ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
А. И. Кикин, А. А. Васильев, Б. Н. Кошутин, Б. Ю. Уваров, Ю. Л. Больберг
ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Под редакцией д-ра техн, наук, проф. А. И. Кикина
2-е издание, переработанное и дополненное
ББК 38.54 П 42
УДК 69.059.4 : 725.4
Печатается по решению секции литературы по строительной физике и конструкциям редакционного совета Стройиздата.
Рецензент — проректор Макеевского ИСИ Е. В. Горохов
Издание 1-е вышло в 1969 г. под загл.: Кикин А. И., Васильев А. А., Кошутин Б. Н. Повышение долговечности металлических конструкций промышленных зданий.
Повышение долговечности металлических кон-11 42 струкций промышленных зданий / А. И. Кикин, А. А. Васильев, Б. Н. Кошутин и др.; Под ред. А. И. Кикина.—2-е изд., перераб. и доп.— М.: Стройиздат, 1984, —301 с., ил.
Обобщены результаты экспериментальных исследований металлических конструкций зданий н сооружений, особенностей эксплуатации н нагрузок; предложены мероприятия по повышению надежности и долговечности строительных конструкций; даны рекомендации по со вершенствованию нормирования силовых воздействий, методика освидетельствования н усиления конструкций и рекомендации по их технической эксплуатации.
Для инжеиерно-техиических работников проектных, иаучно-иссле- ч довательских организаций и служб эксплуатации промышленных зданий.
3202000000—245
П -----------------13—84
047(01)—84
ББК 38.54
6С4.05
Светлой памяти дорогого учителя Николая Станиславовича Стрелецкого посвящают авторы эту работу
ПРЕДИСЛОВИЕ
Задача снижения металлоемкости и повышения эффективности строительных металлических конструкций приобретает все большее значение в свете принятых XXVI съездом КПСС Основных направлений экономического и социального развития СССР на 1981 —1985 годы и на период до 1990 года.
Среди многих путей решения этой задачи находится и повышение долговечности и надежности металлических конструкций промышленных зданий — самых металлоемких строительных конструкций. Повышение объемов производства, его интенсификация, увеличение технологических воздействий предъявляют к конструкциям повышенные требования, которые необходимо учитывать при их проектировании, изготовлении, монтаже и эксплуатации.
Со времени выхода 1-го издания книги прошло более 10 лет. За это время введены в эксплуатацию объекты, создание которых осуществлялось в соответствии с современными нормативными и техническими требованиями, с использованием новых материалов и конструктивных форм. Существенно изменилась и технология изготовления строительных металлоконструкций.
Во 2-м издании книги на основе комплексных натурных обследований и экспериментальных исследований обобщен опыт проектирования, строительства и эксплуатации конструкций цехов и даются рекомендации по повышению их надежности и долговечности.
Использование методов математической статистики позволило разработать обоснованные рекомендации по нормированию нагрузок, классификации дефектов и повреждений, учету эксплуатационных воздействий на несущую способность конструкций. Впервые приведены результаты исследований по воздействию на конструкции подвесных кранов.
1* Зак. 121
- 3 —
Материалы книги о действительной работе конструкций обобщают исследования последних лет. Представляют интерес поиски новых конструктивных форм подкрановых балок и других конструкций, обеспечивающих повышение их долговечности.
В книге даны рекомендации по учету агрессивности среды при выборе материала, конструктивной формы, объемно-планировочных решений, а также при оценке несущей способности, долговечности и надежности конструкций.
Большое внимание обращено на освидетельствование конструкций и их усиление, что является определяющим при реконструкции объектов и позволяет увеличить срок эксплуатации каркасов зданий.
Рекомендации по эксплуатации конструкций направлены на увеличение межремонтных сроков, сокращение эксплуатационных расходов и повышение долговечности зданий.
В целях максимального освещения результатов новых исследований во 2-м издании не помещены многие материалы, с которыми можно ознакомиться по 1-му изданию книги.
Предисловие, пп. 1.3, П.8, IV. 1 написаны А. И. Идкиным. Им же совместно с Ю. Л. Больбергом написаны пп. V.2, 3, совместно с А. А. Васильевым и Б. Ю. Уваровым — пп. III.1, 2, 4, 5. Ю. Л. Больбергом написаны пп. V.1, 4, 5, 6. А. А. Васильевым и Б. Ю. Уваровым написаны пп. IV.3, IV.6 и гл. VII. Б. Н. Кошутиным написаны пп. 1.1, 2; II.1— 5, 7, 9—11; Ш.З, IV.2, VI.1, 2, 4, 5, 7. Б. Ю. Уваровым — 11.6 и VI.3.
Глава I. ИССЛЕДОВАНИЕ И ПРОГНОЗИРОВАНИЕ НАДЕЖНОСТИ И ДОЛГОВЕЧНОСТИ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
КАРКАСОВ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИИ
1.1. ОБЩИЕ ПОНЯТИЯ О НАДЕЖНОСТИ И ДОЛГОВЕЧНОСТИ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Несущие строительные конструкции промышленных зданий в отличие от станков и оборудования почти не подвержены моральному износу. Конструкции эксплуатируются десятки лет, и вопрос о их надежности и особенно долговечности достаточно важен, а длительный срок эксплуатации конструкций заметно осложняет прогнозирование надежности и долговечности, делая этот вопрос весьма сложным. Большинство конструкций не требует какой-либо модернизации за весь срок эксплуатации, но иногда в связи с модернизацией производства, размещенного в здании, для обеспечения надежности и повышения долговечности необходима реконструкция (усиление) несущих элементов каркаса.
Учитывая, что строительные конструкции составляют значительную часть основных фондов производства, исследование их качества во время эксплуатации имеет важное народнохозяйственное значение.
Надежность строительных конструкций обеспечивается качеством проектирования (и норм проектирования), материалов, изготовления, монтажа и условиями эксплуатации. Качество может быть представлено в виде многомерного пространства качества, след поверхности которого при пересечении его плоскостью показан на рис. 1.1.
ГОСТ 13377-75 «Надежность в технике. Термины и определения» называет надежностью «свойство изделия выполнять заданные функции, сохраняя свои эксплуатационные показатели в заданных пределах в течение требуемого промежутка времени или требуемой наработки», а долговечностью—«свойство сохранять работоспособность до предельного состояния с необходимыми перерывами для технического обслуживания и ремонтов». Нарушение работоспособности называется отказом, а отклонение от хотя бы одного требования технических условий — неисправностью. Надежность численно оценивается вероятностью безотказной работы (и др. показателями), а долговечность — ресурсом или сроком службы.
При проектировании качество прогнозируется, т. е.
Рис. 1.1. Следы пространств качества и состояний
можно представить проектное пространство качества 1. Отклонения от прогнозов, возникшие в силу несовершенства норм проектирования, а также в связи с изменчивостью свойств материалов, качества изготовления и монтажа, приводит к тому, что начальное пространство 2 отличается от проектного. Эти два пространства не зависят от времени, но их объем должен учитывать
прогнозируемую долговечность. Накопление повреждений в сооружениях происходит из-за неблагоприятных механических и химических воздействий, и пространство качества сжимается. Эксплуатационное качество 3 переменно во времени и изменяется при ремонтах. Внутри этих пространств находится пульсирующее пространство состояния 4, по-
верхность которого зависит от внешних воздействий в данный момент времени. Пересечение поверхностей эксплуатационного качества и состояния 5 является отказом или
неисправностью (которую иногда называют частичным отказом). Координатные оси пространств не равноценны с точки зрения пересечения поверхностей по их направлению. Пересечения могут приводить к авариям, к прекращению
эксплуатации с капитальным ремонтом, к затруднению эксплуатации, к появлению мелких дефектов и неисправностей, устраняемых при текущих ремонтах. Сокращение объема проектного пространства качества, обеспечивающее экономию средств на возведение здания и сооружений, возможно до полного совпадения поверхности проектного качества и поверхности, описывающей наибольший за срок эксплуатации объем пространства состояния.
Анализ надежности реальных сооружений и даже их расчетных схем достаточно сложен. Например, при загру-жении расчетной схемы поперечной рамы каркаса пром-здания может возникать большое число различных неисправностей и несколько путей появления отказа.
Первый вид неисправности — достижение предела несущей способности и потеря устойчивости одной из колонн (/ на рис. 1.2). Вероятность появления этой неисправности зависит от геометрических характеристик колонны (с учетом их случайных отклонений) и напряженного состояния колонны, которое будет случайным. После потери устойчивости система, теоретически оставаясь геометрически
/ zeszszs /
IMIMUMIMI
Рис. 1.2. Возможный путь к отказу цепи из двух элементов
а, б — уровни надежности колонны н фермы; в, г — изменение загрузки фермы и колонны; з, 1, О — неисправности и отказ; /—5 — виды неисправностей
неизменяемой, будет еще работоспособной. Однако усилия в других элементах при этом резко возрастут, и это приведет к отказу всей системы (рис. 1.2, в).
Второй вид неисправности — образование шарниров пластичности в жестких узлах рамы (2, 3 на рис. 1.2). Вероятность этих отказов зависит от конструкции узлов, материала, качества изготовления и монтажа, интенсивности их загружения. При этих неисправностях система может еще сохранять работоспособность до появления новых неисправностей.
Третий вид неисправностей — потеря несущей способности стержнями сквозного ригеля из-за потери устойчивости, достижения предела текучести или разрушения присоединения к фасонке. Вероятность этих неисправностей зависит от геометрических характеристик сечений, статистических характеристик стали и в значительной степени от начальных искажений формы стержней (искривления, отсутствия центраций и т. п.). Возможные последовательности от исправной конструкции И к отказу О показаны на рис. 1.2, в.
Каждому из возможных путей соответствует своя вероятность. При анализе надежности системы ее обычно представляют в виде цепи последовательно и параллельно соединенных элементов. При последовательном соединении выход из строя одного элемента эквивалентен отказу всей системы. При параллельном соединении предполагается,
что хотя бы один из элементов будет работать и выходу из строя всей системы будет соответствовать отказ всех элементов, в нее входящих (пример — жирная линия на рис. 1.2, в). При известных вероятностях безотказной работы элементов достаточно просто можно определить вероятность безотказной работы всей системы (особенно если элементы независимы).
При оценке надежности строительных конструкций решение усложняется тем, что загрузка элементов, параллельно соединенных, как правило, зависима, а выход из строя одного из элементов изменяет загрузку других. Если рассмотреть систему, состоящую всего из двух параллельно соединенных элементов, то могут появиться достаточно различные случаи работы системы. Например, на рис. 1.2, б показано одно из возможных поведений системы колонна — ферма при пути к отказу И — 3—1 — О. При образовании пластического шарнира в кривой загрузки колонны появляется скачок. Если при скачке кривая загрузки колонны не достигает уровня надежности колонны, то система остается работоспособной, но кривая загрузки колонны изменяет закономерность. Пластический шарнир в дальнейшем может закрыться и система будет работать до тех пор, пока скачок в загрузке колонны не достигнет уровня надежности.
После достижения предельного уровня загрузкой элемента 1 система остается еще геометрически неизменяемой, но при этом загрузка фермы настолько возрастет, что с этим остатком несущей способности можно не считаться, т. е. считать вероятность безотказной работы элемента 5 равной нулю.
Таких путей, как было показано выше, может быть много, но, в принципе, можно перебрать все возможные пути пересечения поверхностей качества и состояния (в том числе не только с точки зрения прочности и устойчивости) и, зная условные вероятности отказа при каждом из возможных случаев, вычислить полную вероятность отказа системы.
Даже анализ плоской расчетной схемы с точки зрения прогнозирования надежности — весьма сложная задача, требующая умения оценить состояние этой системы в любой момент времени. Действительные конструкции значительно сложнее, чем их расчетные схемы, так как в цепи элементов включаются и связи между плоскими системами, и ограждающие конструкции, а на действительное состояние влияет очень много различных факторов. Это затрудняет использование вероятностного метода расчета,
при котором сооружение считается надежным, если вероятность пересечения пространств качества и состояния не превышает какой-то заданной величины и заставляет в инженерной практике прибегать к упрощенным способам оценки и прогнозирования надежности, к так называемым методикам расчета.
Проблема оценки надежности зданий и сооружений возникла в древнейшие времена, в период начала строительства простейших жилищ. Достаточно долго она решалась методом проб и ошибок. Только с XV в. начались попытки аналитически прогнозировать надежность отдельных элементов сооружений (Леонардо да Винчи—опыты по определению прочности некоторых конструкций и строительных материалов; Галилео Галилей — попытки аналитически установить размеры сжатых, растянутых и изгибаемых элементов; Кулон — решение задачи о предельном равновесии подпорных стенок и др.). Только в начале XIX в. Навье в книге о сопротивлении материалов предложил достаточно общий критерий оценки надежности несущих конструкций. Конструкция считалась надежной, если ни в одной ее точке напряжение не превысило рабочего (безопасного). Впоследствии достаточно низкие рабочие напряжения были заменены более высокими, названными допускаемыми. Метод допускаемых напряжений полностью сформировался к 30-м годам нашего века. Надежность в этом методе оценивалась по формуле
п
) = °Усл< Н =	. (I I)
i=l
где а, Р — геометрические факторы конструкции и сечения; Р — нагрузка; k — коэффициент запаса; пс,, — коэффициент сочетания.
Здесь надежность считалась обеспеченной, если некоторое условное (в том числе и с учетом продольного изгиба) напряжение ни в одной точке конструкции не превысило допускаемого [о]. В этом методе было заложено много различных допущений. Так, коэффициенты а определялись с помощью упрощенных (расчетных) схем, использовался принцип независимости действия сил, работа конструкции до достижения оПред считалась упругой, нагрузки и их сочетания определялись детерминистически. Несколько произволен был и выбор решающего фактора для приведения функции к условному напряжению, т. е. выбор той или другой теории прочности. Недостатки метода привели к тому, что начались попытки изменить основные предпосылки расчета. Эти работы можно подразделить на три направ
ления: 1) теоретическое решение задач для упругопластических материалов; 2) изучение распределения внутренних усилий при разрушении (без изучения предыдущей работы конструкции); 3) учет того объективного фактора, что свойства материалов, нагрузки и другие расчетные факторы— случайные величины и функции.
Первое направление привело к созданию теории пластичности, второе — к разработке нового подхода к оценке надежности. Нормы 1938 г. регламентировали расчет железобетонных и каменных конструкций по разрушающим нагрузкам, т. е. сооружение или конструкция считались надежными, если ни в одном из сечений не достигнуто предельное равновесие (вводился и некоторый запас). Наконец, работы третьего направления были посвящены сбору данных (и их анализу) о изменчивости свойств материалов, нагрузок и других факторов, влияющих на надежность. Работы второго и третьего направлений привели к тому, что первое издание СНиП (1954 г.) ввело методику расчета по предельным состояниям, по которой конструкция считается надежной, если не достигнуто ни одно из возможных предельных состояний. В настоящее время по методике предельных состояний проектная надежность оценивается по формуле
п
; (пс^\	=	=	(1-2)
i = 1
где Оусл — условное напряжение (или перемещение); п, пс — коэффициенты перегрузки и сочетаний; т, /<„ — коэффициенты условий работы и надежности; kM — коэффициенты безопасности по материалу; RB — нормативное сопротивление материала (или нормативное перемещение).
Значительная часть предпосылок и допущений метода расчета по допускаемым напряжениям осталась и в методике расчета по предельным состояниям, но введение системы коэффициентов способствует тому, что конструкции при достаточной их надежности становятся менее материалоемкими. Коэффициенты методики определяются с учетом случайной изменчивости расчетных факторов, и с этой точки зрения методику расчета конструкций по предельным состояниям часто называют полувероятностной.
Решения задач теории надежности, приведенные в книге, выполнены в линейной постановке, т. е. рассмотрено в основном поведение конструкций в направлении одной из координатных осей пространств качества и состояния. Это позволяет приближенно оценить надежность, выявить
Некоторые резервы долговечности и уточнить расчет кон-струкций по методике предельных состояний. В более общей постановке, при которой еще трудно получить много практических результатов, решения задач теории надежности приводятся в [11, 96].
1.2.	СПОСОБЫ УВЕЛИЧЕНИЯ НАДЕЖНОСТИ И ПОВЫШЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ КОНСТРУКЦИЙ КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Универсальный способ увеличения надежности и повышения долговечности любой строительной конструкции — увеличение расхода материалов для изготовления несущих конструкций и ограждений с правильным распределением его между отдельными элементами. Однако этот способ нельзя считать приемлемым, особенно для таких сооружений, как промышленные здания. Поэтому основными способами являются: повышение качества материала, совершенствование методов расчета и норм проектирования, повышение качества изготовления и монтажа конструкций и, наконец, технически грамотная эксплуатация, предупреждение, выявление и своевременная ликвидация различных неисправностей. Многоплановая проблема повышения долговечности строительных конструкций решается многими разделами строительной науки. Авторы книги поставили перед собой узкую и малоизученную задачу: выработать предложения по улучшению конструктивной формы элементов каркаса промышленных зданий и методов их расчета с учетом действительных условий загружения и особенностей эксплуатации для увеличения срока службы каркаса.
При проектировании конструкций используется расчетная модель, прогнозирующая надежность и долговечность конструкций. Эта модель должна учитывать реальные закономерности нагрузок и воздействий, возможность появления больших нагрузок за длительный срок эксплуатации, воздействия агрессивной среды. Во время эксплуатации возможны и перегрузки. Если эти перегрузки связаны с нарушением технических условий по изготовлению или монтажу конструкций, они безусловно расчетом не учитываются. То же самое можно сказать и о случаях нарушения правил эксплуатации. Однако нагрузки и воздействия, иногда являясь случайными процессами, могут превышать нормативные значения, к это должно учитываться в математической модели каркаса промышленного здания. Должна учитываться и возможность появления во время экс
ПлуатаЦий дефектов й повреждений. Дефекты и Повреждения, вызванные грубым нарушением технических условий изготовления и монтажа или нарушением правил эксплуатации, не должны учитываться расчетом. Некоторые дефекты и повреждения не превышают допусков, но неблагоприятно сказываются на надежности и долговечности, и поэтому для повышения долговечности должны моделироваться при расчете. Необходимость оценить опасность дефектов и повреждений требует исследования действительной работы конструкций в условиях эксплуатации, т. е. часто с наличием искажения геометрической формы, а также дефектов и повреждений.
Решение всех этих задач необходимо для совершенствования методики расчета по предельным состояниям и для внедрения вероятностных методов расчета, более полно отражающих объективные условия действительной работы строительных конструкций в условиях эксплуатации. Таким образом, для повышения и прогнозирования долговечности каркасов промышленных зданий без увеличения материальных затрат на их возведение необходимо более полно изучить и использовать при проектировании особенности их эксплуатации, т. е. особенности нагрузок (особенно от мостовых кранов), характерные дефекты и повреждения, их влияние на снижение несущей способности конструкций и узлов каркаса, влияние агрессивных сред. При эксплуатации необходимо периодическое освидетельствование конструкций и при недостаточной несущей способности (из-за повреждений или увеличения нагрузок при модернизации производства) становится необходимым усиление элементов и узлов каркаса.
1.3.	ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ КОНСТРУКЦИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Основное требование эксплуатации конструкций каркаса промышленных зданий — обеспечение бесперебойной и безаварийной работы цехов без простоев из-за дефектов и повреждений конструкций. Например, простой мартеновской печи в течение одной недели ведет к убыткам, превосходящим стоимость строительных конструкций цеха.
Результаты обследования большого числа цехов позволили выявить основные особенности эксплуатации, существенно влияющие на работоспособность и долговечность конструкций зданий.
Одной из них является тяжелый крановый режим цехов, в которых местные воздействия колес кранов вызы-
бают частые, систематически появляющиеся в первые же годы эксплуатации повреждения подкрановых конструкций, интенсивно развивающиеся с течением времени. Не менее существенную роль играет агрессивная по отношению к металлу газовлажностная общезаводская и внутрицеховая среда с большим количеством в атмосфере и внутри зданий пылевидных выносов, вызывающих коррозию конструкций. Отрицательно влияют на конструкции высокие температуры горячих цехов: конструкции чрезмерно нагреваются, а расположенные в непосредственной близости к тепловым агрегатам (в районах разливки, транспортирования и укладки горячего) даже коробятся.
Особенностями эксплуатации являются: воздействия отрицательных сезонных температур на конструкции открытых сооружений и зданий неотапливаемых цехов, вызывающих хрупкое разрушение металла в результате понижения его ударной вязкости и появления хладноломкости; повреждения конструкций разного рода механическими и ударными воздействиями мостовых кранов, завалочных машин и другого оборудования, а также ударами грузов, срывающихся с кранов, падающих с железнодорожных платформ, вагонеток и других транспортных средств.
Закономерная особенность производства (особенно металлургического) — увеличение производительности, совершенствование и интенсификация технологических процессов, приводящие к росту крановых нагрузок, к повышению режима их работы и теплового режима внутри цехов, к недостаточности площадей и габаритов зданий.
Своеобразны и специфичны нагрузки от снега и пылевидных выносов тепловых агрегатов, обильно осаждающихся на кровлях зданий, часто приводящих к значительной перегрузке ограждающих и несущих конструкций покрытий, к их деформации, а иногда и к обрушению конструкций.
Существенное влияние на состояние конструкций оказывает нарушение нормального режима работы и правил эксплуатации работниками производств, аппаратом смотрителя зданий и ремонтно-строительных цехов, несвоевременно и низкокачественно проводящих текущие и капитальные ремонты, а также реконструкцию и усиление конструкций.
Чтобы обеспечить безаварийную работу производств без нарушения ритма их работы, конструкции должны быть достаточно надежными. Кроме того, они должны обеспечивать возможность непрерывного развития производства.
Крановый режим. Мостовые краны являются основным видом транспортирования грузов в цехах. По характеру работы и ее интенсивности они делятся на краны легкого, среднего, тяжелого и весьма тяжелого режимов работы.
Краны легкого и среднего режимов работы являются ремонтными и монтажными; они работают в одну или две смены с небольшими загрузками. Краны тяжелого и весьма тяжелого режимов участвуют в технологическом процессе, работая напряженно, с большими скоростями, большой загрузкой, круглосуточно, без выходных дней.
Материалы обследований показывают, что режим работы кранов оказывает большое влияние на состояние подкрановых конструкций и что здания, так же как и краны, должны быть классифицированы по режимам работы кранового оборудования.
Наблюдения показывают, что степень загрузки подкрановых путей в цехах весьма различна и зависит от: 1) размера и положения грузов, перемещаемых кранами; 2) скоростей движения мостов, тележки и длины пути, на котором работают краны; 3) числа кранов, одновременно работающих в пролетах; 4) степени загрузки кранов в смену и от числа смен работы кранов в течение суток.
Режимы работы кранов и крановой нагрузки на подкрановые пути в известной степени родственны. Отличие заключается в том, что частота загрузки путей существенно возрастает с увеличением числа кранов в пролете и с числом смен работы кранов.
Если кран, работая одну смену в сутки, может считаться краном тяжелого режима работы по числу и продолжительности включений (например, более 40 п. в), то цех, в котором он работает одну или две смены, не может считаться цехом тяжелого режима, так как его подкрановые пути загружены меньше, чем при круглосуточной работе и при нескольких кранах.
В работе [49] на основе анализа данных обследования большого числа цехов черной металлургии показано влияние тяжелого кранового режима на состояние подкрановых конструкций. Это влияние сказывается на значительном сокращении сроков службы колес кранов, рельсов подкрановых путей и их креплений, на количестве повреждений подкрановых конструкций, общее число которых достигало 7 случаев на один объект, в то время как в цехах со средним режимом оно было 1,6 случая, в цехах с легким режимом — 0,1 случая. Кроме того, в ряде цехов с тяжелым режимом оказалась недостаточной поперечная и
продольная жесткость каркасов зданий и колонн открытых подкрановых эстакад.
В СНиП II. В-3-62 был введен учет тяжелого кранового режима для зданий заводов черной металлургии, оборудованных кранами тяжелого режима, а в нормах СНиП II. В-3-72 этот учет распространен на здания с кранами тяжелого или весьма тяжелого режимов, названными кранами особого режима, применяемых в металлургическом производстве. Поскольку на краны особого режима нет краностроительного ГОСТа, их следовало назвать кранами весьма тяжелого и тяжелого режимов металлургической промышленности, работающими круглосуточно.
Агрессивная среда. Второй весьма распространенной особенностью эксплуатации промышленных зданий является поражение стальных конструкций коррозией в агрессивной среде, оказывающей неблагоприятное влияние на долговечность и на сроки службы конструкций. Известно множество случаев коррозионных повреждений стальных конструкций промышленных зданий различных отраслей промышленности, приносящих большой ущерб народному хозяйству.
Основными причинами поражения конструкций коррозией являются: 1) нарушение требований и правил эксплуатации оборудования и коммуникаций, приводящих к концентрированным воздействиям агрессивных газов, паров и жидкостей на конструкции, неудовлетворительное решение и состояние систем вентиляции, аэрации и канализации, не обеспечивающих своевременное и надлежащее улавливание и удаление из помещений цехов и от сооружений агрессивных производственных отходов; 2) применение в конструкциях недостаточно стойких против коррозии материалов (стали СтЗ с низкой коррозионной стойкостью), а также использование противокоррозионных покрытий, не отвечающих степени агрессивности сред; 3) повреждение и несвоевременное восстановление лакокрасочных покрытий и других видов защиты стальных конструкций, а также отсутствие систематического наблюдения за состоянием покрытий.
Поражение стальных конструкций коррозией по характеру воздействий имеют две разновидности: 1) общие поражения коррозией — когда с течением времени конструкции в однородной агрессивной газовлажностной среде поражаются непрерывно с некоторой более или менее постоянной скоростью на значительной длине цеха; 2) местные поражения коррозией — когда под воздействием мест
ных агрессивных факторов поражаются отдельные узлы или части конструкций на участках сравнительно небольшой длины.
