500\ до квадрата 18X18 см через 3 ж \ 3,0 / 5,3 1,1 5,9
Итого 8* =60,4 £=68,0
437
Нормативная снеговая нагрузка для 3-го района (г. Пе-
трозаводск) составляет
кг/м2 горизонтальной проекции;
расчетная снеговая нагрузку, z_
Ан =Р*п с • «=Ю0 • 1 • 1,4=1'40 кг/м2,
где п=1,4—коэффициент перегрузки;
с = 1,0—коэффициент, принимаемый для простых двухскатных по-
крытий с плоской крышей (а< 25°).
Расчетный собственный вес ржгеляЦ-фермыф определяем по формуле
(48) с введением коэффициента перегрузки
+ 60,4+10+
= Гооо п = юбб—— ’111 = 16’8 *1’1 = 18>5 кг/л2’
1ГГГ ~ 1 5 - Т8 ~ 1
где /гс.в =5—коэффициент собственного веса, принятый по схеме 2
рис. 36.
Нагрузка от собственного веса стен и остекления
приведена в табл. 2.
Т аблица 2
Нагрузка от собственного веса 1 м2 стены
Элементы стены Норматив- ная нагрузка в кг/м2 Коэффици- ент пере- грузки Расчетная нагрузка в кг/м'1
Наружная обшивка толщиной 2,5 см (0,025х Х500) 12,5 1,1 13,8
Утеплитель—минераловатный войлок толщи- ной 6 см (0,06 • 250) .... 15,0 1,2 18,0
Пароизоляция—1 слой толя 2,2 1,1 2,4
Внутренняя обшивка толщиной 2,5 см (0.025Х Х500) 12,5 1,1 13,8
Итого элементы стены 42,2 48,0
Остекление с деревянными переплетами 30 1,1 33,0
Собственный вес стойки определяем ориентировочно: для
надкрановой части при диаметре бревен +р = 20 см,
g* = ^2Гбр +^ t'nk =
= f 2-0,0314 + A500• 1,1 • 1,1^77 кг!пог. m,
' 4! i 'A
j ,!;. {Г., _^0,0г>14 м2—площадь сечения бревна;
(---=500 кг/л3—объемный вес древесины;
438
s—f>. м—шаг рам;
к = 1,1—коэффициент перегрузки;
А=1,1—коэффициент, учитывающий вес металлических
частей;
FepyS „ „
—,----вес обвязки, отнесенный к 1 пог. м стоики.
Пв
Для подкрановой части при тех же диаметрах бревен и сечении ре-
шетки 8X18 см
+ = '4F6p + FP (!„ + Zp )] [ п • =[4 • 0,0314+0,0144 • (1,4+1,97)] X
Х500 • 1,1 • 1,15=110,5 кг/пог. м,
где =0,08-0,18=0,0144 .и2—площадь сечения решетки;
+ = + + 2б/бР-=1,4 м—длина стойки решетки;
/р = 1,41-й0 = 1,97 м—длина раскоса решетки, при угле накло-
на а=45°;
• Ах=1,15—коэффициент, учитывающий вес метал-
лических частей.
Вертикальная нагрузка
стойки составляет (кг):
на верхнюю часть
Остекление с переплетами. (33,0- 1,2- 3,0) . . ) . . . 143
Собственный вес стены, передающийся через ригель на отметке +8,23
48,0 [(12,11—8,23)5,0—1,2-3,61 ........................... 724
То же, стойки (77-2,45) *''•/*.......................................188
» » ригеля [(68,0 • 21,0+18.5 • 19,0) • 5,0 • 0,5] 4450
Итого Pi = 5505
• 21,0 - 5Д))Рсн =7350
Снег на покрытии (с учетом свеса карниза) 140,0
Вертикальная нагрузка на нижнюю'часть стойки
на шатровую ветвь (кг):
Верхняя часть стойки (Pi) ...... 5505
Остекление с переплетами (33,0 • 2 • 1,8 • 3,6) . . .428
Собственный вес стены, передающийся через ригель на
отметке +1,88 48,0 [(8,23—1,88)5,0—2-1,8.3,6] . 902
То же, стойки (110,5-0,5-6,75) . . + ..373
Итого Р2=7208—7210
Определяем нагрузку на подкрановую ветвь. Собственный
вес подкрановой балки может быть предварительно определен по фор-
муле
__ ?"Кв
^с в 1000 _ j п'
kc.sl'Kp
Входящая в формулу эквивалентная нагрузка <7",(В определяется как
равномерно распределенная нагрузка, создающая момент М макс >рЗВНЫИ
наибольшему моменту от крановой нагрузки. При пролете балки /кр=
=5 м и при базе крана в 3.5 м учитывается лишь один груз в середи-
не пролета
л» Дмакс • А<р 8200- 5,0 morn
Ммакс --==--—— =---------------=10250 кгм ;
• I2
Ммакс =10250= зквя кр->
О
откуда
8Л1Макс 8 * 10250 опоп /
Св —72-----=-------52 “ ~3280 кг!пог. ж;
gc.E = 1QC^280-- 1,1 = 118- 1,1-130 кг/пог. м,
~T-5~ ~ 1
где kc,B=7 —коэффициент собственного веса шпренгельной балки.
Собственный вес подкрановой балки и рельса
130,0 -5,0=650 кг;
собственный вес стойки
110,5-0,5-6,75=373 кг.
В итоге получаем 4 -
Л =1023 кг.
Наибольшее давление колеса для крана грузоподъемностью 5 т v
пролетом /=4,7 м среднего режима работы
Ршкс =8200 кг; gT =2200 кг
Максимальное давление от двух кранов на стоику
DMaKC = nPMaKCSj/z =1,3-8200 (1,0+0,74-0,3) =21320 кг,
где п=1,3—коэффициент перегрузки для крановой нагрузки (см. при-
ложение 1);
S_yz—сумма ординат линии влияния давления колес крана
(рис. 221).
Ветровая нагрузка, учитываемая в расчете рамы, опреде-
ляется для вертикальных участ-
Рис. 221. Линия влияния давления
крана на стойки.
ков покрытия и стен; отрица-
тельное давление на наклон-
ных участках кровли не учиты-
вается (см. СНиП, гл. П-Б. 1,.
§ 4). Нормативная ветровая
нагрузка определяется по фор-
муле (см. приложение 3)
q"H = kQ кг/м2,
где k—аэродинамический коэффициент, определяемый в зависимости
от профиля крыши и здания;
Q—скоростной напор ветра.
Для 1-го географического района при высоте сооружения над по-
верхностью земли до 10 м Q = 30 кг1м2; при высоте 20 м над поверхно-
стью земли Q = 40 кг)м2; Q = 32,5 кг]м2 на высоте 12,5 м (по интерполя-
ции) .
На рис. 222 даны аэродинамические коэффициенты и распределе-.
ние ветровой нагрузки по высоте здания.
Расчетная ветровая нагрузка на поперечную раму цеха представ-
лена на рис. 223, на котором сосредоточенная нагрузка от ветра на уров-
не нижнего пояса ригеля с наветренной стороны
Fj = nkQF==n 0,8 • Q/z1's = l.,2 • 0,8 • 32,5 -^2,61 • 5,0=407 кг;
сосредоточенная нагрузка от ветра на уровне нижнего пояса риге-
ля с подветренной стороны , л
И7; =1,2 • 0,6 • 32,5 • 2,61 • 5'6=304 кг ;
равномерно распределенная нагрузка от ветра с наветренной сто-
роны .
71=«AQs==l,2 • 0,8 30 • 5,0=144 кг!пог. м;
равномерно распределенная нагрузка от ветра с подветренной сто-
роны #
д' =1,2 • 0,6 • 30 • 5=108 кг!пог. м,
-де s = 5 м—расстояние между рамами.
Рис. 222. Аэродинамические коэффи-
циенты и распределение ветровой
нагрузки по высоте здания.
Усилие торможения
колесо крана:
нормативное
7ПН =/(Qo + 4 =0,1 (5000+2200) • = 180 кг;
ft £
Рис. 223. Расчетная ветровая нагрузка
на раму.
тележки, приходящееся на одно
'=.'9,0-
&
Рис. 224. Расчетная схема:
а—верхней части рамы; б—рамы со ступенчатыми стойками.
расчетное /
Т„ = 1,3 • 180 = 234 кг при коэффициенте перегрузки п=1,3, X
где /=0,1—коэффициент трения; '
=2200 кг—вес тележки;
k =0,5—отношение числа тормозных колес тележки к пол-
ному их числу для стандартных кранов;
/г=2—число колес с одной стороны крана.
Гмакс = 7’л SJ-; =234 (1,0+0,7+0,3) =468 кг.
Определение усилий в элементах рамы
При определении усилий в стойках рамы считаем, что вертикальная
нагрузка передается не-
посредственно через coot- 4'
ветствующую ветвь стой- 1 ‘
ки на фундамент, а гори-
зонтальная нагрузка (ве-
тер и торможение), при-
ложенная к нижней ре-
шетчатой части стойки, не
вызывает усилий в верх-
ней части стойки. Поэто-
му верхнюю часть стоек
с ригелем рассчитываем
на горизонтальные воз-
действия усилий как са-
мостоятельную раму с за-
щемленными стойками по-
стоянного сечения ,и,/;вы-
сотой, равной Л1, -='2,15 м
(рис. 224, а). Нижнюю
риваем как консольную ферму, защемленную в фундаменте и нагру-
женную усилиями от верхней части стоек, а также непосредственно при-
ложенными к ней нагрузками.
решетчатую часть стоики рассмат-
441
Усилия в верхней части стойки. Расчетная схема верхней части рамы
показана на рис. 225. Схема представляет собой двухшарнирную раму,
и потому является один раз статически неопределимой. За лишнюю не-
известную принимается продольное усилие в ригеле X.
Определяем неизвестную X от составляющих нагрузок:
от сосредоточенных сил ветра на уровне ригеля
1Г1 - W\ 407 — 304
Xw =---------2----—— 2 =—51,5 кг;
»
от равномерно распределенной ветровой нагрузки на стойки
3 3
+/= ~16 М~+ =162,45 (—144+108) =—16,5 кг.
Суммарное значение неизвестной X
£X = XW + Xq =—(51,5+16,5)=—68 кг.
Расчетный изгибающий момент в заделке (рис. 225, б, сечение I—•/)
Л41 = 4
• 0,9= (407 • 2,45—68 • 2,45+
144 • 2,452
2
• 0,9 = 1136 кгм.
Расчетная поперечная сила в сечении 1—1
= П7Х+ qjie + S%=407+144-2,45—68=692 кг.
Рис. 226. Расчетная схема
нижней решетчатой
части стойки.
Рис. 225. К расчету рамы:
а—расчетная схема верхней части рамы с действующи-
ми горизонтальными нагрузками; б—расчетная схема
надкрановой части стойки.
Нормальная сила (см. стр. 439) в том же сечении
Д\= Pj+ РСН .0,9 = 5505 + 7350-0,9 = 12120 кг. “
где 0,9—коэффициент, учитывающий дополнительные сочетания нагру-
зок, на который умножаются величины всех расчетных нагру-
зок, кроме собственного веса. ...... —
Усилия в нижней части стойки. Расчетная схема нижней части стой-
ки дана на рис. 226. Расчетный изгибающий момент в сечении 2—2
442
М2 = Ml +
ъ+тмакс
•од =
= 1136+ (692 --468)-6,75 4- А44^6,752
0,9=11135 кгм.
Расчетная поперечная сила в сечении 2—2
^2 =(/?1 + 9Л ++ке )0,9= (692+144-6,754-468).0,9= 1920 кг.
Продольная сила в левой (шатровой) ветви
+ = Р2 + Ли • 0,9 = 7210 + 7350 • 0,9 = 13825 кг.
Продольная сила в правой (подкрановой) ветви
Nn? = Р8+Дчакс • 0,9= 1023+21320- 0,9 = 20210 кг.
Подбор сечений элементов стойки
Подбор сечений элементов и расчет деталей производим с учетом
временного назначения здания, согласно Указаниям по проектированию
деревянных конструкций временных зданий и сооружений (У 108-55).
Стойку
Верхняя часть стойки
Стойку рассчитываем как сжато-изгибаемый элемент по формуле
(26). Принимаем сечение из двух бревен г/бР=20 см с отеской под ско-
бу на два канта (рис. 227,а).
' .. d 20
Находим площадь сечения при длине хорды стески а =+ = “2 =
= 10 см с учетом ослабления одним болтом d& =1,8 см (см. приложе-
ние ю) 9 нищ
Рт = 0,740+ — /отв d6 =0,740 • 202—17,3 • 1,8=296—31,1=264,9 см2
и момент сопротивления, пренебрегая ослаблением божгам,
Г„т =0,097 d3 =0,097 - 203=776 см3. W <
Поскольку покрытие не раскреплено в торцах здания и концы стоек
являются свободно смещающимися в плоскости поперечного сечения
здания, расчетная длина верхней части стойки будет
/расч = 2йв =2 • 245=490 см.
Г ибкость ее ;
\х = ^96 !
1 гх, 5,1 У0,
где 4т
,/ + , <2+йб485^2б*
Гх*“У р ==]/ 2-0,740-202 ~ 5’ см’
hi и F берем по приложению 10.
443
Тогда
£ . >-2 М _ 1 962.12120
3100/% • /?с “3100-^-296-150 ~°’593>
где FeP =0,740d2 = 0,740 • 202=296 см2 (без учета ослабления болтами)
Проверяем принятое сечение:
12120 113600
2 • 264,9 + 0,593 • 2 -776-1,0
= 146,4 '< Rc =150 кг/см2,
где основное расчетное сопротивление /?с для древесины сосны во вре-
менных сооружениях принимаем по табл. 2 У 108-55.
Проверку сечения из плоскости относительно оси у не производим.
Нижняя часть стойки
Проверяем нижнюю часть стойки в плоскости рамы как сжато-из-
гибаемый стержень с расчетной длиной /раСч = 2ЛН =2^675=1350 см.
Рис 227. Расчетные сечения стоек:
а—сечение верхней части стойки; 5—
сечение нижней части стойки.
Принятое сечение нижней
части стойки показано на рис.
227, б.
Проверку сечения стойки
производим-по формуле (68)
+ ~^~<тс Rc F-.n .
Определяем величины, вхо-
дящие в формулу:
Fm = 2-296,0—2- 1,8 • 17,3-2=
= 467,6 см2—площадь, се-
чения нетто с учетом ос-
лабления сечения стес-
кой и двумя болтами;
Nnp' = 20210 кг—усилие в пра-
вой (внутренней) ветви
стойки от вертикальной
нагрузки;
М2 1113500 ..._
уУм=:л;“==~тбо“= 35 кг
—продольное усилие сжа-
тия от горизонтальных нагрузок, вызывающих изгибающий момент М2
у основания стойки. Определяем коэффициент L Гибкость всего стерж-
ня относительно оси X
%=/(^М2 + Ч.
При изгибе в плоскости решетки гибкость отдельной ветви решет-
чатого стержня принимается Л1 = 0.
Тогда
s ^пр = Рх % •
444. | \
Находим
7v = 2[/o+ F
=2 (2 • 0,0485 • 204+2 • 296 • 502) =2991000 ел4;
/~ 2991000
у 4-296,0
= 50,2 см;
1350
50,2
=26,9;
115 / 92 6 \2
k1=4/-=22,6 и ^=1—0,8 1=0,591,
0,1 I 1UU I
где * /"i = rXi=5,l cm—радиус инерции сечения (см. стр. 443);
/1 = 115 см—расчетная длина ветви. *
Коэффициент приведения гибкости
1 /~ 1 । h ЬНпш i f I I о 1 гл 42,6 120 -2 .л-
'*'-]/ '+^-/^-1/ 1 + °-103Дз.5=-6,9б' -1’35’
где
b =42,6 см; h — ha + d = 120 см; пш =2;
/о =2-6,75 =13,5 м; .
&с = а L = =0,103 для болтов йб =1,8 см;
OUg о • 1 ,о2
2 • 4
По = 1С- =6,96 среза на 1 пог. м ветви при четырех
1,15
двухсрезных болтах в каждом узле и расстоянии между узлами
5 = 115 см.
Таким образом Хпр =1,35 • 26,9=36,4.
Далее находим
OVnp + ЛГл) 36,42- 34035
Е = 1_____,,р ₽___—. = 1 — ______2___________ =0 9181
ЗЮОДбр • Ro 3100-2-592-150
где Л/^р+Л/л =20210+ 13825 = 34035 кг;
подставляя найденные величины в формулу (68), получаем
20210 + - =32340 кг < 1,0 • 150 • 467,6 = 70200 кг.
1 0,918
Проверяем устойчивость отдельной ветви стойки по формуле (69) "
Л/п?+ —£— -С П1о Re Fpa.04 ?1>
где ?]=0>591;
Драсч = Fop = 2 • 296 = 592,0 см2—расчетная площадь сечения ветви.
Подставляем найденные величины в вышеприведенную формулу
20210+ =32340 кг < 1,0 • 150,0-592 • 0,591=52500 кг.
0,918
1 При отношениях
А
— < 8 можно принимать §=1.
Ло
445
Проверяем устойчивость подкрановой ветви из плоскости рамы ка?
составного центрально сжатого стержня в сечении, отстоящем на рас
стоянии — йн от заделки (нижняя граница опасной зоны), по формул'
4
, М'
Л' Н—tX < ,Пс & ' -^бр где I принято равным 1.
** *2-0
Находим
Лг пр = Л7 пр —20210 кг .
Расчетный изгибающий момент на уровне ~hn от заделки
Г 144-5 Об2’
М' = 1136/ (692+468)0,75-6,75 + ~-^—
X 0,9=9375 • 0,9=8050
к-'
>*' = / = 1,45,
где -Ь =20 см; й=42,6 см; пш =2; /0 =6,75 м;
йс =0,103;
6 96
nz — —7j~ = 3,48 среза нд 1 пог. м (см. стр. 445).
Гибкость всего сечения
Ху =
Йн
Гу
675
13,5
50,0,
где
f 107520
И 2-296
= 13,5 см
при
1В = 2(/0 + Гг2) =2 (0,0395 • 204+296 • 12,662) =107520 см
и z = -|- + = $ +0,433 -20=12,66 см.
Гибкость ветви
>: = _Ч£_25
’ '•» 4.6-26’
где
rgi = 0,231-20 =4,6 см.
Приведенная гибкость
Хпр = Г7ру ^МГ(>^К“= /7М57 50)2+252=76,7;
3100 г„ .
= -=...-= U,5zb.
А*
пр
Подставляя найденные величины, получим
20210 + -8(|qq)0 =28260 к? < 1,0 150 • 592 - 0,526=467Iекг.
Элементы соединительной решетки
Расчет элементов решетки производим по наибольшему расчетному
значению поперечной силы в нижнем сечении стойки (сечение 2—2,
рис. 226)
/?2= 1920 кг.
Усилие в стойке решетки (рис. 228)
Л/ст=^- = ^ =2090 кг
? 0,У1о
при £=0,918 (см. стр. 445).
Усилие в раскосе при угле наклона
скосов к ветвям
а —45° и cos а =0,707
р ’ Q20
N ₽аск = — s = -0^707^07918 = 2960 Кг’
Расчетная длина раскоса
1 100 100 1И1
10 =------ = п —141 см.
cos а 0,707
ра-
Рис. 228. К определению
усилий в соединительной
решетке.
Принимаем сечение решетки из толстых досок 8X18 см; F —144 см2.
Гибкость раскоса
141
0289-8 - 60’7<75’
f=l-0,8 =0.705.
Проверяем элемент на устойчивость:
Д'раск =2960 кг </псГрасч ^мин = 1 • 150 • 144-0,705=15250 кг.
Рассчитываем прикрепление решетки к ветвям, принимая болты
de =1,8 см.
Расчетная несущая способность болта на один срез при толщине
среднего элемента с = 8 см
Л, = 900 кг (см. У 108-55, приложение 1).
Необходимое количество болтов для прикрепления решетки (рас-
косов и стоек)
__ Л/раск 2960 . „. о Л
6 ~псрТн 2 • 900 - 1>64~2 болта-
Анкерные крепления к фундаменту
Расчет анкерных креплений производим по максимальному растя-
гивающему усилию в ветви стойки при действии постоянной вертикаль-
ной нагрузки (собственный вес) и максимальных горизонтальных на-
грузок (ветер, торможение)
/V = — =—7210 + -11135- =4920 кг.
М 1-0,918
447
Конструкция анкерного крепления показана на рис. 229.
Несущую способность двух анкерных болтов de =2,2 см прове-
ряем по формуле
N = 4960усг < тр • Др • FHT =0,65 • 2100 • 2,74 • 2=7500 кг ,
где та =0,65—коэффициент условий работы анкерных болтов,
работающих на растяжение (НиТУ 121-55,
п. 35);
7?р =2100 кг/см2—расчетное сопротивление на растяжение для
стали марки Ст. 3 (НиТУ 121-55, табл. 9, п. 24);
Fht=2,74 см2—площадь сечения болта de =2,2 см, ослаблен-
ного нарезкой.
Рис. 229. Анкерное крепление ветвей стойки в фундаменте:
/—болт; 2—анкерный болт; 3—слой толя; 4—прокладка.
Рассчитываем количество болтов de =1,8 см, прикрепляющих про-
кладку для анкера.
Несущая способность болта на один срез Тн =900 кг.
Необходимое количество двухсрезных болтов на каждую прокладку:
N _ 4920
яСр Т„ ~ 2-900
2,73 шт. Принято 4 шт.
Шаг болтов вдоль волокон
s1==13 cM>7d6 =12,6 см;
поперек волокон
s2 =7 см > 3,5б/ б =6,5 см;
s3=5,5 см > 3d5 =5,4 см..
Длина прокладки
/пР = 5$i=5 • 13=65 см.
Общую шайбу анкеров, исходя из толщины прокладки, выполняем
из уголков 80X80X10 мм. Уголки проверяем на изгиб.
Расчетный пролет уголков
/уг =hap da =20+2 =22 см.
448
Рис. 230. Общий вид стойки:
/—обшивка толщиной 25 мм; 2—утеплитель — минераловатный войлок толщиной 60 мм;
3—пароизоляция — один слой толя; 4—болт; 5—слой толя; 6—стяжка толщиной 25 мм;
7—глинобетонный пол; 5—анкерный болт: .9—засыпка шлаком; 10—нижний обвязочный брус.
9-409
Расчетный изгибающий момент (рис. 231).
М = —
4
h.n\ 4920 / 20
=~J-122----2 Д4760 К2СМ
Рис. 231. Расчетная схема опорного
уголка
Для уголка 80X10 мм по сортаменту имеем
1Х =88,4 см\ z0 =2,35 см\
тогда
Д» _ 88,4 ,гг ,
b,r - z0 = 8-2,35 5,6 СМ ’
М = 14760 лгсл </гаи/?и 1^=1 • 2100 • 15,6 = 32760 кгсм.
Стык ветви стойки
Рассчитываем стык в левой (шатровой) ветви. Стык проектируем
на расстоянии 5 м от верха фундамента.
Усилие в расчетной панели
=-р'+~кт- =-S505+ iwk—™
где
144 • 1 7^2
Мст =1136+[(6924-468) • 1,75+— ] 0,9 =3166 кгм;
Pi =*5505 кг (см. стр. 439).
Ввиду того, что расчетная панель является сжатой, стык ветви про-
ектируем конструктивно простым упором бревен друг в друга с наклад-
ками на двух болтах d в =1,8 см, с каждой стороны стыка.
Общий вид стойки представлен на рис. 230.
Мероприятия по химической защите древесины
' ТаблицаЗ
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкций
Способы антисептирования
Верхний дощатый настил и за-
щитный диагональный настил
кровли
Обработка в горяче-холодных ваннах 3%-ным
водным раствором фтористого натрия про-
должительностью 1 час каждая
450
Продолжение табл. 3
Элементы конструкций Способы антисептирования
Подшивка Сухое антисептирование из расчета 150 г фтористого натрия на .1 .+ настила, а сни- зу (со стороны цеха) двухкратная обра- ботка водным огнезащитным антисептиче- ским раствором
Элементы ферм и решетчатых Обработка силикатной суперобмазкой мар-
стоек в сборе (пояса, раскосы, вертикальные связи, горизон- тальные связи, стойки) ки 100
Проемы оконные по всему соору- жению Обработка суперобмазкой марки 200
Подкрановые балки Обработка суперобмазкой марки 100
Обвязки , , Обработка пастой марки 200 с прокладкой гидроизоляции со стороны кладки
Показатели расхода материалов
Показатели расхода древесины и стали на верхнюю и нижнюю ча-
сти стойки даны в табл. 4.
Длина верхней стойки 2,45 м, нижней части—6,75 м.
Т аблица 4
Расход материалов
Наименование показателей Единица измерения По специфи- кации По предва- рительному расчету
Верхняя часть стойки
Древесина л/3 0,354 —
Сталь кг 5 —
Полный вес (0,354-500 + 5) » 182 188
Нижняя часть стойки
Древесина М3 1,342
Сталь кг 81 __ f
Полный вес (1,342-500+81) . . . . я 752 756
ПРИМЕР 14. ПАРАШЮТНАЯ ВЫШКА
Запроектировать деревянную парашютную вышку высотой 25 м (до
рабочей площадки), оборудованную механической частью. Отметка
стрелы металлической мачты +31,0 м и верха мачты +33,60 м. Мате-
риал конструкций: бревна и пиломатериал из полусухой сосны; узло-
вые соединения на болтах; металлические изделия из стали марки Ст. 3.
Изготовление конструкций построечное. Район строительства—запад-
ные области Украины. Стойки вышки опираются на фундаменты из бе-
тона марки 100. Грунты глинистые (не макропористые) с малой струк-
турной вязкостью, /?г₽ =2,0 кг/см2.
451
Выбор основной несущей конструкции башни
Основную несущую конструкцию—ствол башни принимаем пира-
мидального типа с ромбической решеткой (рис. 232), обладающей ря-
дом преимуществ по сравнению с другими типами решеток. В этой си-
стеме решетки длины панелей и раскосов меньше, чем в других систе-
мах; ригели работают на местную ветровую нагрузку (в пределах од-
ной панели), благодаря чему усилия в них значительно меньше, чем в
ригелях других сис.тем; узловые соединения отличаются простотой.
Рис. 232. Схема и сечения башни.
Расстояния между ригелями приняты из условий разбивки лестнич-
ных маршей на стандартные элементы (рис. 233). В плоскости ригелей
по высоте башни устанавливаются диафрагмы или горизонтальные свя-
зи, обеспечивающие неизменяемость системы и повышающие жесткость
башни. Диафрагмы образованы введением дополнительных стержней
по углам сечения башни (рис. 234,6). Все элементы башни выполняют-
ся из круглого леса длиной не более 9,0 м и диаметром не более
20 см (в верхнем отрубе). Размещение стыков стоек по высоте башни
показано на рис. 234, а.
По высоте башня разбита на 16 панелей. В плане башня имеет
квадратное сечение с размерами сторон: в основании 5X5 и и на уров-
не рабочей площадки 3,4ХХ4 м. Рабочая площадка имеет форму поч-
ти правильного восьмиугольника с диаметром вписанной окружности,
равным 8.0 м. Перила площадки имеют 8 выходов. На рабочую площад-
ку ведут деревянные маршевые лестницы, проектируемые с уклоном 55°
452
Рис. 233. Схема лестничных маршей и переход
ных площадок:
а-фасад (Л-1, Л-2, Л-3. Л-4—марки лестничных маршей);
б—план переходной площадки..
46 в—
125 0,42 0,18
О
Рис 234. Схема ствола башни,
а—схема по грани т—т'\ б—попереч-
ные разрезы.
к горизонту. Нижняя часть башни на высоту 4 м обшивается чисто-
остроганными досками по деревянному каркасу.
Вышка оборудуется металлической двухсторонней стрелой, прикре-
пляемой к вертикальному металлическому стволу, который служит на-
правляющей для парашютных противовесов и опорой стрелы. Стрела
имеет вылет около 10 м; вращение ее вокруг вертикальной оси возмож-
но на 180°.
Стойки башни заанкерены в бетонные массивные фундаменты, раз-
меры которых определяются из расчета устойчивости сооружения на
опрокидывание. Во избежание загнивания соединений .конструкция
башни должна быть выполнена с учетом свободного стока дождевой
воды.
Определение геометрических размеров башни
Общая схема башни и поперечные сечения ее на уровне диафрагм
изображены на рис. 234.
Длину ригелей определяем по формуле
^риг = Ь3 ф- 2 hi • tg р,
где Ьв =3,4 м—ширина башни на уровне рабочей площадки;
hi —расстояние до рассматриваемого ригеля от вершины
——। bfi башни (рис. 235);
tg8 = ~.М
k р 2Н
.1-------------------
ди
18
5,0—3 4
~ =0,032—тангенс угла
Ь»
18
ьн
наклона грани башни к вертикали (р =Г50');
= 5,0 м—ширина башни на уровне подушек
фундаментов.
J.
\\Г7'
17
18
-I 7 ^г
Рис. 236. К определению длины рас-
косов 17—15' нижнего яруса башни.
/5;
ь'
ю>
<ЛГ
т
Рис. 235. К определению
длины ригелей башни.
Длину панелей стоек для расчета принимаем по их вертикальным
проекциям, так как угол наклона стоек к диагонали основания башни
составляет a sin 87°=0,9986?Д ,0. Длину раскосов вычисляем
с учетом эксцентричного крепления их в узлах. Ориентировочно прини-
маем расстояние от точки крепления раскоса До центра узла е=10 см.
454
Определение длины раскоса 17—15' производим по рис. 236, а дли-
ну раскоса 15—13' по рис. 237. Аналогично определяем длину раскосов
13—1Г\ И—9'\ 9—7'-, 7—5'\ 5—3'. Длину раскоса 3—1' определяем по
схеме рис. 238.
Таблица 1
4/0
Длина элементов башни
Ригели Панели стоек Раскосы
Стержни /] в си Стержни 1г в см Стержни 13 в см
1—1' 340 7—2 285 3—1', 1—3' 491
2—2' 359 2—3 3—4 125 3—5' 5—3' 440
375 4—5 5—6 125 7—5' 5—7' 454
6—6' 392 6-7 7—8 125 7—9' 9—Т 482
8—8' 408 8—9 9—10 150 11—9' 9—11' 511
10—10' 428 10—11 11—12 150 11—13' 13—11' 528
12—12' 448 12— >3 13—14 159 15—13' 13—15' 545
14—14' 468 14—15 15—16 150 15—17' 17—15' 560
16—16' 488 16—17 135
£11=3706=37,06 м
£/2=2422=24,22 м
£/,=4011=40,11 ..<
Статический расчет башни
Вертикальные нагрузки
Собственный вес каркаса башни, лестничных маршей
и переходных площадок принимаем по данным аналогичных проектов
башенных конструкций или по приближенной формуле
G6 = п V* =1,1 • 60- 433=28600 кг,
где п=1,1—коэффициент перегрузки для собственного веса;
=50-?70 кг/м3—вес 1 м3 конструкции башни, включая вес
лестничных маршей и переходных площадок
(принимаем g“ =60 кг/м3);
455
Ve =433 mz—объем башни при высоте башни от уровня;
фундамента до конструкции рабочей пло-
щадки А=24,67—0,45=24,22 м.
TZ 1 г _______________ 1 , _________________________
=— /г(5 + 51+'|/5 - 51) = = 24,22(25+11,56+Г 25-11,56) =433 J*3.
О о
Здесь 5=5*5=25 м2—площадь нижнего основания башни;
51=3,4 • 3,4=11,56 м2—площадь верхнего основания башни.
Собственный вес конструкции рабочей площад-
ки с перильным ограждением определяем приближенно
G™ = п g^ 5ПЛ =1,1 - 60 • 52,96^3500 кг,
где =50—70 кг/м2 —вес 1 м2 конструкции площадки;
принимаем =60 кг/м2;
7+=8-8—2 • 2,4 • 2,3=52,96 л1—площадь рабочей площадки по на-
ружным размерам (см. рис. 232).
Нагрузка на каждую стойку составит
Gi=~ (Ge + Опл ) = y (28600+3500) =8025 кг.
Временная нагрузка на площадках определяется из
условий эксплуатации парашютных вышек и принимается:
для расчета основных элементов башни (стоек, ригелей) примени-
тельно к СНиП гл. П-Б, I, § 4 табл. 1 (см. приложение 1, п. 9) в поло-
винном размере /Нр=100 кг/м2 и «=1,4—коэффициент перегрузки;
расчетная нагрузка
рвр = п • р«р = ],4 100=140 кг/м2 плана;
для расчета балок рабочей и переходных площадок — та же на-
грузка, но в полном размере
р”л =200 кг/м2 и и = 1,4,
расчетная нагрузка
рпл =200- 1,4=280 кг/м2 плана;
для расчета настилов площадок (см. приложение 1, п. 10)
Р"л =300 кг/м2; рпя =1,4-300=420 кг/м2 плана.
Ветровая нагрузка
Горизонтальное давление от ветра определяем по формуле (86)
/св = « • k • Ад • Апр • <р <7" ,
где
п. = 1,2—коэффициент перегрузки для ветра;
qa —скоростной напор ветра в кг/ж2, принимаемый для
сооружений башенного типа по ГОСТ 1664-42, п.З:
Ал=1,5—динамический коэффициент для гибких башен
периодом собственных колебаний 7’>0,5 сек; Ад =
= 1,0 при Т < 0,5 сек.;
АПр=1+от—коэффициент пространственности конструкции;
и
456
kv—аэродинамический коэффициент плоской фермы;
ЕЛ
?=- с —коэффициент заполнения;
Г
%fi —сумма проекций элементов фермы на вертикальную
плоскость;
F—площадь по контуру фермы;
k—аэродинамический коэффициент для отдельных эле-
ментов: при элементах некруглого сечения k = 1,4;
при цилиндрических элементах k =1,20, если
q* d2 < 1 кг и k — 0,70, если q" d2> 1,5 кг;
т—коэффициент, учитывающий давление ветра на за-
ветренную грань:
при ® > 0,6 и =1 . . . /и=0,05;
b
при ?=0 и любом . т =1,0;
для промежуточных значений <р величина т опре-
деляется интерполяцией.
Для башен величина скоростного напора ветра qa с учетом дина-
мического коэффициента должна быть не менее 80 кг/м2 и не бо-
лее 300 кг/м2 (ГОСТ 1664-42, п. 6).
Определяем аэродинамический коэффициент k. Диаметр элементов
раскосов находится в пределах 16+20 см; ригелей и подкосов 16-^-18 см
и стоек 14-4-22 см. Принимаем средний диаметр для всех элементов
18 см. Тогда
q" . г/2=80 • 0,182=2,59 кг > 1,5 кг;
следовательно, принимаем k=0,7. Для элементов направляющего ство-
ла, лестниц и переходных площадок £=1,4. Учитывая, что перечислен-
ные конструкции находятся внутри ствола башни, принимаем и для
них £=0,7.
Определяем коэффициент заполнения '? грани башни. При под-
счете площадей элементов фермы принимаем средние диаметры и пол-
ную их длину по табл. 1; при этом боковую поверхность обшивки башни
до отметки +4,0 м не вводим в расчетную площадь, чтобы компенси-
ровать взаимное перекрытие элементов башни в их проекции на верти-
кальную плоскость.
Конструкцию направляющего ствола для противовесов принимаем
из уголков 60X5 и соединительные планки из уголков 50X5 длиной
50 см с шагом 0,7 м (рис. 239). Сумма проекций элементов направляю-
щего ствола на 1 пог. м
F„B =0,06 • 1 2+0,05 • 0,5 =0,156 м2.
Маршевые лестницы (см. рис. 233) проектируем из тетив сечением
6,0X15,0 см, поручней 6,0X8.0 см и балясин 4-Х4 см с шагом 25 см,
высотой 85 см. Сумма проекций 1 пог. м маршевых лестниц
+ =0,15+0,06+0,04-—-0,85=0,346 м2.
25
Рабочий настил переходных площадок проектируем из досок тол-
щиной 8Н =4 см, поручень—из бруса 6X8 см, опорный брус для кре-
пления балясин сечением 6X8 см и балясины 4X4 см с шагом 25 см,
457
высотой 85 см. Сумма проекций 1 пог. м перильного ограждения, на-
стила рабочей и переходных площадок
Fa =0,04+2 • 0,06+0,04-??-0,85=0,296 м2.
4^0
Определение суммы проекций на вертикальную плоскость 2/ пло-
щадей элементов фермы, направляющего ствола для противовесов, лест-
ничных маршей и перильного ограждения переходных площадок и ра-
бочей площадки приведено в табл. 2.
Рис. 239. Конструкция
направляющего ствола
для противовесов.
Рис. 240. Расчетные схемы к определе-
нию периода собственных колебаний
башни:
а—схема приложения сосредоточенных верти-
кальных сил; б—условная схема башни с го-
ризонтальной силой Х=1.
Площадь грани 0—2—18—18'—2'—О' ствола башни и перильного
ограждения рабочей площадки без вычета отверстий (по наружному об-
меру, рис. 232, 240, а)
3'58+5'18 (24,22—0,|7) + (0,17+0,33)-8,0+1,05 • 8,0+
+ 2,3+(2,85-0.17)2=12ЗДл|г
Здесь при вычислении F принято: диаметры стоек dcp=I8 см\ ди-
аметр насадкиdZf = 17 см\ высота перекрытия рабочей площадки 33 см.
458
Т аблица 2
Площади и длины элементов
Элементы Средний диаметр в м Пл ощ адь 1 пог. м в м2 Расчетная суммарная длина элементов в м Суммарная площадь ft в м2
Ригели . . . 0,17 — 37,06+4,6=41,66 7,08
Стойки. . . 0,18 — 2 ^(24,22-0,17) + 1,87 + 4-3,0 + 2,51 +2,5 + =82,08 4 J 14,77
Раскосы . . 0,18 —- 2-40,11=80,22 14,44
Подкосы . . Балка рабо- 0,16 — 2/2,3*+(2,85-0,17)2 =7,06 1,13
чей площадки . Направляю щий ствол для 0,18 8,0 1,44
противовесов . Лестничные 0,156 24,67-0,17-0,2=24,3 (24,67—0,17-0,45 j-1—- 3,79
марши .... Перильные ограждения и 0,346 \ /sin 55J 24,05 = 1 =29,35 0,81915 8,0+2-0,8+2-1,0+ 1,1+-1,2+ 3X2 10,16
настилы . . . 0,296 XI,3=17,8 5,27
Е/; =58,08
Коэффициент заполнения
Е ft 58,08 п и
с? = —— = --—=0,469 и k? =0,7 • 0,469=0,328.
л 1 /О )У
Находим значение т при <р=0,469 по интерполяции
т =0,05+ -0q~6°’05- (0,6—0,469) =0,257;
тогда
Аср^пр = fop(l + т) =0,328 (1+0,257) =0,412^=0,411.
Учет динамического действия ветровой нагрузки
Для выяснения учета динамического действия ветровой нагрузки
определим период собственных колебаний башни по формуле ' (ГОСТ
1664-42, п. 6),
Г. 6,28
V g • У1
1 При расчете башен аэродинамический коэффициент пространственной фермы
можно принимать в пределах 0,4 — 0,5.
459
где g—ускорение силы тяжести, равное 981 см/сек2-,
Рг • Рп —сосредоточенные грузы от веса одного яруса башни ра-
бочей площадки, направляющего ствола и стрелы;
—горизонтальные прогибы центров тяжести грузов/-*!..-Рп
при действии на верхний конец башни горизонтальной
силы Х=1.
Определяем сосредоточенные грузы Рь Р2 . . . Рп •
Вес башни Gg =28 600 кг (см. стр. 455) распределяем на девять
ярусов (рис. 240, а), из них на I ярус в половинном размере:
сосредоточенные грузы II—IX ярусов
Р\ = Р 1 = р\ =
2 4
=pl
9
28600
3365
кг;
сосредоточенный груз I яруса
Р\ =0,5=0,5-3365^1685 кг;
сосредоточенный груз от веса рабочей площадки (см. стр. 456)
Pj'= Спл =3500 кг.
Вес конструкций направляющего ствола для противовесов и стрелы
принимаем по данным аналогичных проектов
gc.s =60 кг!пог. м.
Вес конструкций направляющего ствола в пределах башни
О„.с =1,1-60- (24,67—0,2) =1615 кг
распределяем на девять ярусов, аналогично распределению веса башни
рш = рш = рт = ... =рш = =190 кг.
Р\1=0,5 • 190=95 кг.
Приведенный сосредоточенный груз от веса стрелы и направляюще-
го ствола выше рабочей площадки для I яруса определяем по формуле
Р™ = _L [Gcrp L + GH.C Zj] = (1320 30,55+396 • 27,55) =2116 кг,
Ik r .............. 24,22 '
где Gct₽ = 1,1-60-20=1320 кг—вес стрелы;
GH.c =1,1 • 60 • 6=396 кг—вес направляющего ствола;
А=31,0—0,45=30,55 м—расстояние от центра тяжести стрелы
до фундамента башни;
Zi=31—3,0=0,45=27,55 м—расстояние от центра тяжести эле-
мента направляющего ствола до фундамента башни.
Суммируя сосредоточенные грузы в пределах ярусов, получим:
Pj = Pi + Р" + Р/ + +/=1685+3500+95+2116=7396 кг;
Р2= Р> + рю = pi + pi»= . . =pi + pm =3365+190=3555 кг.
460
; башни определяем графоанали-
со ступенчатым изменением сече-
Горизонтальные прогибы ух....уп
тичегким методом как для консоли
ния, загруженной сосредоточен-
ной силой Х=\ (рис. 240, б).
Расчет является приближенным,
так как производится по средним-
моментам инерции сечения на
участках башни I и II. Эпюра из-
гибающих моментов и схема фик-
тивной консоли показаны на рис.
24! а, б. Изгибающий момент в
защемлении башни-
/И = X • Н—\ • 2422=2422 кгсм.
.Моменты инерции сечений
башни со стойками из бревен
+р = 18 см определяем для уров-
ней 1—1 и 2—2 на расстояниях
393 см и 1604 см от уровня ра-
бочей площадки (рис. 240,6; 242).
Расстояния между осями сто-
ек определяем по формуле-
t = Ьв
x=f
285
535
и'
к,El,
2235
2V.2
a
Рис 241. Расчетные схемы к определе -
нию прогибов башни:
а—эпюра моментов; б—фиктивная схема кон-
соли; s -эпюра прогибов.
+ 2л tg р,
башни на уровне рабочей площадки;
угла наклона граней
где Ьв =340 см —ширина
tgP =0,032—тангенс
х—расстояние рассматриваемого
бочей площадки.
башни
сечения
к вертикали;
от уровня ра-
Ci ,e-ue и/
n.
5:18
c-38
If 365-
- ;-- Д-39 7
" *
+У' I = АА'
—-123!—
Ha
уровне
1—1 при
л=393 см
/j =340+2- 0,032 -393 =
=365 cm.
Момент инерции
/ ___д СР 1 . h _
4 2
3,14- 182 / 365 Аг
Рис. 242. Расчетные сечения башни в уровнях
1-1 и 2—2.
= 20 300 000 см4,
где й=0,6—принятое значение коэффициента снижения момента инер-
ции вследствие податливости решетки и соединений.
На уровне 2—2 при х=1604 см
Z2 = 340 + 2-0,032- 1604 = 443 с мд
/3=/2—2-23=443—46=397 см\
= 4
4 VI
/г = 83 980 000 см4.
461
При вычислении моментов инерции /1 и 12 моментом инерции стоек
относительно собственных осей пренебрегаем.