Общие поражения конструкций вызываются агрессивностью общезаводской среды, содержащей газы и пылевидные выносы от тепловых агрегатов, осаждающихся на кровлях зданий и на конструкциях сооружения, и агрессивностью внутрицеховой среды, содержащей сернистые, аммиачные, сероводородные и другие газы, а также пылевидные выносы, имеющие часто повышенную влажность с выделением водяного пара, а иногда (например, при травлении металла) с образованием кислых туманов, периодически заполняющих помещения при открытии травильных ванн.
Интенсивность протекания коррозионных процессов в ряде зданий и сооружений основных цехов заводов черной металлургии весьма различна. Исследования на одном из заводов показали, что поражение коррозией конструкций несущих покрытий основных цехов (сталеплавильных, прокатных и механических), занимающих около 70% площади завода, незначительно (0,5—0,7 мм/г); несколько большие скорости коррозии в пролетах печей прокатного цеха и в депо ремонта ковшей доменного цеха — 0,11 — 0,14 и еще большие — в галереях разливочных машин, в отделениях периодического травления металла (0,30— 0,41 мм/г); особенно значительны поражения покрытий аглофабрик (запроектированных в 30-х годах) —1,6 мм/г, где конструкции расположены близ ленты спекательного конвейера; поражение протекает очень быстро при плохом состоянии вытяжной вентиляции.
Значительные скорости коррозии наблюдаются в ряде сооружений открытых подкрановых эстакад, расположенных в различных местах территории завода, подвергающихся воздействиям заводской атмосферы (0,13 мм/г), и еще большие в ряде сооружений доменного цеха — подъездных железнодорожных эстакадах и эстакадах грануляции (0,21—0,87 мм/г).
Скорость коррозии 0,05—0,07 мм/г не опасна, так как толщина элементов конструкций к концу срока их службы (40 лет) уменьшается незначительно (на 2—2,5 мм), и для большей части конструкций сечением 10—12 мм ослабление сечений составит около 20—25%. Такое ослабление допустимо уменьшит коэффициент запаса прочности, учитывая большой срок их службы. Скорости коррозии от 0,1 мм/г и более опасны для конструкций, они уменьшают
их толщину и площадь сечений на 40—100% и выводят сооружения из строя.
Из несущих конструкций каркасов зданий наибольшим поражениям коррозией во всех средах подвергаются покрытия (стропильные и подстропильные фермы, прогоны, связи), имеющие относительно небольшие толщины и площади сечений, обычно из двух спаренных уголков с узкой, недоступной для повторной окраски щелью. В значительно меньшей степени поражаются коррозией подкрановые балки и колонны, имеющие большие толщину элементов сечений и более мощные площади сечений, ослабления которых относительно невелики при одинаковых уменьшениях толщин элементов. Большая стойкость колонн обусловливается, кроме того, вертикальным их положением, препятствующим оседанию на их поверхности производственной пыли. Местные поражения конструкций вызываются воздействиями на отдельные конструктивные элементы и узлы концентрированных (обильных) выделений газов и жидкостей из агрегатов, дыма от паровозов, паров воды, атмосферных осадков, проникающих внутрь цеха вследствие неисправности кровель и водостоков, влияния мокрого грунта на незащищенные конструкции и т. п. Характерным местным повреждением является, например, коррозия баз колонн при соприкосновении незащищенного металла с мокрым грунтом, через 3—5 лет выводящая из строя элементы базы на 100%.
Общим и местным поражениям коррозией подвергаются неутепленные кровли из волнистой стали, укладываемые по прогонам, широко применяемые в горячих металлургических цехах.
Данные многочисленных обследований кровель металлургических цехов показывают, что металлические кровли из волнистой стали выводятся коррозией из строя через 2—5 лет. Обследованиями выявлены весьма длительные сроки службы волнистых стальных кровель (до 25—30 лет) без существенных повреждений на ряде заводов и в цехах раздевания слитков и нагревательных колодцев, где благодаря большим избыткам тепла внутри цехов происходит быстрое испарение атмосферной влаги с поверхности кровель и они почти всегда сухие.
Недостатком стальных кровель, применяемых на металлургических заводах, является волнистость поверхности, затрудняющая удаление с них пылевидных выносов очисткой и ветрами. В пониженных поверхностях волн таких кровель пыль, прилипающая к металлу, удерживая на кровле вла
гу, вызывающую коррозию стали. Это подтверждается сравнительно большой стойкостью против коррозии кровель из плоских стальных листов толщиной 3—4 мм, применяемых в последние годы для зданий горячих цехов. После 6—10 лет эксплуатации такие кровли находятся в хорошем состоянии, без заметных повреждений.
Обследованиями выявлено влияние на сроки службы кровель недостаточной коррозионной стойкости обычной стали и малых уклонов кровель, затрудняющих смыв пыли с кровель дождями, и недостаточный уход за кровлями (удаление с них пылевидных выносов, повторная окраска стойкими лакокрасочными покрытиями и производство ремонтов) .
Температурные, механические и атмосферные воздействия. Стальные конструкции промышленных зданий подвергаются воздействиям высоких температур в горячих цехах, а также сезонным изменениям температур.
В металлургических цехах конструкции подвергаются лучистому и конвективному нагреву, а иногда и непосредственному воздействию расплавленного металла. Источниками, вызывающими нагрев конструкций, являются доменные, сталеплавильные и сталелитейные печи, конверторы и чугунолитейные вагранки, ковши с расплавленным металлом и шлаком, изложницы и литейные конвейеры с горячими слитками и рулонами, штабеля горячих блюмов и слябов на складах заготовок, прокатываемый и складируемый после прокатки металл и др.
Весьма высокому местному нагреву (до 400—600° С) подвергаются колонны, балки и настилы рабочих площадок сталеплавильных и доменных цехов, находящиеся в непосредственной близости к местам расположения сталеплавильных и шлаковых ковшей. Нагрев вызывает коробление и большие остаточные деформации конструкций при отсутствии надежных экранов [70].
Общему постоянному нагреву до 100—150° С подвергаются подкрановые конструкции, расположенные над сталеплавильными печами, а иногда, особенно при прогарах и обрушениях сводов, нагрев может значительно повышаться. Чтобы защитить балки от температурных воздействий, к ним подвешивают экраны из листовой стали, снижающие нагрев балок до 50—80° С и обеспечивающие их нормальную эксплуатацию.
Общему постоянному нагреву подвергаются также несущие и ограждающие конструкции покрытий и стен зда
ний сталеплавильных и прокатных цехов. Измерения [41] показали, что воздух вблизи конструкций нагревается до 50—150° С, нагрев же конструкций оказывается значительно меньшим благодаря высокой теплопроводности металла.
Таким образом, нагрев несущих и ограждающих стальных конструкций покрытий опасности не представляет, и повреждения их от нагрева в эксплуатации не наблюдается. Применение в Качестве ограждающих конструкций покрытий железобетонных кровельных плит оказывается нерациональным вследствие их нагрева до 70—100°С и разрушения от многократного импульсного нагрева (до 50 теплосмен за сутки), приводящего к короблению плит и расшатыванию структуры железобетона. Сезонные температуры вызывают продольные деформации конструкций. При наличии свободы перемещений в обычных случаях деформации гасятся, не вызывая существенных напряжений в элементах каркаса.
Однако в связи с увеличением длин отсеков, применением неразрезных подкрановых балок и с повышением жесткости подкрановых эстакад зданий отмечены случаи повреждений связей и узлов сопряжений их с колоннами.
Назрела необходимость исследования этих вопросов, тесно связанных с режимом внутрицеховых сред различных производств.
Механические воздействия на конструкции являются довольно распространенной особенностью производств, обусловленной весьма напряженной работой кранового и другого оборудования (имеющих, как правило, стесненные внутрицеховые габариты вследствие непрерывного увеличения производительности технологических агрегатов), а также нарушением правил технической эксплуатации. Вызываются эти воздействия кратковременными ударами по конструкциям мостовых кранов, завалочных машин и другого оборудования, а также ударами грузов.
Иногда во время разного рода ремонтных работ на конструкции сбрасывают детали оборудования, подвешивают к ним блоки и поднимают ремонтируемые части оборудования большого веса, на которые конструкции не рассчитаны. При прокладке новых сетей коммуникаций к конструкциям в недозволенных местах прикрепляют кронштейны, подвешивают к ним большое число трубопроводов, ослабляют сечения конструкций, вырезая отверстия для пропуска трубопроводов, а иногда удаляют мешающие при этом стержни решетки сквозных конструкций.
Повреждения от механических воздействий наблюда-
Лйсь в главных зданиях сталеплавильных Цехов, в зданиях шихтовых дворов и дворов изложниц, в зданиях раздевания слитков и миксерных отделений, нагревательных колодцев, складов заготовок и в других цехах с тяжелым режимом работы. Повреждениям подвергались главным образом колонны, их связи, стропильные фермы, прогоны и связи покрытий, тормозные конструкции подкрановых путей и их настилы, балки и настилы рабочих площадок.
Из атмосферных воздействий специфичной и наиболее опасной является снеговая нагрузка, приводящая часто к значительным перегрузкам несущих и ограждающих конструкций покрытий. Известны случаи не только значительных деформаций и повреждений конструкций, но и аварии цехов.
Совершенно не изучено увеличение плотности снега при наличии пылевидных выносов. Недостаточно изучено также подтаивание снега на тепловыводящих кровлях горячих цехов, когда снег тает, не достигая кровель.
В современных условиях, когда площади цехов многих крупных заводов исчисляются сотнями тысяч и даже несколькими миллионами квадратных метров, удаление отложений снега и пыли с кровель может быть решено успешно лишь с применением средств механизации и гидросмыва. Эта задача еще не четко поставлена и не решена.
Воздействия ветровой нагрузки на конструкции промышленных одноэтажных зданий не являются опасными вследствие сравнительно небольшой высоты большинства зданий (порядка 30 м) и защищенности их окружающей застройкой.
Увеличение производительности цехов. Закономерной особенностью многих производств является непрерывное увеличение производительности действующих цехов. Оно идет по трем направлениям: укрупнение агрегатов, интенсификация их работы и замена морально устаревшего оборудования более производительным и совершенным оборудованием.
Первые два направления развиваются главным образом в цехах, имеющих крупное стационарное оборудование (доменные и сталеплавильные печи, прокатные станы), замена которого новым исключается. Укрупнение агрегатов идет постоянно, увеличиваются объемы печей и конверторов, объемы и число разливочных ковшей, грузоподъемности и число кранов, завалочных машин. Примером может служить укрупнение сталеплавильных печей ряда мартеновских цехов (построенных в 30-х годах): вместимость
Печей за 20 лет эксплуатаций возросла со 150 до 450 т; выпуск металла увеличился более чем вдвое. Интенсификация производства осуществляется ускорением процессов переработки материалов, применением более совершенной технологии и введением ускорителей. В сталеплавильном производстве совершенствование технологии и интенсификации производства достигается в результате применения в качестве топлива природного газа, кислорода в факел и ванну печи. В результате реализации этих мероприятий производительность сталеплавильных цехов за 20 лет увеличилась примерно в 4 раза. Прямым следствием столь значительного увеличения производительности является недостаточность площадей и габаритов зданий для разливки стали, загрузки печей, утяжеление режима работы кранов, увеличение их грузоподъемности и перегрузка крановых конструкций, что часто требует усиления конструкций, не рассчитанных на перегрузку, достигающую во многих случаях (за 8—12 лет эксплуатации цехов) 40—50%, а в более старых цехах 100%.
Третий способ увеличения производительности благодаря замене устаревшего оборудования новым свойственен главным образом машиностроительным и другим цехам, имеющим станочное оборудование, допускающее сравнительно быструю и нетрудоемкую его замену. В таких производствах необходима универсальность строительных конструкций с более свободной планировкой, не стесняющей развития производства, позволяющей менять оборудование через каждые 5—7 лет.
Увеличение производительности цехов является закономерной особенностью эксплуатации, подлежащей изучению и учету при проектировании.
Организация наблюдений за эксплуатируемыми зданиями. Работоспособность конструкций промышленных зданий в значительной степени зависит от культуры их эксплуатации. Однако многочисленные обследования зданий, проведенные в различные периоды начиная с 30-х годов и по настоящее время показывают, что уход за конструкциями в эксплуатации находится на низком уровне. На многих заводах нет аппарата смотрителя зданий, а там, где есть он численно мал и не в состоянии проводить систематическое наблюдение за эксплуатируемыми зданиями и сооружениями. За состояние конструкций формально ответственными являются начальники цехов и их помощники по оборудованию во главе с главным механиком завода; не являясь специалистами-строителями, они не в состоянии
обеспечить правильную эксплуатацию конструкций. Наблюдение за состоянием конструкций недостаточно. Очистка конструкций и кровель от пыли, повторная окраска и наблюдение за состоянием лаковых покрытий часто не производятся. Наконец, большим недостатком является малая мощность ремонтно-строительных цехов заводов как По численности, так и по оснащению необходимым оборудованием и материалами.
Для уменьшения износа строительных конструкций промышленных зданий, предупреждения неисправностей и аварий, увеличения долговечности эти недостатки в организации служб смотрителей зданий должны быть ликвидированы.
Глава II. СИЛОВЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА СТАЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
ПЛ. ВИДЫ СИЛОВЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
При эксплуатации строительные конструкции промышленных зданий подвергаются воздействию различных нагрузок, закономерности и размеры которых существенно влияют на надежность и долговечность сооружений.
Нагрузки и воздействия на конструкции можно классифицировать по нескольким признакам. Во-первых, по происхождению— на собственные, природные и технологические.
Собственные нагрузки и воздействия свойственны каждому конкретному сооружению или его элементу и зависят не столько от его назначения, сколько от материалов,, из которых выполнены, технологии изготовления и монтажа. К собственным относятся нагрузки от веса ограждений и конструкций, монтажные нагрузки, предварительное напряжение, воздействия сварки и другие подобные нагрузки.
Природные — включают атмосферные нагрузки (снеговую и ветровую), температурные, климатические воздействия и сейсмические нагрузки. Эти воздействия связаны с климатическими и природными условиями района, в котором расположено сооружение.
Технологические нагрузки и воздействия зависят от назначения сооружения и технологии производства, размещенного в нем. К технологическим относятся полезные нагрузки на перекрытиях, подвижные нагрузки от внутрицехового транспорта, нагрузки от подвесных и мостовых кра
нов, конвейеров. К этой группе относятся и температурные воздействия, связанные с технологией производства.
Во-вторых, нагрузки следует классифицировать по закономерности их изменения во времени. Могут быть две группы нагрузок и воздействий: непрерывные, т. е. такие, которые вызывают в элементах конструкции усилия и напряжения в любое время эксплуатации сооружения, и прерывистые, т. е. такие, которые в некоторые промежутки времени могут и не воздействовать на сооружение или на какую-нибудь его часть. Как непрерывные, так и прерывистые нагрузки и воздействия могут быть постоянными, изменяющимися, однозначными и двузначными. При этом изменение воздействия во времени может быть закономерным (уменьшение воздействия предварительного напряжения из-за релаксации напряжения) и случайным (изменение снеговой нагрузки или температурных напряжений).
Третьим признаком является характер приложения нагрузки — статический или динамический. Некоторые динамические нагрузки не приводят к заметным колебаниям конструкций, и их можно считать почти статическими (т. е. квазистатическими).
Нагрузки на каркас и интенсивность различных силовых воздействий предопределяют расход материала при возведении сооружений, а правильное назначение обеспечивает достаточную надежность и долговечность. Поэтому в последние годы большое внимание обращено на исследования силовых воздействий.
11.2.	СОБСТВЕННЫЕ НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ
Нормативная (теоретическая) нагрузка от собственной массы несущих и ограждающих конструкций определяется как произведение удельного веса материала, из которого выполнена конструкция, на объем, приходящийся на единицу площади (для получения распределенной поверхностной нагрузки), длины (для получения распределенной линейной) или на всю грузовую площадь (для получения сосредоточенной силы). Объем материала принимается при подсчете нагрузок для проектируемого сооружения по размерам, указанным в проекте, а для эксплуатируемых зданий (при проверке их несущей способности) по измерениям объема на нескольких участках (например, измерение толщины утеплителя в нескольких местах покрытия). Пример таких измерений, выполненных в МИСИ им. В. В. Куйбышева на одном из заводов, приведен в табл. II. 1.
Таблица II.I
Состав кровли	Участок покрытия цеха				
		2	3	4	5
Рубероидный ковер, мм Стяжка, мм:	20-50	25—35	20—35	15—40	15-30
цементная	25—54	20—65	35—45	25—40	25
асфальтовая	25—30	—	—.	—	20-55
Утеплитель (пенобетон), мм	30—155	35—155	35—65	55—150	55-115
Распределенная по-	0,15-	0,14—	0, 11—	0,07—	0,12-
верхностная нагруз- ка, кН	0,27	0,2	0,17	0,17	0,22
То же, с учетом мае-	0.27—	0,26—	0,22—	0,24—	0,23—
сы панелей, кН	0,39	0,33	0,30	0,34	0,33
Все слои кровли имеют весьма большой разброс толщин. Толщина стяжки отличается по покрытию в 2—3 раза, а утеплителя — в 3—5 раз. Во всех исследованиях, проводимых при обследовании покрытий действующих цехов, отмечаются колебания толщин слоев кровли. При этом толщина слоев отличается от средних по покрытию на 20— 50% (а в некоторых случаях и больше).
Плотность материала также отклоняется от значений, принимаемых при расчете. Если для стали это отклонение мало, то для других материалов отклонения могут быть очень большими. Так, плотность бетона зависит от материала заполнителя и от степени уплотнения бетона, которые могут быть весьма различны даже в пределах одного покрытия. Особенно сильно может отклоняться от проектной плотность различных утеплителей. Например, по исследованиям [89] плотность пенобетона в покрытиях достигала 1000, а не 600 кг/м3, принятых в проекте, т. е. фактическая нагрузка превышала нормативную примерно на 65%. Таким образом, нагрузка от собственного веса несущих и ограждающих конструкций, получающаяся в результате перемножения двух величин, каждая из которых может отклоняться от среднего значения, является величиной случайной, отклоняющейся от нормативной. В работе [89] приводятся значения нагрузки с учетом отклонения размеров и плотностей. Они получились на 14—16% больше принятых в проекте.
В табл. II. 1 показано, что колебание нагрузок (с учетом панелей покрытия) могут достигать 20—30%. Такие же данные получены и на многих других заводах.
При реконструкции покрытий цехов должны приниматься фактические (по измерениям) значения постоянных нагрузок от массы кровли. Вопрос же о том, какие нагрузки принимать при прректировании, несколько сложнее. СНиП П-6-74 [117] учитывает изменчивость геометрических размеров и плотностей коэффициентами перегрузки, которые принимаются равными 1,1—1,3. При этом закономерна тенденция к постепенному снижению этих коэффициентов. Таким образом, умножение нормативных значений нагрузки на коэффициент перегрузки не перекрывает отклонений действительной расчетной нагрузки от средней (или принятой в проекте). Нужно учесть, что плотность материала и распределение ее по поверхности поддаются контролю, и в связи с этим случайные отклонения от среднего уровня должны быть малы, а большие отклонения возможны лишь при резких нарушениях технологических правил и методов контроля. Причина больших отклонений в толщине утеплителя и стяжки — низкое качество монтажа панелей покрытия и необходимость выравнивания поверхности перед устройством рубероидного ковра.
В связи с этим возможно дальнейшее снижение значений коэффициентов перегрузки постоянной нагрузки от массы конструкций и ограждений без снижения надежности каркаса, но при этом в проектах должны указываться правила контроля размера этой нагрузки.
Напряжения и деформации от сварки в значительной степени влияют на надежность стальных конструкций, однако рассмотрение этого влияния не входит в задачу авторов книги..
Монтажные нагрузки воздействуют на сооружение короткое время, и, следовательно, их значение не столь велико, как нагрузок от собственной массы. Кроме того, эти нагрузки могут быть точно заданы при проектировании, и их превышение невозможно без нарушения технологии монтажа.
II.3.	ВОЗДЕЙСТВИЕ ПОЛЕЗНЫХ НАГРУЗОК НА ПЛОЩАДКИ И ПЕРЕКРЫТИЯ
В многоэтажных промышленных зданиях к технологическим относятся нагрузки от массы станков, оборудования и материалов, находящихся на перекрытиях. На рабочих площадках одноэтажных промышленных зданий также может быть установлено различное оборудование.
При проектировании равномерно распределенную поверхностную нагрузку вычисляют, деля вес станков и обо-
Рис. ПЛ. Загружение плит местной нагрузкой а—в — схемы
рудования на площадь опорных частей. При этом часто не учитывается, что нагрузка от оборудования распределяется на большую площадь, чем площадь его опор.
Воздействие массы оборудования можно более точно учесть, заменив реальные нагрузки эквивалентными, мето-1 дика определения которых для железобетонных балочных перекрытий разработана в [54]. При решении этой задачи местная нагрузка (сосредоточенная или распределенная по некоторой площади), вызывающая состояние предельного равновесия, приравнивается к равномерно распределенной, соответствующей этому состоянию, и называется эквива-1 лентной нагрузкой. Предельное равновесие зависит от вида опор плиты, ее геометрических размеров и армирования. Поэтому эквивалентную нагрузку, определенную для какой-нибудь плиты, нельзя использовать для расчета плит с другими условиями опирания, размерами и армату-। рой даже тогда, когда на эти плиты устанавливается такой же станок. Нельзя использовать эквивалентную нагрузку, определенную по предельному равновесию, для вычисления прогиба плиты.
Наиболее часто в практике проектирования приходится определять эквивалентную нагрузку для балочных шарнирно-опертых плит с нижней арматурой (рис. II. 1,а) и для заделанных плит с «нижней и верхней арматурой (рис. II. 1,6). Эквивалентные нагрузки дэ таких железобетонных плит при равномерном их армировании определяют по формулам:
д9 — 2'(21—d) cdp! (и/ V т'я/тя + 2с) 1г;
дэ = 3(21 — d)cdpl (vlV(/д'+ т'в)/(ти + тв) +2с)12, где с, d, I — размеры, показанные на рисунке; р — распределенная поверхностная местная нагрузка; тв — положительный предельный изгибающий момент, отнесенный к единице длины сечения плиты поперек пролета( момент, воспринимаемый рабочей арматурой); т'н— положительный предельный изгибающий момент, отнесенный к единице длины сечений плиты вдоль пролета (момент, воспринимаемый распределительной арматурой); /пв, т'в — отрицательные изгибающие моменты, отнесенные к единице длины сечений плиты поперек и вдоль пролета (воспринимаемые верхней рабочей и распределительной арматурой).
Точно учесть распределение местной нагрузки можно только при проверке сечения, так как для определения предельных моментов по нормам проектирования железобетонных конструкций нужно знать марки бетона и стали, толщину плиты, площади сечений рабочей и распределительной арматуры. В начале проектирования при подборе сечения приходится определять эквивалентную нагрузку приближенно, уточняя ее в дальнейшем, т. е. рассчитывать методом итерации. При воздействии на плиты не только местных нагрузок от веса станков и оборудования, а еще и другой распределенной нагрузки (от собственной массы плиты и конструкций пола, полезной нагрузки в проходах между станками и т. д.) расчетная нагрузка в запас прочности может определяться как сумма распределенной и эквивалентной нагрузок.
Для стальных настилов решающим является расчет на жесткость, и эквивалентная нагрузка (т. е. распределенная по всей плите с данными условиями опирания и размерами, вызывающая такой же прогиб, как и местная) от массы оборудования, установленного на такой же настил, может быть приближенно определена по формуле, полученной в предположении упругой работы пластинки:
дэ = k(cd/a2)p,	(II-1)
где р — распределенная поверхностная местная нагрузка; а, с, d — размеры, показанные на рис. 11.1,в; k — коэффициент, принимаемый по табл. П.2.
Формулу (II. Q можно рекомендовать для определения эквивалентной нагрузки только тогда, когда местная нагрузка располагается на небольшом участке плиты (d < 0,25), т. е. когда ее можно приближенно считать сосредоточенной силой. В расчете при большой площади за-гружения можно принять эту нагрузку равномерно распределенной по всей площади плиты, что даст некоторый небольшой запас.
Таблица II.2
Плита	Ь:а						
	1	1,2	1,4	1,6	1,8	2	оо
Свободно опертая по контуру	2,86	2,40	2,11	1,89	1,74	1,63	1,31
Защемленная по конту-РУ	4,36	3,76	3,33	3,09	2,94	2,84	2,79
Полученные по приведенным формулам эквивалентные нагрузки нельзя использовать для расчета балок и колонн перекрытий. Для этих элементов рассматриваются невыгодные случаи расположения оборудования, по ним подсчитывается нагрузка.
Распределение полезной нагрузки на поверхности площади перекрытия крайне неравномерно и может рассматриваться как случайный процесс. Исследование полезных нагрузок на перекрытия трехэтажного склада бумаги показало, что эквивалентные нагрузки заметно отличаются от принятых в проекте, различны для разных элементов перекрытия (плит, балок, колонн) и изменяются во времени [14]. Эта работа единственная (известная нам), посвященная подробному исследованию полезных нагрузок на перекрытия (и площадки) зданий от массы станков, оборудования и материалов. СНиП П-6-74 учитывает изменчивость этих нагрузок коэффициентами перегрузки, увеличивая нагрузки на 20—40%. Однако работ, обоснующих это увеличение, по существу, еще не проводилось. Вероятно, подробное изучение этих нагрузок может дать ощутимый экономический эффект.
На площадки цехов воздействуют и различные транспортные средства (автомобили, тепловозы и т. п.). Для главных зданий сталеплавильных цехов одной из технологических нагрузок на рабочую площадку является нагрузка от завалочных машин, колеса которых передают на пу-
ти большие вертикальные и горизонтальные силы. Вертикальная нагрузка от этих машин определяется их собственной массой, так как при небольшой грузоподъемности (до 15 т) масса их может достигать 200 т. Вопрос о горизонтальных боковых силах, возникающих при движении напольных завалочных машин, был исследован в МИСИ им. В. В. Куйбышева [83]. Грузоподъемность машины 15 т, масса моста 97,4 т, тележки 90,6 т. Максимальная вертикальная сила, передаваемая колесом моста, 815 кН, тележки 650 кН. При движении тележки (и моста) на площадку воздействуют вертикальные и горизонтальные (боковые) силы.
Горизонтальные боковые силы, передаваемые колесами завалочной машины, измерялись специальными динамометрами— балочками с тензорезисторами, прикрепленными к корпусам букс и регистрирующими весьма малые горизонтальные смещения оси колеса. Запись производилась одновременно для всех четырех динамометров. Перед установкой динамометры тарировались на прессе, а для получения нулевых отсчетов завалочная машина поднималась мостовым краном и опиралась на рельсы торцовыми бал-
Рис. П.2. Результаты измерения боковых сил завалочной машины
2 — при движении крана; 3 — во время уборкн площадки: 4, 5 — во время перемещения мульдовою состава; 6 — во время завалки печи
ками. В это время устанавливались динамометры. Запись деформаций производилась как при движении машины без груза с неподвижной тележкой, так и при выполнении машиной основных рабочих операций (завалка шихты, перемещение машиной мульдового состава, уборка площадки специальным скребком-отвалом). При анализе осциллограмм (пример которых показан для всех четырех колес на рис. II. 2, б) было замечено, что постоянно изменяющиеся боковые силы зависят от направления движения моста и от перекосов колес машины. Были замечены пики усилий при трогании с места. При уборке площадки скребком, надетым на хобот, боковые силы были несколько большими. Такого же порядка боковые силы получаются и при передвижении хоботом мульдового состава. Наибольшие горизонтальные силы возникают при завалке мартеновских печей. Эта работа связана с резкими толчками при ударах хобота по мульдовому составу, которые необходимы для установки очередной мульды около загрузочного окна печи.
На осциллограммах можно заметить резкие пики усилий, соответствующие моментам касания реборд колес и головок рельса при изменениях перекоса машины. Максимальные боковые силы находились в пределах 10—98 кН (в зависимости от операций машины). Но при одной операции пиковые усилия имеют значительный разброс, особенно при перемещении мульдового состава и завалке печи. На рис. II. 2, а показаны полигоны распределения горизонтальных сил, соответствующих различным операциям.
Принимая в качестве основного расчетного случая воздействие на хобот завалочной машины горизонтальной силы при перемещении мульдового состава, автор [83] рассматривает равновесие системы продольных и боковых сил и получает формулу для определения расчетной горизонтальной боковой нагрузки от завалочной машины при нормальных эксплуатационных условиях в зависимости от геометрических параметров завалочной машины и ее массы.	[
Нагрузки, подсчитанные по этой формуле, достаточно хорошо совпали с наибольшими измеренными боковыми нагрузками.
11.4.	ВОЗДЕЙСТВИЕ ВНУТРИЦЕХОВОГО ТРАНСПОРТА НА КАРКАС ЦЕХА
В вехах промышленных предприятий широко используются мостовые краны, которые передают на элементы
Рис. 11.3. Передача крановых усилий с колеса иа рельс и с балки иа колонну а — принимаемая при расчете; б — действительная; 1 — колонна; 2 — подкрановая балка; 3 — соединительная планка; 4 — диафрагма; 5 — под/краио-'	вый рельс; 6 — колесо крана
каркаса весьма значительные усилия. Мостовые краны различных конструкций имеют грузоподъемность 5— 1200 т. Усилия от мостовых кранов нередко достигают 60—70% суммарного расчетного усилия на колонны и фундаменты, а такие металлоемкие конструкции, как подкрановые балки, рассчитываются только на эти воздействия. Взаимодействие кранового моста и каркаса цеха чрезвычайно сложно. При движении крана его колесо передает на подкрановый рельс силу, которую можно разложить на три составляющие: вертикальную, горизонтальную поперек рельса (боковую) и горизонтальную вдоль рельса (продольную). Силы передаются не посередине головки рельса, а с некоторым эксцентриситетом (рис. II. 3), возникающим из-за наклонов и смещений колеса и рельса, а также неровностей поверхностей рельса. Боковая сила
Передается Вследствие трения на горизонтальных поверхностях и смятия реборд колес, которые могут соприкасаться с боковой поверхностью рельса, продольная сила передается колесом на рельс вследствие трения контактных поверхностей.
Рельс передает усилия на верхний пояс подкрановой балки. Так как поверхности пояса и рельса не плотно прилегают друг к другу, вертикальные и горизонтальные усилия передаются весьма неравномерно. При этом вертикальная составляющая почти всегда передается со значительным эксцентриситетом относительно стенки балки. Этот эксцентриситет образуется как из-за смещения оси рельса относительно оси стенки балки, которое может достигать 30—50 мм, так и из-за поворота при движении крана. Подкрановая балка под воздействием этих усилий работает на изгиб в двух направлениях и на стесненное кручение.
При расчете каркаса принимается, что подкрановая балка и тормозная конструкция передают на колонну вертикальную нагрузку и горизонтальную силу. Принято считать, что вертикальная сила передается в уровне нижнего пояса балки по центру тяжести ее стенки, а поперечная .сила — в уровне крепления тормозной балки или фермы колонне.
В действительности характер передачи усилий с балки на колонну в значительной степени зависит от конструкция узла крепления балки к колонне, и воздействие балки на колонну значительно сложнее, чем это принимается при расчете. Вертикальные силы с балки на колонну передаются в основном в уровне нижнего пояса балки. Точка приложения равнодействующей этих давлений из-за поворота опорного сечения балки и неточностей пригонки поверхностей балки и опорного столика колонны смещена в ту или иную сторону относительно оси стенки балки. Часть вертикальной нагрузки может передаваться с балки на колонну и в уровне верхнего пояса балки. Если балка крепится к колонне при помощи листового шарнира или стержней из круглой стали, эта часть может составлять незначительную долю суммарного давления, но если в узле имеется диафрагма, то часть нагрузки, передаваемая в уровне верхнего пояса, будет весьма ощутимой. Горизонтальные силы могут передаваться в уровне крепления верхнего пояса, в уровне крепления диафрагмы и в уровне нижнего пояса балки. Все эти составляющие суммарного горизонтального воздействия могут иметь различные направления. Горизонтальная сила в уровне верхнего пояса передается
не только соединительной планкой, как это принимается при расчете, а и тормозным листом, соединенным с ребрами колонны.
Система «кран — каркас», которую нужно рассматривать при теоретическом изучении крановых воздействий, является многократно статически неопределимой системой, связи в которой нелинейны. Изучение этих вопросов затруднено еще и тем, что под воздействием таких нагрузок возникают усилия не только в тех поперечных рамах каркаса, которые нагружены, но и в поперечных рамах по всей длине цеха.
Размеры воздействий мостовых кранов зависят от многих факторов, имеющих случайный характер, и изучение этих воздействий должно проводиться с использованием теории вероятностей и математической статистики.
На напряженно-деформированное состояние стропильных ферм весьма существенное влияние оказывают подвесные краны, усилия от воздействий которых при легких кровлях могут достигать 50% суммарного усилия в элементах фермы. Эти воздействия во многом схожи с воздействиями мостовых кранов.
Таким образом, взаимодействие внутрицехового транспорта и каркаса — сложная проблема, решение которой должно выполняться теоретически и экспериментально. В 1958—1980 гг. в МИСИ им. В. В. Куйбышева, а также в некоторых других организациях проведены работы по изучению усилий взаимодействия мостовых и подвесных кранов с каркасом, позволившие несколько уточнить эти усилия.
11.5.	ВЕРТИКАЛЬНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ МОСТОВЫХ КРАНОВ
Вертикальные усилия, передающиеся колесом крана на путь. Вертикальное нормативное усилие колеса крана определяют по паспортным данным. Оно зависит от массы моста крана с механизмом передвижения, массы тележки и груза на крюке крана, а также от расположения тележки. Расчетным принимается расположение тележки, наиболее близкое к оси подкрановой балки. Усилия колеса крана, определенные таким образом, одинаковы или почти одинаковы для всех колес, расположенных на одной стороне крана. Небольшая разница в усилиях колес одной стороны крана (2—3%) может быть результатом несимметричного расположения кабины и механизма передвижения, которое учитывается при подсчете.
Действительное усилие колеса крана может значительно отличаться от подсчитанного по двум причинам.
Во-первых, усилия всех колес с одной стороны крана может быть больше или меньше нормативного из-за изменчивости собственной массы крана и массы груза. Множество взвешиваний кранов, выполненных в [49], показало, что отклонения собственного веса от паспортных данных не превышают 5%. Следовательно, изменчивость собственной массы крана можно учитывать при расчете так же, как учитывается изменчивость постоянной нагрузки, т. е. расчетную нагрузку вычислять как произведение нормативной нагрузки на коэффициент перегрузки, равный 1,1. Изменчивость давления колес крана от собственной массы крановой тележки несколько больше, так как, кроме увеличенной собственной массы тележки, возможно повышение усилия из-за неточной установки концевых упоров тележки на мосту крана. Если принять, что неточность установки упоров может достигать 10% (в абсолютных цифрах 20—40 см), то это предположение охватит все случаи неточной установки упоров. Нормативный вес груза, соответствующий грузоподъемности крана во время эксплуатации, может быть значительно превышен. Например, если крюк зацепил какой-либо станок, соединенный анкерами с фундаментом, то нагрузка может быть значительно выше нормативной. Однако грубое нарушение правил эксплуатации мостовых кранов, к которым можно отнести и приведенный пример, нельзя учитывать при расчете. При назначении наибольшей массы груза можно учесть, что периодическое испытание крана производится с грузом, превышающим нормативный на 10%• Таким образом, расчетное усилие колеса крана с учетом изменчивости масс крана, тележки, механизма передвижения, груза и неточности установки упоров определяется формулой
Рк = 1,1[Qk + 2(Qt + Q)(Lk-0,9 yM)/LK]/2m,	(П.2)
где QK, Qt — вес кранового моста и тележки, указанные в паспорте крана; Q — вес груза, соответствующий грузоподъемности крана; £к — пролет крана; т — число колес с одной стороны крана; <ум — наименьшее расстояние между крюком и осью подкранового рельса, указанное в паспорте крана.
Подсчеты по формуле (II.2) для различных кранов [59] показывают, что в связи с изменчивостью собственных масс крана и груза усилие колеса крана может превышать нормативное на 11—16%.
Во-вторых, причина разницы между действительным усилием колеса крана и теоретическим — статическая не
определенность опирания крана на подкрановые балки. Количественную оценку неравномерности усилий можно получить экспериментально и теоретически. Первые количественные данные были получены в экспериментах [49] по записям прогибов подкрановых балок посередине их пролета при движении крана. Этот график, записанный экстензографом Гейгера, содержит два максимума, каждый из которых соответствует прохождению определенного колеса крана над серединой пролета подкрановой балки. Для двух разливочных кранов грузоподъемностью 220 и 60 т расхождение максимумов достигало 20—30%, что объясняется только разницей усилий колес.
Автором [59] была выявлена неравномерность усилий колес кранов в кузнечно-прессовом и механосборочном цехах завода тяжелого машиностроения. Испытание производилось при помощи электротензодатчиков сопротивления, наклеенных на нижний пояс посередине пролета разрезной подкрановой балки. Деформации записывались осциллографом. В цехах, где производились эти испытания, расстояние между колесами кранов было больше половины пролета подкрановой балки, и наибольшее напряжение являлось результатом воздействия одного колеса крана на испытываемую подкрановую балку. По соотношению наибольших напряжений можно достаточно точно судить о неравномерности движений колес крана.
Экспериментальные данные показывают, что если краевые напряжения в нижнем поясе подкрановой балки существенно зависят от направления движения крана, то средние напряжения остаются практически одинаковыми при разных направлениях, т. е. перераспределение усилий между колесами крана не зависит от направления его движения. Эксперимент также показал, что скорость движения крана не. сказывается на этом перераспределении.
Сопоставление средних нормальных напряжений в нижнем поясе подкрановой балки с напряжениями от усилий двух колес с одной стороны крана позволило установить, что различие достигало 35—90% при разных условиях испытаний.
Наиболее полно неравномерность усилий изучена в [15]. Были испытаны три крана пролетом 24 м, грузоподъемностью 20, 40, 75 т с базами 4200, 3950, 5750 мм. Краны грузоподъемностью 20 и 40 т четырехколесные, а кран грузоподъемностью 75 т восьмиколесный. При испытании каждая сторона крана, установленного посередине пролета подкрановой балки, поднималась при помощи двух
50-тонных гидравлических домкратов, оборудованных манометрами, которые предварительно тарировались на прессе. При подъеме устанавливался одинаковый зазор между колесами одной стороны и верхней поверхностью подкранового рельса. Показания манометров фиксировались при различных положениях тележки на мосту крана и при различном весе поднятого груза. Абсолютная разность нагрузок на два домкрата с одной стороны крана не зависела от положения тележки, т. е. от суммарной нагрузки на одну сторону крана, но для разных кранов оказалась различной.
Оценивать неравномерность усилий колес крана при расчете удобно отношением большего усилия к средним усилиям с одной стороны крана. Это отношение можно назвать коэффициентом неравномерности kK’
== 2jPmax/ (Р1 “Ь 7*2 )» где Рщах — наибольшее из двух усилий колес; Pi, — усилия колес с одной стороны крана.
Результаты вычисления коэффициента неравномерности приведены на рис. II. 4. Коэффициент неравномерности при относительно малой нагрузке может быть весьма высок (но не более 2) и существенно снижается при приближении тележки к испытываемому ряду. Сравнивая кривые 3 и 4, можно сказать, что для разных кранов, даже испытанных в одинаковых условиях, коэффициенты неравномерности получаются различными. Эксперимент показывает значительную неравномерность усилий колес крана даже при самой большой нагрузке на испытываемый ряд, т. е. и при расчетном расположении тележки с грузом возможна заметная разница в усилиях колес с одной стороны крана. Однако эксперименты, выполненные при помощи силоизме-рителя, устанавливаемого в одном месте по длине цеха, не дают достаточно полного представления о перераспределении усилий колес во время движения крана вдоль цеха. С этой точки зрения интересны измерения при движении крана, выполненные [126] на кране грузоподъемностью 15/3 т (четырехколесный) и на разливочном кране грузоподъемностью 175 т (16-колесный).
На осциллографе записывались изгибные деформации концевой балки крана, на которую были наклеены электродатчики сопротивления. Предварительно электродатчики с осциллографом были протарированы, для чего кран был поднят домкратами, измерены силы и зафиксированы отклонения луча осциллографа при определенных силах, действующих на концевую балку. Даже при одном и том
Рср — среднее усилие колес крана с одной стороны моста; Р^к — нормативное усилие колеса крана; 1, 2 — по [63]; 3, 4 — при испытании крана грузоподъемностью соответственно 40 и 75 т в становом пролете листопрокатного цеха; 5, 6 — при испытании крана грузоподъемностью 15/3 т в кузнечно-прессовом цехе (с двух сторон моста крана); 7, 8 — при испытании разливочного крана грузоподъемностью 175 т; 9 — область средних арифметических kK, полученных для шести кранов грузоподъемностью 7,5+7,5 и 10+10
же положении тележки усилия колес существенно менялись при движении моста, и можно проследить связь перераспределения давлений с уклонами подкрановых путей.
Результаты вычисления коэффициентов неравномерности по этим испытаниям также показаны на рис. II. 4. Анализируя результаты, можно заметить, что на разных сторонах крана коэффициенты неравномерности весьма значительно отличаются как для четырехколесных кранов (кривые 5 и 6), так и для 16-колесных (кривые 7 и 8). Можно также заметить, что у многоколесных кранов усилия между балансирами распределяются равномернее (коэффициент неравномерности меньше), чем между колесами четырехколесных кранов. При малых нагрузках на колеса зависимость коэффициента перераспределения от среднего усилия (или от отношения среднего и нормативного) становится весьма нечеткой (кривые 5 и 6); при относительно малых усилиях колес коэффициент перераспределения зависит не только от среднего, но и от положения тележки на мосту крана.
Испытательной станцией МИСИ были испытаны на металлургических заводах краны общего назначения грузоподъемностью 5 + 5, 10, 20/5 т и разливочные краны гру-
Рис. 11.5. Корреляционная зависимость усилий, передаваемых иа рельс ведущим Р« и ведомым Р^ колесами крана
зоподъемностью 200 и 225 т разных пролетов. При исследовании одно колесо или балансир поднимались гидравлическим домкратом на определенную высоту.
Анализируя графики рис. II. 4,6, можно заключить, что изменение усилия почти линейно зависит от зазора, причем угол наклона прямой для всех кранов разный. Можно заметить, что при больших подъемах кранов общего назначения зависимость приращения усилия от превышения одного колеса над другим несколько отклоняется от линейной.
Обширные исследования неравномерности усилий провел автор [61] в прокатных цехах. Используя концевые балки крана в виде заранее протарированных силоизмери-телей, была проведена длительная одновременная запись
усилия, передаваемого ведущими и ведомыми колесами четырехколесных кранов. На рис. II. 5 представлена корреляционная зависимость усилий на колесах одного из кранов. Отклонения от средней диагонали (соответствующей равномерному распределению усилий между колесами) весьма значительны. При этом примерно одинаковое число точек находится ниже и выше этой диагонали, что свидетельствует о независимости неравномерности усилий от того, ведущее это колесо или ведомое. Средние арифметические коэффициенты неравномерности оказались для
всех кранов значительно ниже тех, которые получали ранее изучающие этот вопрос. Это объясняется тем, что на рис. II. 4 (кривые 1—8) построены для максимальных (а не средних) значений, выявленных при исследованиях, и отчасти тем, что крановые пути (как показала геодезическая съемка) в цехах, где проводилось исследование, были в хорошем состоянии. Все точки на рис. II. 5 лежат в пределах трехсигмовой вероятности (границы показаны пунктиром), а коэффициенты неравномерности, соответствующие этому отклонению от среднего, показаны на рис. II. 4. Большое число измерений позволило автору рассматривать коэффициент неравномерности как случайную величину, что делает выводы о размерах коэффициента более достоверными.
ростовой кран можно представить в виде статйческй неопределимой пространственной системы. Расчет этой системы методом перемещений с некоторыми допущениями (в частности, без учета стесненного кручения) [110] показал, что основной причиной разницы в усилиях колес для кранов общего назначения следует признать не несимметричность расположения кабины и механизма передвижения, а неровность кранового пути и перекосы конструкции моста при его изготовлении и монтаже. Ненагруженный (даже собственной массой) четырехколесный кран будет опираться на абсолютно горизонтальную плоскость тремя колесами, а между четвертым колесом и плоскостью образуется зазор. Обычно же все четыре колеса опираются на подкрановый путь (отрываясь от него только при малых нагрузках), и этот теоретический зазор в дальнейшем будет называться реализованным.
Коэффициент неравномерности в общем виде
kK = (Рср + АР)/ Рср = 1 + а(б/Рср) ,
где ДР — изменение усилия колеса при реализации зазора; РСр — среднее усилие колеса крана с одной стороны моста; 6 — реализованный зазор; а — коэффициент, зависящий от пролета и базы крана, расстояния между балками моста, жесткостей балок моста на изгиб и кручение.
Коэффициент а зависит только от конструкции крана, и наиболее точно определить его можно экспериментально. Теоретическое определение этой функции может не дать надежных результатов из-за значительных индивидуальных особенностей кранов, которые трудно поддаются учету (остаточные перемещения, неупругая работа узлов и т. п.).
То, что при .испытаниях кранов общего назначения и разливочных кранов прямые, выражающие зависимость приращения нагрузки от превышения одного колеса над другим (см. рис. 11.4), сгруппировались, позволяет предположить, что экспериментально можно получить значения этой функции, усредненной на какие-то группы кранов.
Зависимость коэффициента неравномерности при постоянном реализованном зазоре от среднего усилия колес крана с одной стороны моста выражается гиперболой, асимптотически приближающейся к единице. Качественно это достаточно хорошо подтверждается экспериментами.
Экспериментально подтверждается и линейная зависимость между коэффициентом неравномерности и реализованным зазором, небольшие отклонения от которой возможны из-за некоторой, неучтенной расчетом податливости узлов сопряжений главных и концевых балок кранового моста.
Реализованный зазор образуется в результате неровностей подкрановых путей, неточности изготовления кранов и различной упругой податливости оснований.
По нормам на эксплуатацию мостовых кранов и подкрановых путей допускается разница отметок головок подкранового рельса в одном створе колонн 20 мм, а на соседних колоннах вдоль цеха — 1/750 их шага. Не нарушая этих норм при уклонах путей по двум рядам подкрановых балок, можно получить превышение самой высокой отметки головки подкранового рельса на колонне над самой низкой, равное 21: 750 (где / — шаг колонн). В действительности уклоны подкрановых путей часто превышают допустимые, что отмечалось многими исследователями. Например, в [27] приводятся примеры геодезических измерений, при которых продольные уклоны получались равными 0,009—0,011, а в поперечном направлении разности отметок головки кранового рельса достигали 100 мм.
Испытательной станцией МИСИ получены профили подкрановых путей семи цехов и в предположении идеально плоского крана с базой 6 м определены реализованные зазоры, возникающие из-за неровностей подкрановых путей. Реализованный зазор в 7 % случаев вдвое превышает нормируемый, достигая 35 мм. Прогибы подкрановых балок (особенно при разных пролетах по двум рядам) могут увеличить неравномерность усилий колес. Перераспределение усилий между колесами крана существенно сказывается на местном напряженном состоянии подкрановых путей, а вопрос о влиянии неравномерности на общее напряженное состояние несколько сложнее, так как на конструкцию воздействуют колеса не только с увеличенным против среднего усилием, но и с уменьшенным (рис. II.6). Если на подкрановую балку или на колонну воздействует один кран, то из-за неравномерности усилий колес моменты, продольные силы увеличиваются в пп раз. Зависимость коэффициента увеличения усилий от коэффициента неравномерности kK и соотношений размеров крана и балки определяется формулой
пн= (/1~|-2Л-[_^к7С) / (1—К),
где К — база крана; 1\ — длина линии влияния.
В каркасах с неразрезными подкрановыми балками неравномерность может несколько больше сказаться на размерах изгибающих моментов в подкрановых балках (линия влияния вогнутая), а влияние на колонну будет меньше, чем при разрезных подкрановых балках (линия влияния вы-
пуклая). При равных шагах колонн обоих рядов прогиб подкрановых балок также будет несколько уменьшать влияние неравномерности на общее напряженное состояние конструкций. Все рассуждения о влиянии неравномерности на общее напряженное состояние относятся не только к четырехколесным, но и к многоколесным кранам, если для последних под коэффициентом kv понимать коэффициент неравномерности усилий на балансиры, но коэффициент, отнесенный к воздействию одного колеса, в кранах этого вида значительно меньше.
При воздействии на конструкцию двух мостовых кранов, находящихся на путях, уклоны которых в пределах одного шага колонн не меняются (рис. II.6, а), перераспределение усилий между колесами кранов на размер усилий в элементах каркаса совершенно не сказывается, если у этих кранов приблизительно одинаковые реализованные зазоры. При неразрезных подкрановых балках неравномерность будет сказываться на усилиях незначительно.
При малых пролетах подкрановых балок (рис. 11.6,6) и базе крана большей, чем половина длины линии влияния усилия (что встречается в проектируемых и эксплуатируемых цехах при шаге колонн 6м), усилия в элементе каркаса могут увеличиваться в /гк раз, а при особо неблагоприятном чередовании уклонов в соседних пролетах еще боль
ше. При больших длинах линии влияния значение неравномерности резко падает (рис. II.6, в).
Таким образом, неравномерность усилий колес, оказывающая большое влияние на местную прочность подкрановых конструкций, должна учитываться расчетом для кранов на четырех колесах. Влияние ее на общую прочность существенно лишь для балок малых пролетов (6 м), и в этом случае ее также следует учитывать.
Изучение вертикальных нагрузок, возникающих при нормальной эксплуатации кранов. Вертикальная нагрузка от мостовых кранов является функцией нескольких изменчивых факторов, требующих изучения не только характера передачи ее на конструкции, но и изменчивости как случайной величины. Поэтому в МИСИ им. В. В. Куйбышева исследована вертикальная нагрузка от мостовых кранов как случайная величина или случайный процесс. Нагрузка на колонну (или на подкрановую балку) при каких-либо определенных положениях кранового моста в пролете и тележки на крановом мосту складывается из: 1) нагрузки от массы моста крана с механизмом передвижения и кабиной (нагрузка зависит от положения крана на подкрановой балке); 2) нагрузки от массы тележки с ее механизмом передвижения (нагрузка зависит от положения крана и от расположения тележки на мосту); 3) нагрузки от массы груза на крюке крана (нагрузка эта является функциями координат крюка и массы груза).
Зная последовательные перемещения крана и его тележки, а также массы груза, можно без учета неравномерности усилий колес крана определить нагрузки на колонну или на подкрановую балку.