Горизонтальные прогибы yi. у2 . . уп вычисляем как ординаты
Мх
эпюры моментов от фиктивной моментной нагрузки , ру- (рис. 241,6):
KitLl fi
в центре тяжести приложения грузов Рь Р2, Рз
yi = + ’ Xi
в центре тяжести приложения грузов Р4, Рз, Рв, Рт, Рз, Рэ
-|’'=7Г£7Г[е""'й:'"Ь
где Мх —ордината эпюры моментов в консоли, нагружен-
ной сосредоточенной силой Х=1;
—статический момент грузовой площади фиктив-
ной эпюры моментов Мх II участка относитель-
но рассматриваемого сечения;
2 Xi-1—статический момент грузовой площади фиктив-
ной эпюры моментов Мх для I участка;
£•=100000 кг/см2—модуль упругости древесины;
^1=0,85—коэффициент, принимаемый по табл. 5, § 3;
Л, /2—моменты инерции сечения консоли на участках
I и II.
Прогиб консоли в центре тяжести приложения сосредоточенного
груза (рис. 241, в).
_____________ф_________/ 2235 - 1872 . 1873
У* 0,85 • 105 • 8,398 • 107 \ 2 + 2
=0,00000576 см.
Аналогично получаем прогибы в центрах тяжести приложения
грузов Pg, Ръ Ре, Ps, Pi
у8=0,0000376 сж;
j'7 =0,0000937 см;
Л =0,000171 см;
_У5 =0,000265 см;
y'i =0,000352 см.
Прогибы в центрах тяжести приложения грузовР3, Р2, Рг
_Уз =0,000446 см;
У2 =0,000582 см;
уг =0,000735 см.
Подставив в формулу периода собственных колебаний башни зна-
чения сосредоточенных сил и полученных выше прогибов, получим
7=0,61 >0,5 сек. Следовательно, необходимо принять ka =1,5 (см.
стр. 456).
Скоростной напор на высоте 20 м ^=40 кг/м2, а на высоте 100 м
<7"=100 кг/м2. ;
462
Определение расчетных ветровых нагрузок по зонам
Разбиваем башню на четыре зоны, в пределах которых по интер-
поляции принимаем средний скоростной напор;
I зона—от отметки 0,00 л до отметки +20,00 м
II » » » +20,00 » » з> +25,00 »
III » » » +25,00 » » » +31,00 »
IV > на отметке +31,00 »
Расчетная ветровая нагрузка в пределах I зоны
р[ = п • k <р knp kz q'\ = п • k-j> • /гпр q" = 1,2 • 0,41 • 80 = 39,34 >-40 кг/м2.
Здесь k<fk„p =0,41;
q” = ke q”= 1,5-40=60 кг/№<80 кг/м2 (ГОСТ 1664-42, п. 6).
Принимаем q" =80 кг/м2.
Скоростной напор на высоте //=100 м с учетом коэффициента ди-
намичности kn =1,5
</“=150 кг/м2.
Скоростной напор в пределах II зоны находим по интерполяции
<72=82,2 кг/м2
и соответственно для III и IV зон
<?з=87,0 кг/м2; </”=89,6 кг/м2.
Расчетная ветровая нагрузка на башню и рабочую площадку в пре-
делах II зоны
р»=1,2-0,41 «82,2=40,5 кг/м2.
Ветровая нагрузка на перильное ограждение рабочей площадки
(III зона)
ри=1,2.0,41 -87,0=42,8 кг/м2.
Расчетная ветровая нагрузка на направляющий ствол для противо-
весов (III зона)
рн.с== п k ? £пр7н = 1,2 - 0,869 • 87,0 = 90,6 кг/м2.
где k<?k„p = k • <р • (1 -ф/72) =1,4-0,55 (1+0,129) =0,869
при
от=0,05+ 1,0~0,°5 (0,6—0,55) =0,129.
0,6
Расчетное давление ветра на стрелу (IV зона)
р"р=1,2 - 0,869- 89,6^93,4 кг/м2.
463
Определение узловых нагрузок
Расчетная нагрузка от собственного веса башни для I—IX зон
(см. рис. 240, а) подсчитана на стр. 460.
Узловые нагрузки на каждую из четырех стоек башни
ррв = -уРП] = ~ (1685+3500) = 1296 кг;
De. в __ ре. в _; /+с. в _ Ос. в _ Ос. в _ Ос. в _ Ос. в _ Ос, в _ _^_О1 _
Г 2 ~ Г4 ~~ 8 ~ 10 ~12 “ 14 ^16 ~ /1. 2 ~
= 4-3365=841 кг.
4
Расчетная нагрузка на рабочую площадку, лестницы и промежу-
точные площадки приведена на стр. 456.
Расчетная нагрузка на стойки от временной нагрузки на рабочей
площадке (см- стр. 456)
рвр _
1 4
4140 • 52,96^1855 кг.
4
Грузовые площади лестничных маршей и переходных площадок
определяем по схеме лестницы (см. рис. 233, 234,6). Длина панелей
приведена в табл. 1.
Вертикальная нагрузка на стойку т башни (см. рис. 233);
Рвр = 140 f 421 о,85 + -’J5 0,8
Рис. 243. Расчетные схемы к определению
горизонтального давления на башню:
а—от сосредоточенной силы Р у конца стрелы;
б—от ветра на направляющий ствол и стрелу.
=321 кг;
Рар =140 [ 1,0 +
=384 кг;
[ 4 48 2 1
Р +=140 1,2 + “0,8
=494 кг ;
=560 кг .
Узловые нагрузки от ветра
на элементы башни до отметки
+24,67 м определяем по формуле
Рузл= 0,5рв • FB ,
где рв —расчетная ветровая нагрузка на боковую поверхность;
FB—грузовая площадь ветровой нагрузки на I ярус башни.
Узловые нагрузки в сечении 1—1' от ветра на элементы башни, на-
ходящиеся выше отметки 24,67 м, определяем по формуле (рис. 243, 6)
р _ Wl • X ,
* узл - -------- >
н
464
где IT, =Q,5paFB —равнодействующая ветровой нагрузки на
элемент;
Xi —ордината приложения равнодействующей
ветровой нагрузки относительно основа-
ния башни;
//=24,67 м —высота башни.
Грузовые площади определяем по схемам рис. 232 и 234, а длину
ригелей — по данным табл. 1.
Определение узловых нагрузок приведено в табл. 3.
Таблица 3
Узловые нагрузки
I Узлы । Элементы Расчетная вет- ровая нагрузка 0,5 рв в кг/м2 Грузовые площади в м2 Узловые нагрузки Рузл. в кг
Стрела . . 0,5-93,4=46,7 0,5-20=10,0 46,7-10-31 - 24,67~ =586-0
Направляю- щий ствол . . 0,5-90,6=45,3 0,5(31—25)=3,0 45,3-3-28 1С. . -“24,67-=154'°
1 Перильное ограждение ра- бочей площад- ки 0,5-42,8=21,4 1,05-8=8,4 21,4 • 8,4 • (25 + 0,5-1,05) _ 24,+7 - = 186,0
Рабочая пло- щадка .... 0.5-40,5=20,25 0,33-8=2,64 20,25-2,64 24,67 Х
Х(25—0,5-0,33)=54,0
Ярус башни . 20,25 0.5(8,0+3,58)-2.85=16,5 20,25-16,5=334,0
£ А,,, = 1314,0 == 1320 ) 3.1
3 0,5-40=20,0 0,5(3,59 + 3,75)2,5=9,18 184,0
5 1 20,0 0,5(3,75+3,92)2,5=9,60 192,0
7 1 ! 20,0 0,5(3,92 +4,08)2,5=10,00 200,0
5 я к 20,0 0,5(4,08+4,28)3,0=12,54 251,0
11 20,0 0,5(4,28 + 4,48)3,0=13,14 263,0
13 20,0 0,5(4,48+4,68)3,0 = 13,74 275,0
11 20,0 0,5(4,68 + 4,88)3,0=14,34 287,0
18\ 1 20,0 0,5(4,88 + 5,0)1,87=9,24 185,0
Вертикальная временная нагрузка на стрелу Р=400 кг при поло-
жении стрелы параллельно граням башни вызывает на уровне низа
рабочей площадки горизонтальную силу (см. рис. 243, а), отнесенную
к одной ферме
Ргор
Р * /стр
ЧН
400- 10
2 • 24,22
82,5 кг,
где /стр = 10 м—вылет стрелы;
//=24,67—0,45=24,22 м—высота башни от верха фундаментов до
низа конструкциии рабочей площади.
30-409
465
Усилия Aij в стержнях фермы в плоскости грани т—т' (схема
загружения I) определяем для двух раскосных ферм (рис. 244 и 245).
Вертикальные реакции
0,5Ргор Я 0,5-82,5-24,22
Л = £> =-----.----=-----------------=200 кг.
Ьп 5,0
Горизонтальные реакции фермы от горизонтального давления Prop
Я = 0,5 • Лор ? --42 кг.
Рис. 244. К расчету фермы на горизонталь-
ное давление о г временной нагрузки па
стрелу Р=400 кг:
а—расчетная схема фермы I, б—диаграмма уси-
лий к схеме I.
Рис. 245. К расчету фермы на гори-
зонтальное давление от временной
нагрузки на стрелу Р = 400 кг:
а—расчетная схема фермы II; б—диаграм-
ма усилий к схеме II.
При положении стрелы вдоль диагонали башни т — п' (схема за-
гружения II) усилия в стойках башни определяем по формуле
Я;1 = 1,414 N\ .
Величины усилий приведены в табл. 4.
Выбор расчетного загружения башни ветровой нагрузкой
Башню рассматриваем как пространственную стержневую систему,
состоящую из плоских, вертикально поставленных ферм. Направление
ветра выбираем таким образом, чтобы получить максимальные усилия
в рассчитываемых стержнях. При направлении ветра, нормальном к
грани башни т'—п' (рис. 246, а), т. е. по схеме загружения I, рабо-
тают две фермы, расположенные в плоскостях п—п' и пг -— т'.
466
При направлении ветра по диагонали башни т—п' (рис. 246, б) г
т. е. по схеме загружения II, работают фермы всех граней башни. Вет-
ровая нагрузка на 1 м2 боковой поверхности граней башни т'—п' и
п—п' будет равна ,
р\ =Рв • cos а;
при а = 45°.
р'в =0,707 рв .
Максимальнее усилия в решетке ферм
№реш получим при схеме загружения 1.
Максимальные усилия в стойках jV“
получим при схеме загружения II. При
этом наибольшее сжимающее усилие бу-
дет в стойке т, а наибольшее растяги-
вающее усилие—в стойке п'.
Расчетное усилие в стойке
М“т = 2 • WJT-cosa =1,414 • М)т,
где М’т—усилие в стойке по схеме
загружения I.
Графическое определение усилий в
стержнях башни производим по схеме
загружения 1.
Ферма с ромбической решеткой в це-
лях упрощения расчета рассматривается
как статически определимая путем раз-
ложения ее на две раскосные фермы.
Расчетные схемы обеих ферм приведены
ния ветра на башню:
а—схема загружения /; б—схема за-
гружения II
на рис. 247, а и 248, а.
Вертикальные реакции фермы от горизонтальной ветровой на-:
грузки:
Д. =
£ Mi
26145
5,0
=5230 кг,
где
£ Mi =660-24,22+184 (18,87+1,25) +200 (13,87+1,25) +
+263(7,87+1,5)+287(1,87-р 1,5) =26145 кгм-,
£МП 24225
—г— = —п /Г ~ 4845 кг,
О,, 5,0
Дц = +| =
I де
S Мы=660-24,22+192(13,87+3,75 )+251 (10,87+1,5) 4
+ 275(4,87 + 1,5) =24225 кгм.
Горизонтальные реакции фермы от ветровой нагрузки:
Hl =£+.1 =660+184+200+263+287+93=1687 кг-,
Нц = £ Pi, п =660+192+251+275+92= 1470 кг.
30*
467
1687 кг
21
-6^5,00-
Рис. 247. К расчету фермы на ветровую нагрузку:
а—расчетная схема фермы I; б—диаграмма усилий к схеме 1.
Q
Рис. 248. К расчету фермы на ветровую нагрузку:
а—расчетная схема фермы II; б—диаграмма усилий к схеме II.
Определение усилий в стержнях башни
Усилия в стержнях фермы при загружении по схеме I от ветра и
горизонтального давления стрелы Prop = 82,5 кг получаем построением
диаграмм усилий (рис. 244, б, 245,6, 247,6, 248, 6). Раскосы проверя-
ем по группам, которые проектируем одинакового сечения.
Для раскосов 15—18' и 15—13'
•^макс = + 1335 кг; У мин = — 1655 кг.
Для раскосов И—13'; 9—11' и 7—9' Nмакс = + 1 140 КЗ, Умин = ' - 1420 кг.
Для раскосов 5—7', 3—5' и 1-—3' (VMaKc = + 1025 кг; Пит — - 1025 кг.
Определение расчетных усилий в стойках и Уп для схем загру-
жения I и II приведено в табл. 4.
Подбор сечений стержней башни
Стойки
Стойки конструируем из бревен длиной до 9 м с двумя стыками в
середине панелей 11—12 и 5—6 (см. рис. 234, а). Сбег бревен прини-
маем 0,8 см!пог. м.
На участках между узлами 12—18 и 6—11 сечения стоек принима-
ем из трех бревен диаметром в верхнем отрубе d0 ==15 см длиной око-
ло 8,5 м.
Проверку устойчивости стойки производим в середине панели 12 —
13, имеющей наименьший диаметр бревна
Д, =15+1,5-0,8=16,2 см
и площадь
Грасч = Рбр =206,0 СМ2.
Расчетное сжимающее усилие на одно бревно
• Mtu = --2’5-=5738 кг.
О
Расчетная длина панели /Р =150 см.
Гибкость стержня
к = +=+Г = 4б+° =37’2< Ь120
I lt-р * ч? J
По рис. 5 находим <р =0,88.
Проверяем устойчивость стержня:
У”_13 =5738 кг <тс =1,0 • 0,85 • 0,88 • 130 • 206,0=20000 кг,
где kt =0.85—коэффициент, принимаемый по табл. 5 § 3.
Проверка прочности в узлах по площади нетто производится пос-
ле расчета узлов.
469
Таблица 4
Усилия (в кг) в стойках башни от различных нагрузок
Панели Постоянная нагрузка Усилия от временной нагрузки Усилия от ветровой нагрузки Расчетные усилия1
на рабочую площадку, переходные площадки и лестницы на стрелу (Р-4С0 кг) по диа- грамме I <— по диа- грамме II суммарные S1V1
по диа- грамме I по диа- грамме II суммарные N' №'=1,414^
^' = 1,414^
,-г -1296 -1855 -50 50 -50 50 -70 70 —720 720 -720 720 -1020 1020 -3920 — 525 -4240 — 210
2—3 —2137 —1855 —50 50 — —50 50 -70 70 -720 720 —720 720 - 1020 1020 -4765 -1365 -5085 —1070
3—4 —2137 -1855 -50 50 -75 75 -125 125 -180 180 -720 720 -изо 1210 —1850 1930 -2615 2730 -5970 — 85 -6790 775
4-5 -2978 —2176 -50 50 -75 75 —125 125 —180 180 -720 720 —ИЗО 1210 -1850 1930 -2615 2730 —7130 - 925 -7950 - 70
5—6 -2978 -2176 —100 ;00 —75 75 -175 175 -250 250 —1640 1620 —ИЗО 1210 —2770 2830 -3920 4000. —8100 30 -9325 1275
6—7 -3819 -2176 -100 100 -75 75 -175 175 —250 250 -1640 1620 -ИЗО 1210 -2770 2830 —3920 4000 -8940 - 815 —10165 430
7—8 —3819 -2176 -109 100 -120 120 -220 220 -315 315 -1640 1620 —2100 2220 -3740 3840 -5290 5430 —9955 240 -11600 1925
8-9 -4660 —2560 —100 100 —120 120 —220 220 -315 315 -1640 1620 —2100 2220 —3740 3840 -5290 5430 -11180 — 600 -12825 1085
9--10 —4660 -2560 —145 145 -120 120 -265 265 -375 375 —2860 2760 -2100 2220 —4960 4980 —7020 7050 -12445 585 14615 2765
10—11 -5501 -2560 -145 145 —120 ; 120 —265 265 -375 375 —2860 2760 -2100 2220 -4960 4980 —7020 7050 —13285 — 260 -15455 1925
11—12 -5501 -2560 -145 145 —165 165 -310 310 -440 440 —2860 2760 -3360 3660 -5220 6420 -7380 9080 -13590 1230 —15880 4020
12—13 —6342 -3054 -145 145 -165 165 —310 310 -440 440 —2860 2760 -3360 3660 —5220 6420 7380 9080 -14925 390 —17215 31 0
13—14 -6342 -3054 -190 190 -165 165 -355 355 -505 505 —4320 4100 —3360 3660 —7680 7760 — 10870 10970 -17430 1775 -20770 5130
14—15 —7183 -3054 -190 190 -165 165 —355 355 -505 505 —4320 4100 -3360 3660 -7680 7760 -10870 10970 -18275 930 -21610 4295
15—16 -7183 -3054 -190 190 210 210 -400 400 -565 565 -4320 4100 -4840 5220 —9160 9320 —12950 13.90 -19800 2540 -23755 6575
16—18 —8025 -3614 —190 190 —210 210 -400 4ц0 -565 565 —4320 4100 —4840 5220 -9160 9320 -12950 13190 -21200 1695 -25155 5730
1 Расчетные усилия приведены с округлением до 5 кг.
На участке между узлами 5 и 1 стойку конструируем из одного
бревна d0 =17 см, 1=7;04 м.
Проверяем гибкость стержня в панели 1—2, имеющей наибольшую
длину и наименьший диаметр при следующих расчетных данных:
Л/"_2 =—4240 кг, 1Р =225+42=267 см;
2 67
dp =17+0,8 ^-^18,0 см.
Гибкость стержня
4/ 4•9R7
* = / = -7о^=59,3<[ХПред ] =120.
14' р 1 О , U
При этой гибкости <р =0,68,
Проверяем устойчивость -стержня:
Лч/_2 =4240 /сг</?гс А^сГрасч =1 0,85 • 0,68 • 130 • 254= 19 050 кг,
где ^бр := ^расч ;—• 2о4
Раскосы
Раскосы 15—18', 15'—18, 15—13', 13—15' конструируем из двух
„ d 18
пластин с расчетным диаметром в верхнем отрубе см. Расчет
производим для раскоса 15—18', имеющего наибольшую длину между
центрами узлов Zo =560 см. Расчетную длину раскоса 15—18' прини-
маем
, 4 560 п
lv ~ -у- = —=280 см.
Расчетный диаметр пластины на расстоянии I — /0 =4,20 м
от узла 18'
dp =18+ (5,60—4,20) 0,8=19,1 см.
Расчетное сжимающее усилие в одной пластине (см. сгр. 469)
__1655
Л/is—1&' = —2--~—830 кг.
Расчетный радиус инерции пластины (см. приложение 10)
Гмин =0,132 dp =0,132- 19,1=2,54 см.
Гибкость пластины
. /р 280 ,, . _
X — — — — ТГщГ — 1 Ч \ 1 Гцрел J — 150 ,
' .МИН
для которой <р = 0,25.
Проверяем устойчивость стержня:
Л+-18- = 830 кг < • ГраСч =1 • 0,85 • 0,25 • 130 • 143=3960 кг,
472
где
FPac4 = Fr,P =0,393 (Б =0,393 • 19,12= 143 cm2.
” 16
Раскосы 11—13', 9—И' и 7—9' конструируем из пластин -х- см, а
15
раскосы 5—7', 3—5' и 1—3' из пластин -% см в верхнем отрубе.
Проверка принятого сечения раскосов может быть ограничена опре-
делением расчетной гибкости
^расч =--₽-- X [^пред ] = 150.
Г мин
Элементы рабочей площадки
Рабочая площадка (рис. 249) имеет две главные несущие продоль-
ные балки 25-1 и Б'-\ с уложенными по ним поперечными балками
Рис. 249. План рабочей площадки на отметке 25,00 м:
/—перильное ограждение: 2—верхний настил: 3—лаз 850 у 1800 мм;
4—рабочий настил 40у150 мм;
Б-2, Б'-2 и Б-3. На поперечные балки опираются балки настила Б-4,
Б-5 и Б-6.
По балкам настила укладывается рабочий разреженный пастил из
досок 4,0X15,0 см с зазором 10,0 см и верхний настил из шпунтованных
досок 2,2X9,6 см.
473
Рабочий настил. Расчет рабочего настила производим на сочетание
нагрузок от собственного веса и временной нагрузки на рабочую пло-
щадку (см. стр. 456) Р" =300 кг/м2.
Нагрузки на рабочий настил:
собственный вес верхнего настила толщиной 2,2 см
7” н =0,022 • 600= 13,2 кг/м2-,
собственный вес рабочего настила толщиной 4 см
7»н = 0,04 • 600 • 0,6= 14,4 кг/м2-,
q« в = 13,2+14,4=27,6 кг/м2.
15
Здесь 600 кг/м3—объемный вес древесины сосны;0 6==—коэффи-
Ло
циент разрежения рабочего настила.
Расчетная нагрузка от собственного веса настила
+. в =27,6 • 1,1=30,4 кг/м2.
Расчетная временная нагрузка на рабочую площадку
<7вР =300 • 1,4=420 кг/м2.
Рабочий настил рассчитываем как двухпролетную неразрезную
балку пролетом /=1,3 м, шириной 1,0 м, для которой погонные на-
грузки:
расчетная
q = 7с. в + 7вР =30,4+420 =450,4 кг/пог. м;
нормативная
7Н = 7" в + 7ВНР =27,6+300 =327,6 кг!пог. м;
Изгибающие моменты от расчетной нагрузки
Л4=—0,125 • 7Z2 =—0,125 • 450,4 • 1,32=—95,15 кгм=—9515 кгсм
и от нормативной нагрузки
Мк =—0,125 • 327,6 • 1,32=—6920 кгсм.
Момент сопротивления полосы настила шириной 1,0 м с учетом
коэффициента разрежения & = 0,6.
100 • 100•42
—с---- k =---к--
6 6
0,6=160
см3.