Исследование [59] проводилось визуальным методом, состоящим в регистрации положения и всех перемещений крюка крана с записью массы, а также мест подъема и опускания груза. Положение и перемещение крюка крана регистрировались при помощи условной координатной сетки, в качестве линий которой по длине цеха использовались оси, соединяющие противоположные колонны, а поперек пролета — траектории узлов ферм двигающегося крана или линии, соединяющих соответствующие узлы стропильных ферм. Координаты перемещающегося крана записывались в журналы наблюдений. Наблюдения проведены в 23 пролетах в четырех цехах металлургического производства (мартеновском, электросталеплавильном и прокатных) и в 12 цехах заводов тяжелого машиностроения (литейных, кузнечно-прессовых, механических, механосбороч
ных, металлоконструкций). Во всех цехах выбирались пролеты (а в пролетах участки) с наиболее интенсивной работой кранов.
Для каждой из трех — семи колонн на участке наблюдения определялись вертикальные нагрузки, которые группировались по интервалам. Был принят единый безразмерный интервал, равный 0,1 наибольшей нагрузки на колонну от одного крана.
Различие выборок и полигонов распределения нагрузок от кранов на колонны одного ряда мало для металлургических, литейных и кузнечно-прессовых цехов и совершенно ничтожно для цехов механических, механосборочных, металлоконструкций. Это позволяет объединить их в один обобщенный на весь ряд колонн, который включает в себя значительно больше случаев (по сравнению с полигонами для отдельных колонн) и более достоверен. Безразмерный интервал при группировке позволяет рассматривать обобщенный полигон распределения вертикальных нагрузок на колонну и как полигон распределения усилий в подкрановых балках того же ряда. Можно проследить, как меняется вид полигона по мере увеличения числа переменных аргументов (на примере полигонов распределения для сталеплавильного цеха).
Полигоны распределения масс поднимаемых грузов, являющиеся полигонами распределения одного переменного аргумента (массы груза), получены резко несимметричными и трехвершинными (рис. II.7). Усилия в элементах кранового моста являются функцией уже двух переменных — массы груза и положения тележки. Добавленный аргумент (положение тележки) имеет здесь меньшее значение, так как хотя тележка часто приближается к наивыгод-пейшему положению, но еще чаще она не имеет груза. Вследствие этого полигон распределения усилий в элементе кранового моста получается более симметричным и две его вершины (кроме вершины, соответствующей моде) выражены менее ярко.
Вертикальная нагрузка на колонны зависит от трех переменных: массы груза на крюке, положения тележки на мосту крана и моста на подкрановой балке. И здесь добавленный аргумент (положение моста крана на подкрановой балке) имеет меньшее значение, так как нагрузка на колонну возникает преимущественно при сквозном проезде крана. В значительном числе случаев нагрузка воздействует, когда кран проезжает мимо колонны с расположенной в средней трети пролета моста неподвижной те-
Рис.	11.7.	Сравнение полигонов распределения
/ — массы грузов; 2 — усилия в элементе кранового моста; 3 — нагрузок на колонну; 4— напряжения в ннжнем поясе подкрановой балки. массы груза;
Q — грузоподъемность; S — усилие в элементе кранового моста; SH — наибольшее нормативное усилие в элементе кранового моста; Р — нагрузка иа колонну; Р J — наибольшая нормативная нагрузка на колонну от одного крана; о — напряжение в нижнем поясе подкрановой балкн; gj — нормативное напряжение от одного крана
Рис. II.8. Зависимость средней арифметической Р полигонов распределения вертикальной крановой нагрузки от отношения грузоподъемности крана Q к его полной собственной массе QK+QT
О — краны весьма тяжелого режима работы; • — то же, тяжелого; X — то же, среднего
лежкой без груза (т. е. при равном нулю первом аргументе и неизменном втором). Добавление значительного числа случаев приводит к тому, что полигон распределения вертикальной нагрузки на колонну получается почти симметричным и одновершинным. Поэтому почти все обобщенные полигоны распределения вертикальных нагрузок от мостовых кранов на колонны и подкрановые балки получены достаточно симметричными и одновершинными.
Результаты статистической обработки 52 обобщенных полигонов распределения (включающих 65535 случаев появления нагрузки на колонны) и частоты загружения колонн приведены в табл. П.З.
Средняя арифметическая и стандарт в таблице даны в долях Рвь т. е. наибольшей нормативной нагрузки на ко-
Таблица П.З
Отношение грузоподъемности крана к его полной собственной массе	Статистические характеристики (в долях Рр выборки					Среднее число за гр ужений колонны в час
	средняя арифметическая	стандарт	коэффициент вариации	асимметрия	эксцесс	
0,06—0,12	0,50—0,67	0,120—0,244	0,18—0,38	—1,42—0,54	0,09—6,89	28,9—38,3
0,18—0,28	0,29—0,57	0,072—0,143	0,23—0,26	—0,65—0,93	—0,60—1,91	13,7—20,6
0,37—0,46	0,32—0,55	0,025—0,185	0,05—0,34	—0,108—2,97	0,40—10,59	7,3—17
1	(0,405)*	0,48—0,49	0,34—0,094	0,07—0,20	0,14—0,63	—1,22—0,19	—
।	0,52—0,69	0,29—0,40	0,048—0,131	0,13—0,35	—0,53—0,35	—1,16—3,1	6,7—17,6
(0,50—0,61)**	0,36—0,50	0,052—0,112	0,13—0,23	—0,62—1	—1,33—1,54	—
(0,50)**	0,42—0,57	0,069—0,072	0,12—0,18	—	—	—
0,71—0,83	0,31—0,47	0,067—0,119	0,18—0,35	—0,92—1,49	0,12—5,89	6,8—14,7
(0,75)**	0,53	0,146	0,27	—0,06	2,75	13,7
0,85—0,93	0,24—0,36	0,061—0,122	0,17—0,41	—1,37—0,41	—0,02—6,40	3,2—13,7
• По исследованиям [61].
•* По исследованиям [64].
Лонйу от Одного крана. Средняя арифметическая полигонов распределения имеет значительный разброс для разных цехов. Большие значения средней арифметической получены для колонн цехов, в которых работают краны с большой по сравнению с грузоподъемностью собственной массой. Это указывает на то, что средняя арифметическая является функцией отношения грузоподъемности крана Q к его полной собственной массе (Qk+Qt) и в меньшей степени зависит от технологического процесса и режима работы крана. Эту корреляционную зависимость (рис. II.8) легко объяснить. При каждом сквозном проезде нагрузка от массы моста достигает наибольшего значения, нагрузка от массы тележки достигает 0,5—0,7 наибольшей нагрузки, а нагрузка от массы груза — лишь 0,04—0,21. Поскольку в наибольшую вертикальную нагрузку на колонну PH! входят наибольшие нагрузки от моста, тележки и груза, постольку величины моды полигона распределения и средней арифметической, выраженные в долях Рнь зависят от соотношения отдельных слагаемых. На рис. II.8 точками показаны данные исследований [59, 61, 64].
Во всех механических, механосборочных цехах и цехах металлоконструкций средние арифметические полигонов распределения почти одинаковы для обоих рядов колонн одного пролета. Следовательно, оба ряда одного пролета в этих цехах находятся в равных условиях эксплуатации. В большинстве пролетов металлургических, литейных и кузнечно-прессовых цехов можно выделить ряды с более и менее напряженными режимами.
Рассеяние (стандарт и коэффициент вариации) в металлургических, литейных и кузнечно-прессовых цехах, как правило, выше рассеяния в механических и механосборочных цехах. Можно назвать несколько основных причин получения больших значений стандарта и коэффициента вариации. Во-первых, в цехах с весьма тяжелым режимом работы кранового моста большое рассеяние определяется тем, что смещение от наиболее вероятного положения тележки с большой собственной массой, нагрузка от которой составляет значительную часть наибольшей нагрузки на колонну, приводит к получению резко различных нагрузок. Во-вторых, наличие в пролете кранов различной грузоподъемности, которые часто загружают колонны на участке наблюдений, также приводит к значительному рассеянию. Наконец, в пролетах ряда цехов (разливочные, прессовые и т. п.) полигоны распределения вертикальных нагрузок на колонны могут иметь значительное рассеяние
из-за особенностей технологического процесса, связанного с более частым перемещением больших грузов. Возможно и одновременное влияние этих причин на рассеяние.
Частота загружения колонн в цехах различна (от 3,2 до 38,3 1/ч). Число загружений определялось для случаев, когда проезд крана вызывает всего один цикл загружения. При базе крана, равной или большей половины подкрановой балки, частота загружения подкрановой балки будет вдвое выше, так как в этом случае каждый проезд крана будет вызывать два цикла загружения. В цехах с кранами весьма тяжелого режима работы интенсивность работы строительных конструкций значительно выше, чем в остальных. В цехах с кранами тяжелого и среднего режимов работы частота загружения колонн находится в одних и тех же пределах.
Нагрузки на колонны определялись без учета сближенной работы кранов. Для оценки влияния такого упрощения в пролете нагревательных колодцев прокатного цеха, где краны работают особенно интенсивно и случаи сближенной работы наиболее часты, были сделаны выборки и построены полигоны распределения вертикальных нагрузок без учета и с учетом сближенной работы. Результаты вычисления и сравнения статистических характеристик позволяют заключить, что средние арифметические и стандарты от учета сближенной работы кранов увеличиваются меньше, чем на 10%, а асимметрия и эксцесс остаются одного порядка.
Анализ результатов учета сближенной работы кранов показывает, что подкрановые балки и колонны загружаются в основном одним краном и что полигоны распределения нагрузок и напряжений от одного крана с точностью до 10% можно экстраполировать на работу нескольких кранов. Следовательно, при одинаковых расчетных напряжениях в подкрановых балках и колоннах, нагрузки для которых определены при загружении их двумя кранами, реальный запас прочности больше, чем в элементах, для которых нагрузки определены от одного крана.
В механосборочных цехах случаи совместной работы двух кранов еще более редки. Обычно краны поднимали длинномерные детали, и на все колонны передавалась нагрузка только от одного крана. Это свидетельствует о принципиальной возможности введения коэффициента, понижающего расчетное усилие (коэффициента сочетаний) для элементов, имеющих реальный запас.
Способ визуальных наблюдений хотя и дает достаточно
обширную информацию о вертикальных крановых воздействиях, но имеет ряд недостатков (субъективные особенности наблюдателя, приближения при определении масс крана и груза и т. п.). В связи с этим весьма интересны работы, по своим целям совпадающие с описанной выше, проведенные с использованием различных приборов. В [64] в виде силоизмерителя был использован нижний пояс подкрановой балки, на который наклеены тензорези-сторы (с базой 50 мм). В 30 пролетах 12 цехов с кранами грузоподъемностью 10—450 т производилась непрерывная запись (специальным самопишущим прибором на базе микроампервольтметра) деформаций нижнего пояса балки, усредненных по ширине пояса. Тарировка силоизмерителя производилась проездами крана с известным грузом, которые давали возможность определить теоретически деформации нижнего пояса и подсчитать конструктивную поправку. Продолжительность записи в каждом пролете определялась так, чтобы стабилизировать числовые характеристики процессов загружения, и составляла в каждом пролете цеха 120—750 ч. Установлено, что при продолжительности регистрации 200—400 ч процесс загружения становится стационарным и обладает свойством эргодичности. Для максимумов напряжений были построены полигоны распределения. Пример такого полигона для разливочного пролета мартеновского цеха приведен на рис. II.7. Смещение моды в сторону больших значений объясняется тем, что на напряжения в нижнем поясе подкрановой балки сказались неравномерность усилий колес, динамические воздействия крана и то, что напряжения возникали от работы двух кранов.
В табл. П.З приведены статистические характеристики некоторых из полученных автором [64] полигонов. Они не противоречат (с учетом особенностей исследования) данным, полученным ранее визуальным способом.
В [139] при исследовании вертикальных нагрузок использованы электроконтактные датчики, установленные на мосту крана для регистрации положений тележки и вдоль пролета цеха для регистрации положения моста крана по длине пролета. Масса груза определялась тензо-динамометром, установленным на тросе. Вертикальные нагрузки подсчитывались по информации о массе груза и крана, положению тележки и моста крана.
В [61] использованы аналогичные приборы регистрации положений, а вертикальные воздействия колеса крана определены по деформации концевой балки крана. Были
получены полигоны распределения вертикальных воздействий колес крана (статистические характеристики приведены в табл. П.З) для складских пролетов прокатных цехов; показано, что вид полигона связан с расположением железнодорожных путей. Средняя арифметическая получилась заметно больше для рядов колонн, у которых расположен путь. Зависимость законов распределения вертикальных воздействий от технологии производства в литейном пролете мартеновского цеха исследована в [39]. Для разных участков литейного пролета разница статистических характеристик 10—15%. Это показывает, что дальнейшие широкие исследования зависимости вертикальных воздействий от технологии производства могут привести к существенной экономии материала благодаря уточнению коэффициентов перегрузки и сочетаний при обеспечении достаточной долговечности сооружений.
Теоретическое определение статистических закономерностей вертикальных крановых нагрузок. Достаточно полно выявить факторы, влияющие на статистические характеристики полигонов распределения вертикальных воздействий, экспериментальным путем не удается. Поэтому можно рассмотреть вероятности загружения линии влияния какого-либо усилия двумя (или несколькими) кранами, работающими на одних путях. Например, при линии влияния одного знака, состоящей из двух прямых ветвей, будет девять характерных положений крана (рис. II.9, а), но некоторые из них возможны только при взаимоисключающих соотношениях длины линии влияния / и базы крана К. Например, если возможно положение 2, то невозможно положение 2'..Из этого следует, что наибольшее число возможных положений кранов при линии влияния, состоящей из двух треугольников,— семь, а из одного треугольника — пять. Рассматривая воздействие двух кранов, работающих в одном пролете, все 72—49 комбинаций воздействия кранов можно представить в виде матрицы (рис. II.9, б), в которой первая цифра обозначает положение крана № 1, а вторая — крана № 2. Воздействия двух мостовых кранов нельзя считать независимыми, так как краны не могут одновременно занимать одно и тоже положение по длине и не могут меняться местами. В связи с этим в матрице можно выделить четыре характерные зоны. События, соответствующие зоне А,— невозможные, зоне Б соответствуют воздействия двух кранов, зоне В — одного крана, а зоне Г — возможные события, при которых в конструкции не возникают усилия. Вид матрицы зависит от соотношений размеров линии влияния и крана.
Рис. 11.9. Загружение линии влияния колесами краион
Рис. 11.10. Функции распределения положений мостовых кранов й, б — по длине пролета; в. г — зоны возможного совместного воздействия двух кранов
Приведенная на рис. П.9 матрица соответствует достаточно длинным линиям влияния (/K<Jb
Можно задать функцию распределения вероятностей пребывания равнодействующей усилий колес крана в данный момент времени на каком-то участке Дх длины цеха (рис. 11.10, а). На рис. 11.10, б для сравнения показаны полигоны распределения положений двух кранов, полученные экспериментально в МИСИ (С. А. Нищета). Видно, что распределение вероятностей неравномерно по длине цеха L. Вероятность того, что равнодействующая усилий колес крана находится на участке Дх, определится как f(x)Ax. В частном случае при p=const плотность условной вероятности
р=1 (А14-/.2+Л+^2 —В),
где Lt, L2, lt, l2— размеры по рис. II.9; Л'(, К2— базы кранов; В — наименьшее расстояние между колесами двух сближенных кранов.
Вероятность нахождения крана на данном характерном участке определится как произведение длины участка на плотность условной вероятности р. Например, положению 2 (см. рис. II.9) крана № 1 соответствует вероятность (/1—Л1)р, положению.? — вероятность AiP и т. д.
При определении вероятностей совместного воздействия двух кранов можно воспользоваться тем, что сумма вероятностей всех возможных событий (входящих в зоны Б, В, Г матрицы) должна быть равна единице.
Для событий, в которых воздействия двух кранов на конструкцию независимы (например, 03, 15 и т. д.), вероятность можно подсчитать, разделив произведение длин участков, на которых в данном событии могут располагаться равнодействующие усилий колес кранов (участка влияния), на сумму длин участков влияния всех возможных событий.
Например, длины участков влияния для событий 03 и 15 будут соответственно:
I03 — K2L4-К1К2', ^15 = К1К2-
Однако следует учесть, что некоторые события (например, 22) связаны с пребыванием двух кранов на одном участке длины.
При положении крана № 1 на расстоянии х0 от начала линии влияния второй кран может занимать только заштрихованную (на рис. 11.10, в) часть этого участка. Условную вероятность события 22 можно вычислить, если всю возможную длину размещения равнодействующей первого крана /1—/к разделить на п интервалов х и записать
произведение длин участков влияния как сумму произведений длин участков, на которых может при осуществлении этого события размещаться равнодействующая усилий катков крана № 1 (Дх) и равнодействующая усилий крана № 2 (li—1К&х) и т. д. В результате получим для определения участка влияния события 22:
Z22=0,5[Z1— (Ki+Kz+B)]*.
Для некоторых событий (например, 12) на части длины второй кран располагается независимо от первого, а на длине Ki (рис. 11.10, г)—в зависимости. Тогда для вычисления вероятности этого события аналогичными вычислениями можно получить
В-К2) — 0,5
Вероятность любого события определяется как частное от деления произведения длин участков влияния на сумму всех этих величин
т
^ik — hk' 2 ^lk ’
i=0, k=0
где m — число возможных событий; Z.-л — участок влияния при ik событии.
Каждому событию соответствует определенный интервал изменения усилий, который легко подсчитать аналитически, зная усилие катка и ординаты линий влияния.
Например, при событии 25 усилия будут изменяться от
KiP 12: li до К\Рц : (h—Ki) -\-KzP2i: /2,
где Рц, Рц — усилия первого и второго катков первого крана; P2i — то же, второго крана.
Можно принять, что вероятность получения усилия в малом интервале Д5 получается делением вероятности данного события на число малых интервалов, содержащихся в пределах изменения усилия.
Вероятность получения усилия определенной величины можно получить как сумму вероятностей этой величины в различных событиях. При равномерном распределении вероятностей положения крана по длине цеха вероятность Vусилия от S до 5-)-Д5 определяется по формуле
Я
1/д5=	(^А5: М’
i = 1
где I i$i — интервал изменения усилия при i-м событии (в единицах измерения усилия); п — число событий, при которых возникает усилие от 3 до З+ДЗ.
По вычисленным вероятностям усилий легко построить полигон распределения и по хорошо известным формулам определить все статистические характеристики распределения.
На рис. 11.11 показаны результаты решения численного примера для стандартных кранов грузоподъемностью 50/10 т. По рис. 11.11, а можно заключить, что вероятность V отсутствия воздействия кранов (аО, 60) увеличивается с увеличением длины цеха, а воздействия на конструкцию одного (al, 61) или двух кранов (а2, 62) уменьшаются. Существенно зависят вероятности воздействия кранов и от длины линии влияния усилия. При длине линии влияния 2X12 м (рис. 11.11, а) вероятности воздействия кранов больше, чем при длине 2X3 м. Интегральные законы распределения отношений усилия S к наибольшему от одного крана Smi, построенные при фиксированных усилиях колес, зависят от вида линии влияния и ее длины (рис. 11.11, 6). Можно заметить, что на границе усилий от одного и двух кранов (при S:Smi = 1) имеется достаточно резкий перелом. Закон распределения усилий при случайных усилиях колес крана можно получить как композицию законов распределения усилий при фиксированном и случайном усилиях колеса крана. Этот пример позволяет оценить результаты, полученные экспериментально. Экспериментальные данные следовало бы аппроксимировать не нормальным законом (как делали все исследователи), а более сложным, многомодальным с разрывом первой производной на границе усилий от одного и двух кранов.
Изложенная методика позволяет выявить закономерности воздействия вертикальных крановых нагрузок при различных соотношениях размеров крана и цеха, а также при различных условиях работы кранов в пролете.
----------------------------------------F
Нормирование вертикальной нагрузки. При подсчете усилий в подкрановых конструкциях от вертикальной крановой нагрузки учитываются нормативное усилие колеса крана, расположение крана, а также изменчивость вертикальной нагрузки и ее динамичность. В общем виде любое усилие от вертикальной нагрузки имеет вид:
т,
S = Лд ли 7Z пс 2 У.	(П.3)
1
где к,я — динамический коэффициент; у/ — коэффициент перегрузки; Рвк — нормативное усилие колеса крана; у — ординаты линии влияния усилия при наиболее неблагоприятном расположении кранов; пн — коэффициент неравномерности усилий колес; пс — коэффициент сочетаний; mi — число колес с одной стороны крана.
Результаты исследования динамических воздействий мостовых кранов приведены в п. II.8.
Исследования коэффициента неравномерности усилий колес крана позволяют дифференцировать его в зависимости от грузоподъемности крана Q и отношения базы крана К к длине линии влияния I (табл. II.4).
Т а б л и ц а II.4
КН	ЛН При		
	Q<50 т	Б0«Э<2С0 т	Q>200 т
0,2	1,05	1	| 1
0,4	1,1	1,05	
0,6	1,2	1,1	
Неравномерность вертикальных усилий колес оказывает существенное влияние, например, при определении напряженного состояния в стенке подкрановой балки, которое производится по формуле норм, в которую введен коэффициент пь принимаемый для кранов особых режимов равным 1,5; 1,3 и 1,1 для прочих режимов, учитывающий некоторые факторы, увеличивающие местные давления (ударные воздействия колес на стыках и выбоинах рельсов; местные, крутящие верхний пояс, моменты; неточность определения длины распределения местного давления). Этот коэффициент должен учитывать и неравномерность распределения усилий колес, и на основании исследований коэффициент tii должен быть несколько пересмотрен, что будет способствовать повышению долговечности подкрановых балок.
Нормативные усилия колес Рнк определяются в предположении равномерного (или почти равномерного) распределения усилий между всеми колесами с одной стороны крана. При расчете на линии влияния располагаются силы от всех колес двух сближенных кранов. Маловероятно, что два сближенных крана одновременно поднимают грузы, соответствующие их грузоподъемности, тележки приближены к рассчитываемому ряду и заняли вдоль пролета наиболее неблагоприятное положение. Можно рекомендовать учитывать условность расстановки кранов при помощи коэффициентов перегрузки и сочетаний.
Наибольшее усилие колеса с учетом изменчивости собственной массы крана, тележки и груза, а также возможности более близкого расположения тележки к оси подкранового рельса определяется по формуле (П.2).
Если считать, что на линии влияния размещены эти наибольшие усилия колес, то при подсчете усилия будет получено наибольшее возможное, т. е. такое, которое не будет превышено без грубых нарушений правил эксплуатации. Коэффициент перегрузки при этом легко получить, разделив Рк, полученное по формуле (П.2), на нормативное усилие колеса.
Входящие в формулу величины массы груза и приближения тележки имеют случайный характер, и в связи с этим наибольшая возможная нагрузка, определенная как произведение нормативной на этот коэффициент перегрузки, может ни разу не появиться за время эксплуатации цеха. Вопрос о нагрузке, вероятной во время эксплуатации, можно решить методами математической статистики, заменяя опытные полигоны распределения аналитическими (акономерностями. В [59] для аппроксимации полигонов был принят нормальный закон, но отклонения опытных полигонов распределения от нормального закона не случайны и последний может рассматриваться только как приближенно описывающий опытные распределения. Это было показано и при теоретическом построении полигонов распределения.
Если же учесть, что вертикальная нагрузка воздействует на колонну (0,6—6,7) 106 раз за 20 лет непрерывной работы, то ясно, что вероятности, соответствующие трем или четырем стандартам, не могут обеспечить достаточной надежности. Кроме того, обращает на себя внимание большая разница в частоте загружений колонн различных цехов.
Коэффициент перегрузки и, на который нужно умно
жить нормативную нагрузку, чтобы получить не наибольшую возможную нагрузку, а нагрузку, появление которой вероятно во время эксплуатации, можно определить из условия, что вероятное число достижения или превышения' расчетной нагрузки за 20 лет круглосуточной работы не будет больше единицы. Это условие косвенно учитывает частоту загружения и время эксплуатации. Чем длительнее эксплуатация и чем чаще загружаются конструкции, тем больше вероятность появления нагрузок, близких к наибольшим. Увеличение же срока эксплуатации , после 20 лет сказывается мало. Если срок эксплуатации увеличить до 50 лет, то коэффициент перегрузки увеличится на 2—3 % •
Легко определить задаваемую вероятность превышения расчетной нагрузки в зависимости от числа загружений за срок эксплуатации и числа стандартов, соответствующее этой вероятности.
Коэффициент перегрузки можно определить как функцию двух экспериментальных статистических характеристик, а также числа стандартов, зависящего от интенсивности работы кранов в данном пролете и принятого срока эксплуатации. Следует учесть, во-первых, что средняя арифметическая и стандарт выборки, полученные без учета сближенной работы кранов, при экстраполяции на реальные условия эксплуатации должны быть увеличены на 10%. Учет приводит к смещению моды кривой распределения и к увеличению рассеяния. Во-вторых, методика наблюдений [59] не учитывала возможности применения кранов с мостами, масса которых больше, чем указано в паспорте. Можно приближенно принять, что все мосты кранов были на 10 % тяжелее, чем указано в паспорте. Учет этого приводит к смещению моды. Наконец, в-третьих, статистические характеристики были вычислены в долях наибольшей нагрузки от одного крана Риь Учтя это, коэффициент перегрузки п легко определить как отношение расчетной нагрузки к нормативной от двух кранов Ри2:
П=[1,1(Р+Ру)+0,1(Рм.к/Р«1)](Рн1/РН2)>
где Р и Р — средняя арифметическая и стандарт экспериментальных полигонов распределений, выраженные в долях PHi; Рм.к — нагрузка на колонну от массы моста (наибольшая); P”i и Рн2 — нормативные нагрузки одного и двух крапов; у — число стандартов.
Коэффициент перегрузки, определенный по этой формуле, включает в себя и коэффициент сочетаний. Поэтому во многих случаях [59] его значения были получены мень-
Шимй, чем единица (особенно для кранов среднего реЖйма работы в машиностроительных цехах).
В [64] рассмотрены вертикальные крановые воздействия как стационарные процессы. Автор использовал теорию выбросов и предложил определять коэффициент перегрузки по формуле
п = (1/о| k) [с + о /21п(ГЛо/-1пУ0Л,	(П.4)
где ан2—нормативное напряжение в нижнем поясе подкрановой бал-- ~
ки от двух кранов; k — конструктивная поправка; а и о — средняя арифметическая и стандарт выборки; «о — среднее число превышения случайным процессом уровня о; Т срок эксплуатации; Vo — вероятность того, что за срок эксплуатации напряжение ни разу не превысит расчетного значения.
Задавшись сроком эксплуатации 50 лет и вероятностью непревышения уровня 0,999, автор [64] получил значения коэффициентов перегрузки для кранов тяжелого режима работы в некоторых металлургических цехах 0,45—1,12. Нужно при этом учесть, что методика построения реализаций случайных процессов предопределила то, что эти цифры не просто значения коэффициента перегрузки, а произведения коэффициентов перегрузки, динамического, неравномерности и сочетаний.
Формулой (П.4) воспользовались и авторы [139] и [61]. В [61] получены (для семи кранов складских пролетов прокатных цехов) коэффициенты перегрузки усилий колес (т. е. при PHi :РН2=1) 0,77—1,19. Методика исследования определила, что эти значения являются произведением коэффициентов перегрузки, динамического и неравномерности усилий.
Таким образом, коэффициент перегрузки п зависит в основном от: 1) частоты загружения колонн и подкрановых балок, определяющих число стандартов у, на котором расположена расчетная нагрузка; 2) отношения грузоподъемности крана Q к его собственной массе (Qk+Qt), которое определяет величину средней арифметической, т. е. центр распределения; 3) отношения наибольшей нагрузки на данный элемент от одного крана PBi к нормативной нагрузке от двух мостовых кранов Ря2, что объясняется разной вероятностью достижения нормативной нагрузки для элементов, рассчитанных на два крана, и для элементов, на линии влияния которых при расчете можно разместить только один кран. Для достижения нормативной нагрузки для последних достаточно, чтобы один кран поднял наибольший груз и с тележкой, приближенной к оси рельса, пересек при движении наивыгоднейшее для
ента nepeipyaxH п от отношения грузоподъемности крана Q к его полной собственной массе QK + Q.r
Дайного элёмейта положение. Для достижения нормативной нагрузки первых нужно, чтобы два крана одновременно подняли наибольшие грузы, приблизили тележки к оси рельса с одной стороны пролета и в сближенном состоянии пересекли невыгоднейшее для данного элемента положение. Такое бывает крайне редко, и, следовательно, вероятность достижения нормативной нагруз-
ки для элементов, рассчитанных на два крана, значительно меньше вероятности достижения нормативной нагрузки
для элементов, рассчитанных на один кран.
Результаты определения коэффициентов перегрузки вертикальной крановой нагрузки по методике [59] показаны точками на рис. 11.12. В области А на этом рисунке размещаются значения коэффициентов перегрузки, при умножении на которые нормативной нагрузки получается нагрузка (или усилие), воздействие которой на конструкцию возможно и вероятно. В области Б размещаются значения коэффициентов перегрузки, которые возможны,' но вероятное число появления их за 20 лет непрерывной эксплуатации меньше единицы и их можно не учитывать. Наконец, значения коэффициентов перегрузки в области В приводят к получению нагрузок и усилий, которые будут воздействовать на каркас здания только при нарушении правил эксплуатации мостовых кранов и, безусловно, не должны учитываться расчетом. На линии, отсекающей область В, размещаются наибольшие значения коэффициентов перегрузки, т. е. коэффициенты, определенные как частное от деления давления колеса Рк по формуле (П.2) на нормативное давление колеса Рнк. Подсчеты показали, что зависимость такого коэффициента перегрузки от соотношения грузоподъемности и собственного веса крана почти линейна.
Экспериментальные значения коэффициента перегрузки, показанные точками на рисунке, определены при соотношении Рн| :Рн2=0,5. Разброс их значений весьма значителен, что объясняется влиянием технологии производства. Кривая 2, разделяющая области возможных и вероятных значений п и область возможных, но маловероятных значений, должна располагаться выше всех эксперименталь
ных точек, что и показано на рисунке. Естественно, что положение кривой, разграничивающей области А и Б, зависит от соотношения нормативной нагрузки от одного и двух кранов. Чем больше это соотношение, тем вероятнее воздействие больших нагрузок, и, следовательно, граничная кривая располагается выше. Например, при PHi: PBs= = 1, т. е. при воздействии на элемент конструкции давлений колес от одного крана, граничная кривая перемещается вверх (кривая 3).
Анализ работ позволяет рекомендовать коэффициенты перегрузки, указанные в табл. П.5.
Т а б л и ц a II.5
<?:«?К+<2Т)
₽Г-₽2
0,21-0,39
>0,4
0,9—1 0,8—0,89 0,6—0,7
0,51—0,59 =£0,5
1,1
1,1
1,1
1,1
1,05
1,1
1,1
1,1
1,1
1,05
1,1
1,05
1
1
1
Обозначения: Q — номинальная грузоподъемность; (Qk+Qt) — полная масса крана; PHt — наибольшая нормативная нагрузка от одного крана; Рв2— то же, от двух кранов.
При таком подходе к нормированию вертикальной крановой нагрузки для разных элементов каркаса вместо одного будут получаться разные значения коэффициентов перегрузки.
Коэффициент сочетаний вертикальных крановых воздействий исследовался в [139] и [67]. Методика сбора экспериментальных данных описана выше.
Автор [139] экспериментально исследовал коэффициенты сочетаний для усилий в подкрановых балках и колоннах крайних рядов, что позволило назначить обоснованные значения этих коэффициентов, которые и были учтены при разработке СНиП П-6-74.
В МИСИ им. В. В. Куйбышева исследованы коэффициенты сочетаний для крайних и средних рядов подкрановых балок и колонн и выявлены закономерности зависимости коэффициентов сочетания от разных факторов. Методом статистического моделирования получены гистограммы воздействий на конструкции двух и четырех кранов. Положения кранов, работающих на одних путях, были приняты зависимыми, а в соседних пролетах — незариси-
Рис. 11.13. Зависимость коэффициентов сочетаний п от длины линии влияния (А4Л) и отношения пролета крана £в к его базе К ----- — коэффициенты сочетания для двух кранов;---------— для четыпех
мыми. По формуле, аналогичной (II.4) (без коэффициента k и при о”]), определены произведения коэффициента перегрузки на коэффициент сочетаний (при Т=40 лет, Vo=0,95) для двух или четырех кранов, а после деления результатов на сумму произведений воздействий от каждого из двух кранов при невыгоднейшем загружении линии влияния на соответствующие коэффициенты перегрузки (т. е. на расчетное воздействие без учета сочетаний) — коэффициенты сочетаний. На рис. 11.13 показаны зависимости пс от длины линии влияния и базы крана для двух и четырех кранов. Нужно отметить, что коэффициенты сочетания существенно зависят от Зтих' параметров, и их можно было бы дифференцировать. Была отмечена зависимость пс от протяженности рабочей зоны и от положения колонны по длине цеха.
Коэффициенты сочетаний получились ниже (особенно при учете четырех кранов), чем установленные в СНиП П-6-74, и это указывает на возможность их снижения.
Следовательно, есть некоторые резервы, которые можно реализовать уточнением вертикальных крановых нагрузок без снижения надежности и долговечности конструкций промышленных зданий.
II.6. ВЕРТИКАЛЬНЫЕ НАГРУЗКИ ОТ ПОДВЕСНЫХ ОДНОБАЛОЧНЫХ КРАНОВ
Вертикальные нагрузки от подвесных кранов, передаваемые на конструкции покрытия, весьма значительны и часто достигают 50 % общей расчетной нагрузки для стропильных ферм.
В СНиП П-6-74 вертикальные нагрузки от подвесных кранов принимались по аналогии с мостовыми кранами среднего режима работы, т. е. от двух или четырех кранов с коэффициентами перегрузки 1,2 и коэффициентами сочетания 0,85 и 0,7. Динамический эффект воздействий подвесных кранов не учитывается, хотя в Инструкции ио проектированию путей внутрицехового подвесного транспорта содержатся указания по учету коэффициента динамичности, равного 1,1.
Есть лишь отдельные работы [90], посвященные экспериментальной оценке коэффициентов динамичности.
Подвесные краны имеют ряд особенностей, предопределяющих специфику вертикальных воздействий и отличия от мостовых опорных кранов. Главные из этих особенностей — большая доля веса грузов в общем усилии катка, достигающая 60—70%, возможность размещения тележки с грузом непосредственно под путями или на консоли, шарнирное крепление каретки к концевой балке и возможность их взаимного горизонтального смещения, небольшие скорости перемещения моста.
Работа по изучению вертикальных воздействий проводилась на заводах автомобильной промышленности [91, 125].
Методика исследования включала визуальное наблюдение за работой кранов, непрерывную запись усилия катка с использованием тензодатчиков, установленных на концевой балке, а также сбор информации о весах поднимаемых грузов по журналам выдачи металла. Характеристика участков и результаты этой работы приведены в табл. П.6.
По характеру поднимаемых грузов все участки разделены на три группы.
К группе I относятся участки, на которых поднимаются детали или готовые изделия определенной массы; в основном это механические и механосборочные цехи. К группе II относятся участки, на которых осуществляются контейнерные перевозки. Группа III включает участки, где перемещают связки металла: заготовительно-складские участки и автоматные цехи.
Типичные полигоны распределения поднимаемых грузов и усилий ходовых тележек для каждой группы даны на рис. 11.14.
Для участков группы I (полигоны 1) характерны одновершинные полигоны усилий, имеющие небольшой разброс, определяемый только перемещением тележки. Положение
Группа участка	Участок	Q, т
1 1 pi	Окраски, испытания моторов, съема моторов с конвейера, сборки, зарядки аккумуляторов, склада моторов, мелкой штамповки, отжига Мелкой штамповки	2 3,2
1 2	Сдачи продукции (автоматный цех подшипников) Обрубки Металлоотходов	1 2 3,2
3	Заготовки металла Склада металла, заготовки труб Бампериый, мойки, заготовки и складирования металла	2 3,2 5
Таблица П.6
	Число в сут		Qr.-Q	Р_„:РИ ср
	подъемов	за гружений ходовой тележки		
	124—518	156—518	0,08—0,6	0,19—0,54
	111—346	111—410	0,12—0,19	0,27—0,31
	123—298	92—298	0,22—0,23	0,36—0,38
	349 238	403 241	0,47 0,17	0,54 0,32
	141 88—145 158—216	135 95—100 168—289	0,18 0,28 0,28—0,30	0,26 0,32—0,35 0,31—0,40
Рис. 11.14. Характерные полигоны масс поднимаемых грузов а, нагрузок на ходовые тележки б и график стабилизации коэффициента вариации v в
Моды Заййсйт от степени использования крана по грузоподъемности Qr: Q, где Qr — масса поднимаемых грузов, а Q — номинальная грузоподъемность крана. По существу, нагрузка от этих кранов не вполне статистически случайна. Нагружение путей характеризуется стационарным процессом с постоянной амплитудой. Перегрузка возможна при неправильном назначении грузоподъемности крана или изменении технологии. Частота загружения путей для участков группы I достаточно велика: число подъемов грузов в сутки достигает 520. Это предопределяет повышенный абразивный износ балок путей.
На участках группы II (полигоны 2) случайный характер нагрузки проявляется значительно сильнее. Максимальные нагрузки не превышают 0,6—0,7 нормативных значений. Для участков автоматных цехов подшипникового завода и литейных цехов характерны двухвершинные полигоны. Первая мода соответствует транспортированию пустых контейнеров и находится в интервале 0,1—0,2 нормативных значений давлений. Вторая мода формируется при полном загружении контейнеров и смещена вправо. В отдельных случаях наблюдались перегрузка контейнеров и превышение номинальных усилий. Частота загружения путей на участках II группы составляет 300—400 подъемов в сутки.
Участки III группы имеют, как правило, многовершинные полигоны. Число мод определяется числом типов обрабатываемых грузов. Полигоны сильно вытянуты вправо, в зону повышенных значений. Эти участки представляют наибольший интерес при определении коэффициентов перегрузки п.
При определении коэффициентов п была использована методика, основанная на анализе масс поднимаемых грузов, по которым был получен наибольший объем информации. При определении п использована формула
„    1,05QM 7К 4~ 2 (Qnr -j- От.л) (LK д) Qm Lk + 2 (Q + QT. л) (Z.K + a) ’
где QM — масса моста крана; LK — пролет крана; Q — грузоподъемность крапа; а — длина консоли моста; QT.n—масса тали; пг— коэффициент перегрузки для груза.
Коэффициент 1,05 учитывает возможное увеличение массы моста крана по сравнению с паспортными данными.
Для определения пг построены полигоны распределения грузов, максимальных за некоторые промежутки времени для девяти пролетов автоматных цехов. Промежутки квантования назначались исходя из условия стабилизации тех
нологического процесса. В качестве меры стабилизации был принят коэффициент вариации числа поднимаемых грузов. С увеличением промежутка квантования этот коэффициент уменьшается. Кривая стабилизации коэффициента вариации показана на рис. 11.14, в. Полигоны распределения максимальных грузов по мере увеличения интервала и приближения коэффициента вариации к асимптоте приобретают форму, близкую к симметричной (полигон 3 М), и могут быть аппроксимированы нормальной кривой.
Коэффициент перегрузки, определенный при сроке эксплуатации пять лет и экспериментальных данных о частоте загружения (для 12 пролетов автоматных цехов) по грузу составил 0,996—1,201, по усилию на путь — 0,907— 1,08. Это позволяет рекомендовать величину п принимать равной (соответственно) 1,2 и 1,1.
Чтобы уточнить динамическую составляющую вертикальной нагрузки от подвесных кранов, проведены испытания в двух цехах с кранами грузоподъемностью 3,2 и 5 т. Деформации в элементах конструкции измерялись тензо-резисторами. В качестве регистрирующего прибора использовался самописец со специально смонтированным усилителем. Датчики наклеивались на верхний пояс балки пути посередине ее пролета и элементы фермы, работающие только на нагрузку от крана. Кран загружали бетонными монолитными грузами, предназначенными для освидетельствования кранов.
Испытаниями было установлено, что динамические воздействия на конструкции наиболее значительны при подъеме груза, торможении поднимающегося груза и опускании груза. При проездах крана динамические воздействия не были обнаружены. Это объясняется малой скоростью однобалочных кранов. По осциллограммам определены динамические коэффициенты для статических напряжений от подъема груза и частоты замеряемых колебаний. Динамические коэффициенты при подъеме и опускании груз» близки между собой (1,24—1,36). При торможении поднимающегося груза динамика менее значительна.
Так как испытания проводились с грузами меньше номинальной грузоподъемности и при отсутствии второго крана, задача расчета состояла в определении расчетных значений коэффициентов динамичности при полном загру-жении конструкции.
При расчете было учтено, что изгибная жесткость конструкций очень велика по сравнению с жесткостью каната,
и в связи с этим рассмотрена одномассовая схема при абсолютно жесткой конструкции.
Сопоставление показало, что экспериментальные й расчетные частоты колебаний достаточно близки. Расхождение не превышает 15%. Это свидетельствует о правильном выборе расчетной схемы с одной массой. Коэффициенты динамичности от подъемов грузов, равных номинальной грузоподъемности, определены расчетом: для трехтонного крана они составили 1,23, а для пятитонного крана — 1,22. Коэффициент динамичности для давлений на наиболее нагруженные колеса 1,15.
Так как одновременный подъем грузов двумя сближенными кранами маловероятен, при расчете конструкций целесообразно учитывать динамические воздействия только одного крана. Эквивалентные значения коэффициентов в предположении динамических воздействий от двух кранов оказались равными 1,09.
Таким образом, для расчетов могут быть рекомендованы коэффициенты динамичности: для нагрузки на ходовую тележку 1,1; для веса поднимаемого груза 1,2.
II.7. ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ МОСТОВЫХ КРАНОВ
Теоретические и экспериментальные исследования. В первой большой работе, посвященной горизонтальным силам, возникающим в элементах каркаса цеха при движении мостовых кранов [48], было выявлено, что одной из причин возникновения значительных боковых сил является перекос мостового крана, т. е. расположение его главных балок или ферм не перпендикулярно подкрановым путям. Значительный перекос вызывают: искривление путей в плане; несимметричность вертикальной нагрузки на кран; неравномерный износ ходовой поверхности колес крана; неравномерная смазка подкрановых путей мазутом и маслом; наличие на рельсах воды и льда; перекос конструкции крана при его изготовлении; податливость узловых соединений моста крана; неисправности приводного механизма кранового моста и др.
При обследовании 24 кранов грузоподъемностью 5— 200 т установлено, что забегание одной стороны крана относительно другой достигало 9,5 см, причем большие забегания получались у кранов небольшой грузоподъемности (до 15 т) и большого пролета. Возможны три различных характера движения моста крана: с почти постоянным перекосом; с переменным перекосом одного знака; с движением, при котором меняются величина и знак перекоса.
Испытаниями выявлена склонность к перекосу кранов с большим отношением пролета крана LK к его базе К (более 5). Искривления подкрановых путей в плане создают эффект, аналогичный движению перекошенного крана по путям, параллельным направлению движения крана, и в реальных условиях эксплуатации характер движения определяется не только конструкцией крана, но и состоянием подкрановых путей.
Качественная картина зависимости силовых воздействий мостового крапа на каркас здания при различных направлениях его движения и при торможении тележки получена измерением горизонтальных перемещений колонны в уровне верха подкрановой балки. В разных цехах получены однозначные и двузначные диаграммы смещения колонн. При торможении крановой тележки появились смещения колонны, которые в виде пика накладывались на плавную диаграмму смещения колонны при проезде крана. Пики смещения колонн появлялись с обеих сторон пролета. Смещение от торможения тележки достигало 30 % максимального. Было замечено, что смещение двух колонн одной поперечной рамы значительно отличаются. Смещение колонны зависит не только от боковых сил, но и от вертикального давления. Этим можно объяснить то, что при испытаниях была установлена связь между смещением и вертикальной нагрузкой. Однозначные диаграммы смещения колонн объясняются тем, что в некоторых случаях при движении крана подкрановые пути стягиваются или распираются.
В четырех металлургических цехах боковые силы, возникающие между подкрановыми балками и колонной, измерялись при помощи динамометрических колец, устанавливаемых вместо элементов, соединяющих колонну и подкрановую балку. Радиальные перемещения этих колец записывались экстензографом. Кольца тарировали на прессе после испытаний в цехе. Диаграммы радиальных перемещений кольца, пропорциональные боковым силам, имели различный вид, и их анализ позволил сделать выводы о том, что в цехах с тяжелыми многоколесными кранами превалирующим является распорное воздействие мостовых кранов, а в цехах с легкими кранами (грузоподъемностью до 75 т) — перекосное. Силы зависят от направления движения. Торможение и пуск тележки существенно сказываются на боковой силе, передаваемой на колонну в уровне верхнего пояса подкрановой балки. Боковые силы при воздействии двух мостовых кранов незначительно
Рис. I LI 5. Интерпретация экспериментальной диаграммы боковой силы как результата сложения двух обобщенных линий влияния а — обобщенная линия влияния двух равных сил, направленных в одну сторону; б — то же, направленных в разные стороны; в — суммарная обобщенная линия влияния; г — одна из опытных диаграмм; 1 — колонна; 2 — подкр.х новая балка
отличались от боковых сил, вызванных воздействием одного мостового крана.
Методика измерения дала возможность изучить закономерности боковых сил, передаваемых подкрановой балкой на колонну поверху (сила Тв на рис. II.3). Для оценки сил, передаваемых колесом крана Тк, предложена интерпретация суммы опытных диаграмм изменения боковых сил как суммы двух обобщенных линий влияния (рис. 11.15): линии влияния системы равных сил, направленных в одну сторону, и линии влияния двух равных сил, направленных в разные стороны. Подбирая коэффициенты сил, на которые умножаются ординаты этих линий влияния перед их суммированием, можно получить графики, достаточно близко совпадающие с любой из полученных опытных диаграмм. Эти испытания заложили основу
современному представлению о физической природе горизонтальных воздействий мостовых кранов, которую не изменили более поздние исследования. Проанализировав физическую природу боковых сил, возникающих при движении крана, автор [48] для получения простых расчетных формул условно подразделил все краны на два вида: краны, не склонные к перекосу, т. е. такие, опытные диаграммы боковых сил которых близки к обобщенным линиям влия-
ния системы одинаково направленных сил, и краны, склонные к перекосу, т. е. такие, для которых график, близкий к опытной диаграмме боковых сил, можно получить в результате сложения двух обобщенных линий влияния.
После некоторых упрощений для кранов, не склонных к перекосу (LK: Я^5), боковые силы колес для кранов с гибким подвесом были определены по формуле
ТК=Р с^о,	(II.5)
где Рсрк — среднее вертикальное усилие колеса с одной стороны крана; р.о—коэффициент трения скольжения.
Для кранов с таким же соотношением пролета и базы, но с жестким подвесом среднее усилие колес заменяется в формуле на максимальное.
Для кранов, склонных к перекосу:
Тк = [(QK + QT + Q LJ 1 C0]/< ]P™,n p0,	(П.6)
где QK и Qt — массы моста и тележки крана; Q — грузоподемность крана; Р™|П — минимальное усилие колеса.
Вычисленные по формулам (II.5) и (II.6) боковые силы (в 1,5—5 раз больше нормативных) хорошо совпали с экспериментальными.
Измерения боковых сил без нарушения креплений подкрановой балки к колонне проведены в 1951—1956 гг. в ЦНИИПСе. Силы определялись при помощи измерения угла соединения концевой балки крана с главной, причем угол измерялся при движении крана. Анализ испытаний в цехах черной металлургии позволил сделать вывод, что боковая сила, передаваемая колесом на рельс, может быть определена по формуле (П.5) при замене среднего усилия колес максимальным.
При исследовании боковых сил на опытном сооружении, оборудованном мостовым краном грузоподъемностью 10 т, а также в действующих цехах металлургического и машиностроительного заводов определены горизонтальные воздействия по замеренному горизонтальному поперечному смещению колонны и по горизонтальному перемещению балки в уровне верхнего пояса [129]. Особенность этой работы в том, что впервые были замерены боковые силы кранов машиностроительных цехов. Установлено, что в этих цехах действительные силы превышают значения, определенные по нормам. Автор [129] правильно подразделяет многочисленные факторы, влияющие на характер движения крана и значения боковых сил, на две категории: поддающиеся некоторому регулированию и аналитическому учету (отношение пролета крана к его базе, грузоподъемность крана, отношение жесткостей поперечной рамы и моста крана к горизонтальной плоскости) и на такие, которые невозможно точно учесть аналитически (состояние подкрановых путей, ходовых колес крана, фактический режим работы кранов).
Поперечные силы, возникающие на колесах крана, впервые определены в работе [3]. Перекосы крана определялись записью зазоров между рельсом и внешними ребор-
дамп Колес одной стороны крана. Значения Зазоров были откорректированы по отклонениям путей в плане и использованы для определения забегов одной стороны крана относительно другой. Анализ изменения забегов показал, что перекос крана в горизонтальной плоскости постоянно изменяется во времени движения, но многократные записи зазоров дали полную их повторяемость при движении в одинаковых условиях (расположение тележки, масса груза на крюке и т. п.).
Боковые силы определялись непосредственно на колесах крана при помощи тензометрических крышек, воспринимающих усилия, действующие на оси колеса. Характер воздействия и значения боковых сил выявлялись (в цехе машиностроительного завода и на опытном кране) для кранов с центральным и раздельным приводами механизма передвижения, при различных положениях тележки с грузом и без груза, с различными отношениями пролета крана, а также при одинаковых и разных диаметрах ведущих колес.
Испытания позволили установить, что при центральном приводе механизма передвижения боковые силы значительно больше, чем при раздельном. Для кранов с раздельным приводом боковые силы зависят от отношения пролета крана к его базе. Разность диаметров ведущих колес также влияет на боковые силы. В [3] разработаны формулы для определения боковых сил, передаваемых колесом на подкрановый путь при центральном и раздельном приводах крана, при различных конструкциях и условиях движения крана (касание рельса одной ребордой, двумя ребордами на одной стороне и двумя ребордами на двух сторонах крана, движение крана с одним ведущим колесом при разных диаметрах колес). В формулах принималось, что при движении крана с перекосом на колеса воздействуют силы от трения качения колеса и от трения в подшипниках букс, силы сцепления ведущих колес, силы трения при поперечном скольжении колеса и отпорное воздействие реборды при касании ею рельса. Принималось также, что силы поперечного скольжения составляют 0,1 вертикальной нагрузки, что было подтверждено экспериментом. Расчетные формулы получены в результате рассмотрения условий равновесия при воздействии на колеса всех сил. В результате некоторых допущений предложена простая формула для определения поперечного усилия колеса крана
Г1( = 0,1(Лк/К)РГх-	(П.7
Эта формула дает значения, во много раз большие, чем все ранее предложенные. Большое число факторов, влияющих на характер силовых воздействий при движении крана, предопределило необходимость продолжения экспериментального изучения боковых сил.
В 1959—1969 гг. в МИСИ им. В. В. Куйбышева исследованы боковые силы четырехколесных кранов трех однопролетных зданий мартеновского цеха: смазки изложниц, сыпучих и магнитных материалов шихтового двора. Краны тяжелого и весьма тяжелого режимов работы имели грузоподъемность 30/5, 22/6 и 15 т и пролеты 22,5, 22 и 28,5 м [42]. При помощи горизонтального динамометрического кольца, рычажного приспособления и экстензографа измерялись боковые силы, передаваемые подкрановыми балками в уровне их верхнего пояса. Также установлено, что направление движения крана сказывается только в случаях, когда кран движется с большим перекосом. При смещениях рельса, меньших суммы зазоров между ребордами колес и рельсами, существенных изменений боковой силы не наблюдается. При смещениях, больших суммы зазоров, на диаграммах боковых сил появлялись характерные пики, соответствующие стягивающим или распирающим усилиям, и боковые силы при этом в 1,9— 3,25 раза превышали силы при проезде крана по центрально расположенным путям.