Проверяем прочность настила на изгиб:
М=9515 кгсм<^тк WHi =1,0 - 0,85- 130* 160=177 000 кгсм,
где /ии =1,0—коэффициент условий работы при изгибе для элементов,
стороны которых менее 15 см.
Относительный прогиб настила (см. приложение 16, схему 5).
-I=0 087--3"Z =0 087-43'25’130 = 1 Z-И
I 0,087 k^h ’ 7 6,85- 105 - 4 700 < 150 ’
474
гяе а" = "Ж7 = П 6(Г=43’25 кг1см2'
£=100000 кг/см-—модуль упругости древесины;
Л =4 см—толщина досок рабочего настила.
Балка настила Б—4. Балку рассматриваем в расчете как разрезную.
Пролет балки в средней части I =3,20 м.
Временная нагрузка на рабочую площадку (см. стр. 456)
р"л =200 кг/м2-, рал =280 кг!м2.
Расчетная нагрузка на балку от временной нагрузки, собственною
веса настила и собственного веса балки Б—4 диаметром +р=18 см и
площадью поперечного сечения £=0,0254 м2
q = (30,4 + 280) • 0,5 • (1,2 + 1,3) + 1,1 • 0,0254 • 600 = 388 +16,75 =
=405 кг!пог. м.
Расчетный момент
.. ql* 405-3,22 _____
М = --- =---------=517,5 кгм=51750 кгсм
о 8
и
ЗД4-183
Wep = ’3?' =-----32---=572’6 СМЗ-
Проверяем принятое сечение на изгиб:
Л4=51750 кгсм<^тИ • Wcp =1,2 • 0,85 • 130 • 572,6=76000 кгсм,
где /пи =1,2—коэффициент условий работы на изгиб для бревен, не
имеющих врезок в расчетном сечении.
Относительный прогиб
f 5q" I3 5-2,991-3203
I 384 • /ej£7 ‘ 384-0,85-10s-5153
1 Л/]_ 1
343 / 200
где
<7H =(27,6+200)-0 5-(1,2+1,3) +14,62=299,1 кг/пог. м;
xd4
_ ср
64
3,14- 184
~ 64
5153 см4.
Балки Б-5 и Б-6 принимаем по конструктивным соображениям то-
го же сечения dcp =18 см.
Балки Б-2, Б’-2, Б-1. Расчетная схема и схема грузовых площадей
балки Б-2 приведена на рис. 250, а. Для упрощения расчетов и в запас
прочности рассчитываем балку как симметрично нагруженную, предпо-
лагая, что проема нет.
Нагрузка на 1 м2 плана рабочей площадки от собственного веса и
временной нагрузки -q" = 227,6 кг!м2 и 7 = 310,4 к?!м2.
475
Расчетные сосредоточенные нагрузки (реакции балок Б-4) на бал-
ку Б-2 (рис. 250.6) с учетом собственного веса балок Б-4
?! = 310,4-0,95.0,5. (3,2 + 2,15)+ 16,75-0,5- (3,2+2,15) =832 кг;
/э2 = 310,4-0,5(1,3+1,2)-0,5- (3,2 + 2,15)+ 16,75-0,5- (3,2 + 2,15) = 1080 кг.
Принимаем балку Б-2 +-> =22 см, тогда вес 1 пог. м
3 14-0 222
600-1,0=
=22,8 кг!пог.м.
= п . q* =1,1-22,8 =
=25,1 кг/пог.м.
Расчетный изгибающий мо-
мент в середине пролета балки
Б-2
/И = Р ] ал + Р2а2 + — =
о
=832-1,4+1080-0,1 +
95 1 • Ч Д2
Н----Цг-— =1309,3 кгм.
о
Проверяем принятое сечение
балки на изгиб:
М= 130930 кгсм<тк k Wcp =
Рис. 250. К расчету балки Б-2:
а—схема грузовых площадей балки Б-2:
б—эпюра моментов балки Б-2: в—схема
для определения прогиба балки Б-2.
где
Р"> • аг
= 1,2-0,85-130-1045=
= 138500 кгсм,
Гер
nd* 3,14 -223
”32 32
= 1045 cms.
Проверку прогиба балки про-
изводим по схеме рис. 250, в
(при этом прогибом от собствен-
ного веса балки Б-2 пренебре-
гаем)
Рн . п
х ~ (З/2 - 4а2) +
24 •
где tz1=140 см; а2 =10 см;
/=340 см; £1=0,85;
Р\ =227,6 • 0,95 • 0,5 (3,2+2,15) +14,62-0,5 (3,2+2,15) =616 кг;
= 227,6-0,5(1,3+1,2)0,5(3,2+2,15) + 14,62-0,5- (3,2+2,15) =800 кг.
г ксБ 3,14 • 224
Ар = —= 64 = И 300 сл4.
476
Относительный прогиб балки
/ 1,106^ _ 1 /1 1
Г ~ 340 ~ 307 / 200 ’
Балки Б'-2 принимаем конструктивно +р =20 см.
Балка Б-1 не нагружена балками рабочей площадки, а является
-насадкой, в которой возникают незначительные сжимающие усилия от
узловой ветровой нагрузки.
Сечение насадки принимаем конструктивно dzp =18 см; тогда гиб-
кость стержня
, 4ZP ________ 4'320 ___71^ г. 1_____1 со
с₽ = ~ ~ 18 [ пред ] “ 50-
Подкос рабочей площадки (см. рис. 232). Подкос воспринимает ре-
акцию балки Б-3 и обвязочной балки Б-7 (см. рис. 249). Расчетная по-
дгонная нагрузка на балку Б-3
q ==310,4 • 0,5-2,15+30,4 • 0,25=341,6 кг/пог. м.
Реакция балки Б-3
. ql 341,6-3,4
1 ~ 2 ~ 2
=580 кг.
2’1 1 17К
~2~ • — =175 кг.
Реакция обвязочной балки Б-7
9 15
А2 =310,4---”—
Реакция от собственного веса балок Б-4, Б'-З и Б-7 с учетом коэф-
фициента перегрузки «=1,1 составляет
Gc, в ?«80 кг
Давление на подкос
А = Д1+Д2+ Gc. в =580+175+80=835 кг.
267
22]--=1,21 иа?=«48о16/ (угол наклона
Усилие в подкосе при tga
подкоса к балке Б-1)
„ А
N п —
- =1120 кг -
sin a 0,746
Принимаем конструктивно диаметр подкоса dzp =16 см. тогда гиб-
кость стержня
4Z’ = 4’221 - 71
1 dcp -sina 16-0,746
По рис. 5 находим ® =0,53.
Проверяем подкос на устойчивость:
3 14- 162
Уп =1120 кг< тс ^фРс Ррасч =1 • 0,85-0,53 • 130—--^-— = 11750 кг.
Гибкость стержня
8 ср —74+ [ГПред] —120.
477
Ригель и конструкция промежуточной площадки на отметке + 2,65 м
Основными несущими элементами переходной площадки являют-
ся ригели Б-1 и Б-2 башни, на которые укладываются поперечные бал-
ки Б-3.
Конструкция и сечения элементов промежуточной площадки пока-
заны на рис. 252. На балки Б-4 опираем тетивы лестничных маршей.
Тетивы принимаем из досок 6,0X
XI5,0 см, 1=3,7 м, а сечения
ступеней из досок 4,0X20,0 см.
Расчетная временная нагруз-
ка на переходную площадку и
лестничные марши (см. стр. 456).
Рвр =140 кг!м2.
Производим расчет ригеля
16—16' (балки Б-1} при следу-
ющих данных:
реакция балки Б-3 на балку Б-1
Я3 ^250
R
>6-is'
0,60
R ,-250 Ki
* I
N\s-^
-----------—
4р8
Эпюра М
М=к-а
Рис. 251. К расчету балки Б-1
переходной площадки.
расчетный изгибающий момент под грузом /?з
1Р =4,88 м-,
(рис. 251).
кг,
Сжимающее усилие в ригеле 16—16' от ветровой нагрузки
Мб-16, = 4“ 40-4,88 3,0+21;87 -'238 кг,
478
где 4,88 м—длина ригеля 16—16';
3,0 м и 1,87 м—расстояния от узла 16 до узлов 18 и 14 (см.
рис. 232 и 234).
Проверяем прочность ригеля при dcv = 18 см; /Х =254,5 см2 и
Гнг =572,6 см3-.
= 238______
mz • Zjj • R. Е,т + 1 • 0,85-130- 254,5
+ Д,0.0,85Ч30Х,6-0,97Т- =0.<™+<>.86M,877<1.0.
X2^Jn-16'______j _-----IP.52.•_??.§--- = 1 _ 0,0267 = 0,973-
3100-/?c - F6p 3100-130-254,5
= -A- = 4A= (488 18)4 .=io5< j =150
r a lo
Малое значение первого члена формулы указывает на то, что риге-
ли башен данного типа можно рассчитывать только на изгиб от попереч-
ной нагрузки, пренебрегая влиянием продольного усилия от ветра.
Расчет и конструирование узлов и стыков стоек башни
Узел 2
В узле 2 к стойке 2—3 примыкают два раскоса и два ригеля. Кон-
струкция узла показана на рис. 253,6. Расчетный диаметр стойки в се-
чении а—а на расстоянии /=2,67 м от верхнего отруба с учетом
сбега d,, =17-{-2,67 • 0,8^19,1 см. Подкос в узле опирается на бобыш-
ку, врезанную в стойку и притянутую к ней двумя болтами dH =16 мм.
Расчетное сжимающее усилие в подкосе Л/п=1120 кг (см. стр. 477).
Угол наклона оси подкоса к горизонту а=48°16/. Требуемая площадь
смятия подкоса
р 1120 ОАП ,2
Fe,, = ----7--^—= Г~ п~Кг—77=30,0 см2,
тем 1 *0,85 • 44
где /Исм= 1.0—коэффициент условий работы древесины на смя-
тие:
/?сма =44 кг/см2—расчетное сопротивление сосны смятию под уг-
лом а1=43°34/, принимаемое по кривой а рис. 1;
Я1 =90°— а + р =90Q—48о16/+1°50'=43°34/.
Здесь Р=1°50'—угол наклона грани башни к вертикальной плос-
кости (см. стр. 454).
Принимаем опорную бобышку сечением 7,0X14,0 см; /=40,0 см,
опорная площадь которой
F=7- 14----~ 98-----------------------oLorj/ =128 см2> 30,0 см2.
cos (90°—48 16 —1°50 ) cos 39 54
Продольное усилие в бобышке
N = 2Vncos 43°34'=1120 -0,724=810 кг.
479
Рис. 253. Детали узлов башни:
а—конструкция узла /5; б—конструкция узла 2; в—деталь стыка раскосов.
500-
Необходимая площадь смятия стойки под бобышкой
Р N - 810 -735
см ~~ “тсм/г^см 1 • 0,85 • 130
Здесь /?см =130 кг/см2—расчетное сопротивление сосны смятию
вдоль волокон.
По приложению И находим требуемую глубину врезки ЛВр =1,0 см;
принимаем /гвр =2,5 см; при этом хорда s=12,8 см и Fee? =22,1 см2
FBP = Feer =22,1 см2 >7,35 см2.
С противоположной стороны врезаем в стойку бобышку, восприни-
мающую реакцию ригеля.
Проверка сечения стойки в панели 2—3
В сечении Ь—b стойки (рис. 253, а} возникают изгибающие мо-
менты от внецентренного приложения усилий подкосов и реакций ри-
гелей. Расчетный диаметр стойки в сечении b—b dp=17+ (2,67-4-0,48)X
Х0,8=19,5 см; Fcer =22,35 см2 при /гвр=2,5 см.
Расчетное сочетание усилий в сечении b —Ь (рис. 254) составляют:
расчетное сжимающее усилие в
стойке (табл. 4)
7VJ[_3=—5085 кг;
изгибающие моменты в стойке
от усилий в подкосах по граням
т — т' и т —п (рис. 254, б)
а б
Рис. 254. К проверке сечения стойки
панели 2—3:
Мх = Я = Nne
202
=810- 8,5 . =5560 кгсм,
2о0
где 7Vn = А'п • cos 43°34' =
а—схема узла 2; б—-эпюры изгибающих момен-
тов Мх и Л4у
= 1120-0,724=810 кг—составляющая усилия в подкосе, направ-
ленная вдоль стойки;
14,5 . 2,5 С)Г
е = —-— ----=8,5 см —эксцентриситет приложения усилия в под-
косе относительно оси стойки (рис. 253, а).
Разгружающий момент от внецентренного приложения реакции
ригеля с противоположной стороны стойки не учитываем. Проверку
прочности стойки в узле производим на сжатие с косым изгибом без
учета коэффициента $
N2-3 /Л1|ТЛ42"' _ 5085
тс k± • Rc • FHB • Aj-Fh й>т ’ 1 0,85 • 130 • 116,3
V 55602+55602
+ 1-0,85-130-338,0
=0,607<1,0;
31—409
481
Fht и Ц7нт определяем с учетом ослабления сечения стойки четырехсто-
ронней врезкой Ав, =2,5 см и четырьмя стяжными болтами du =16 мм
(см. сечение 1—I рис. 253,6).
тЛ?
Fm = __Р_ — 4Fcer — 4rf„ (dp — 2Авр) =
q 14 . i q K2
= —-4 ’--------4 • 22,35—4 • 1,6 (19,5-2 • 2,5) =116,3 cm2;
2(/6р • А-/0Сл) 2 (7100-0,52-1240) _ л ,
^"т = ~^d^2h~Br~ = 1975-2-2,5 =338’° СМ ’
где
. 3,14-19,54 71пп 4
/бР =----ад--- =7100 см\
По приложению 9 при=0,128 находим
kx =0,95; kg =0,57 и k=kx + kg —1=0,95+0,57—1=0,52.
Момент инерции ослаблений
т о ( 1,6-14,+ ) , о /14,5- 1,6s |1Р г О9 )
/осл = 2 I-------- I + 2 1----^2---^1>6 ’ 14’5 ’3 =
=813+427=1240 см\
Крепление подкосов и ригелей к стойке (см. рис. 253, 6) производим
при помощи двухсторонних накладок и стяжных болтов dK =16 мм.
Узел 15
При конструировании узлов центрируем внутренние грани раско-
сов по внутренней кромке наружной стойки рис. 253, а.
Углы наклона раскосов в узле 15 к горизонтали можно принять
одинаковыми, определяемыми из условия
. _ /14—15 1,5 Л R97
g0t2~ 0,5(/16_ 1, +/н_,4< )0,5 ~ 0,5 (4,88+4,68) 0,5 “ ’ ’
где +—15 =1,5 м—длина панели 14—15;
Аб-1б' =4,88 м; 1\ -и- =4,68 м— длины ригелей 16—16' и 14—14',
отсюда а2 ~-Д2°.
Диаметры раскосов в нижнем отрубе dt=d2=22 см.
В узле 15 вследствие внецентренного крепления раскосов возникают
изгибающие моменты в двух плоскостях, совпадающих с гранями баш-
ни (случай сжатия с косым изгибом).
Расчетное сжимающее усилие в стойке 15—16 по II схеме загруже-
ния ветром (табл. 4).
М“_16 =—23755 кг.
Расчетные усилия в раскосах при схеме загружения II определяем
умножением величин, приведенных на стр. 469, на коэффициент 0,707:
А+ = + 0,707 А+13, =+0,707 • 1335=+943 кг ;
=-0,707 АЧ5-18' =—0,707 • 1655=—1170 кг .
482
При расстоянии между внутренними гранями стоек с = 70 мм и
одинаковых диаметрах раскосов в узле dj=d2=22 см эксцентриситет
прикрепления раскосов будет
22 7
еу = е2 = 2 + ysin 32° =11+3,5 • 0,53=12,85 см.
Расчетный изгибающий момент в сечении а—а стойки (см.
рис. 253, а).
Мр = У~М2~+~М2 = /Т• Мх =1,414 • 13 575=19 200 кгсм.
Здесь
Мх = Му (Г^а + М^А^
= (943 • 12,85+1170 • 12,85) = 13575 кгсм—
изгибающие моменты в сечении а—а стойки в плоскостях граней т—т'
и т—п (рис. 255, а, б).
Расчетный диаметр стоек в сечении а—а
dp =15+0,8 (8,5—1,5—1,87)
^19,5 см.
При вычислении Fm и 1FHT
учитываем ослабление сечения
бревна стойки четырехсторонней
стеской Лвг>=2,5 CM (Fcer =22,35 сл2)
и четырьмя болтами dn =16 мм.
/ т+2 \
FHT= 3 I - 4Fcer j- 12dH (dp -
Рис. 255. К
fl—расчетная схема
б—р а счетн ая схе м а
расчету узла /5:
в плоскости гранил*—w'.*
в плоскости грани т—п.
—4-22,35'j—12-1,6 (19,5—2-2,5) =
= 348,9 cm2;
Ц7'т = 3 Й7НТ =3-338 = 1014 см\
где Й7НГ =338 см3—момент сопротивления одного обзольного бруса
(Zp=19,5 см (см. стр. 482).
Проверяем прочность стойки на сложное сопротивление
'15-16 , Мр __ 23755 ,
тс • ти • 1,0-С,85 • 130 • 348,9
-I--------—0 ---------=0,616+0,171 =0,787< 1,0.
1,0-0,85- 130-1014 ’
Проверку принятого сечения стойки при учете действия момента М
в одной из граней башни (схема загружения I) можно не производить,
так как сжимающая сила в стойке при этой комбинации нагрузок бу-
дет меньше при неизменной величине момента.
483
31*
Опорный узел
Конструкция опорного узла показана на рис. 256.
От внецентренного крепления раскосов в стойке возникают изгиба-
ющие моменты в плоскостях граней гп—п и т— т'.
Рис. 256. Конструкция опорного узла.
По и-и
Проверка сечения стойки в узле. Проверяем принятое сечение стой-
ки на сжатие с изгибом -в сечении а—а, т. е. в центре крепления раско-
са 18'—15 грани т—п. Расчетные усилия в раскосах 18'—15 и IS-
IS' граней т — п и т — т! при II схеме загружения башни ветром
(см. рис. 246, б)
№^=-0,707 Л^ас =-0,707- 1655=—1170 кг.
Расчетное усилие в стойке
У"6_18 =—25 155 кг (табл. 4).
484
Схема для определения расчетных изгибающих моментов Мх и М
в плоскостях граней т—п и т—tfi' показана на рис. 257.
Нормальная к стойке составляющая усилия раскоса
N'i = ^рас • cos (а + ₽) =1170 • cos 30°50' = 1170-0,859=1005 кг,
где а=29°—угол наклона раскоса к ригелю;
р= 1°50'—угол наклона грани башни к вертикали.
Изгибающий момент в плоскости т —п в сечении а—а
Мх = Д'1 • аг =495 • 95=47000 кгсм.
1005-0,92
= 1787“
лг; Щ =
ЛГ=
1 L
длиной А =1,87
Здесь
= 0,95 м — эксцентриситет
крепления раскоса 15—18'
в плоскости т—п\
—L 0*1—1,87—0,95—0,92 м.
Изгибающий момент в плос-
кости грани т—т' в сече-
нии а—а
Му = Д’2' Д1 — — аг) =
=727- 95—1005 (95—52) =
=25800 кгсм,
где А" = =
=495 кг--реакция условной балки
Рис. 257. К расчету опорного узла:
а—расчетная схема и эпюра моментов
в стойке в плоскости гранил*—т'; б—
расчетная схема и эпюра моментов в
стойке в плоскости грани т—п .
1 35
= 1005 ’ - =727 кг;
1, о /
а2=52 см—эксцентриситет прикрепления раскоса 18—15' в плоскости
грани пг—т';
Ь2= 1,87—0,52= 1,35 м.
Расчетный диаметр стойки в сечении а—а на расстоянии /1 = 0,95 м
от узла 18
dp =22—0,95-0,8^21,0 см.
Проверяем сечение стойки на прочность по формуле сложного со-
противления сжатию и косому изгибу с учетом коэффициента В:
Л';’_18 Мр 25155 _______
Тг7т + /тГи • /г, • • Й7„т и ~ Т • 0,85 • 130 • 452,4 +
+ ”1 -0,85- 130-1450,0-0,922 =0’866<1’0-
Здесь расчетный момент при косом изгибе
Мр = VТМ* + Л42 = V4700024-258002=53590 кгсм.
485
При вычислении Гнти U+т учитываем ослабление сечения бревна
стойки четырехсторонней стеской +Р =2,5 см (/?сег=23,3 см2) и че-
тырьмя болтами dH =16 мм
Fm = 3 / —-----4Fcer 1 — 12tZH (dp — 2АВр) =
/ 3 14 • 212 \
= 3 —------------4 • 23,3 I—12 • 1,6 • (21— 2 • 2,5) =452,4 см2;
2(76р-£-/осл) 2 (9550-0,57-1562) ,
- з —d—— = з----------------21=Гад--------=145ад см
где
, 3,14-21* 4
/вр =---ад----=9550 см4;
£=0,57, .
которое находим по приложению 9 при
kx =0,96; кя =0,61 ; £=£х + £у—1=0,96+0,61—1=0,57;
момент инерции ослаблений
/ -2 1>6’i63 4- 116 463 _1_1 к К d 4
/ом — 2 — -p 2 —j-— +1,6 • 16 • 32 =1562 см4.
Коэффициент g, учитываемый в формуле сложного сопротивления
£2-Д+ 1Я 35,62-25155
$ = 1 - Oinn-J—= 1 ----------------------=1—0,078=0,922,
3100/?с-Кбр 3100-130-1039
где
к =
dp
4 • 187__„
21 —35’6>-
nd2
р. = ч р
бР = d —4-
3.14-212
= 3-----4----=1039 см2-
Следует также проверить прочность принятого сечения стойки при I
схеме загружения башни ветром.
Расчетное сжимающее усилие в стойке
A'L ir ——21200 кг.
Расчетное усилие в раскосе
W'15-18' =—1655 кг.
Нормальная к стойке составляющая усилия в раскосе
№ = cos (а + р) = 1655-0,859=1430 кг.