В здании смазки изложниц исследовалось и влияние состояния поверхности рельса. Если при естественном состоянии рельса боковые силы на одном из рядов были 0,9—1,55 кН, то после того, как рельс был посыпан песком, они увеличились до 1,24—1,87 кН. При смазке рельса маслом боковые силы уменьшились, что объясняется изменением коэффициента трения.
Исследованием влияния двух сближенных мостов кранов установлено, что хотя боковые силы и возрастают, но значительно меньше, чем принимается расчетом.
В [42] и [126] приведены результаты обширных экспериментальных исследований боковых сил 17 кранов металлургических заводов с различными типами привода механизма передвижения, из которых 10 были с жестким подвесом (краны для раздевания слитков, колодцевые краны цеха нагревания слитков, пратцен-краны склада и адъюстажа прокатного цеха). Силы определялись при помощи механических и электрических динамометров, устанавливаемых на колонны взамен существующих элементов креплений к ним подкрановых балок, и отличались от ди
намометров предшествующих работ тем, что динамометрические кольца в них были заменены скобами. Крепились динамометры не к двум смежным подкрановым балкам, а к каждой балке в отдельности. Перемещения скоб записывались экстензографом. Предложена двучленная формула
7'к=/р/>к-|-2[1р (Рч/пц),	(П.8)
где Рк — действительное вертикальное усилие колеса крана; fp — коэффициент трения; Рт — вертикальное усилие тормозного колеса тележки; |1Р — коэффициент трения продольного скольжения; От]—число колес с одной стороны крана.
В этой формуле сила Тк рассматривается как результат взаимодействия колес крана с рельсом, на которое накладывается результат торможения тележки.
Испытания выявили влияние ряда факторов на боковые силы. При одностороннем приводе^механизма передвижения большие силы возникают при движении крана с ведомой колесной парой впереди. Для кранов с центральным приводом силы увеличиваются в 4 раза (а в среднем в 2—2,5 раза), для кранов с двусторонним центральным приводом зарегистрировано увеличение сил в 3 раза (а в среднем в 1,5 раза). При перемене направления движения боковые силы у 30 % кранов в моменты торможения увеличивались на 5—15%. Торможение тележки вызывает боковые усилия, которые могут достигать значения сил от колес при движении крана с неподвижной тележкой и даже превосходить эти значения при ударе тележки о буфер. При торможении контртоком и механическими тормозами боковые силы меньше, чем при ударе о буфер. Перераспределение тормозной силы тележки по рядам достигает отношения 1:2, и, следовательно, не исключена возможность почти полной передачи силы на один ряд. Значительно меньше возрастают боковое силы (на 5—15%) у 40 % испытанных кранов при совместном движении моста и торможении тележки (без торможения контртоком и ударов о буфер).
Автор [126] провел комплексные экспериментальные работы в действующих кузнечно-прессовых цехах завода тяжелого машиностроения и в мартеновском цехе металлургического завода. Испытывались краны общего назначения грузоподъемностью 15/3 т с раздельным приводом и разливочный кран грузоподъемностью 175 т с центральным приводом. Чтобы учесть геометрические факторы, были замерены углы перекосов колес, разности диаметров ведущих колес, степень износа реборд, уклоны и сме-
Рис. 11.16. Измерение силовых воздействий при испытаниях четырехколесных кранов
/ — колонна;* 2 — подкрановая балка; 3 — тормозной лист; 4 — мостовой кран; 5 — листовой динамометр; 6 — высокопрочный болт М20; 7 — тензодатчики; 8 — вертикальный динамометр; 9 — кронштейн; 10 — установочный болт
щения путей в плане и отклонения стенок балок от вертикали. При испытаниях в кузнечно-прессовом цехе измерялись вертикальные и горизонтальные силы, передаваемые колесом крана на рельс, вертикальные опорные реакции подкрановых балок и боковые силы, передаваемые верхним поясом балки на колонну. Приборы устанавливались по двум рядам балок (рис. 11.16, а). Боковые силы измерялись при помощи листового динамометра с наклеенными на него тензорезисторами (рис. 11.16, б). Динамометры крепились к колонне и балке высокопрочными болтами. Изгибные деформации динамометра исключались последовательным соединением датчиков, наклеенных с двух сторон листа.
Для измерения вертикальных и горизонтальных опорных реакций подкрановая балка поднималась на 4—5 мм над опорным столиком колонны (рис. 11.16, в). Двумя болтами М 36 динамометры подвешивались к кронштейну, присоединенному к колонне. Боковые силы, передаваемые колесами крана, измеряли тензокрышками, установленными на ведущих (Т1 и Т2) и на ведомых колесах (ТЗ и Т4). Вместо гайки на ось колеса с наружной стороны навинчивалась фасонная гайка со штоком, упирающимся в торец оси и соединенным с силоизмерительной балкой из швеллера с накленными на нее тензорезисторами. Опорами этой балки служили болты, крепящие ее к буксе. Вертикальные усилия колес измеряли тензорезисторами, накленными на пояса концевой балки моста крана в месте примыкания к ней главных балок. Показания тензорезисторов записывали шлейфовыми осциллографами.
Осциллограммы измеряемых усилий (обозначения которых показаны на рис. 11.16, г) при многократных записях в одинаковых условиях испытания оказались идентичными.
Анализ результатов испытаний позволил сделать выводы о том, что изменение скорости движения крана не сказывается существенно на вертикальные и горизонтальные усилия колес, а при ускорении движения происходит заметное перераспределение вертикальных усилий колес (усилия изменяются в 1,1—1,3 раза). Еще больше меняются боковые силы. Перемена направления движения, практически не изменяя вертикальные усилия колеса, приводит к изменению знака горизонтальных усилий. При резкой перемене направления движения (с юзом) заметно меняются и вертикальные усилия. Горизонтальные опорные реакции подкрановых балок Тв при перемене направления движения крана меняли (в большинстве случаев) знак. На эти силы существенно сказывались и скорость крана, и ускорение.
Горизонтальные силы, передаваемые на колонну по нижнему поясу подкрановой балки, часто достигали 20— 30 % сил, передаваемых по верхнему поясу балки. Направление этих сил не менялось ни при перемене направления движения крана, ни при изменении других условий испытания. По-видимому, силы Гн, передаваемые на колонны по нижнему поясу балки, вызываются не только горизонтальными воздействиями мостового крана, но и кручением подкрановой балки при воздействии вертикальных реакций, и, следовательно, в боковую силу Тв, передаваемую
на колонну по верхнему поясу балки, также входит составляющая от кручения подкрановой балки. При резком торможении и разгоне крана на осциллограммах боковых сил диагонально расположенных колес крана появлялись значительные пики, свидетельствующие об увеличении угла перекоса крана. Одновременно значительно увеличиваются и остальные измеренные поперечные воздействия.
Экспериментальные результаты позволили установить, что для данного типа крана основными факторами, влияющими на горизонтальные силы, являются перекос колес крана относительно оси рельса и перекос всего моста в плане. Сила тяги ведущего колеса на каждой стороне крана равна сопротивлению движения колее соответствующей стороны. Для равновесия необходимо, чтобы боковые силы колес на передней и задней осях крана были попарно равны и противоположно направлены. По экспериментальным значениям боковых сил на каждой оси крана можно выделить усилие от перекоса колеса и от перекоса моста, беря соответственно полусумму и полуразность сил, действующих на правом и левом колесе передней или задней оси крана. Подсчеты 23 испытаний показали, что боковые силы от перекоса колес составляют от —2,4 до + 1,62 кН на ведущих и от —1,32 до +1,3 кН на ведомых колесах, а от перекоса всего крана — от 0,4 до 9 на ведущих колесах и от 0 до 7 кН на ведомых. Видно, что большая часть боковой силы, действующей на колесо, вызвана перекосом плоскости колеса относительно оси рельса. Этим и объясняется, что при установке колес крана с перекосом резко снижается долговечность подкрановых рельсов и самих колес крана.
Анализ отношений вертикальной и боковой силы, действующей на колесо, показал, что при отсутствии контакта реборды колеса с рельсом экспериментальное значение коэффициента пропорциональности близко к 0,1. Коэффициент этот сильно меняется при трении реборды. Боковые силы не изменяются в аналогичных условиях испытаний при смещении колеса и рельса в поперечном направлении до тех пор, пока не погашаются свободные зазоры между ребордами колес и рельсами. При отсутствии зазоров боковые силы на колеса, проходящие расширенный или суженный участок пути, резко возрастают.
Изложенное позволяет установить последовательность возникновения силовых воздействий на колесах. В начале движения на колесах крана возникают усилия, размер и направление которых зависят от угла перекоса соответ
ствующего колеса и его вертикального давления. Равнодействующие боковых сил колес, расположенных на передней и задней осях крана, начнут смещать мост в поперечном направлении, одновременно поворачивая его в плане относительно какого-то мгновенного центра вращения. Повороту моста в плане способствует разность тяговых усилий левой и правой сторон крана, зависящая от степени загрузки каждой стороны. Боковая сила на ободе каждого колеса не превышает значения f Рк (где Рк — усилие колеса; f — коэффициент трения скольжения). Поперечное смещение и поворот моста будут происходить до тех пор, пока реборда одного или двух колес не вступит в контакт с рельсом. При ограничении перекоса колесами, расположенными по одной стороне крана, наибольшая боковая сила на колесе будет складываться из максимальной силы на ободе, равной fPK, и усилия на реборде, ограничивающей момент перекоса моста.
На основании испытаний, исходя из условий движения крана в (126], предложены формулы для теоретического определения боковых сил четырехколесных кранов раздельным «а» и центральным «б» приводами:
а)	7'к = 0,1РГх +0,05(РГх—Р™,п)£к//<;
б)	Тк = 0,1 [Рках + (Рках - -Рк,n) LJK],
где Р™ах — средние усилия колес крана на стороне, к которой приближена тележка с грузом; Р™|п —то же, на противоположной стороне; £к и К-—пролет и база крана.
Наибольшая боковая сила может быть только на одной паре колес, расположенных на одной стороне крана или по диагонали, и силы на этих колесах должны быть направлены в разные стороны.
В формуле (П.9) первое слагаемое выражает предельную силу при перекосе плоскости колеса относительно продольной оси рельса и суммарного значения поперечного смещения рельса, если оно не превосходит значения свободных зазоров между ребордами колес и головкой рельса. Поперечными смещениями колонн и подкрановых балок под действием вертикальных нагрузок можно пренебречь, так как они значительно меньше вызываемых перекосом путей в плане. Второе слагаемое отражает влияние на боковую силу колеса воздействия момента от перекоса моста в плане вследствие неравномерной загрузки сторон крана.
Для четырехколесных кранов с центральным приводом
(II.9)
условия смещения и поворота моста в плане в начальный момент движения остаются теми же. Олнако на ребордах, ограничивающих дальнейший перекос крана, в момент контакта с рельсом возникнут другие (по сравнению с краном, имеющим раздельный привод) боковые силы.
Усилия в подкрановых балках от горизонтальных сил можно определить, учитывая, что силы, определенные по формулам (П.9), перелаются только одним колесом с каждой стороны крана, а на втором колесе может действовать только сила трения, приблизительно равная 0,1 Рк-
При испытании многоколесного разливочного крана определялись вертикальные нагрузки, передаваемые краном на балансиры (при помощи тензорезисторов, наклеенных на концевые балки крана), и боковые силы, передаваемые подкрановыми балками на колонны в уровне верхнего пояса. Горизонтальные нагрузки определялись при помощи динамометров, установленных к колоннам взамен существующих креплений подкрановых балок: по одному ряду колонн — крепления двух смежных балок, а по другому—-крепления одной балки были заменены на динамометры (рис. 11.17, а). Перед экспериментом замерены углы перекоса колес крана и износ реборд. Записаны свободные зазоры между наружными ребордами колес и головкой рельса и замерены геометрические характеристики подкранового пути (рис. II. 17, б). Видно, что в створе рамы № 13 расстояние между рельсами превышает колею крана с учетом свободных зазоров, т. е. кран стягивает пути, а в пролете 16—19 кран распирает пути.
Записи горизонтальных сил показали существенные распорные усилия в узлах крепления балок к колоннам. Были уточнены усилия опирания нижнего пояса балок на колонны и замерены размеры отклонений стенок балок от вертикали (рис. 11.17, г). Балки второго ряда имели неравномерное опирание по ширине нижнего пояса и существенные отклонения стенок от вертикали. Чтобы исключить влияние неравномерности опирания, между опорной плитой колонны и нижним поясом балки были уложены центрирующие прокладки толщиной 4 и шириной 100 мм. На рис. 11.17, в видно, что центрирующие прокладки уменьшают измеряемые усилия в 2—2,5 раза. Отклонения стенок балок от вертикали меньше влияют на боковую силу.
На рис. 11.18, а приведены осциллограммы изменений зазоров между наружными ребордами колес и головкой рельса, которые показывают, что испытываемый кран в начальный . момент движения получает небольшой пере-
Рис. П.17, Измерение поперечных воздействий многоколесного краиа
/ — при первоначальном положении балки; 2 — прн прокладке со стороны ко* лонны; 3 — при прокладке со стороны пролета; 4 — по оси стенки балки
тельном заезде колес крана на испытываемую балку
кос, который во время движения почти не меняется. При перемене направления движения угол перекоса несколько изменяется, становясь затем постоянным. Последовательные положения крана в плане относительно путей, построенные по осциллограммам, приведены на рис. 11.18, г.
В отличие от четырехколесного многоколесный кран менее склонен к перекосам и имеет тенденцию сохранять постоянным первоначальный угол перекоса. Это следствие меньших отношений пролета крана к его базе и наличия на каждой стороне моста балансирных тележек, допускающих некоторый поворот в вертикальной плоскости.
Меньшая склонность испытываемого крана к перекосам сказалась и на характере горизонтальных сил, записываемых динамометрами. Осциллограмма на рис. II.18, б показывает, что изменение направления движения для этого крана несущественно сказывается на боковых силах.
Небольшое влияние на характер и размер сил оказывают положение тележки в пролете моста и вес груза на крюке.
На каждом колесе многоколесного крана при отсутствии контакта реборды с головкой рельса может возникать боковая сила, размер и напраЕление которой обусловлены имеющимся углом перекоса плоскости колеса и вертикальной силой, и на колонну будет передаваться горизонтальная сила, равная равнодействующей сил нескольких колес. Методика измерения позволила фиксировать только эту равнодействующую.
На рис. 11.18, в приведен график изменения горизонтальных сил на динамометре № 1 при проходе крана без груза вдоль пролета. При наезде второго колеса горизонтальная сила несколько уменьшается (до 37 кН), практически оставаясь постоянной при наезде третьего колеса. Четвертое колесо резко уменьшает горизонтальную силу и даже меняет ее знак. График показывает, что нет прямой зависимости между вертикальным и горизонтальным усилиями колес многоколесного крана.
Средние значения боковых сил, действующих на колонны, составляют 70—100 кН в случае расширений и сужений путей на величину, меньшую значения свободных зазоров между ребордами колес и рельсами, и 170—220 кН в случае распирания и стягивания путей ребордами колес.
Численный результат всех исследований, описанных выше, показан на рис. 11.23.
Подводя итог описанных исследований, можно сказать, что на боковые силы существенно влияет множество фак
торов, большая часть которых имеет случайный характер, и поэтому изучение боковых сил целесообразно проводить методами математической статистики и теории вероятности.
Исследование боковых сил как случайных величин и процессов. Первое исследование боковой силы от мостовых кранов как случайной величины при нормальной эксплуатации мостовых кранов было выполнено в печном и разливочном цехах мартеновского цеха с кранами тяжелого режима работы грузоподъемностью главного подъема 125 и 350 т и пролетами 22,5 и 22 м [60]. Боковые силы измерялись динамометрическими кольцами, установленными взамен креплений подкрановой балки к колонне, и рычажным устройством для увеличения деформации кольца. Радиальные перемещения колец записывались на ленте эк-стензографа в течение 18,3 ч в разливочном пролете и 15,6 ч в печном. При сквозном проезде крана возникали силы двух направлений: сжимающие кольцо (направленные из пролета) и растягивающие кольцо (направленные в пролет). Группировка по интервалам и подсчет числа случаев были проведены отдельно для каждого направления силы. В результате обработки построены опытные полигоны распределения боковых сил (отдельно для каждого направления силы) при работе разливочного и заливочного кранов (рис. 11.19).
Более длительные измерения боковых сил выполнены в [86]. Радиальные перемещения динамометрической скобы записывались прибором, выполненным на базе гидрографа с суточным заводом. Испытания проводились в четырех цехах, оснащенных современными кранами, причем три пролета оборудованы кранами с жестким подвесом, а один (копровый цех) — кранами с гибким подвесом. Непрерывные записи велись 60—250 ч. Особенности работы кра-; нов разных цехов определяют характер записей. В стрипперном цехе выделяются участки работы кранов при раздевании слитков (так называемые щетки нагрузок), когда кран, передвигаясь от изложницы к изложнице, движет тележку в поперечном направлении. Щетки дают подавляющее большинство нагрузок в стрипперном цехе. Загружения в адъюстаже (и складе слябов) в основном одиночные, достаточно частые, вызваны продольными проездами крана. В копровом цехе основная доля нагрузок приходится на участки, аналогичные щеткам. Здесь они соответствуют моменту погрузки шлака на платформы. Анализ формы записей показывает, что цик
лический характер имеют нагрузки от кранов с преимущественно поперечным перемещением грузов (стрипперный, копровой цехи), а нагрузки от кранов с продольным перемещением грузов имеют распределенный во времени характер (адъюстаж, склад слябов). Полигоны распределения боковых сил, передаваемых подкрановыми балками на колонны в уровне верхнего пояса балок, для всех этих цехов приведены на рис. 11.19.
Общей особенностью полигонов боковых сил являются их растянутость ц низкие значения частот; в этом их отличие от более сосредоточенных полигонов распределения вертикальных нагрузок. Формы полигонов различны. Почти все распределения одновершинны. Некоторые из них, полученные для случая однозначных нагрузок (в стрипперном и копровом цехах), приближаются к симметричным. Знакопеременные нагрузки (склад слябов и адъюстаж листопрокатного цеха) дают резко асимметричные полигоны с модами, смещенными к началу ординат.
Сравнение полигонов распределения, построенных для разных рядов одного пролета, показывает их значительное различие по форме и протяженности. Неравенство боковых сил на разные ряды (рис. 11.20) не сглаживается, а остается постоянным во времени. Особенности технологии производства не могут вызвать такое резкое отличие; жесткость рядов колонн во всех случаях была одинаковой. По-видимому, на боковые силы здесь воздействуют какие-либо постоянные факторы (например, влияние кручения подкрановых балок, а также сужений и расширений путей). Рисунок подтверждает корреляцию и выявляет ее положительный характер; корреляция приближается к линейной. Для разных цехов корреляционные зависимости различаются теснотой и углом наклона.
Для четырехколесных кранов с гибким подвесом максимальные Тв достигали 0,3 Рнь а для многоколесных были меньше 0,1 PHi и на участках с нормальной колеей, и на участках с сужениями и расширениями. Для кранов с жестким подвесом максимальные боковые силы на колонну на 30—40 % превосходили 0,1 PHi (нормативная нагрузка от одного крана вычислялась аналитически).
Исследование показало, что корреляционная связь между боковыми силами и вертикальными нагрузками на колесо многоколесных разливочных кранов на участках с нормальной колеей слабая (коэффициент корреляции 0,55—0,56), а на участках с сужениями и расширениями вообще отсутствует. Эти статистические исследования по-
Рис. 11.20. Корреляционная зависимость боковых сил Т3 для колони восточного и западного рядов копрового цеха
Рие. II. 19- Полигоны распределения боковых сил иа колонны Тв от мостовых кранов
п — число загружений; и, %—то же,, в процентах к общему числу; ?в—измеренные боковые силы; —нормативная сила (от двух кранов); знак «+» —
силы, направленные внутрь пролета; знак «~» — то же, из пролета; 1 — для разливочного пролета (+); 2 — то же (—); 3 — для печного пролета (+); 4 — то же (—); 5 — для восточного ряда стрипперного цеха (+); 6 — то же, для западного ряда (+); 7 — для западного ряда адъюстажа (+); 8 — то же, для восточного (+); 9 — то же (—); 10 — то же, для западного (—); 11 — для западного ряда копрового цеха (+); 12 — то же, для восточ-
ного (+); 13 — для склада слябов (+); 14 — то же (—)
а)	б)
Рис. 11.21. Полигоны распределения горизонтальных усилий а — ведущих колес; б — ведомых
казали, что реальные горизонтальные нагрузки превышают вычисленные по современным нормам. Предположение о передаче горизонтальной поперечной нагрузки на один ряд колонн не совсем соответствует действительному распределению нагрузок.
Обширный статистический материал по исследованиям семи четырехколесных кранов тяжелого режима с раздель
ным приводом и гибким подвесом груза, работающих в складских пролетах прокатных цехов, получен в МИСИ им. В. В. Куйбышева. Непрерывная запись деформаций концевой балки от вертикальных и горизонтальных воздействий производилась 3—7 сут. Пример полигонов распределения усилий колес Тк показан на рис. 11.21 отдельно для ведущих и ведомых колес двух кранов (№ 4, 5 по табл. II.7); статистические характеристики приведены в табл. II.7 (см. рис. 11.21: а — ведущее колесо, б — ведомое) .
Таблица II.7
1 № крана	Q, т		₽к. «Н	1	 Колесо	Гк-.(Р“10 3)		Гк:(РкЮ 3)	
					+	-	+	-
1:2		3,73	228	а	1,0	1,4-2,3	0,7—1,1	0,9—1,1
				б	1,8—3,5	1,0—2,3	1,2—2,1	1
3	7,5+7,5	3,33	241	а	1,9	2.9	0,8	1.1
				б	1,6	3,6	1	1.1
4		3,14	229	а	3,3	3	1,6	1,7
				б	1,2	1,8	1,1	1
5;6 7	10+ 10	3,73	300	а	1,6-4,0	2,8—4,6	1,1—1,7	1,1-1,3
				б	1,9-2,9	1,9-3,5	1-1,7	1,2—2
		4,55	145	а	5,4	7,8	2,3	3,9
				б	5,0	8	4,1	2.7
Q— грузоподъемность крана; Рнк — нормативное усилие колеса; LK:
/( — отношение пролета крана к его базе; Тк и 7+ —средняя арифмС’ тическая и стандарт выборки.
Рис. 11.22. Зависимость средних горизонтальных усилий колеса Гк от вертикального усилия Р” и размеров краиа LK : К
• — по [61] для кранов с раздельным приводом; Q — по [3] и [129] для кранов с центральным приводом; □ — то же, с раздельным приводом; Д, Л — по [42] и [126] для кранов с центральным и раздельным приводом
Вид полигонов распределения для ведущих и ведомых колес практически идентичен, т. е. горизонтальные воздействия не зависят от того, ведомое это колесо или ведущее. Полигоны распределения для сил, направленных в пролет (+) и из пролета (—), и статистические характеристики выборок также мало отличаются для ведущих и ведомых колес.
Обращает на себя внимание резкое отличие в полигонах распределения Тнк: Рнк для кранов с соотношением пролета и базы 3,14—3,73 и с соотношением 4,55. Если для первых средние значения горизонтальной силы оказались намного меньше, чем 0,1 Рнк, а максимальные не достигали этой величины, то для более перекосных кранов средние значения приближались к 0,1, а максимальные значительно превышали. Это хорошо иллюстрирует тот факт, что в формировании горизонтального усилия очень существенную роль играют силы, возникающие от перекоса крана при движении. Рассеяние всех полигонов невелико (стандарты меньше средних) и увеличивается с ростом LK‘ К.
Зависимость горизонтального усилия колеса от вертикального достаточно сложна. На рис. 11.22, а показаны корреляционная зависимость для ведущего колеса крана № 7 (см. табл. П.7) и кривые регрессии для других колес и кранов. По рисунку видно, что зависимость горизонтального усилия от вертикального для одного крана проявляется при больших LK : К, а при меньших значениях этого отношения зависимость оказывается очень слабой. Иссле
дование проводилось при движении крана по путям, находящимся в хорошем состоянии, и, по-видимому, распорные и стягивающие пути усилия не столь сильно влияли на величину Тк. На рис. 11.22, б нанесены все полученные при статистическом исследовании средние арифметические полигонов распределения 71:. На этом же рисунке показаны средние значения горизонтальных усилий колеса, полученные и при исследованиях боковых сил во ВНИИПТМаше, ЦНИИСКе, МИСИ, где средние получены по малым выборкам. При увеличении LK:K средние арифметические возрастают, становясь значительно больше 0,1 Р” , т. е. больше нормативной боковой силы по СНиП II-6-74.
Анализ экспериментальных данных и предложения по нормированию горизонтальных воздействий для повышения долговечности конструкций. Экспериментальные работы выявили факторы, которые влияют на размер и закономерности горизонтальных поперечных воздействий мостовых кранов. К важнейшим из них можно отнести: вертикальное усилие колеса, геометрию и конструкцию крана, режим работы крана, вид подвеса груза, состояние путей и колес кранов, тип привода. Несколько меньшее влияние на боковые силы оказывают жесткость каркаса и состояние узла крепления подкрановых балок к колоннам, динамические силы при торможении и ускорении моста крана, технология производства. Почти не влияет скорость движения крана. Установлено, что усилия, возникающие при торможении тележки с грузом, складываются с усилиями, возникающими при движении крана с неподвижной (или равномерно двигающейся) тележкой.
Изменение направления движения крана в ряде случаев меняет даже знак горизонтального усилия колеса. На горизонтальные воздействия на колонны каркаса сказывается число кранов, одновременно работающих возле этих колонн. Все авторы, проводившие исследования, рассматривали отдельно четырехколесные и многоколесные краны. Такое большое число факторов (даже важнейших), затрудняя разработку всеобъемляющей формулы для определения горизонтальных усилий колеса, направленных поперек пролета, приводит к множеству формул. Предложенные авторами формулы хорошо совпадают с их собственными экспериментальными данными.
Результат подсчета Тк по этим формулам для двух кранов с гибким подвесом груза приведен в табл. П.8.
Результаты вычисления по этим формулам отличаются в 3—4 раза, но в данном случае для чет^рехколесного
Таблица II.8
Усилия колеса Тк, кН, вычисленные по формулам
II.7	П.8 П.9 II.12
30,6	190	15 20	84	29	41	19	40(18)
277	440	—	13,3	60	—	44	45 (26)
30
крана подтверждают возможность использования формулы (II.9), а для 16-колесного — формулы (11.12). Во всяком случае в формулах для определения Тк должны учитываться вертикальное усилие колеса и соотношение LK:K, так как между последними и Тк есть (как это было показано выше) корреляционная зависимость.
До сих пор не удавалось выбрать так называемый генеральный параметр, позволяющий обобщить и проанализировать все многочисленные результаты измерения горизонтальных поперечных усилий, передающихся подкрановой балкой на колонну. На рис. 11.23 результаты измерений (средние по сериям испытаний), выполненных во ВНИИПТМаше, ЦНИИСКе, МИСИ разными авторами при разных кранах, представлены в зависимости от массы крана с грузом. По рисунку можно заключить, что такая зависимость, безусловно, есть. Масса крана — достаточно общий параметр, так как он предопределяет геометрию крана, число колес и во многом жесткость каркаса, конструкцию сопряжения балок с колоннами и возможно состояние путей при эксплуатации.
Разброс данных, а они укладываются в полосу, наибольшая ширина которой не превышает 50 % максимального усилия, обусловлен разной методикой измерения и обработки экспериментальных данных, а также некоторыми параметрами, влияние которых можно заметить. Во-первых, весьма существенно повышает горизонтальные усилия жесткий подвес груза. Во-вторых, усилия при раздельном приводе механизма передвижения оказываются меньше, чем при центральном. Оценить влияние режима работы крана трудно, так как всего одна точка соответствует среднему режиму, а остальные — тяжелому. Но режим ра-
Рис. 11.23. Зависимость Гв от массы крана с грузом М
Г, Ж — гибкий, жесткий подвес груза; 2—8 — число колес с одной стороны крана; ВТ, Т, С — режим работы крана; остальные обозначения см. рис. П.22
боты крана (кроме ВТ, для которого характерен жесткий подвес груза) несущественно сказывается на величину Тъ. Зависимость оказывается общей для 4-, 8-, 12-, 16-колесных кранов. Зависимость нелинейна. Для кранов с массой до 250 т много точек расположено выше прямой Тв: :Л1=0,5, а для кранов большой массы все точки расположились несколько ниже.
Первые представления о горизонтальных силах, возникающих при движении мостовых кранов, были тесно связаны с силами трения, возникающими при торможении и начале движения моста крана и крановой тележки. Начиная с 1931 г. предусматривался расчет конструкций на поперечную тормозную силу, равную силе трения ведущих колес тележки, нагруженной наибольшим грузом. Принимая, что половина колес у тележки — ведущая, а коэффициент трения скольжения не зависит от нагрузки и всегда равен 0,1, составители норм получили формулу для определения поперечных тормозных сил, передаваемых на подкрановую балку каждым колесом крана:
7’K=(0,05/2m1)(QT+Q).	(11.10)
Предусматривалась передача этого усилия на два ряда колонн (равномерно).
Некоторые измерения, проведенные ко времени издания следующих норм (1940 г.), регламентирующих нагрузки, показали, что при движении мостовых кранов возникают значительно большие силы, чем это предусматривается формулой (11.10). Поэтому было указано, что тормозная сила тележки передается только на один ряд колонн, т. е. сила, передаваемая каждым колесом с одной стороны крана (для кранов с гибким подвесом груза):
7’K=(0,05/2m1)(QT+Q),	(II.11)
где QT — вес тележки; Q — вес груза, равный номинальной грузоподъемности крана; mi — число колес с каждой стороны моста крана.
Для кранов с жестким подвесом предусматривалось увеличение силы в 2 раза. Эти значения тормозных сил приняты и в современном СНиП П-6-74.
Зарубежные нормы проектирования также основаны на представлении о горизонтальных нагрузках как о силах, возникающих при торможении тележки крана. Однако коэффициент трения скольжения при определении тормозных сил принимается большим, чем 0,1, поэтому и силы получены несколько большими.
Всеми исследованиями (начиная с 30-х годов) было показано, что физическая природа горизонтальных воздействий не связана с торможением тележки, но только ныне действующий СНиП П-6-74 почти отказался от термина тормозная сила. Введено понятие боковая сила, которое используется только при расчете балок кранового пути и. их креплений к колоннам в зданиях с кранами ВТ режима работы, с литейными и другими кранами Т режима работы металлургического производства. Эта сила определяется по формуле
Тк=0ДР^п.	(П.12)
Для расчета подкрановых балок и их креплений во всех других случаях, а также для определения усилий в элементах каркаса при любом режиме работы крана используется нормативная горизонтальная нагрузка, направленная поперек пути, про которую, правда, неверно сказано, что она вызывается торможением тележки. Определяется она по формуле (11.11) (при кранах с жестким подвесом коэффициент 0,05 заменяется на 0,1). Расчетная нагрузка на элементы конструкции Т определяется почти так же, как и от вертикальных воздействий:
Т = псп^Лу,	(11.13)
где Твк — нормативная горизонтальная нагрузка колес крана; п и Пс — коэффициенты перегрузки и сочетания, принятые такими же, как и для вертикальной нагоуаки: и — ординаты линии влияния.
Динамические воздействия не учитываются, а все горизонтальные воздействия колес считаются направленными в одну сторону и одинаковыми с каждой стороны крана. Коэффициенты п и пс почти не обоснованы экспериментальными исследованиями.
Анализируя формулы СНиП П-6-74 с точки зрения установленной нами зависимости горизонтальных воздействий от массы кранов, можно заметить, что в формулу (П-Н) входит большая часть массы крана (нет только массы самого моста). Несколько хуже в формуле (11.12). Нормативное вертикальное усилие колеса, хоть и зависит от массы крапа, не учитывает большого числа факторов, которые (как это было указано выше) предопределяет масса крана. Предпринимаемые ранее попытки систематизировать опытные данные в зависимости от Рн1; к успеху не приводили.
Подход СНиП П-6-74 к определению нормативных горизонтальных воздействий на конструкции каркаса не отвечает действительному характеру передачи сил от крана на каркас.
Если для крапов ВТ режима работы замечено отличие горизонтальных воздействий от воздействий кранов Т и С режимов работы (рис. 11.23), то для кранов Т режима работы разных производств отличий в горизонтальных воздействиях не наблюдается. Хорошо известно, что Тк распределяются между колесами неравномерно и часто направлены в разные стороны. Наконец, при одинаковой физической природе воздействий противопоставлять боковую силу и горизонтальную нагрузку нелогично. Кроме того, нормы дают в ряде случаев завышенную нагрузку, а в других случаях — заниженную (что естественно при недостаточном учете физической природы воздействий).
Несколько исправить положение может введение в нормы различных схем воздействия крановых колес на каркас (что было предложено в [48]). Горизонтальные силы в [48] рассматривались как сочетание трех независимых воздействий: перекоса колес и самого моста крана относительно путей, торможение тележки и расширения путей при реализации зазоров между ребордами колес и рельсами. При определении усилий в подкрановой балке и в колоннах от перекоса нужно учитывать, что боковая сила передается двумя диагонально расположенными ко-
- S9 -
Рис. IJ.24. Схемы воздействия боковых
сил на колонну
Рис. 11.25. Полигон распределения отношения горизонтального воздействия на колонну среднего ряда Т к нормативной нагрузке Тн (от двух кранов)
/ — при длине линии влияния 36 м; 2 — то же. 12 м
лесами. При работе двух сближенных кранов возможно появление сил, соответствующих другому направлению перекоса, так как экспериментально выявлено существенное влияние перекоса колес на суммарную боковую силу, но, по-видимому, при расчете можно с запасом считать, что на один ряд колонн передают одинаковые по величине и направлению силы два соседних колеса сближенных кранов (рис. 11.24, а). На подкрановые балки и колонны другого ряда от перекоса колес и моста также воздействуют равные силы, но приложенные в другом месте по длине цеха. В некоторых цехах боковые силы преимущественно направлены внутрь пролета или наружу. При расчете это учесть невозможно, поэтому придется считать, что направление этой системы сил может быть и обратным.
Второе независимое воздействие — торможение тележки. Ряд экспериментов показывает, что коэффициент трения скольжения в формуле (II.11) несколько занижен. Кроме того, сила при торможении тележки передается на оба ряда подкрановых балок, но распределяется непоровну, и поэтому в расчете можно принять, что на один ряд передается 70—80 % всей тормозной силы, а на другой ряд колонн —20—30%. Загружение колонн силами, возникающими при торможении тележки, показано на рис. II.24,б. Можно представить такое сочетание, при котором
ТеЛеЖки двух сближенных кранов, двигаясь Перед торможением в одном направлении, одновременно резко затормозили, но воздействие тормозных сил на колонны и подкрановые балки продолжается доли секунды и синхронное торможение двух тележек двух кранов можно признать весьма маловероятным. В связи с этим в расчет логично вводить тормозные силы, возникающие при торможении тележки только одного крана.
При стягивании и расширении путей на двух рядах колонн возникают равные силы, направленные либо внутрь пролета, либо из пролета. Стягивание или распирание путей при местном (на коротком участке) их сужении или расширении происходит последовательно при проезде каждого колеса крана. При искажении путей в плане на участке большой протяженности стягивание или распирание их происходит один раз при проезде всех колес мостового крана, и, следовательно, как при сужениях небольшой длины, так и при сужениях большой протяженности это воздействие можно учесть в виде двух или ряда сил, направленных в пролет при расширении путей и из пролета при сужениях (рис. 11.24, в). Такой принцип нормирования возможен, но нормы при этом окажутся достаточно громоздкими.
Другой подход учета действительного воздействия кранов предложен в МИСИ им. В. В. Куйбышева, где разработан метод учета действительных горизонтальных воздействий благодаря назначению соответствующих коэффициентов перегрузки и сочетаний в формулах, принятых СНиП II-6-74. Для реализации такого подхода было проведено статистическое моделирование с использованием долговременной записи вертикальных и горизонтальных усилий колес кранов, а также записей положений крана и тележки в пролете цеха, определения расстояний между соседними кранами. Программа для ЭВМ позволила по исходным полигонам распределения вертикальных и горизонтальных воздействий, аппроксимированным нормальным законом, с учетом корреляционной зависимости воздействий ведущего и ведомого колеса, реальных направлений горизонтальных воздействий получить суммарные полигоны горизонтальных (и вертикальных) усилий, передающихся на колонну от двух кранов, работающих на одних путях и от двух пар кранов, работающих в соседних пролетах. Работа кранов в соседних пролетах считалась независимой, а на одних путях — зависимой (вводилась подвижная граница положения второго крана).
При исследовании варьировались некоторые геометрические соотношения размеров крана и сетки колонн каркаса. На рис. 11.25 показан пример, по которому видно, что полигоны распределения одновершинные, с модой, несколько сдвинутой с нулевого значения. Средние арифметические и стандарты полигонов зависят от LK: К, числа кранов, длины линии влияния. Коэффициенты перегрузки были подсчитаны по такой же методике, как и для вертикальных воздействий, и при подсчете нормативной нагрузки по формуле (П.11) получились достаточно большими. При подсчете нормативной нагрузки по формуле (П.12) была выявлена зависимость коэффициентов перегрузки от LK:K и получены значения п=0,31... 2,11. Коэффициенты сочетаний также зависят от LK: К, длины линии влияния, положения колонны в пределах рабочей зоны, протяженности рабочей зоны; они получились значительно меньшими, чем это принято в СНиП 11-6-74. Уже можно назначить обоснованные значения и и пс, компенсирующие неточность учета природы горизонтальных сил формулами (11.11) и (11.12). Однако эти значения обоснованы для достаточно узкой группы кранов, а получение данных для других кранов — задача весьма трудоемкая.
Отметив возможность вышеизложенных подходов к нормированию горизонтальных воздействий, нужно признать, что са'мый лучший путь — подход, соответствующий картине возникновения и передачи сил. Можно предложить нормировать не одну горизонтальную силу (как это сейчас делается), а горизонтальную силу с одной стороны кранового моста Тср и момент в горизонтальной плоскости Л4Т. Тогда горизонтальное усилие колеса (или группы колес для многоколесных кранов) Тнк и горизонтальная нагрузка Тн на колонну будут определяться:
Т" =
= TCpt/aj± (MT/B) Pi,	(11.14)
где mi — число колес или балансиров с одной стороны крана; К— база четырехколесного крана или расстояние между шарнирами балансиров многоколесного; у — ордината линии влияния в месте приложения Тер; В — пролет подкрановой балки; а, р, ah Р! — коэффициенты, учитывающие конструктивные особенности кранов и каркаса, а также различные случайные факторы.
Ясно, что Тер будет зависеть от массы крана с грузом, а Мт — от того же параметра и соотношения пролета крана и его базы. Распределение Ткн в многоколесных кранах между отдельными колесами, объединенными балансиром, может быть выполнено по закону пропорциональности уси
лия и расстояния. Коэффициенты, входящие в формулу, имеют статистический характер.
Логично нормировать Тср и Л4Т от одного крана, а воздействия других кранов учитывать коэффициентами перегрузки и сочетания. Имеющиеся исследования позволяют уже обсудить (и назначить) обоснованные значения параметров, входящих в формулу (11.14), а введение ее в нормы, безусловно, приведет к экономии материалов и увеличит долговечность конструкций каркаса здания.
Горизонтальные продольные силы возникают при торможении моста и подсчитываются в СНиП П-6-74 как тормозные силы при коэффициенте трения скольжения 0,1. Экспериментально-теоретические данные [48] (более новых данных нет) показывают, что силы трения при торможении и пуске кранового моста весьма близки к принятым. Однако определение коэффициента трения скольжения для крановых тележек заставляет предположить, что коэффициент трения в действительности (особенно при изношенных подкрановых путях) может оказаться значительно большим, чем 0,1. Но, учитывая малую вероятность одновременного торможения двух кранов с предельными грузами, можно сохранить размер этого коэффициента.
Результаты исследований, выполненные для учета в нормативных документах динамических воздействий мостовых кранов, существенно сказывающихся на долговечности конструкций (особенно подкрановых балок), приведены ниже.
П.8. ДИНАМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ МОСТОВЫХ КРАНОВ
В результате динамического характера крановой нагрузки усилия колес движущегося крана могут превышать статические. Из всех причин, приводящих к появлению динамического эффекта, практическое значение имеет случай движения крана по балке с неровностями рельсового пути. Чтобы оценить влияние динамики на общее напряженное состояние подкрановой балки, в [135] получена формула для определения динамического коэффициента kR для подкрановых балок в зависимости от масс крана и балки, геометрических характеристик балки, скорости движения крана, типа подвеса груза, высоты препятствия и радиуса колеса. Значения параметров были уточнены в [49].
При назначении расчетных величин неровности пути учтены результаты многочисленных измерений в дейст
вующих Цехах различного режима работы. Расчетный статический прогиб балки назначен на основе сопоставления расчетных и опытных прогибов большого числа балок, определивших их среднюю конструктивную поправку. При назначении расчетных скоростей движения поезда двух кранов на основе натурных исследований приняты скорости одиночных кранов, пониженные на 25 % в цехах с тяжелым режимом и на 50 % в цехах со средним и легким режимом работы.
Опытные значения динамических коэффициентов Ад вычислялись по прогибам балок и напряжениям в их нижнем поясе по формулам:
^д—Уд/Ш ^д=Од/о>
где yR, у — динамический и статический прогиб балки в середине пролета; оу, о — соответствующие напряжения в нижнем поясе.
Прогибы и напряжения определялись по записям самописца. Величина Ад при движении крана по ровным путям не превышала 1,1. При наличии неровностей рельсового пути и перепадов в стыках рельсов динамический коэффициент увеличился до 1,13—1,4 [49]. Испытания 70 подкрановых балок в 35 цехах охватили основные типы кранов металлургического производства. Величина Ад уменьшается с увеличением пролета балки, грузоподъемности крана и при улучшении состояния пути.
Для кранов легкого и среднего режимов работы при больших пролетах подкрановых балок, а также для кранов тяжелого режима грузоподъемностью 225 т и более динамические воздействия нагрузки незначительны. Исследования [15] подтвердили; эти положения.
Общие динамические коэффициенты представлены в табл. II.9.
Динамические воздействия кранов на другие конструкции каркаса (колонны, фермы и др.) почти не проявляются, и при расчете нет необходимости их учитывать.
На тех участках стенки подкрановой балки, на которые распределяются усилия колеса крана, динамические воздействия проявляются заметнее, и их можно оценить местным динамическим коэффициентом.
В [15] эти коэффициенты теоретически определены в зависимости от отношения динамического усилия колеса крана Рл к нормативному усилию колеса Р" по формуле
Ад=Ц-Рд/Р“-
Рассматривались движение колеса крана с момента съезда с препятствия (стыка рельсов) до начала контакта
Таблица 11.9
Режим работы крана	Вид подвеса груза	Грузоподъемность крана, т	Пролет подкрановых балок, м	Динамический коэффициент	
				общий	мест ГэП
Весьма тяжелый и тяжелый	Жесткий	Любая	^12 13—30 >30	1,2 1,15 1,1	1,5
	Г ибкий	30	<12 >12	1,2 1,1	1,3
		50—125	/А V ьо ю	1,15 1,1	
		150—225	<12	1,1	1,2
			>12	1,05	
		>225	<12	1,05	1,1
			. >12	1	
Средний и легкий		sg50	<12	1,05	1,05
			>12	1	
		>50	Любые	1	
с рельсом и затем удар колеса крана о рельс. Динамическая сила Рд определялась как сумма двух сил: поперечной силы в балке Q и ударной силы Руд.
Испытания по определению местных динамических коэффициентов были проведены в-действующем цехе металлургического завода на сварной подкрановой балке пролетом 6 м при проездах крана грузоподъемностью 15 т через препятствие. В качестве препятствия использовался клин высотой 4 и 8 мм; клинья приваривались к рельсу поочередно в трех сечениях: вблизи опоры балки, в четверти пролета и в середине пролета балки. В этих же сечениях измерялись напряжения в стенке под верхней полкой подкрановой балки. Относительные деформации в балке фиксировались тензодатчиками сопротивлений и за
писывались на ленту осциллографа, статические прогибы измерялись с помощью прогибомеров, а усилия колес определялись взвешиванием крана гидравлическими домкратами.
В результате обработки данных испытаний выявлено, что динамические коэффициенты уменьшаются с увеличением статических напряжений; при одинаковом уровне статических напряжений динамические коэффициенты больше на опоре, чем в пролете. Это объясняется большой жесткостью балки вблизи опоры. С увеличением высоты препятствия и скорости движения крана динамические коэффициенты возрастают. При приближении тележки к испытываемому ряду динамические напряжения уменьшаются, что с качественной стороны согласуется с полученным теоретическим решением.
Местный динамический коэффициент в значительной степени зависит от того, в каком месте по длине балки произошел удар и в каких пределах менялся (от 1,11 до 2,15).
Исходя из результатов исследования [15], можно рекомендовать местные динамические коэффициенты, приведенные в табл. II.9.
Недостаточный учет местных динамических воздействий колеса крана — одна из причин повреждений, возникающих в верхней зоне стенки подкрановых балок. Уточнение динамических коэффициентов приведет к повышению долговечности подкрановых балок. Горизонтальные составляющие динамических крановых воздействий значительно меньше вертикальных и при определении боковых сил не учитываются. Это, однако, нуждается в экспериментальной проверке, которая до сих пор никем не проводилась.
II.». ТЕМПЕРАТУРНЫЕ И ПРОЧИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Стальные конструкции в некоторых цехах нагреваются до 150—200 °C, что вызывает весьма значительные напряжения и деформации. Влияние этих воздействий на напряженно-деформированное состояние конструкций каркаса исследовано в [76]. В двух цехах (отделение нагревания слитков и склад готовой продукции непрерывно-заготовочного стана) одновременно измерялась температура в 40— 50 точках, расположенных на подкрановой балке по длине всего температурного блока и в нескольких местах по высоте сечения на колоннах и ферме. Были зафиксированы длительные отклонения от нейтральной температуры и
кратковременные колебания. Установлено, что разность температур подкрановой балки по длине температурного блока достигает 100 °C (при градиенте до 0,12 град/см), а по высоте градиент достигает 1,5 град/см. В одном створе подкрановая балка и нижняя ветвь колонны имеют примерно одинаковую температуру, а надкрановая ветвь и ферма — меньшую. Автор [76] предложил модель для расчета продольных конструкций каркаса и колонн на температурные технологические воздействия. Жесткость защемленных внутри колонн одноярусной многопролетной рамы определялась с учетом отпорного воздействия ограждающих конструкций, крепящихся к колонне. Податливость сопряжения балок между собой и с колоннами имитировалась введением упругих элементов. Модель позволила автору найти перемещение подкрановой балки на конце температурного блока. Оно оказалось зависимым от пролета, числа пролетов, разрезных стыков, площади сечения подкрановых балок, приведенной жесткости в плоскости и из плоскости рамы, высоты подкрановой ветви колонны, характеристик податливости стыков и, конечно, перепада, а также закономерностей изменения температуры. При экспериментальном исследовании температурных перемещений и деформаций установлено, что фактические перемещения составляли 59—64 %, подсчитанных как в свободно лежащей подкрановой балке. Напряжения составили в крайних колоннах 5,6—7,5, в балках 2,4— 3,8 МПа (при кратковременных изменениях температуры), а в диагоналях связей (при двух дисках связей по длине температурного блока) от 5,9 до 15 МПа.
Сделан вывод о том, что фактический уровень напряжений и деформаций ниже того, который получается при традиционном расчете. Исследованы и местные температурные воздействия на подкрановые балки.
Нормы не содержат правил учета технологических температурных воздействий, ограничиваясь установлением различных длин температурных блоков для различных цехов. Работа [76] показала, что уровень температурных перемещений и деформаций достаточно высок и их следовало бы учитывать при проектировании, относя эти воздействия не к кратковременным, а к длительно действующим. Учет этих воздействий повысит долговечность колонн и связей между ними.
К технологическим относятся нагрузки от массы различных коммуникаций, которые иногда составляют заметную часть общей нагрузки. Эти нагрузки не нормируются, 4 Зак. 121	_ ду _
определяются при проектировании по заданию заказчиков, а в условиях эксплуатации через некоторое время заметно отклоняются от проектных. Однако это редко приводит к заметному изменению общего напряженного состояния элементов каркаса. В то же время технически неграмотная подвеска коммуникаций может резко изменить мест-' ное напряженно-деформированное состояние и вызвать повреждение.
В ряде производств (металлургическое, цементное и т. п.) при отсутствии надежных средств защиты окружающей среды на кровлях может скапливаться значительное количество выли. Известны случаи, когда скопление пыли и золы на кровле послужило причиной аварии конструкций покрытия. Однако учитывать эти технологические нагрузки нецелесообразно, так как технология производства должна предусматривать их отсутствие (или в крайнем случае своевременное удаление).
11.10. ПРИРОДНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Ветровая, снеговая и сейсмическая нагрузки, а также климатические температурные воздействия заметно влияют на работу стальных каркасов промышленных зданий. Давление на наружные ограждающие конструкции промышленных зданий, возникающее при перемещении масс воздуха, зависит от скорости ветра, расположения сооружения относительно направлений ветра, габаритов и формы сооружения, а также от защищенности здания или сооруА жения другими постройками лесом. Наблюдения метеорологических станций, где через каждые 6 ч (а с 1966 г. через 3 ч) фиксируется средняя за 2 мин скорость, позволяет построить полигоны распределения скорости ветра или временные ряды срочных наблюдений, суточных и месячных максимумов [55, 37], которые аппроксимируются аналитическими законами распределения. При составлении норм принимались одномодальные законы распределения, но, как показано в [131], на формирование ветрового потока могут влиять совершенно разные факторы, и их сочетания приводят к двухмодальным полигонам выборки, которые логично аппроксимировать более сложными законами распределения. По законам распределения скоростей ветра определялись скорости с повторяемостью один раз в пять лет, которые и были приняты за нормативные при определении скоростного напора ветра для различных районов.
Скорость ветра меняется по высоте. У поверхности
земли она близка к нулю, возрастая до значительных величин на уровне 4—5 м от земли. Выше 5 м скорость ветра возрастает медленнее. СНиП II-6-74 учитывает это, принимая с некоторым запасом скорость ветра постоянной до высоты 10 м над поверхностью земли, а при большей высоте увеличивая нормативную скорость, что соответствует результатам экспериментальных определений скоростей ветра на различных высотах. Для зданий высотой до 5 м разрешается принимать еще меньшую ветровую нагрузку.