1 10—10 '
Расчетный изгибающий момент в плоскости грани т—п
1430-0,92-0,95
Л4Х = А,.а1= —.— =-------------------=66800 кгсм.
1 L 1,0/
486
Проверяем прочность стойки:
П-17 М[ 21200
тс • • /?с Fm + та kt • /?„ • Й7„ТЕ 1 • 0,85 • 130 452,4 +
+ ЛПЖ-Л30~1450 • 0,922 ~ ==0>424+0>453=0>877<1 •
Крепление раскосов. Раскосы прикрепляем к стойке болтами т/н=
= 16 мм. Несущая способность болта на один срез из условия изгиба
при а = 7 см (см. приложение 17)
Тя = [ Гн]иК^ • ^=559 К 0,7 • 0,85 =431 кг,
где ka =0,7—коэффициент, принимаемый по табл. 13, § 6 при а --60°.
Расчетная несущая способность болта на один срез, определяемая
из условия смятия
Тк = [Гн ]см • k°. • /гх =559-0,7-0,85=333 кг.
Требуемое количество срезов
Мер
N' 1655
7'„ 333 Ь’0,
где Храск =1655 кг—расчетное усилие в раскосе 15—18' по схеме за-
* гружения I.
Принимаем четыре двухсрезных болта =16 мм.
Анкерное крепление к фундаменту. Анкера, крепящие стойки к фун-
даменту, конструируем из полосовой стали 120Х3 мм. Каждую стойку
крепим к фундаменту двумя полосами. Расчетное растягивающее уси-
лие в стойке H-ie = -ф- 5730 кг (табл. 4). Усилие на одну полосу
5730 п_,
К = —g—=957 кг.
Крепление анкеров к стойкам производим глухарями
da =16 мм, /=100 мм.
Расчетная несущая способность глухаря при а=10 см и dH =16 мм.
ТГЛ = ^[Ггл]см =0,85-559=475 кг.
Требуемое количество глухарей для крепления одного анкера к
стойке
V 957
«гл= — = -.„^-=2,02 шт.
1 гл 475
Принимаем конструктивно 6 глухарей.
Проверим полосу анкера на разрыв по ослабленному сечению:
N =957 кг<т R Гнт= 0,65-2100-4,4 = 6000 кг,
где т =0,65—коэффициент условий работы анкеров:
7?=2100 кг/см2—расчетное сопротивление стали марки Ст. 3 на
разрыв;
/?нт= FgP — Косл = 12 • 0,5—2 1,6 • 0,5=4,4 см2.
487
Стык стойки в панели 11—12
Стык всех элементов проектируем в одном сечении (рис. 258, а).
r ., d 18
Стык ветви стоики перекрываем накладками из пластин —= — сж
2 2
Расчетное усилие в одной ветви
/V = + А020 ^1340 кг.
О
Расчетный диаметр бревна в верхнем отрубе t/B.0=15 см. При двух-
сторонней стеске /г11р = 1,5 см ширина бревна
с=15—1,5’2=12 см.
Толщина пластины при стеске йвр=2 см, а=9—2=7 см.
Принимаем для соединения болты диаметром 16 мм.
Несущая способность одного среза болта (см. стр. 487)
Л = &i[ Ти ]и =0,85 • 559=475 кг.
Требуемое количество двухсрезных болтов с одной стороны стыка
Л 1340
Пс> ~2 ~ 2-475 =1,4i ШТ’; *
принимаем 4 шт.
Аналогично производим расчет стыка стойки в панели 5—6
(рис. 258,6). Конструкция стыков раскосов приведена на рис. 253, в.
На рис. 259 приведен общий вид спроектированной парашютной
вышки.
Расчет и конструирование фундаментов
Фундаменты под стойки башни принимаем из бетона марки 100 с
объемным весом 7s =2,2 т/.«3. Определяем объем фундаментов из ус-
ловия устойчивости башни на опрокидывание по формуле
Муд .
<Пр ’
где Муд—удерживающий момент относительно опоры В от постоян-
ных нагрузок на башню, от веса фундаментов и грунта за-
сыпки;
Л40Пр—опрокидывающий момент от ветра и горизонтального дав-
ления от стрелы относительно уровня опор А—В;
k—коэффициент запаса устойчивости на опрокидывание, при-
нимаемый не менее 1,4.
Расчет фундаментов производим по нормативным нагрузкам.
Удерживающий момент относительно оси, проходящей через опо-
ры т’ и п'
Л4уд = -L(G6 + Gn ) + 2Gon&„ =72,955 +10Gon тм,
488
Рис. 258. Детали узлов башни*
а—деталь стыка стойки в панели 11—12; б—деталь стыка стойки в панели 5—6; в—деталь узла 6* г—деталь узла 10.
Рис. 259. Общий вид парашютной вышки
высотой 25 м.
где Ge =28600 кг—вес башни;
бПл=3500 кг —вес рабочей площадки (см. стр. 456);
Gon—вес фундамента под стойку и вышележащего
грунта засыпки.
м=1,1—коэффициент перегрузки для собственного
веса;
Ьа =5,0 м—сторона нижнего основания башни;
Опрокидывающий момент по схеме загружения I (см. стр. 467,
рис. 247, а и 248, а).
9
Ж.р = ~ (S + S Мп ) + 2Яор я =
= уу (26,145+24,225) +2 • 0,0825 • 24,22=87,946 тм,
где л=1,2—коэффициент перегрузки для ветровой нагрузки;
РгОр=0,0825 т—горизонтальное давление на башню в узле 1 от вре-
менной нагрузки на стрелу Р=400 ка;
Н =24,22 м—высота башни.
Для вычисления требуемого веса опоры принимаем коэффициент
устойчивости k —2.
Подставим значение Л4опр; Л4уд и k в основную расчетную формулу
и решим уравнение относительно Gon
„ k — 72,955 87,946 • 2—72,955
°” =--------1&----------------1б-------=10,29 т.
Вес опоры состоит из веса фундаментаОфуиди веса грунта засыпкиОгр •
Gon — G фунд+ Огр = фунд'"[б+, ^гр 7гр ,
где Уфунд—объем фундамента;
Кр —объем грунта засыпки над ступенью фундамента;
7б =2,2 т/ж3—объемный вес бетона фундамента;
7гР =1,8 т/м?—объемный вес грунта засыпки.
Принимаем глубину заложения основания фундамента Афунд=1,6 м.
0,00
-1,6
77-
Рис. 260. Геометрическая
схема фундамента.
Рис. 261. К определению расчетных
нагрузок на фундамент и напряже-
ний под подошвой фундамента.
Конструкция фундамента приведена на рис. 260.
В соответствии с ней объемы выражаются формулами
ИфуНд =0,8-0,8-0,45+1 • 1,2+0,4 Л2=1,488+0,4Л2.
Угр =1,2 Л2—1,2.
Подставив расчетные величины в формулу для определения веса
опоры, найдем сторону основания фундамента Л-=Л75 см.
491
Проверим напряжение в грунте при наибольшем вертикальном дав-
лении на подошву фундамента (см. табл. 4).
Nмакс = +Офунд+Огр = 25,155—(—5,97—1—4,46=35,585 т,
где Сфунд=5,97 т—вес фундамента;
Grp =4,46 т—вес грунта засыпки.
Момент относительно основания фундамента от горизонтальной ре-
акции в опорном узле башни (см. стр. 467; рис. 261),
‘ (1687+1470) +2 -42 X
А1р=-2
й(Hi + Нц)+ 2Н (/гфунд+/г1) =
X (160+45) =278300 кгсм.
Рис. 262. План и разрез фундаментов
башли.
макс
Згр == —
•Г фуна.
Расчетная схема нагрузок на
подошву фундамента показана на
рис. 261.
Напряжение в грунте
+ ,
17 фунд
где /^фунд =Л2=30625 см2—
—площадь основания фундамента;
П^фунд =-?-48 = 4- • 1753=893 ООО см-
6 6
—момент сопротивления
основания фундамента.
_ _ 35585 __ 278300 __
Эмин - - з0ь25 893000 “
=—1,163—0,312=—1,475 кг/см2,
т. е. наибольшее сжимающее напря-
жение не превышает
/?гр =2,0 кг/см2;
омакс=— 1,163+0,312=—0,851 кг! см2,
т. е. растягивающих напряжений по
подошве фундамента нет.
План и разрез фундаментов по-
казаны на рис. 262.
Показатели расхода материалов
Таблица 5
Показатели расхода материалов на парашютную вышку
Материалы На башню На 1 ж8 башни
ж3 1 кг ж3 кг
Круглый лес и пластины . 31,81 19050 0,0734 —
Пиломатериалы 12,7 7620 0,0293 —
Сталь — 1830 — 4,22
Бетон 10,85 — 0,0250 —-
Итого GH =28 500 кг
Вес башни принят в расчете Gg = 4. (28600+3500) =29 200 кг.
1 , 1
402
Мероприятия по химической защите древесины
Т а б л и ц а 6
Химическая защита древесины по элементам конструкций
Элементы конструкции
Способы антисептирования ,
Главные элементы башни: стой-
ки, раскосы, ригели
Элементы конструкций верхней
-площадки и лестничных площа-
док: балки, подкосы и нижние
настилы
Верхний настил площадок, пе-
рила, дощатая обшивка снизу
башни
Битумная суперобмазка марки 200 с после-
дующей после высыхания конструкций
гидроизоляцией нефтебитумом; обработка
мест соприкасания торцов стоек с бетон-
ными фундаментами сухим фтористым
натрием из расчета 200 г на 1 л2 с проклад-
кой двух слоев толя
То же, кроме обработки сухим фтористым
натрием
Без химической обработки
Особо тщательно следует обработать врубки и другие ослабления
несущих элементов с обязательной гидроизоляцией их. Элементы площа-
док и лестниц и находящиеся в их пределах элементы башни желатель-
но окрасить масляной краской.
ПРИЛОЖЕНИЯ
.ПРИЛОЖЕНИЕ J
Нормативные и расчетные нагрузки и коэффициенты перегрузки
№ п.п Виды нагрузок Норматив- гая нагруз- ка в кг/м2 Коэффициент перегрузки расчетная нагрузка в кг/л12
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 А. Нагрузки на перекрытия Нагрузки в чердачных помещениях (без учета специального оборудования: венти- ляционных камер, водяных баков, двига- телей и т. п.) Нагрузки в квартирах, лечебных учреж- дениях (за исключением вестибюлей и за- лов, где возможно массовое скопление по- сетителей), детских садах, детских яслях с учетом веса обычного оборудования Нагрузки в общежитиях, конторах, классных комнатах, бытовых помещениях промышленных цехов с учетом веса обыч- ного оборудования Нагрузки в коридорах общежитий, кон- тор и бытовых помещений . . . . Нагрузки в залах столовых, ресторанов, аудиторий с учетом веса обычного обору- дования Нагрузки в залах и коридорах театров, кино, клубов, школ, вокзалов, на трибуны Нагрузки в производственных помеще- ниях промышленных предприятий, скла- дах, торговых залах магазинов—по тех- нологическим данным, но не менее . Нагрузки в книгохранилищах, архивах— по действительной нагрузке, но не менее . Нагрузки на обслуживающие площадки в цехах, на которых исключена возмож- ность загрузки оборудованием и материа- лами, и галереи для легких транспорте- ров—по техническим условиям или факти- ческим данным, но не менее Нагрузки в вестибюлях, на лестницы, террасы и балконы: а) в зданиях и помещениях, указанных в п. 2 и 3 б) во всех прочих зданиях и помеще- ниях 75 150 200 300 300 400 400 500 200 300 400 1,4 1,4 1.4 1,3 1,3 1,2 По данным, уста- навливаемым тех- ническими усло- виями, или по фактическим дан- ным, но не менее 1,2 1,2 По данным, уста- навливаемым тех- ническими усло- виями, или по фактическим дан- ным, но не менее 1,2 1,4 1,4 105 280 280 390 399 480 600 420 560
496
Продолжение приложения 1
№ п пи Виды нагрузок Норматив- ная нагруз- ка в Коэффициент перегрузки Расчетная нагрузка в кг/м*
Б. Разные нагрузки
и Вертикальные и горизонтальные нагрузки По проект-
от кранов ... ним данным 1,3
12 Гидростатическое давление жидкостей . То же 1,1
13 Давление и собственный вес сыпучих По проект- По данным, уста-
тел и грунта ...... ним данным навливаемым тех- —-
ническими уело-
ВИЯМИ, или по
фактическим дан- —
ным, но не менее
1.2
14 Давление газов То же То же
15 Собственный вес конструкций за исклю-
чением конструкций, указанных в п. 16 1,1 —
16 Собственный вес термоизоляционных
плит и засыпок . . . ., 1,2
Примечания: 1. При расчете конструкций перекрытий следует учитывать
действительное распределение нагрузок на отдельные элементы конструкций перекрытий
(второстепенные и главные балки и т. п.)'.
2. Нагрузки на перекрытия даны без учета веса перегородок. Вес перегородок
учитывается по фактическим данным в зависимости от конструкции перегородок и
характера их ойирания на перекрытие с коэффициентом перегрузки 1,1.
32—409
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
СНЕГОВЫЕ НАГРУЗКИ
Нормативная снеговая нагрузка на 1 м2 площади горизонтальной
проекции покрытия должна определяться по формуле
Ден = рс,
где р—вес снегового покрова в кг/м2, принимаемый в зависимости от
района СССР по табл. 1;
с—коэффициент, принимаемый в зависимости от профиля покрытия
по табл. 2.
Коэффициент перегрузки п для снеговых нагрузок должен прини-
маться равным 1,4.
Таблица 1
Вес снегового покрова р в кг/л12
Районы СССР (принимаются по рис. 263) Р
5 И III IV . ... V . . . . 50 70 100 150 200
П р имена н не. В гористых местностях, а также в районах Крайнего Севера
и Дальнего Востока вес снегового покрова р в кг/л2 должен приниматься численно
равным 2Л, где h—высота снегового покрова в см, принимаемая по дачным метеоро-
логических наблюдений как средняя из максимальных ежегодных наблюдений на за-
щищенном месте за 10 лет. В гористых местностях вес снегового покрова должен
приниматься не менее 60 кг/л*.
Таблица 2
Значение коэффициента с
№ п.п. Профили покрытий с Примечание
1 Простые, односкатные и двухскатные при а< 25 » а> 60 1,0 0 При промежуточных значениях угла наклона покрытие к гори- зонту а значение коэффициента с принимается по интерполяции
2 Сводчатые простые / 10/ 1—пролет свода; /—подъем свода; коэффициент с должен быть не бо- лее 1,0 и не менее 0.3
3 Сложные с поперечны- ми или продольными фо- нарями с неодинаковой высотой отдельных ча- стей и т. п. Согласно рис. 264 Разность в высотах И исчисляется в м
489-
Рис. 263. Зоны снеговой нагрузки по СССР.
Рис. 264. Коэффициенты снеговой нагрузки для сложных профилей погрытип
и покрытий, расположенных в разных уровнях.
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
ВЕТРОВЫЕ НАГРУЗКИ
Нормативная ветровая нагрузка принимается нормальной к по-
верхности сооружения или его части и определяется по формуле
?в = kQ,
где Q—скоростной напор ветра в кг/м2, определяемый по табл. 1;
k—аэродинамический коэффициент, определяемый по табл. 2.
' Таблица 1
Величины скоростного напора ветра в кг/л2
На высоте над поверхностью
Географические районы
i До 10 20 _ 100
I —вся территория СССР за исключением II, III и IV районов 30 40 100
II —береговая полоса океанов и морен за исключением III и IV районов . 55 70 150
III —береговая полоса Черного моря протя- женностью от г. Анапы до г. Туапсе 100 100 200
IV - береговая полоса Варенцова, Карского, Лаптевых, Восточно-Сибирского, Чукотско- го и Берингова морей и их заливов, остро- ва на указанных морях, береговая полоса залива Шелехова, полуостров Камчатка, остров Сахалин, Курильские и Командор- ские острова По особым нормам
Примечания. 1. Ширина береговой полосы принимается равной 100 км, но
не далее чем до ближайшего хребта.
2. Для высот, промежуточных между указанными в табл. 1, величина скоростно-
го напора ветра определяется линейной интерполяцией.
3. В пределах отдельных зон зданий и сооружений при высоте каждой зоны не
более 10 .и величину скоростного напора допускается принимать постоянной и опре-
делять ее для средней .точки зоны.
Таблица!
Основные аэродинамические коэффициенты
№ пп Элементы поверхности сооружений k
1 Вертикальные поверхности с наветренной стороны (положительное давление) ....... + 0,8
2 Вертикальные поверхности с подветренной стороны (отрицательное давление) -0,6
3 Вертикальные или отклоняющиеся от вертикали не более чем на 50° поверхности в зданиях с многоряд- ным расположением фонарей и тому подобными слож- ными профилями: а) для наветренных крайних и всех возвышающих- ся поверхностей положительное давление б) для подветренных крайних и всех возвыша- ющихся поверхностей отрицательное давление в) для наветренных промежуточных поверхностей положительное давление г) для подветренных промежуточных поверхностей отрццатедьцос давление ; + 0,8 —0,6 +0,4 | 0,1
Продолжение табл. 2
№
и. п.
Элементы поверхности сооружений
4
Наклонные поверхности в зданиях без фонарей или
с однорядным расположением фонарей, а также гори-
зонтальные поверхности в зданиях с многорядным рас-
положением фонарей ..............................
Согласно'1
рис. 265 J
Примечание. Ветровые нагрузки для специальных сооружений (высотные
сооружения, мачты, трубы, линии электропередачи, башни, купола, резервуары и т. п.),
а также динамические коэффициенты, учитывающие порывистость ветра, принимаются
в соответствии с указаниями специальных технических условий.
Тип /
направление
Зетра
Тип и
напраЬление
Ьетра
-0.6
3:'0,8
'направление
Оетра у
Тип 3
при и *о
и --30° К "0.2
60° к ’+0.8
\при О <о7415° К= -6.8
> » и. ’30‘ к-о
Ы. 550°К* *0.8
*0.8
*0.7
0.8
ft
Аэродинамические коэффици-
енты не забасят от Реличи >
ны углоЬ ос и ft
Аэродинамические коэффициенты
даны Оля случая Н.эр Для случая Н</ - см тип 1
Тип 4 ' Тип 5 Типб
-0.5 -0,5 -0,5 -0,5 -0,5
К
Рис. 265. Аэродинамические коэффициенты ветровой нагрузки
для различных профилей зданий и сооружений.
Величина скоростного напора ветра для зданий и сооружений, рас-
положенных в местах с резко выраженным рельефом земной поверхно-
сти (значительная холмистость и т. п.) и в поймах больших рек, долж-
ф2
на приниматься равной jg кг/м3, но не менее величины, указанной
для соответствующей местности в табл. 1, где v —наибольшая ско-
рость ветра, принимаемая по данным метеорологических наблюдений,
в м/сек.
Коэффициент перегрузки п для ветровых нагрузок должен прини-
маться равным 1,2.
Примечание. При расчете стен и колонн направленная против ветра состав-
ляющая ветровой нагрузки, действующей на покрытие, не учитывается.
502
ПРИЛОЖЕНИЕ 4
Сортамент пиломатериалов хвойных пород для деревянных конструкций
(по ГОСТ 8487-57)
Пиломате- риалы Толщина в мм Ширина в ММ
Доски тонкие Доски толстые 13 16 19 22 25 (30) 32 (35)_ 40 (45) 80 90 100 ПО (120) 130 (140) 150 - — - — 80 90 100 ПО (120) 130 (140) 150 180 — - — 80 90 100 ПО (120) 130 (140) 150 180 200 - - 80 90 100 1'10 (120) 130 (140) 150 180 200 - 80 S0 100 ПО (120) 130 (140) 150 180 200 220 250 (100) (ПО) (120) (130) (140) (150) (180) (200) (220) (250) 100 110 - 130 - 150 180 200 220 250 (100) (110) (120) (130) (140) (150) (180)^(200) (220) (250) 100 110 (120) 130 (140) 150 180 200 220 250 _ _ _ (130) _ (150) - - — -
Бруски 50 60 (70) 75 (80) 100 у 100 1— (120) 130 (140) 150 100 - (120) | 130 (140) 150 (80) —(100) — — — — |(150) 80 - 100 — — 130 - 150 (80)-(100) -(120) (130) - (150) 100 — (120) 130 - 15бд 180 200 220 250 180 200 220 250 - (200) - - 180 2С0 220 250 (180)(2С0) (220) (250) 180 200| 220 250
Брусья 130 150 180 200 220 250 — - 130 — 150 _ __ _ - 150 180 — — — 180 200 - - 180 — 220 — — 200 - 250 — - 220 250 — - - 250
Примечания: 1. Длина пиленых материалов установлена от 1 до 6,5 м„ с гра-
дацией в 0,25 м. Пиломатериалы большей длины, а также толщиной и шириной более
220 мм могут быть поставлены по специальному заказу с согласия поставщика.
2. Размеры поперечных сечений пиломатериалов, приведенные в таблице, соот-
ветствуют влажности 15%. При большей влажности древесины размеры пиломате-
риалов должны иметь припуски на усушку по ГОСТ 6782-53.
3. Кроме размеров пиленых материалов, указанных в таблице, гост предусматри-
вает брусья специального назначения: мостовые — 200X240 и 220x260 мм; для неф-
тяных вышек — 150X300, 180X350, 200X400, 300x300, 350X350 и 400X400 мм.
4. Обрезные материалы, размеры которых указаны в таблице в скобках, допу-
щено изготовлять только до конца 1959 г. В новых конструкциях применять их не
следует.
ПРИЛОЖЕНИЕ S
Объем одного бревна в м3 (с учетом нормального сбега)
Диаметр в отрубе (тонком конце) в см 2,0 Длина в м
1 2,5 3,0 1 3,5 i 4,0 4,5 V 5,0 5,5 6,0 6,5 ! 7,0 ! ; 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0
10 0,017 0,022 0,026 0,031 0,037 0,044 i 0,051 ! 0,058 0,065 0,075 ! 0,082 0,990 0,100 0,110 0,122 0,135
11 0,022 0,027 0.032 | 0,037 0,045 0,053 0,062 j 0,070 I 0,080 0,090 ; 0,098 0,108 0,120; 0,130 0,140 0,157 !
12 0,026 0,031 0,038 . 0,046 0,053 0,063 0,073 0,083 i 0 093 0,103 - 0,114 0,125 0,138! 0,150 0,166 0,180 0,20
13 0,030 0,036 0,045 0,053 0,062 0,074 0,085 0,097 0,108 0,120 ; o,i32 0,144 0,158 0,173 0,190 0,20 1 0,22
14 0,035 0,043 0,052 0,061 0,073 0,084 0,047! 0.110! 0,123 0,135 0,150 0,164 0,179 0,195 0,21 0,23 0,25
15 0,039 0,049 0,060 0 072 0,084 0,097 0,110 0,125 0,140 0,154 0,169 0,185 0,20 0,22 0,24 0,25 0,28
16 0,044 0,056 0,069 0,082 0.095 0,110 0,124 0,140 0,155 0 172 0,189 0,20 0,22 0,24 0,26 0,28 ' ,31
17 0,050 0,064 0,078 0,093 0,107 0,124 0,140 0,158 0,175 0,192 0,21 0,23 0,25 0,27 0,29 0,31 0,34
18 0,056 0,071 0,086 0,103 0,120 0,138 0,156 0,175 0.194 0,21 0,23 0,25 o,28 ; 0,30 0,32 0,35 0,38
19 0,063 0,079 0,096 0,114 1 0,133 0,153 0,174 0,191 0,21 0,23 0,26 0,28 0,30 0,33 0,36 0,38 0,42
20 . 0,069 0,087 0,107 0,126 । 0,147 0,170 0,190 0,21 0,23 0,26 0,z8 0,30 0,33 0,36 0,39 0,42 0,45
21 0,076 0,097 0,118 0,140 0,163 0,186 0,21 ; 0,23 0,26 0,28 0,31 0,33 0,36 0,40 0.42 0,46 0,50
22 0,084 0,107 0,130 0,151 0,178 0,20 0,23 ’ 0,25 ! 0,28 0,31 0,34 0,37 0,40 0,43 0,46 0,50 0,54
23 0,094 0,118 0,143 0,169 0,195 0,22 0.25 0,28 : 0,31 0,34 0,37 0,40 i 0,43 I 0,47 0,51 0,54 0,58
24 0,103 0,130 0,157 0,184 0,21 0,24 0,27 0,30 0,33 0,35 0,40 0,48 ! 0,47 ’ 0,50 0,55 0,58 0,63
25 0,113 0,142 0,170 0,20 ' 0,23 0,26 0,29 ! 0,32 0,36 0,39 0,43 0,47 0,50 0,54 0,59 0,63 0,67
26 0,123 0.154 0,185 0,21 0,25 0,28 0,32 i 0,35 0,39 0,43 0.46 0,50 0,54 0,59 0,63 0 67 0,72
27 0,133 0,167 0,20 0,23 0,27 0,30 0,34 1 i 0,38 0,42 0,46 0,50 0,54 0,58 0,63 0,68 0,73 0,78
28 0,144 0,180 0,22 0,25 0,29 0,33 0,37 ! 0,41 0,45 0,49 0,53 0,58 ! 0,63 0,67 0,72 0,78 0,83
29 0,154 0,193 0,23 0,27 0,31 0,35 0,39 0,44 0,48 0,53 0,58 0,62 1 0,67 | 0,72 1 0,78 0,83 0,89
30 0,165 0,210 0,25 0,29 0,33 0,38 0,42 I 0,47 0,52 0,56 0,61 0,66 I 0,72 1 0,78 I 0,83 0,89 0,95
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
Геометрические характеристики сечений сортамента пиломатериалов
хвойных пород (по ГОСТ 8486-57)
Ширина а в см 1 Площадь Толщина поперечного Момент инерции в см4 Момент сопротивления в см*
Iv W у
Ь В См сечения F в сл2
[5] 4 20 41,7 26,7 16,7 13,3
5 25 52,1 52,1 20,8 20,8
[6] 5 30 90 62,5 30 25
6 36 108 108 36 3>
8 1,3 10,4 55,5 1,5 13,9 2,3
1,6 12.8 68,3 2,7 17,1 3,4
1,9 15,2 81,1 4,6 20.3 4,8
2,2 17,6 93,9 7,1 23.5 6,5
2,5 20 107 10,4 26,7 8,3
(7) 56 299 229 74,7 65,3
7,5 60 320 281 80 75
(8) 64 341 341 85,3 85,3
9 1,3 11,7 79 1.6 17,6 2,5
1,6 14, 1 97,2 3,1 21,6 3,8
1,9 17,1 115 5,1 25,7 5,4
2,2 19 8 134 8 29,7 7,3
2,5 22,5 152 11,7 33,7 9,4
10 1,3 13 108,3 1,8 21,7 2,8
1,6 16 133 3,4 26 7 4.3
1,9 19 158 5,7 31,6 6
2,2 22 183 8,9 36,7 8
25 208 13 41,7 10,4
(3) 30 250 22,5 50 15
3,2 32 267 27,3 53,3 17,1
(3,5) 35 292 35,7 58,3 20,4
4 40 333 53,3 66,7 26,7
5 50 417 104 83,3 41,7
ь 60 500 180 100 60
(7) 70 583 286 117 81,7
7.5 75 625 352 125 93,8
(8) 80 667 427 133 107
10 100 833 833 167 167
11 1 ,3 14,3 144 2 26,2 3,1
1,6 17,6 177 3,7 32,3 4,7
1,9 20,9 211 6,3 38,3 6.6
2,2 24,2 241 9,8 44,4 8,9
2,5 27,5 277 14.3 50,4 11,5
(3) 33 333 24,7 60,5 16,5
d , 2 35,2 355 30 64,6 18.8
(3,5) 38.5 388 39,3 70,6 22,5
4 44 444 58,7 80,6 29,3
(12) 1,3 15,6 187 2,2 3! ,2 3,4
1,6 19,2 230 4,1 38,4 5,1
1 т 9 22,8 274 6,9 45,6 7,2
2,2 26,4 317 10,6 52,8 9,7
2,5 30 360 15,6 60 12,5
3 36 -'’32 27 72 18
3,5 42 504 42,9 84 24,5
4 48 576 64 96 32
5 60 720 125 120 50
6 72 864 ! 216- 144 72
8 96 1152 512 192 128
10 120 1440 1 1000 240 200
505
Ширина а в см Толщина Ь в см Площадь поперечного сечения F в см? Момент инерции в см1 rifJU.AUMCen ия о Момент сопротивления в см9
!х 'у wx Wy
13 1,3 1,6 16,9 238 2,4 36,6 3,7
20,8 293 4,4 45,1 5,5
1,9 24,7 348 7,4 53,5 7,8 .
2,2 28,6 403 11,5 62 10,5
2 * 5 32,5 458 16,9 70,5 13,5
(3) 39 549 29,2 84,5 19,5
3,2 41,6 586 35,5 90,1 22,2
(3,5) 45,5 641 46,4 98,6 26,5
4 52 732 69,3 113 34,7
(4,5) 58,5 824 98,7 127 43,9
5 65 915 135 141 54,2
6 78 1098 234 169 78
7,5 97,5 1373 457 211 122
(8) 104 1465 555 225 139
10 130 1831 1083 282 217
(14) ' 13 1,3 169 18,2 2380 297 2380 2,6 366 42,5 366 3,9
1,6 22,4 366 4,8 52,3 6
1,9 26,6 434 8 62,1 8,4
2,2 30,8 503 12,4 71,9 11,3
2, Ъ 35 572 18,2 81,7 14'6
3 42 686 31,5 98 21’
3,5 49 800 50 114 28,6
4 56 915 74,7 131 37 j3
5 70 1143 146 163 58,3
6 84 1372 252 196 84'
15 1,3 19,5 366 2,7 48,8 4,2
1,6 24 450 5,1 60 6,4
1,9 28,5 534 8,6 71,2 9
2,2 33 619 13,3 82,5 12,1
2,5 37,5 705 19,6 94 15,6
(3) 45 844 33,7 112 22,5
3,2 48 900 41 120 25,6
(3,5) 52,5 984 53,6 131 30,6
4 60 1125 80 150 40
(4,5) 67,5 75 1266 114 169 50,6
•Л. 1406 156 187 62,5
6. 90 1687 270 225 90
(7) 105 1969 429 262 122
7,5 112,5 2109 527 281 141
(8) 120 2250 640 300 160
10 150 2812 1250 375 250
13 195 3656 2746 487 422
15 225 4219 4219 562 562
18 1,6 28,8 778 6,1 86,4 7,7
1,9 34,2 923 10,3 103 10,8
2,2 39,6 1069 16 119 14^5
2,5 45 1215 23,4 135 18i7
(3) 54 1458 40,5 162 27
3,2 57,6 1555 49,2 173 30,7
(3,5) 63 1701 64,3 189 36,8
4 72 1944 96 216 48
5 2430 187 1 270 75
6 108 2916 324 324 108
7,5 135 3645 633 i 405 169
(8) 144 3888 768 ; 432 192
10 180 - 4860 1500 540 300
13 234 6318 3295 ; 702 507
15 270 _ 7290 5062 810 675
18 324 8748 8748 j 972 972
506
П родолжение приложения 6
Ширина Толщина Площадь . Момент инерции в см* Момент сопротивления в см*
поперечного
а в см b в см сечения F в гиа 1х 1у V У
20 1,9 38 1267 П,4 127 12
2,2 44 1467 17,7 147 16,1
2,5 50 1667 26 167 20,8
(3) 60 2000 45 200 30
3,2 64 2133 54,6 213 34,1
(3,5) 70 2333 71,5 233 40,8
4 80 2667 107 267 53,3
5 100 3333 208 333 83,3
6 120 4000 360 400 120
140 4667 572 467 163
/,5 150 5000 703 500 187
(8) 160 5333 853 533 213
10 200 6₽67 1667 667 333
15 300 10000 5625 1000 750
20 400 13333 13333 1333 1333
22 2,5 55 2218 28,6 201 22,9
(3) 66 2662 49,5 242 33
3,2 70,4 2839 60,1 258 37,5
(3,5) 77 3106 78,5 282 44,9
4 88 3549 * 117 322 58,6
5 ПО 4437 229 403 91,7
6 132 5324 396 484 132
7,5 165 6655 773 605 206
(8) 176 7099 939 645 235
10 220 8873 1833 807 367
да- 22 396 484 15973 19521 10692 19521 1452 1775 1188 1775
24 [10] 240 11520 2000 960 400
20 480 23040 16000 1920 1600
[22] 528 25344 21296 2112 1933
25 2,5 62,5 3255 32,5 260 26
(3) 75 3906 56,2 312 37,5
3,2 80 4167 . 68,3 333 42,7
(3,5) 87,5 4557 89,3 365 51
4 100 5208 133 417 66,7
5 125 6510 260 521 104
6 150 7812 450 625 150
7,5 187,5 9765 879 781 234
(8) 200 10417 1067 833 267
10 250 13021 2083 1042 417
20 5С0 26042 16667 2083 1667
22 550 •. 28646 22183 2292 2017
25 625 32552 32552 2604 2604
26 [20] 520 29293 17333 2253 1733
22 . 572 32222 23071 2479 2097
[28] 22 616 40245 24845 2875 2259
Примечания: 1. Круглыми скобками отмечены сечения, изготовление которых
допущено только до конца 1959 г.
2. Квадратными скобками отмечены сечения, не входящие в ГОСТ 8486-57,
507
ПРИЛОЖЕНИЕ 7
Геометрические характеристики круглых сечений
g - U S* - с • X сх К
ш 8 ® X X С 6 ®
о. ж .х г— «о_ ц X *-• СЬ (V dJ X К J
"М “Т" 4) о S
СЯ X = 5g j Пло: 1 в см Мом ЦИИ Мом ПрО1 W в 1 = Мом ЦИИ 6 2 £ =
7 21,99 38,48 117,9 33,67 29 91,11 660,5 34720 2394
8 25,13 50,27 201,1 50,27 30 94,25 706,9 39760 2651
9 28,27 63,62 322,1 71,57 31 97,39 754.8 45310 2920
ю 31,42 78,54 490,9 98,17 32 100,53 804,2 | 51440 3210
11 34,56 95,03 718,7 130,7 33 103,67 855,3 58210 3528
12 ‘ 37,70 113,1 1018 169,7 , 34 106,81 907,9 65600 3859
13 40,84 132,7 1402 215,7 35 109,96 962,1 73660 4209
14 43,98 153,9 1886 269,4 36 113,1 1018 8244'1 4580
15 47,12 176,7 2485 331,3 37 116,2 1075 92000 4973
16 50,26 201,1 3217 402,1 38 119,4 1134 102400 5387
17 53,41 227,0 4100 482,3 | 39 | 122,5 1Г5 113600 5824
18 56,55 254,5 5153 572,6 40 125,7 1257 125700 6283
19 59,69 283,5 1 6397 673,4 4' 128,8 1320 138700 6766
20 62,83 314,2 7854 : 785,4 42 132,0 1385 152800 7274
21 65,97 346,4 I 9547 909,2 43 135,1 1452 16780 > 7806
22 69,11 380,1 ' 11500 1045 44 138,2 1521 184000 8363
23 72,26 ’ 415,5 13740 1191 45 141,4 1590 201300 8946
24 75,40 452,4 ! 16290 , 1357 46 144,5 1662 219800 9556
25 78,54 j 190,9 ; 19180 i : 1534 ’ 47 147,7 1735 2395'Ю 10190
26 81,68 530,9 22430 1 ! 1726 48 150,8 1810 260600 10860
27 84,82 1 572,6 26090 : 1932 49 153,9 1886 283000 11550
28 87,97 615,8 , 30170 i 21.г5 50 157,1 1964 306800 12270
ПРИЛОЖЕНИЕ 8
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ БРЕВЕН,
ОПИЛЕННЫХ НА ОДИН КАНТ
График коэффициентов kj.-, kw, kj, ka и k г.
* ' ' ПРИЛОЖЕНИЕ 9
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ БРЕВЕН,
ОПИЛЕННЫХ НА ДВА И ЧЕТЫРЕ КАНТА.
График коэффициентов kx, ky, (kx+ky—1),
ПРИЛОЖЕНИЕ 10
Геометрические характеристики поперечных сечений различно опиленного круглого
лесоматериала (бревен, пластин и лежней)
Характеристики Ширина Ъ Высота h Площадь сечения F Момент инерции Момент сопротив- ления Стати- ческий момент S;v Радиус инерции
‘x ^x ry
|— d-~i
0,0 d l,000d Q,T&bd2 0,04909d4 0,04909d4 0,09817d8 0,09817d3 0,083d3 0,250d 0,250d
1/3 d 0,971d 0,779d2 0,04758d4 0,04905d4 0,09593d8 0,09810ds 0,080d3 0,247d 0,251d
ь Д 1/2 d 0,933d 0,763da 0,04415d4 0,04880d4 0,09077d8 0,09760d« 0,073d8 0,245d 0,252d
1/3 d 0,943d 0,773d® 0,04611d4 0,04901d4 0,09781ds 0,09802d8 0,080d« 0,244d 0,252d
Jr№r' 0,866d_ 0,740d® 0J)3949d4 0,04852d4 0,09120d30,09704d8 0,073d8 0,231d 0,256d
г 1/3 d 0,943d 0,760d2 0,04603d4 0,04603d4 0,09766d8 0,09766d3 0,080d3 0,246d 0,246d
1/2 d 0,866d 0,695d2 0,03892d4 0,03892d4 0,08990d3 0,08990d3 0,071d3 0,236d 0,236d
0,0 d 0,S00d 0,393d® 0,00686d4 0,02454d4 0,02384d3 0,04909d3 0,022d3 0,132d 0,250d
•*
WLa 0,0 d l,000d 0,393d2 0,02454d4 0,00686d4 0,04909d8 0,0238 Id3 0,041d3 0,250d 0,132d
Сл
ьо
Диаметр в см
Обозначение хор-
ды и площади
о
«а
сл
о
Си
№
©
КЗ
л
чл
Со
о
СО
СП
- ——
О
Ф-
«в
Сл
Ся
О
Сл
сл
©
©
о
S
ел
X
Сл
Размеры хорд а в см и площадей сегментов F в см1
ПРИЛОЖЕНИЕ 11
в круглых сечениях для различных глубин врезок
врезки в с м
7,0 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 1 10,5 11,0 11,5 12,0 12,5 13,0
— — 1 1 1 1 1 1 1 — — 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 — — — jS —
19,8 — — — 1111 — — — । । ; । — —-
101 — — — — — —- — — — — —
20,5 — — — — — — __ — — — —
104 — — — — — — — — — — —
21,2 21,6 — — — — — — — — — —
107 118 — — — — — — — — — —
21,8 22,2 22,6 — — — — — — — — — —
ПО 121 132 — — — — — — — — — —
22,4 22,9 23,3 — — — — — — — — — —
113 124 135 — — — — — — — — — —
23,1 23,6 24,0 24,4 — — — — — — — — —
— 115 127 139 151 — — — __ — — — —
23,7 24,2 24,6 25,1 25,4 — — — — — — — —
118 130 142 154 167 - — — —. — — — —
24,2 24,8 25,3 25,7 26,2 — — — — - — -
120 133 145 158 171 — — — — — — — —
24,8 25,4 25,9 26,4 26,8 27,2 — — — — — —
123 135 148 161 175 188 — - — — — — __
25,4 26,0 26,5 27,0 27,5 27,9 28,3 — — — —
125 138 151 165 178 192 206 — — __ — —
33-409
513
Диаметр в см
Глубина
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6.5
31 а F 7,80 2,60 11,0 7,35 13,3 13,4 15,2 20,6 16,9 28,6 18,3 37,4 19,б’ 20,8 46,9 57,0 21,8 67,7 22,8 78,8 23,7 90,5 24,5 103 25,2 115
32 а 7,93 11,2 13,5 15,5 17,2 18,6 20,0 21,2 22,2 23,2 24,1 24,9 25,7
F 2,66 7,47 13,6 21,0 29,2 38,1 47,7 58,0 68,9 80,3 92,1 104 117
33 а 8,06 11,3 13,7 15,7 17,5 19,0 20,3 21,5 22,6 23,7 24,6 25,4 26,3
F 2,70 7,58 13,9 21,3 29,7 38,4 48,5 59,0 70,0 81,6 93,7 106 119
34 а 8,17 11,5 14,0 16,0 17,7 19,3 20,7 21,9 23,0 24,1 25,0 25,9 26,7
F 2,74 7,69 14,1 21,6 30,0 39,3 49,3 59,9 71,2 83,0 95,2 108 121
35 а 8,30 И.7 14,2 16,2 18,0 19,6 21,0 2,23 23,4 24,5 25,5 26,4 27,2
F 2,78 7,80 14,3 21,9 30,5 39,9 50,1 60,9 72,3 84,3 96,8 110 123
36 а 8,43 11,8 14,4 16,5 18,3 19,9 21,3 22,6 23 8 24,9 25,9 26,8 27,7
F 2,82 7,94 14,5 22,2 31,0 40,5 50,8 61,8 73,5 85,6 98,3 111 125
37 а 8,54 12,0 14,6 16,7 18,5 20,2 21,6 23,0 24,2 25,3 26,3 27,3 28,2
F 2,86 8,04 14,7 22,6 31,4 41,1 51,3 62,7 74,5 86,7 100 113 127
38 а 8,66 12,2 14,8 17,0 18,8 20,5 22,0 23,3 24,6 25,7 26,7 27,7 28,6
F 2,90 8,13 15,0 22,8 31,8 41,7 52,1 63,5 75,6 88,2 101,5 115 129
39 а 8,77 12,4 15,0 17,2 19,1 20,8 22,3 23,7 24,9 26,1 27,2 28,2 29,1
F 2,93 8,26 15,2 23,2 32,2 42,3 1 53,0. 64,5 i 76,7 89,5 103 116,5 131
40 а 8,89 12,5 15,2 17,4 19,3 21,0 22,6 24,0 25,3 26,5 27,6 28,5 29,5
F 2,98 8,37 15,3 23,5 32,6 42,7 53,7, 65,4 1 1 77,7 90,7 104 118 133
Продолжение приложения 11
f резки в ем
7,0 7,5 8,0 8,5 1 9.0 ! i 1 9,5 10,0 10,5 ' 11,0 11,5 12,0 12,5 13,0
25,9 26,6 27,1 27,7 28,1 28,6 29,0 — —
128 1Г. 154 168 182 196 211 — —
26,1 27,1 27,7 28,3 28,8 29,2 29,7 30,0 — __ — —
130 '144 157 171 186 200 214 230 — — — —
27,0 27,7 28,3 28,9 29,4 29,9 30,3 30,7 31,1 — — —
132 146 160 174 189 204 219 235 250 — —
27,5 28,2 28,8 29,4 30,0 30,5 31,0 31,4 31,8 — — —
135 149 163 178 192 207 223 239 255 — — - —
28,0 28.7 29.4 30,0 30,6 31,1 31.6 32,1 32,5 32,9
137 151 166 181 196 211 227 244 259 275 — — —
28,5 29,2 29,9 30,6 31,2 31,7 32,2 32,7 33,2 33,6 34,0 — --
139 154 168 184 199 215 231 247 264 280 297 —
29,0 29,7 30,4 31,2 31,7 32,3 32,8 33,4 33,8 34,3 34,6 —
141 156 171 187 202 218 235 251 268 285 302 — —
29.5 30,3 31,0 31,6 32,3 32,9 33,5 34,0 34,5 34,9 35,3 35,7 —
144 159 174 189 206 222 238 255 272 289 307 325
29,9 30,8 31,5 32,2 32,8 33,4 34,0 34,6 35,1 35,6 36,0 36,4 36,7
146 161 176 192,5 209 225 242 259 277 294 312 330 348
30,4 31,2 32,0 32,7 33,4 34,0 31,6 35,2 35,7 36,2 36,7 37,1 37,5
147 163 17У 195 212 228 246 263 281 299 317 336 354
Болты
Диаметр в .чм Площадь сечения В СЛ2 Расчетная несу- щая способность для Ст. 3 в кг Вес в кг (удельный вес 7,85)
uop rfHT (в нарез- ке) Fr,v по лбр R = 2:00 В К1‘СлЗ ио 7’нт 0,8 = 1680 в кг/см3 1 пог. м болта ОДНОЙ шести- гранной гайки ОДНОЙ квадрат- ной гай- ки
6 4,701 0,283 0,173 594 290 0,22 0,004 0,004
8 6,377 0,505 0,316 1060 530 0,39 1 0,008 0,007
10 п,- 8,051 0,785 0,509 1648 854 0,62 0,014 0,014
12 9,727 1,130 0,744 2370 1250 0,89 0,02Q 0.021
14 11,400 1,540 1,020 3230 1714- 1,21 0,028 0,028
16 13,400 2,010 1,408 __23OL Г-4Ц152 0,053
—•RT'"’ ~Ж75П"^ " ’177Й« 5330 2870 2,00 0,088 0,089
20 16,750' 3,140 2,182 6590 3665 2,47 0,093 0,095
22y 18,750 3.799 2,740 7980 4605 2,98 0,135 0,137
24 20,100 4,521 3,165 9500 5320 3,55 0,141 0,144
27 23,100 5,722 47180 - .3 12000 7020 4,49 0,182 0,187
30 25,450 7,065 5,060_^ 14830 8500 5,55 0,291 0,297
36 30,800 10,170 ... 7,440 21330 12500 7,99 0,496 0,506
42 36,150 13,840 10,250 29080 17220 10,88 0,814 0,831
48 41,500 18,090 13,520 38000 22730 14,21 1,244 1 /273
D= 2d; а '^3.5+ 4,5 d;
d = 0,85d; 5^0,25+0,50 d
H=0j8d; 20,5-2,0 d.
b~O,7d; c=0,15d;
Рис 266. Основные размеры болта
Il зависимости or диаметра.
516
ПРИЛОЖЕНИЕ 12
и тяжи
Квадратные шайбы для рабочих болтов при смятии древесины поперек волокон Квадратные шайбы для стяжных болтов при смятии древесины поперек волокон
Размеры в м и Вес в кг Размеры в леи Вес в кг
30X30X3 0,010
40X40X4 0,048 — —
50X50X5 0,095
60X60X6 0,164 45X45X4 0,С60
70X70X7 0,260 50x50X4 0,074
80X80X8 0,386. 55X55X4 0 088
S0X90X9 0,550' 60X60X5 0,131
ЮОХЮОХЮ 0,760 1,012 70X70 Х5 0,180
ПОХНОХН 80X80 Х6 0,283
120X120X12 1,314 90X90 Х7 0,420
140X140X14 2,091 100ХЮОХ8 0,591
160X160X15 2,930 — —
190X190X18 4,957
220X220X20 7,381 — —
260X260X24 12,390 —— —
Рис. 267, График веса в кг стяжных болтов при толщине пакета S в см с
двумя гайками и двумя квадратными шайбами
517
ПРИЛОЖЕНИЕ 13
Вес 1000 шт. глухарей в кг
Длина в мм Диаметр стержня в мм Длина в мм Диаметр стержня в мм
6 8 10 12 16 10 12 16 20
114 204 323
35 9,15 — — — 120 71,4 Т1Т 210 334
129 231 366
40 10,1 19,9 31,6 140 — 132 237 377
50 11,9 23,1 36,5 160 _258 408
264 419
65 14,5 27,9 43,9 73,2 180 _285_ 450
76,4 291 462
80 32,8 51,4 84,2 151 200 492
87,4 157 503
100 61,5 98,8 177 225 544
102 183 555
250 596
606
Примечание. Вес 1000 шт. глухарей с шестигранной головкой—в числителе, с
квадратной головкой—в знаменателе.
ПРИЛОЖЕНИЕ /4
Изоляционные материалы для ограждающих конструкций промышленных
и гражданских зданий (по СНиП 1-А 15)
Материалы Марка по объем- > ному весу 7 в \ кг/.мг в сухом 1 состоянии Коэффи- циент теп- лопроводно- сти в ккал м. час.град. Размеры в X х 5- 3 1 Толщина « Примечания
Термоизоляционные материалы
] Плиты минераловат-! ные жесткие ! 300 - 500 0,065-0,090 1000 500 30; 50;
Плиты из ячеистых 300—600 700- 60; 80;
бетонов Плиты древесноволок- нистые. теплоизоляцион 0,080—0,150 -1000 1200— 500 600- 100; 120 12,5; В зданиях I клас- са плиты, не про- питанные антисеп-
ные 150-400 0,040—0,080 3000 -1600 20; 25 тиками, не допус- каются
Фибролит 250-400 0,080—0,130 1100; 2000 500; 550; 700 30; 50; 70; 100
Плиты фибритные Камышит Войлок минераловат- 350—600 250-400 0,080—0,135 0,080—0,110 500; 600; 700 2400; 2600; 2800 1000— 500; 600; 700 550; 950; 1150 375- 50; 60; 70 50;70; 100 20;40;
ный Маты минсраловат- 75—250 0,040—0,060 -3000 600- -1200 300- 60 30; 40; 50; 60; Применение матов в обкладке из бу-
ные Плиты минераловат- 100-350 0,045—0,070 —1200 -1000 70; 80; 90; 100; 50;60; 70;80; маги и картона до- пускается до t = 4- 100“
ные полужесткие Шсвелин 300-400 0,065—0,075 500 500 700; 90 Для общественных
/ в рулонах \ \ в матах / 100-150 0,035—0,040 25000 2300 1000 900; ’ 1000 12,5;25 30; 60 и жилых зданий III класса
Шлаки гранулиро-
ванные Шлаки и золы топ- 400—1000 0,105—0,200 | — Наиб чи ольша? на зер вели- ка При у > бООкг/ж3 не допускаются в
л ивные 700-1000 0,165-0,215 О = 40 мм бесчердачных пок- рытиях с металли- i ческими несущи- ми конструкциями
519
Продолжение приложения 14
Материалы Марка по объем- ному весу 7 в кг/м3 в сухом состоянии Коэффи- циент теп- лопровод- ности в ккал Разме ры в мм Примечания
Длина 1 Ширина Толщина
мчас.град.
Пемза и туфы дроб- леные 400-600 0,120-0,150 Наибольшая вели- чина зерна 6=40 мм
Вулканический пепел 400 6G0 0,105-0,135 —
П а р о и з оляционные ма ери алы и смазки
Битумокартон под- кладочный 2«г/ла — — Применяется как подкладочный ма- териал под рубе- роид, а также как пароизоляционный слой
Толь-кожа ^кг/м3 — — Применяется для пароизоляци- онных слоев, не coni икасающихся непосредственно со штукатуркой
Глиносоломенная смазка 800—1200 кг/м3 0,25—0,40 —
Асфальтовый слой 1800 кг/м.3 0,62 —
ПРИЛОЖЕНИЕ !'
Общие данные для проектирования кровель
Вид кровли
Уклон ската (тангенсы и утлы)
минимальный
максимальный^
Вес Дол го -
кровля j вечность
В Ке/.И2 । в годах
Кровли нз рулонных ма- териалов, двухслойные, наклеи- ваемые на мастике 1/7 а - - 80/ 1/4 о . 14 02' 6 15 — -Й)
То же. но ири трех слоях 1/14 а Д"05' 1/4 о -14°02' ! 9
Кровли из рулонных ма- териалов, четырехслойные, на- клеиваемые на мастике ! 1 /30 «= Г'55' 1/4 о = 14 02' i 12
То же. ио при пяти и бо- ; лее слоях 1 1/100 о = 0"35' 1/4 о = 14 02' / 15 ! ! и более !
Кроили из асбестоцемент- ных плиток и шифера 12 о = 26 З-Г т=63 26' 1 12—18 40— -50
Кровли из волнистых ас- бестоцементных листов обыкно- венного профиля 1/3 -1 = 18' 25' 1 а = 45 1 о 40 — -5D
То же. но усиленного про- филя Г 4 о = Т4 02’ 1 а = 45 20—22 40— -М
Кровли из черепицы 1/2 0 = 26 34' 2 о = 63'26' 50-65 ’ 40— 50
Кровли кз листовой кро- вельной стали, толщиной (0.38--0,82) .и.и с одинар- ными фальцами 1./3.5 ' о -16"02' 1/2 0=26'34' 5 при /,=(),5.ИЛ! 15 — 25
То же, но с двойными фальцами 1 1/5 ' а = 111<)' 1/2 о <26°3|/ 25— 3 1
Примечания: 1. Уклоны, прицеленные в таблице. соответствуют режиму
атмосферных осадков и климатическим условиям зоны с умеренно влажным и Уда-
ренно сухим климатом. В других зонах и районах допускаются отклонения от значе-
ний уклонов, приведенных и таблице, при обосновании таких отклснсннй опытом
строительства и эксплуатации зданий в указанных зонах и районах и с разрешения
инстанции, утверждающей проект.
2. Максимальные уклоны основных скатов покрытий при кровле из рулонных
материалов не должны превышать 1 л. Уклоны скатов покрытия, превышающие ука-
занную величину, могут при кровле из рулонных материалов допускаться в случаях
необходимости только на отдельных участках покрытия, например в бортах фонарей,
на глухих скатах зубчатых покрытий и т. и., при условии применения на этих участках
тугоплавкой клеящей мастики.
ПРИЛОЖЕНИЕ 16
Расчетные моменты М и относительные прогибы--------— для основных расчетных схем
деревянных настилов, обрешеток, балок и прогонов
Расчетная схема
t
J макс
т~
5а/ 5qP
~24£й = 384£./
i
Р1
м = + -..—
4
а/ РР
б.Е’п 48EJ
sH qP
1Eh 8EJ
V. — 6!
I
I 201/ PP
\ 3Eh = 3EJ
Mj = -r 0,207 Pl
MB = - 0.089Р/
MB = -0,125?/2 0,087 0]/ 2,13qP
Mj = + 0.0703?/2 Eh ~~ 384EJ
а/ PH
0.145— =0,015 —
522
Продолжение приложения 16
i№№
10
Расчетная схема
,X;O,«65l
лягпипролетная балка
М
Mj. = + 0,189 Pl
Мв = —0,096 рТ
0,244
11
макс
~/ ~
РР
= 0,0117 —
EI
Мг = Mi = + ?/2 Консольно-балочная равномоментная схема oj/ 2g/3 0,167 Eh = ЗМЫ
16
qP м»~~ 16
<?/2 М^- 12 <//» А42 = + — - Консольно-балочная равлопрогибная схема
2 24 Mt + о/ ql3 0,063 = El 384 El
1 20
при
А1В«
М2 я
k = 0,8
<7/а
- 12
qP
при k = 1
Мв= —0,105g/2
= + 0,0781 qP
В =1,132 ql
Примечание О] —напряжение изгиба на опоре
пролете.
Неразрезная равнопро-
гибная схема (А</«=
=/з=-.)
01/
0,063 ——
Eh
qP
384 £7
Неразрезная равнопро-
летная схема
а,/
0,124 ——
El
2,5qP
3 El
Не рекомендуется к
применению
®—напряжение изгиба в
523
ПРИЛОЖЕНИЕ 17
Расчетная несущая способность стального цилиндрического нагеля в кг н а один срез
при направлении усилия вдоль волокон сосновых и еловых элементов, защищенных
от увлажнения и нагрева
Диаметр нагеля в см Расчетное условие Расчетная несущая способность в кг (а или с) в см при толщине элемента .
2,5 4 5 6 7 ' 8 10 12 15 18 и более
1,2 240 291 309 331 357 360 360 360 360 360
Тс 150 240 300 360 360 360 360 360 360 360
т н с 105 168 210 252 294 336 ЗЙ) 360 360 360
1,4 Т« 280 385 403 425 451 481 490 490 490 490
Тс 175 280 350 420 490 490 490 490 490 490
Тн.с 122 196 245 294 343 392 490 490 490 490
1,6 та 320 493 511 533 559 589 640 640 640 640
Тс 200 320 400 480 560 640 640 640 640 640
'Т н.с 140 224 280 336 392 448 560 640 640 640
1,8 Та 360 •576 633 655 681 711 783 810 810 810
Тс 225 360 450 540 630 720 8 й) 810 810 810
Тн.с 157 252 315 378 441 504 630 756 810 810
2.0 т« 400 640 770 792 818 848 920 1000 1000 1000
Тс 250 400 500 600 700 800 1000 1000 1000 1000
т н.с 175 280 350 420 490 560 700 840 1000 1000
2,2 Т 440 704 880 943 969 999 1071 1159 1210 1210
тс 275 440 550 660 770 880 1100 1210 1210 1210
т н.с 192 308 385 462 539 616 770 924 1155 1210
2,4 Та 480 768 960 1107 1134 1165 1235 1323 1440 1440
Тс 300 480 600 720 .840 960 1200 1440 1440 1440
т 1 н.с 210 336 420 504 588 672 840 1008 1260 1440
Примечание. Расчетную несущую способность данного среза нагеля принимают
равной меньшему из табличных значений Та и Тс для прилегаю-:
щих к этому шву элементов, определяя:
Та —по толщине а крайнего элемента симметричных соединений
или более тонкого крайнего элемента несимметричных соеди-
нений;
Т _по толщине с среднего элемента симметричных соединений;
7" н с —110 толщине всех элементов с (или а) одинаковой толщины в
несимметричных соединениях, а также по толщине с более тол-
стого элемента односрезных соединений.
ПРИЛОЖЕНИЕ 18
Расчетная несущая способность гвоздя в кг на один срез при направлении усилия
под любым углом к волокнам сосновых и еловых элементов, защищенных от
увлажнения и нагрева
Диаметр ГВОЗДЯ в см Расчетное условие Расчетная несущая способность в кг, при толщине элемента (л или с) в см Длина гвоз- дя в см Эриентировочный вес 1000 гвоздей в кг
2 2,5 3 |3,5 4 . ! 5 6 8 и более
тд 26 29 31 35 36 36 1 36 36 7 3,95
0,3 Тс 30 36 36 36 i 36 36 36 36 И
Тн.с 21 26 31 36 : 36 i 36 36 36 8 4,5
т„ 35 37 40 43 47 49 49 49 8 6,15
0,35 Тс 35 44 49 49 49 49 49 49 И
т н.с 24 31 37 43 49 49 49 49 9 6,9
та 44 46 49 52 56 64 64 64 10 9,9
0,4 Тс 40 50 60 64 64 64 64 64 И
т н.с 28 35 42 49 56 64 64 64 11 10,9
Та 55 57 60 63 67 76 81 81
0,45 Тс 45 56 67 79 81 81 81 81 12,5 15,7
т н.с 31 39 47 55 63 79 81 81 '
Та 66 69 71 75 78 87 98 100
0,5 Тс 50 62 75 87 100 100 100 100 15 23,2
т н.с 35 44 52 61 70 87 100 100
Та — 82 84 88 91 100 111 121
0,55 Тс — 69 82 96 110 121 121 121 17,5 32,8
Тн.с — 48 58 67 77 96 115 121
т | 1 а 96 99 102 106 115 126 144
0,6 Т — 75 90 105 120 144 144 144 20 43,9
Т 1 н.с — 52 63 73 84 105 126 144 1
Примечание. Расчетную несущую способность данного среза гвоздя принимают
равной меньшему из табличных значений Та и Т с для прилегаю-
щих к этому шву элементов, определяя:
Та — по толщине а крайнего элемента симметричных сое-
динений или более тонкого крайнего элемента несим-
метричных соединений;
Те —по толщине с среднего элемента симметричных соеди-
динений;
7НС.—по толщине всех элементов с (или а) одинаковой тол-
щины в несимметричных соединениях, а также по тол-
щине с более толстого элемента односрезных соеди-
нений.
34—409
oz5
ПРИЛОЖЕНИЕ 19
Расчетная несущая способность дубового цилиндрического нагеля в кг на один срез
при направлении усилия вдоль волокон сосновых и еловых элементов, защищенных
от увлажнения и нагрева
Диаметр нагеля в см Расчетное условие Расчетная несущая способность в кг, при толщине элемента (а и пи с) в см
2,5 4 5 6 7 8 10 и более
Т« 77 94 94 94 94 94 94
1,2 Тс 90 94 94 94 94 94 94
т н.с 60 94 94 94 94 94 94
Тй 127 147 165 166 166 166 166
1,6 Тс 120 166 166 166 166 166 166
Т , н.с 80 128 160 166 166 166 166
Ти 192 212 230 252 260 260 260
2,0 Тс 150 240 260 260 260 260 260
т н.с 100 160 200 240 260 260 260
Тй 271 291 309 331 357 374 374
2.4 Тс Л 80 288 360 374 374 374 374
Ти.с 120 192 240 288 336 374 374
Тй 375 437 455 477 503 533 585
3,0 Тс 225 360 450 540 585 585 585
Тн.с 150 240 300 360 420 480 585
Примечание. Расчетную несущую способность данного среза нагеля принимают
равной меньшему из табличных значений Т а и Т с для прилегаю-
щих к данному шву элементов, определяя:
Та —по толщине а крайнего элемента симметричных сое-
динений или более тонкого крайнего элемента несим-
метричных соединений;
Т с—по толщине с среднего элемента симметричных соеди-
нений;
7НС—-по толщине всех элементов с (или а) одинаковой тол-
щины в несимметричных соединениях, а также по
толщине с более толстого элемента односрезных со-
единений.
526
ПРИЛОЖЕНИЕ 20
ОСНОВНЫЕ СРЕДСТВА ЗАЩИТЫ ДРЕВЕСИНЫ
Рецептура рекомендуемых водорастворимых антисептиков
Таблица 1
с Е 3 Антисептиче- 1 ский раствор Состав раствора Количество ве- щества на 100 л’ поверх- ности обраба- тываемой дре- весины (обмаз- кой или опры- скиванием за два раза) Температу- ра воды при изготов- лении раствора в град. Продолжи- тельность изготовле- ния раство- ра в мин. I Дополни- тельные указа- ния по изготовле- нию раствора Краткая характеристика антисеп- тического раствора и его применение
Составные части Количество вещества на ICO л воды
1 4%-ная смесь фтористого ам- мония с фто- ристым натрием Кремне- фтористый натрий. Технический аммиак С 5%) 3,5 кг 5,5 л 2,1-2,8 кг 3,3—4,5 л 60—80 5-10 Обязательно энергичное перемешивание во время приготовления Высокотоксичный антисептик. При- меняется для опрыскивания и сбмаз- ки древесины
2 2%-ная смесь фтористого аммония с фто- ристым натрием Кремнефто- ристый натрий. Техниче- ский аммиак (25%) 1,65 кг 2,65 л 1,0-1,3 кг 1,6-2,2 л 60-80 5-10 То же Токсичный антисептик. Не горюч. Применяется для пропитки древеси- ны по методу горячих и холодных ванн и для пропитки пакли, войлока и других органических материалов
3 3%-ная смесь фтористого натрия с ди- нитрофеноля- том натрия Уралит. Сода угле- кислая или сода дву- углекислая 3 кг 0,12 кг 0,2 кг 1,8-2,4 кг 0,7-0,09 0,12 0,16 кг Выше 80 25-40 Я Токсичный антисептик. Не горюч. Применяется для опрыскивания и об- мазки древесины
Си NO 4 1 1 3%-ный эаствор урали- та Фтористый натрий. Динитрофе- нол техни- ческий 2,6 кг 0,5 . 1,6—2,9 кг 0,3-0,4 , Выше 80 25—40 1 » Токсичный антисептик. Допускает- ся для антисептирования частей со- оружений, проветриваемых наружным воздухом. Не допускается для анти- септирования элементов конструкций, находящихся внутри жилых, общест- венных и других помещений
Продолжение табл, i
528
Е 1 i Антисептиче- ский раствор Состав раствора Количество ве- щества на 100 .и2 поверх- ности обраба- тываемой дре- весины (обмаз-
Составные Количество вещества
Е I части на 100 л кой или опры-
I воды скиванием за два раза)
Температу-
ра йоды при!
Изготов-
лении
раствора
в град.
Продолжи-
тельность
изготовле-
ния раство-
ра в мин.
Дополни-
тельные указа-
ния
по изготовле-
нию раствора
Краткая характеристика антисепти-
ческого раствора и его применение
5 4%-ный дини- трофенолят кальция 1 Динитрофе- нол. Мел 3,5 кг 1,5 „ 2,1-2,8 кг 0,9-1,2 .
6 1%-ный дини- трофенолят кальция Динитрофе- нол. Мел 0,88 кг 0,38 , 0,5—0,7 кг 0,2-0,3 „
7 4%-ный дини- трофенолят натрия Динитрофе- нол. Сода угле- кисл ая или сода двууглекис- лая 4,0 кг 1,2 „ 2,0 „ 2,4—3,2 кг 0,7—0,9 . 1,2-1,6 .
8 1%-ный дини- трофенолят натрия Динитрофе- нол. Сода угле- кислая ИДИ сода двууг- лекислая 1,0 кг 0,3 . 0,5 . 0,6 —0,8 кг 0,18-0,24. 0,3 -0,4 .
60-80 30-40 Обязатель- но энергичное перемешивание во время при- готовления Высокотоксичный антисептик. При- меняется для обмазки или опрыски- вания древесины
60—80 30-40 То же Токсичный антисептик. Применяет- ся при пропитке древесины по мето- ду горяче-холодных ванн для пропит- ки пакли, войлока и других органи- ческих веществ
Не ниже 80 30-40 Обязательно энергичное пе- ремешивание во время приготовления; при этом сна- чала засыпает- ся динитрофе- нол, затем ма- лыми дозами — сода Высокотоксичный антисептик. Го- рюч. Применяется для обмазки и опрыскивания древесины
Не ниже 80 30-40 То же Токсичный антисептик. Применяет- ся для пропитки древесины методом горячих и холодных ванн и для про- питки пакли и войлока. Горюч
№ п. п । । Антисептиче- ский раствор Состав Составные части эаствора Количество вещества на 100 л воды Количество ве- щества на 100 м2 поверх- ности обраба- тываемой дре- весины (обмаз- кой или опры- скиванием за два раза) Температу- ра воды при изготовле- нии раство- ра в грат,.
9 3%-ный раствор фтористого натрия из .плава* Фтористый натрий „плав* 7,5 кг 4,5—6,0 кг 80—90
10 3%-ная смесь фтористого на- трия с кремне- фтористым натрием Фтористый натрий. Кремнефто- ристый натрий 2,25 кг 0,75 „ 1,4-1,8 кг 0,5-0,6 . Выше 80
11 3%-ный раствор фтори стого натрия Техниче- ский фтори- стый натрий 3,0 кг 1,8-2,4 кг 80-90
12 2,5%-ный раствор крем- нефтористого натрия Техниче- ский крем- нефтори- стый натрий 2,5 кг 1,5—2,0 кг 80—90
П родолжение табл. 1
Продолжи- тельность изготовле- ния раство- ра в мин. Дополни- тельные указа- ния по изготовле- нию раствора Краткая характеристика антисепти- ческого раствора и его применение
60—120 Обязательно энергичное перемешивание при приготов- лении Токсичный антисептик. Применяет- ся для обмазки и опрыскивания дре- весины
25—40 То же То же
30—40 » Токсичность антисептика сравни- тельно слабая. При отсутствии пере- численных в п. 1—11 антисептиков может применяться для антисептиро- ^вания настилов, накатов и других деревянных конструкций, подсыхаю- щих в процессе эксплуатации
30—40 »
Продолжение табл. 1
Состав раствора Количество ве- щества на 100 л2 поверх- ности обраба- тываемой дре- весины (обмаз- кой или опры- скиванием за два раза) Температу- ра воды при изготовле- нии раство- ра в град. Продолжи- тельность изготовле- ния раство- ра в мин. Дополни- тельные указа- ния по изготовле- нию раствора Краткая характеристика антисепти- ческого раствора и его применение
№ п. п Антисептиче- ский раствор
Составные части Количество вещества на 100 л воды
13 10%-ный раствор желез- ного купороса Железный купорос 10,0 кг 6,0—8,0 кг 60-80 10-20 — Токсичность антисептика слабая. Применяется для дезинфекции гни- лой древесины, утеплителей при их удалении из сооружений, поражен- ных домовыми грибами
14 10%-ный раствор медно- го купороса Медный купорос 10,0 кг 6,0- 8,0 кг 69—80 10-20 — То же (п. 113). Медный купорос вызывает коррозию металлических частей
15 Хлорная известь Хлорная известь 1,2—2,0 кг _ — — Применяется только для дезинфек- ции грунта складских дворов и проч., путем посыпки из сосуда с сетча- тым дном
Примечание. При антисептировании древесины под штукатурку антисептиками,содержащими динитрсфенол, на поверхности штукатурки
могут появиться желтые пятна. Эти пятна можно удалить с помощью 1-процентного раствора серной кислоты
Маслянистые антисептики
Таблица 2
№ п.п Наименование антисептика Способ применения этих антисептиков Ориентировоч- ная норма рас- хода антисеп- тика Характеристика антисептика
1 Креозотовое каменно- Для пропитки при об- жиге деревянных частей, Высокотоксичный анти- септик. Имеет резкий за-
2 угольное масло Карболинеум- закапываемых в грунт При пропитке по спо- собу горяче-холодных ванн или под давлением При поверхностном ан- тисептировании путем обмазки кистями за 2— 3 раза (при влажности древесины не более 35%) 5—8 кг/м2 100-150 кг/м* 0,5—0,7 кг/м* пах, поэтому непригоден для антисептирования элементов деревянных конструкций, находящих- ся в жилых помещениях и т. п. (за исключением мелких деталей). Горюч
3 антраценовое масло Смолы древесная, ка- менноуголь- То же (п. I) Применяются для .об- То же (п. 1) То же Как антисептики очень
ная, торфяная и др. мазки элементов дере- вянных конструкций — слабые и применяются в целях гидроизоляции
Примечание. Не допускается применение маслянистых антисептиков в местах
возможного возникновения огня, вблизи печей, труб и т. п.
Таблица 3
Огнезащитные составы для поверхностной и глубокой пропитки древесины
и огнезащитные малярные покрытия
№ п.п Огнезащитные составы и покрытия (краски) Расход раство- ра или краски на 1 л2 обраба- тываемой поверхности Область применения
1 Состав для поверхностной пропитки (в процентах к весу раствора): фосфорнокислого ам- мония (100%-ного) . 20% сернокислого аммония (98%-ного) . . . 5% керосинового контакта 3% воды . . . 72% 1,1 кг/л2 Применяется для обработки дре- весины, защищенной от действия атмосферных осадков и смачива- ния водой (при добавке 3% по весу фтористого натрия защища- ет древесину от гниения)
2 Огнезащитная краска ПХВО
(доставляется в готовом виде) 0,60 , Применяется в качестве огне- защитного покрытия для незащи- щенных конструкций и сооруже- ний
3 Силикатная краска Применяется в закрытых поме-
«ск-хэм» 0,60 „ щениях Применяется для покрытия дере-
4 Огнезащитное покрытие «ХЛ» 0,70 , вянных кровель
5 Огнезащитное покрытие Применяется для огнезащиты
«БХЛ» 0,75 , древесно-волокнистых пористых
6 Состав для глубокой про- питки под давлением (в про- центах к весу раствора): фосфорнокислого ам- мония . . . .6% сернокислого аммония 14% фтористого натрия . 2,5% воды . . .77,5% 80—100 лгг/.ч3 плит Применяется для элементов кон- струкций в закрытых помеще- ниях (защищает древесину от гниения)
34*
531
Примечания: 1. Силикатная краска «СК-ХЭМ» и огнезащитные покры-
тия «ХЛ» и «БХЛ« доставляются в виде полуфабрикатов и готовятся на месте
работ по прилагаемой к составам инструкции.
2. Приведенные в таблице составы по согласованию с органами пожарного
и санитарного надзора могут быть заменены другими, эквивалентными по огне-
защитным свойствам.
Таблица 4
Краткая характеристика свойств некоторых готовых огнезащитных покрытий (красок)
и веществ для огнезащитных составов
№ п.п Наименование вещества или покрытия (краски) Краткая характеристика Примечание
1 2 3 Аммофос Диаммоний фосфат (техничес- кий) Сернокислый аммоний (техни- ческий) ОСТ НКТП 2466 Порошкообразная смесь диаммо- ния фосфата (18%) с моноаммонием фосфатом (61%) Растворимость в воде 38% при тем- пературе 10°. Не горюч, не летуч, не гигроскопичен, не корродирует чер- ный металл Порошкообразный продукт. Содер- жание чистого вещества 92%, рас- творимость в воде 38% при темпе- ратуре 10°. Не горюч, не летуч, не гигроскопи- чен, не корродирует черный металл Порошкообразный продукт. Содер- жание чистого вещества 98%, рас- творимость в воде 43% при тем- пературе 10°. Не горюч, не летуч, не гигроскопичен, корродирует чер- ный металл Используется в соста- вах для поверхностной и глубокой пропитки под давлением То же Я
4 Керосиновый контакт ГОСТ 463-41 Вязкая жидкость, содержащая 40% сульфонафтеновых кислот. Удельный вес 1,1 при температуре 20° Легко растворяется в воде, не го- рюч, не летуч Используется в соста- ве, для поверхностной .'Пропитки
5 Краска .ПХВО- Атмосфероустойчивая краска, горю- чая, с запахом органических раство- рителей; при улетучивании раствори- телей дает негорючую пленку. В во- де не растворяется, не корродирует металл Технические условия на краску «ПХВО»: вязкость по вискозиметру ФЭ, сопло № 2 (при температуре 18° 22—30 сек.); эластичность (по шкале НИЛК) через 48 час. 1 мм; практическое высыхание при тем- пературе 18° не более 1 часа; прочность пленки на удар: плен- ка не должна разрушаться и отслаиваться при ударе грузом 1 кг с высоты 30—35 см; сухой остаток 35—40%; краска не должна быть сорной. После высыхания поверхность пленки должна быть ровной и не иметь отлипа. Изготовляется любого цвета
532
Продолжение табл. 4
№ п.п Наименование «
вещества или покрытия (краски) Краткая характеристика Прим ечание
Покрытие
,ХЛ‘
Негорючая краска, растворитель—
дихлорэтан, в воде не растворяется.
Технические условия на покрытие
«ХЛ »:
эластичность через 46 час. (по
шкале НИЛК) 1 мм;
прочность покрытия на удар че-
рез 48 час.: покрытие не должно
разрушаться при ударе грузом
1 кг с высоты 30 см;
полное высыхание покрытия
«ХЛ» при температуре 18—20°—
48 час.
Изготовляется серого
цвета и других темных
колеров
Силикатная
краска „СК-ХЭМ"
Покрытие
„БХЛ*
Негорючая краска, дает пленку
с повышенной устойчивостью к дей-
ствию углекислоты. Высыхание при
температуре 18° и относительной
влажности воздуха 70% не более
12 час.
Пастообразный продукт, разводи-
мый водой до малярной консистен-
ции; не горюч
Изготовляется разных
цветов, кроме белого
Состав черного цвета,
имеет антисептические
свойства
ЛИТЕРАТУРА
1954^ ^тРоительные нормы и правила (СНиП), ч. 1, II, III, Госстройиздат, М., 1955,
2. Нормы и технические условия проектирования деревянных конструкций (НиТУ
122-55). Госстройиздат, М., 1955.
3. Нормы и технические условия проектирования стальных конструкций
(НиТУ 121-55). Госстройиздат, М., 1955.
4. Инструкция по проектированию и изготовлению клееных деревянных конструк-
ций и строительных деталей (CH 11-57). Госстройиздат , М., 1958.
5. Указания по проектированию деревянных конструкций временных зданий и со-
оружений (У 108-55). Госстройиздат, М., 1955.
6. Инструкция по защите от гниения, поражения дереворазрушающими насекомыми
и возгорания деревянных элементов зданий и сооружений (И 119-56). Госстройиздат,
М., 1957.
7. Технические правила по экономному расходованию металла, леса и цемента
в строительстве (ТП 101-57). Госстройиздат, М„ 1957.
8. Противопожарные нормы строительного проектирования промышленных пред-
приятий и населенных мест (Н 102-54).
9. Министерство строительства. Техническое управление. Альбом «Металлодере-
ТЧ6-52
вянные клееные сегментные фермы заводского изготовления
МСПТИ •ГосстР°йизДат>
1954.
1'0. Минтяжстрой. Типовые детали зданий. Покрытия. Госстройиздат, М , 1947.
11. Главстройдеталь. Проектно-конструкторская контора «Индустройпроект». Дере-
вянная парашютная вышка высотой 25 м. Строительная часть. Типовая парашютная
вышка высотой 25 м. Механическая часть. М., 1953.
12. СССР. Государственные стандарты. Пиломатериалы и заготовки. М., 1958.
13. СССР. Государственные стандарты. Строительные детали. М., 1957.
14. Лесоматериалы круглые хвойных пород, применяемые без продольной распилов-
ки (ГОСТ 4533-48).
15. Фанера клееная (ГОСТ 3916-55).
16. Балки деревянные клееные рельсовидного и двутаврового сечений. Нормаль
(HP 156-53). Минстрой.
17. Единые районные единичные расценки на строительные работы. Отдел VII.
18. Ценник № 1 средних районных сметных цен на материалы, детали и конструк-
ции, ч. II. Строительные конструкции и детали. Госстройиздат, М., 1956.
19. К а р л с е н Г. Г., Большаков В. В., Каган М. Е., С в е н ц и ц к и й Г. В.
Деревянные конструкции. Стройиздат, М_, 1952.
20. Карлсен Г. Г., Фоломин А. И., Знаменский Е. М._ Силин В. Н.,
Лапшин К. С., Н о р о в с к и й В. И., Филимонов И. С. Методы и примеры про-
ектирования деревянных конструкций. Изд. ВИА, М., 1954.
21. Иванин И. Я. Примеры проектирования и расчета деревянных конструкций.
Госстройиздат, М., 1957.
22. Отрешко А. И. Справочник проектировщика. Деревянные конструкции. Гос-
стройиздат, М., 1957.
534
23. Губенко А. Б. Клееные деревянные конструкции в строительстве. Госстрой-
издат, М., 1957.
24. И в а н о в В. Ф. Деревянные конструкции. Госстройиздат, М.-Л., 1956.
25. Павлов А. П. Деревянные конструкции и сооружения. Гослесбумиздат, Л.,
1955. —
26. Кондратьев Л. А. Основы проектирования и примеры расчета деревян-
ных мостов. Автотрансиздат, М., 1959.
29. Иванов В. А. Соединение с листовым шарниром на нагелях. Сборник науч-
ных трудов КИСИ. Гостехиздат УССР, К., 1951.
28. Справочник инженера-проектировщика промсооружений, т. II. Госстройиздат,
М.-Л., 1934.
29. Шерман Л. Н., О в с я н к и н В. И., Ф р е н к е л ь П. М. Ограждающие кон-
струкции из асбестоцементных листов промышленных зданий, 1952.
СОДЕРЖАНИЕ
Стр.
Предисловие .................................................................................. 3
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ И МЕТОДЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Глава I
Основные нормативные положения
§ 1. Область применения деревянных конструкций....... 5
§ 2. Материалы деревянных конструкций....................................................... 5
§ 3. Расчетные характеристики материалов....... 9
§ 4. Основные расчетные положения...........................................................13
§ 5. Расчет элементов конструкций ...... 15
Изгибаемые элементы......................................................................15
Растянутые и растянуто-изгибаемые элементы...............................................18
Центрально сжатые элементы...............................................................18
Сжато-изгибаемыс и внецентренно-сжатые элементы..........................................23
Особенности расчета гнутых элементов ................................................... 24
§ 6. Соединения элементов деревянных конструкций...25
Общая характеристика соединений .........................................................25
Соединения на клею ......................................................................26
Соединения на нагелях .................................................................. 29
Соединения на врубках и призматических шпонках ......................................... 36
Соединения на гвоздях, работающих на выдергивание .... 43
Соединения на шайбах, работающих на сдвиг................................................44
Соединения на растянутых металлических связях............................................44
Глава II
Основные конструктивные решения
§ 7. Формы несущих конструкций.......46
§ 8. Несущие элементы ограждающих конструкций...............................................47
Настилы и обрешетки....................................................................47
Дощатые и фанерные щиты...............................................49
Цельные балки .................................................54
Прогоны 55
§ 9. Составные балки. 56
Общие указания...........................................................................56
Клееные балки................................................... . 57-
Балки на пластинчатых нагелях и призматических шпонках ... 65
Двутавровые балки на гвоздях с перекрестной стенкой .... 67
§ 10. Цельные и составим : стойки.............................................................69
536
Стр.
§ 11. Стропильные фермы - • ,.......................................73
Общие указания...................................................... 73
Металлодеревянные фермы...............................................'7
Фермы на лобовых врубках..............................................“2
Фермы на шайбах и нагелях.............................................82
Сегментные фермы на гвоздях.......................................
$ 12у Арочные конструкции..................................................88
Общие указания.................................................. • 88
Треугольные арки из брусьев...........................................89
Криволинейные дощатые арки на гвоздях 91
Клееные арки. .............................................. 92
§ 13. Кружально-сетчатые своды......................93
§ 14. Башенные конструкции..............................97
Глава III
Методика проектирования деревянных конструкций
§ 15. Исходные данные для составления проекта................................102
§ 16. Требования, предъявляемые к конструкциям, и факторы, влияющие на вы-
бор конструктивного решения...................................................102
Требования, предъявляемые к несущим конструкциям зданий и сооружений 102
Факторы, влияющие на выбор конструктивного решения здания или соо-
ружения ................................................105
§ 17. Разработка вариантов схем несущих конструкций...........................106 V'
§ 18. Технико-экономическое сравнение вариантов конструктивного решения . 109
Глава IV
Защита деревянных конструкций от гниения, возгорания и поражения
дереворазрушающими насекомыми
T9. Конструктивная защита от гниения и возгорания .......................112
§ 20. Химическая защита деревянных конструкций от гниения .... 111
Антисептики'и область их применения..................................114
Антисептирование деревянных элементов .............................. 115
§ 21. Огнезащитная обработка деревянных конструкций.....................119
§ 22. Энтомологические разрушители деревянных конструкций и меры борьбы
с ними ..............................................124
5 Меры борьбы с дереворазрушающими насекомыми.........................125
ПРИМЕРЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИИ
Глава V
Перекрытия и покрытия зданий
Пример 1. Балки междуэтажного перекрытия: клееные из досок (вариант I);
брусчатые цельные и составные на пластинчатых нагелях (вариант II) . 127
Пример 2. Двухскатные составные балки покрытия: клееные многослойные
(вариант I); дощато-гвоздевые с перекрестной стенкой (вариант II) . . 146
Пример 3. Трехшарнирная арка покрытия: из балок на пластинчатых нагелях
(вариант I); из клееных блоков (вариант II) ..... . 081/
П р и_м.е р.„.4. Трехшарнирная клееная арка покрытия....................
Пример 5. Треугольная бревенчатая ферма покрытия с подвесным потолком 2Та
Пример 6. Треугольная металлодеревянная ферма покрытия: с верхним поя-
сом на пластинчатых нагелях (вариант I); с верхним поясом из клееных
блоков (вариант II) ................................................ -'2
Пример 7. Пятиугольная брусчатая ферма покрытия ............................2-х
П р и м е р 8. Сегментная клееная ферма покрытия.........................
Пример 9. Полигональная бревенчатая ферма покрытия (с листовыми шар-
нирами в узлах) .... .....................
Пример 10. Полигональная брусчатая ферма покрытия...........................-Ho
Пример 11. Кружально-сетчатый свод - . . "•
537
Глава VI
Здания и сооружения
Пример 12. Трехшарнирная рама складского здания: из бревен, (вариант I);
из клееных блоков (вариант II)................................395
Пример 13. Двухшарнирная рама с решетчатыми стойками для промышлен-
ного здания...................................................434
Пример 14. Парашютная вышка...............................................451
ПРИЛОЖЕНИЯ
Стр.
Приложение 1. Нормативные и расчетные нагрузки и коэффициенты пере-
грузки .......................................................... 496
Приложение 2. Снеговые нагрузки 498
Приложение 3. Ветровые нагрузки .501
Приложение 4. Сортамент пиломатериалов хвойных пород для деревян-
ных конструкций....................................................503
Приложение 5. Объем одного бревна в л3 с учетом нормального сбега . 504
Приложение 6. Геометрические характеристики сечений сортамента пило-
материалов хвойных пород ......................................... 505
Приложение 7. Геометрические характеристики круглых сечений . 508
Приложение 8. Геометрические характеристики поперечного сечения бре-
вен, опиленных на один кант........................................509
Приложение 9. Геометрические характеристики поперечного сечения бре-
вен, опиленных на два и четыре канта...............................510
Приложение 10. Геометрические характеристики поперечных сечений раз-
лично опиленного круглого лесоматериала (бревен, пластин
и лежней) ........................ . . . 511
Приложение 11. Размеры хорд а в см и площадей сегментов F в см2 в
круглых сечениях для различных глубин врезок . . 512
Приложение 12. Болты и тяжи ...................................517
Приложение 13. Вес 1000 шт. глухарей в кг.......................518
Приложение 14. Изоляционные материалы для ограждающих конструкций
промышленных и гражданских зданий .... 519
Приложение 15. Общие данные для проектирования кровель . . . 521
гт тг г» /макс
приложение 16. Расчетные моменты М и относительные прогибы —-— для
основных расчетных схем деревянных настилов, обреше-
ток, балок и прогонов...................................522
Приложение 17. Расчетная несущая способность стального цилиндриче-
ского нагеля в кг на один срез при направлении усилия
вдоль волокон сосновых и еловых элементов, защищен-
ных от увлажнения и нагрева ... ... 524
П р. п ложе н и е 18. Расчетная несущая способность гвоздя в кг на один срез
при направлении усилия под любым углом к волокнам
сосновых и еловых элементов, защищенных от увлажне-
ния и нагрева .....................................................525
Приложение 19. Расчетная несущая способность дубового цилиндрического
нагеля в кг на один срез при направлении усилия вдоль
волокон сосновых и еловых элементов, защищенных от
увлажнения и нагрева .....................................................526
Приложение 20. Основные средства защиты древесины .... 527
Литература................................................. . . 534
Вениамин Александрович Иванов, Леонид Петрович Куницкий, Леонид Иванович Кор-
маков, Петр Никанорович Гудков, Никита Сысоевич Примак, Василий Иванович Брян-
цев, Павел Иванович Сикало, Григорий Михайлович Носов.
ДЕРЕВЯННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
(Примеры расчета и конструирования)
Редакторы И. Лукашенко, К. Бергер, И. Резниченко
Технический редактор Е. Зеленкова
Корректор Р. К а ц и с
БФ 01683. Сдано в набор 18.III-1959 года. Подписано к печати 23.11-1960 года.
Бумага 70Х 1081/1б=16,875 бумажных, 46,23 печатных, 46 учетно-издательских листов.
Тираж 12 000 Цена 17 руб. 10 коп. Зак. 409
Государственное издательство литературы по строительству и архитектуре УССР,
Киев, Владимирская, 24.
Типография Госстройиздата УССР, Киев, Выборгская, 84.
ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стр. С;рок.’1 11апсч;пано Следует читать
221 15 снизу 4500 кгсм 1 • 1,1 • 130 60 4500 кгсм < 1-1,1-130-60
450 2 сверху 4760 кгсм 14760 кгсм
451 22 снизу Длина верхней стойки Длина верхней части стойки
491 22 сверху Сои = Сфунд+ ^гр “ фунд ^б 1 гр * Ъ’Р °ОГ1 = °фунд -1“ °гр = _ I/ v V 4 V * фупд - - о-’' гр 7гр
Зак. 409