Давление ветра на конструкции зданий и сооружений зависит от кинетической энергии струи невозмущенного потока воздуха, сечение которой равно единице площади Это давление зависит от плотности воздуха, выраженной в единицах массы, и от квадрата скорости (которая принята с повторяемостью один раз в пять лет), его перемещения. Плотность воздуха — функция атмосферного давления и абсолютной температуры. Давление ' единичной струи воздуха при ?=15°С и атмосферном давлении 760 мм названо нормативным скоростным напором ветра и определяется по простой формуле [117]. Учитывая, что возможны варианты давления и температуры и что при наблюдениях могла не быть зафиксирована самая большая за много лет скорость ветра, расчетный скоростной напор его определяется как произведение нормативного напора на коэффициент перегрузки, который для промышленных зданий принят равным 1,2.
Если на пути движения воздушных масс есть препятствие, кинетическая энергия потока изменяется, и часть скоростного напора переходит в давление. Разность между скоростным напором ветра на достаточном расстоянии до препятствия и скоростным напором после отклонения струи, отнесенная к скоростному напору невозмущенного потока, называется аэродинамическим коэффициентом с. Таким образом, расчетная ветровая нагрузка определяется как произведение нормативного скоростного напора, аэродинамического коэффициента и коэффициента перегрузки.
Аэродинамический коэффициент зависит от направления движения воздуха, формы, размеров и поверхности препятствия. На заветренной стороне при огибании ветром препятствия появляются зоны пониженного давления, и аэродинамический коэффициент может изменяться в пределах от 4-1 до —1. В натурных условиях коэффициент с определяют измерением давления в различных точках сооружения. Это дает возможность получить наибо
лее достоверные значения аэродинамического коэффициента, хотя и очень трудоемко. Поэтому основным методом определения коэффициента с следует признать метод продувки моделей (в основном малых размеров) в аэродинамической трубе с замером давлений в различных точках. Значительное число испытаний моделей однопролетных зданий в форме параллелепипеда с двускатной кровлей и фонарем, а также много пролетных зданий с фонарями выполнено в [95]. Возле препятствия, находящегося на пути движения воздушного потока, происходит вихреобразо-вание, и появляются зоны повышенного и пониженного давления, которые [134] для здания в форме прямоугольного параллелепипеда распространяются на расстояние 5— 6 высот здания над крышей и за зданием на расстояние до 10 его высот. При направлении ветра, перпендикулярном длинному фасаду здания, на наветренном его фасаде появляется нагрузка, направленная внутрь здания. Наибольшая интенсивность этой нагрузки — в середине длины фасада. На заветренной стороне здания нагрузка направлена из здания. Над кровлей при таком направлении ветра создается разрежение и нагрузка направлена вверх. На коротких фасадах также появляется нагрузка, направленная из здания. Высота здания при таком направлении ветра существенно сказывается на аэродинамическом коэффициенте, который заметно возрастает при увеличении относительной высоты (особенно для наветренного фасада). При увеличении относительной длины наблюдается возрастание среднего разрежения на заветренных поверхностях.
При направлении ветра, перпендикулярном короткому фасаду, на наветренном фасаде появляется ветровая нагрузка, направленная внутрь здания, а на остальных фасадах — из здания.
Характер распределения нагрузки на кровлю зависит от длины здания. В коротких зданиях (длиной меньше двух высот) эта нагрузка всегда направлена вверх, а в более длинных зданиях на отдельных участках, удаленных от наветренного фасада, может действовать и внутрь здания. Увеличение относительной высоты при таком направлении ветра сказывается на аэродинамических коэффициентах, а увеличение относительной длины не оказывает существенного влияния.
Аналогично распределяются ветровые нагрузки на стены зданий с двускатной кровлей. Ветровая нагрузка на покрытие зависит от угла его наклона. Над покрытием
Рис. 11.26. Воздействие ветра на модели зданий кровель с относительно малыми уклонами (примерно до 0,5°) создается разрежение и нагрузка направлена вверх, а при крутых кровлях на наветренном скате покрытия возможно появление нагрузки, направленной внутрь здания.
Форма фонаря не оказывает существенного влияния на аэродинамические коэффициенты. Изменение угла наклона остекления в пределах 45—90° также мало сказывается на аэродинамических коэффициентах заветренных поверхностей и несколько более заметно изменяет давление на наветренных поверхностях. При продувке моделей здания с фонарем (рис. 11.26) в аэродинамической трубе воздушным потоком, перпендикулярным оси фонаря (а=90°), давление во всех точках наветренной поверхности направлено внутрь здания и аэродинамический коэффициент получен в разных точках 0,33—1, а наибольшее его значение — посередине длины модели. При увеличении относительной длины модели среднее давление на эту поверхность несколько уменьшается. Аэродинамический режим около поверхности 2 неустойчив и зависит от соотношения высоты здания и фонаря. При любых соотношениях размеров моделей на заветренных поверхностях 3 и 4 появляется ветровая нагрузка, направленная из здания и тем большая, чем больше относительные высота и длина здания. Коэффициент с на этих поверхностях может достигать 0,8. На разрежение около поверхности 3 существенно сказывается отношение пролета фонаря к пролету здания. При увеличении этого отношения возрастает и разрежение.
Изменение средних аэродинамических коэффициентов с для всех поверхностей модели здания с продольным фонарем при различном направлении ветра можно проследить по графику.
Величины и знаки аэродинамических коэффициентов ветровой нагрузки на фонари многопролетных зданий зависят от высоты фонарей, от расстояния между ними и от удаленности фонаря от наветренного фасада.
Ветровая нагрузка существенно снижается при расположении здания за каким-либо достаточно высоким препятствием. Поэтому для зданий, расположенных среди сплошной застройки, разрешается снижать скоростной напор ветра.
Ветровая нагрузка воздействует и на конструкции, находящиеся внутри здания. В [44] приводятся результаты продувки моделей здания с перегородками и различными площадями отверстий в наружных стенах. Предложена формула, позволяющая определить нагрузки на перегородки в зависимости от площадей проемов в перегородке.
Пульсация ветровой нагрузки из-за порывов ветра может вызвать значительные колебания высоких сооружений; особенно опасно совпадение средней частоты пульсации ветровой нагрузки с частотой собственных колебаний сооружения. Для промышленных зданий, масса которых очень велика, а отношение высоты к размерам в плане всегда мало, такого совпадения быть не может, поэтому динамическое воздействие пульсаций скоростного напора при расчете каркасов промышленных зданий не учитывается.
Нормативная снеговая нагрузка определяется весом снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности земли, который может рассматриваться как случайная величина. Увеличение срока наблюдений существенно влияет на статистические характеристики распределения, увеличивая частоту появления больших весов снегового покрова и смещая вправо моду полигона распределения. В настоящее время еще не установлено, какова должна быть длительность наблюдений для получения достоверной кривой распределения веса снегового покрова. Имеющиеся в литературе полигоны распределения снеговой нагрузки всегда несимметричны, с вершиной, смещенной в область сравнительно малых весов снегового покрова, что указывает на наиболее частое появление относительно малых весов снегового покрова. Данные о высоте снегового покрова не всегда могут быть использованы для определения ве
са снегового покрова, так как плотность снега зависит от высоты покрова и от температурно-влажностного режима района. Так, по данным ЦНИИСК (В. Г. Писчиков), при толщине покрова 1 см плотность снега изменяется от 152 до 213 кг/см3, а при толщине 60 см — от 212 до 298 кг/см3. Реальная снеговая нагрузка сильно изменяется по годам. Изменение плотности снега и толщины снегового покрова учитываются в СНиП П-6-74 коэффициентом перегрузки 1,4. За последние годы благодаря работам ЦНИИСК уточнены нормативные веса снегового покрова для ряда районов. Например, в Горьком, Комсомольске-на-Амуре, Тольятти и других городах были увеличены па 30— 50 %. Именно в этих городах в конструкциях кровель промзданий, построенных до увеличения нормативной нагрузки, по данным испытательной станции МИСИ, не была в достаточной степени обеспечена долговечность конструкций покрытия, было много повреждений и потребовалось усиление. В ряде случаев неправильный учет снеговой нагрузки (особенно при изменении плотности из-за добавления пыли) был основной причиной аварий [67].
Равномерное отложение снега возможно только на участках, хорошо защищенных от воздействия ветра. К таким участкам никак нельзя отнести кровли промышленных зданий, и СНиП П-6-74 вводит коэффициент перехода от веса снегового покрова на горизонтальной поверхности земли ро к равномерной нормативной нагрузке на покрытие, которая определяется как произведение этого коэффициента на ро-
На характер отложения снега и на снеговую нагрузку существенное влияние оказывают наиболее частая скорость ветра, его основное направление, а также профиль покрытия (фонари и их формы, уклон кровли, стрела подъема цилиндрических покрытий и т. д.). На покрытиях промышленных зданий часто удерживается до 70% выпавшего снега [79].
При значительном уклоне кровли (более 50°) снеговая нагрузка на кровле отсутствует, а наибольшая нагрузка возможна при углах наклона 20—30°. При направлении господствующих ветров параллельно оси фонаря снег почти равномерно откладывается на кровле. Равномерное отложение снега наблюдается на кровлях зданий, защищенных от ветра, а также на кровлях зданий, построенных в районах с весьма слабыми ветрами.
При скоростях ветра, обеспечивающих перенос снегового покрова, образуются снеговые мешки, характер обра
зования которых и зависимость от направления и скорости ветра исследованы в [79]. Установлено, что при относительно слабых ветрах происходит частичный снос снега с фонаря, а при частых и сильных ветрах снег полностью перемещается с фонаря на кровлю здания.
В [36] приведены результаты трехлетнего изучения снеговых нагрузок на покрытиях разных форм (плоские и пологие покрытия больших площадей, однопролетные покрытия без фонарей, покрытия пониженных пролетов, двускатные однопролетныс и многопролетные покрытия с продольными фонарями). На плоских горизонтальных и пологих покрытиях слой снега распределяется равномерно, а часть его сносится ветром с покрытия. Коэффициент сноса зависит от средней скорости ветра за зиму и от размеров покрытия. На двускатных покрытиях с уклонами более 10° при направлении ветра перпендикулярно пролету снег переносится с наветренного ската на заветренный, создавая несимметричную нагрузку. Получены закономерности отложения снега и на покрытиях сложного профиля.
На размер снеговой нагрузки влияют и некоторые другие факторы. Например, на кровлях некоторых металлургических цехов снеговая нагрузка уменьшается благодаря таянию снега. Влияет на распределение снеговой нагрузки и шероховатость кровли крутых покрытий. Известны примеры, когда с алюминиевых кровель значительных уклонов снег сползал и скапливался у парапетов или на менее крутых участках покрытий [89].
Очистка кровли от снега весьма трудоемка, связана с порчей рулонного ковра, поэтому ограничивать снеговую нагрузку с учетом постоянной очистки кровли от снега не следует. В последние годы достаточно обширно изучались температурные и климатические воздействия [9], что позволило включить указания об их учете в нормы.
Сейсмическая нагрузка специфична и рассмотрение ее в рамках этой работы невозможно.
11.11. СОЧЕТАНИЯ НАГРУЗОК
На конструкции промышленных зданий воздействуют не отдельные нагрузки, а их сочетания (или сочетания усилий), т. е. комбинации определенных нагрузок (усилий) в один и тот же малый промежуток времени.
Нормативные значения временных нагрузок назначены действующими нормами, так что за срок эксплуатации они могут проявляться весьма редко (для атмосферных —
один раз в 5—10 лет, для крановых — в зависимости от интенсивности работы кранов), а вероятность их многократного воздействия весьма мала. Это учитывалось уже в рамках расчета конструкций по методу допускаемых напряжений по формуле (1.1). Суммарная временная нагрузка на конструкции нижних этажей многоэтажных зданий снижалась благодаря малой вероятности одновременного загружения всех этажей этой нагрузкой, учитывалась малая вероятность и в некоторых условных схемах загружения. Например, усилия в элементах каркаса промышленных зданий определялись от двух сближенных кранов даже в тех случаях, когда было возможно воздействие большего их числа.
Появление расчетных значений нагрузок (т. е. нормативных, умноженных на коэффициент перегрузки).— еще более редкое явление. Поэтому при расчете по формуле (1.2), т. е. по полувероятностному методу расчета, использование коэффициента сочетаний распространено на все случаи, когда суммируется большое число (больше одного) усилий от временных нагрузок. СНиП П-6-74 назначил эти коэффициенты равными 0,9 (при основном сочетании) и 0,8 (при особом сочетании).
Кроме того, в последнем издании СНиП П-6-74 введены еще частные коэффициенты сочетаний иС(- в формуле (1.2) для определения усилий от крановых воздействий. Эти коэффициенты назначены в зависимости от режима работы кранов. Подход норм к учету малой вероятности одновременного воздействия больших крановых нагрузок на конструкции не совсем логичен. В качестве схемы загружения для определения нормативных усилий составлена схема с двумя сближенными кранами, а логичнее было бы определять нормативную нагрузку как наибольшую возможную (отсекающую область В на рис. 11.12) от воздействия всех кранов, работающих в пролете. Это лучше бы отражало физическую сущность коэффициента сочетаний.
Некоторые исследования частных коэффициентов сочетаний приведены выше, а общие коэффициенты исследованы значительно слабее. Их исследование возможно на основе теории случайных величин или, что точнее и сложнее, на основе теории случайных процессов. И в том, и в другом случае должны учитываться особенности закономерностей нагрузок, а также сбора информации об этих закономерностях.
Нагрузки от мостовых кранов действуют на сооруже
ние все время эксплуатации. Время действия одной величины мало. Эти нагрузки состоят из независимых и имеющих между собой корреляционные связи воздействий (вертикальная нагрузка, продольные горизонтальные силы, боковые силы от перекоса крана, торможения тележки и сужения путей). Нагрузки не должны достигать очень больших значений, так как это связано с грубыми нарушениями правил эксплуатации мостовых кранов. Кривые распределения построены по максимальным значениям (но у многих исследователей имеются в значительном количестве реализации случайных процессов загружения, которые могут быть использованы для анализа сочетаний на базе теории случайных процессов).
Снеговая нагрузка воздействует на конструкции только часть времени эксплуатации сооружения. Действие одной и той же нагрузки продолжается в среднем несколько дней. Для построения кривых распределения этой нагрузки несколько раз в сутки определялся вес снега.
Ветровая нагрузка воздействует на сооружение весь год, но возможны и случаи ее отсутствия. Время действия нагрузки одного размера мало. Кривые распределения построены по периодическим измерениям средних значений. При построении кривых распределения предполагалось, что ветровая нагрузка в течение нескольких часов остается постоянной (суточные максимумы и т. п.).
Полезные нагрузки на покрытиях и перекрытиях мало изменяются во времени и воздействуют на сооружение все время. Очень большие их величины невозможны. Надо полагать, что кривые распределения будут иметь небольшие рассеяния.
Сейсмические нагрузки появляются редко и их воздействие очень непродолжительно.
Таким образом, как закономерности изменения нагрузок во времени, так и способы построения кривых распределения весьма различны, что очень затрудняет решение задачи о сочетаниях усилий от этих нагрузок с целью назначения обоснованных коэффициентов сочетаний. В [51] был показан путь получения результирующей кривой распределения для усилий от этих разнородных нагрузок и воздействий.
Достаточно просто решается задача о сочетаниях независимых случайных нагрузок, постоянных во времени, при усилиях, являющихся суммой величин, пропорциональных этим нагрузкам. Если известны их статистические характеристики, то можно по известным формулам
найти среднее математическое и дисперсию закона распределения усилия. Чтобы определить коэффициент сочетаний, достаточно усилие, вероятность появления которого равна вероятности появления нормативного усилия от одной из составляющих (наиболее вероятной) нагрузок, разделить на усилие, определенное по сумме нормативных усилий от составляющих нагрузок. Пример решения такой задачи [96] показал, что введение таких коэффициентов может заметно снизить суммарные расчетные усилия. СНиП П-6-74 рекомендует использовать формулу, полученную аналогично, для уточнения усилий от временных нагрузок, что не вполне правомерно, так как при выводе формулы не учитывались реальные закономерности изменения нагрузок во времени, а также корреляционные связи некоторых нагрузок.
Решение задачи о надежности конструкций при воздействии на них снеговой и ветровой нагрузок, представленных в виде независимых случайных процессов, приведено в [96]. Показано, что надежность конструкций, рассчитанных на совместное воздействие постоянной, снеговой и ветровой нагрузок, значительно выше, чем надежность конструкций, рассчитанных на постоянную нагрузку и одну из временных нагрузок. Это подтверждает возможность снижения коэффициентов сочетаний, регламентированных СНиП П-6-74.
Чтобы использовать резервы надежности конструкций, можно было бы дифференцировать коэффициент сочетания в зависимости от: а) законов распределения и частоты воздействия отдельных нагрузок; б) доли усилия от отдельных нагрузок в суммарном усилии; в) длительности воздействий отдельных нагрузок; г) срока эксплуатации сооружения.
Однако достоверных и достаточно полных материалов для такого уточнения еще нет, сбор их — одна из актуальнейших задач в проблеме методов проектирования равнонадежных конструкций и их элементов.
Подводя итог рассмотрения проблемы силовых воздействий на каркас промышленного здания и их особенностей, следует отметить, что некоторые воздействия исследованы еще недостаточно. Изучение их приведет к повышению надежности и долговечности каркаса без дополнительных затрат, а в результате к уменьшению расхода стали на некоторые элементы каркаса и увеличению в других, долговечность которых сейчас, при современном нормировании нагрузок и воздействий, меньше (например, подкрано
вая балка в цехах с кранами весьма тяжелого режима работы). Некоторые предложения по совершенствованию нормирования нагрузок приведены выше. Для дальнейшего повышения долговечности стального каркаса промышленного здания необходимо продолжить исследования крановых нагрузок (особенно горизонтальных). Необходимо провести теоретические и, что особенно важно, экспериментальные исследования закономерностей сочетания нагрузок. Эти работы (а также рекомендации об уточнении нагрузок, приведенные выше по уже выполненным работам) и работы по совершенствованию конструктивной формы позволят уменьшить число дефектов и вообще избежать появления заметно снижающих долговечность элементов каркаса дефектов.
Глава III. ДЕФЕКТЫ И ПОВРЕЖДЕНИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
III.1.	ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
Качество изготовления и монтажа стальных конструкций регламентируются ГОСТом и СНиП [118]. Однако результаты обследований показывают, что в связи с нарушениями технологии изготовления конструкций, выборочным методом контроля, невысоким качеством монтажных работ и т. д. в смонтированных конструкциях встречаются отклонения от проектных размеров, формы и качества свыше допускаемых пределов; эти отклонения называются дефектами.
Основными дефектами изготовления являются: отклонения геометрических размеров от проектных, непрямоли-нейность элементов, низкое качество сварных и заклепочных соединений, грунтовки и окраски конструкций. К дефектам монтажа относятся: отклонения от проектного положения конструкций, искривления и местные погибы элементов от механических воздействий при транспортировании и установке, неточная подгонка элементов в узлах сопряжения, низкое качество монтажных соединений, пропуск отдельных элементов и т. д.
Возникающие в процессе эксплуатации отклонения от первоначальных проектных размеров, искажение формы, уменьшение площади поперечных сечений элементов под воздействием коррозии, структурные изменения и усталостные явления в металле при циклических воздействиях, на
рушения в соединениях (трещины в сварных швах, ослабление болтовых и заклепочных соединений) и т. д. называются повреждениями. Очагами развития повреждений часто являются дефекты изготовления и монтажа.
Крупные повреждения, приводящие к прекращению эксплуатации здания или сооружения или вызывающие опасность полного или частичного обрушения конструкций, называются аварийными. Они являются следствием грубых просчетов при проектировании, значительных дефектов изготовления и монтажа, а также нарушений правил эксплуатации.
Дефекты определяются качеством изготовления и монтажа и характеризуют начальное состояние конструкций. Повреждения возникают и развиваются во времени и зависят от срока эксплуатации и интенсивности воздействий.
Повреждения в зависимости от вызывающих их воздействий могут быть разделены на: 1) повреждения от силовых (механических) воздействий — разрывы, трещины, потеря устойчивости, искривления и местные погибы, расстройство соединений, абразивный износ и т. п.; 2) повреждения от температурных воздействий — коробление и разрушение элементов при высоких температурах, хрупкие трещины при отрицательных температурах, повреждения защитных покрытий при нагреве; 3) повреждения от химических (электрохимических) воздействий — коррозия металла и разрушение защитных покрытий.
Повреждения от силовых воздействий возникают в результате несоответствия расчетных предпосылок действительным условиям работы конструкций и вызываются: ошибками проектирования, связанными с неправильным определенней нагрузок и внутренних усилий и подбором сечения элементов и узлов; отличием фактического напряжения состояния от расчетного вследствие неизбежного упрощения и идеализации расчетной схемы конструкции, ее элементов, узлов и действующих нагрузок, а также и недостаточной изученности действительной работы конструкций и характера воздействий; пониженными прочностными характеристиками основного и наплавленного металла, наличием в нем дефектов, приводящих к концентрации напряжений и способствующих усталостному разрушению; произвольным изменением сечений элементов, размеров сварных швов, числа заклепок и болтов при изготовлении и монтаже по сравнению с проектом; недопустимой перегрузкой конструкций при эксплуатации; нарушениями в процессе монтажа и эксплуатации взаимного рас
положения конструкций (смещение прогонов, эксцентриситет и перепады в стыках подкрановых рельсов и т. п.), которые приводят к появлению значительных дополнительных, не учитываемых расчетом нагрузок и динамических воздействий; нарушениями правил технической эксплуатации: удары транспортируемых грузов о конструкции, использование конструкций для подвески блоков и опирания домкратов для подъема и перемещения грузов при ремонтах без соответствующего расчета и необходимого усиления, вырезка отверстий в элементах конструкций для пропуска коммуникаций, удаление связевых элементов и т. д.
Нередко повреждения от силовых воздействий связаны с неудачным конструктивным решением узлов. Дополнительные, не учитываемые расчетом связи приводят к перераспределению усилий и перенапряжению отдельных элементов. Так, сопряжение на опоре стенок двух разрезных балок при помощи парных накладок создает частичную не-разрезность. Возникающие от этого дополнительные усилия могут привести к разрушению болтов или появлению в стенках балок трещин. Излишняя жесткость сопряжения ферм с колоннами при шарнирной расчетной схеме приводит к появлению опорного момента и сжимающего усилия в крайней панели нижнего пояса. В результате нижний пояс, не рассчитанный на восприятие этих усилий, выпучивается.
Конструкциям, подвергающимся воздействиям подвижных динамических нагрузок — подкрановых балок (особенно при кранах тяжелого и весьма тяжелого режимов работы), балок рабочих площадок, расположенных под путями железнодорожного транспорта, завалочных машин, характерны усталостные повреждения.
Существующие методы расчета на выносливость таких конструкций не всегда позволяют предупредить появление усталостных трещин, так как действительные условия работы конструкций усложняются различными факторами — концентраторами напряжений, влиянием напряжений от сварки, изменением структуры металла в зоне сварного соединения и другими причинами. Усталостные повреждения проявляются в виде трещин в основном металле, сварных швах и околошовной зоне и расстройств болтовых и заклепочных соединений.
Значительные повреждения металлических конструкций возникают при нарушении правил технической эксплуатации зданий и сооружений. Вследствие небрежного транспортирования грузов внутри цеха колонны подвергаются
Рис. 111.2. Деформация балки рабочей площадки в зоне действия повышенных температур
Рис. HI.1. Погибы полки колонны от ударов транспортируемыми грузами
ударам (рис. Ш.1). При использовании конструкций покрытия для крепления блоков при ремонте оборудования элементы ферм деформируются и получают остаточные погибы.
Недопустимо отношение к связям как к второстепенным элементам. Удаление и вырезка связей для пропуска коммуникаций приводит к изменению расчетной схемы сооружений, снижению пространственной жесткости, перераспределению усилий и может способствовать преждевременному выходу конструкций из строя.
Повреждениям от температурных воздействий в наибольшей степени подвержены элементы, расположенные вблизи от источников тепловыделений.
При нагреве стальных конструкций до температуры 200—250° С разрушается лакокрасочное защитное покрытие, при 300—400° С происходит коробление элементов конструкций. Нагрев свыше 400° С приводит к резкому падению прочностных характеристик стали и несущей способности конструкций.
На рис. Ш.2 показано коробление балок рабочей площадки от нагрева до температуры 400—500° С.
В горячих цехах при изменении температуры появляются значительные температурные перемещения, приводящие к отклонению конструкций от проектного положения. При наличии связей, препятствующих свободным перемещениям, в элементах конструкций возникают дополнительные напряжения, имеющие циклический характер. При определенных условиях эти напряжения могут привести к искривлению элементов или появлению трещин.
В отдельных элементах, особенно при наличии острых
концентраторов напряжений, отрицательные температуры) приводят к появлению хрупких трещин; трещины могут появиться при незначительном уровне рабочих напря^ жений.
Повреждения от химических (электрохимических и физико-химических) воздействий проявляются в разрушении защитных покрытий, в различных видах коррозии стали и являются одним из существенных факторов износа и снижения долговечности стальных конструкций.
Для стальных конструкций промышленных зданий наиболее характерна атмосферная коррозия (электрохимическая). При наличии в среде агрессивных примесей возможна комбинированная коррозия: электрохимическая и частично химическая.
Скорость коррозии зависит от характеристик среды и меняется в широких пределах (0,05—1,6 мм/год).
Общая поверхностная коррозия приводит к уменьшению площади поперечного сечения элемента. Возникающее вследствие этого перенапряжение может привести к преждевременному разрушению элементов.
Местная коррозия проявляется, как правило, при локальных воздействиях, например при протечке кровли, нарушений герметичности трубопроводов, в пазухах, закрытых для осмотра и очистки от загрязнения и т. д., и также приводит к ослаблению сечения.
Большую опасность для дальнейшей эксплуатации конструкций представляет глубинная коррозия, способствующая повышению концентрации напряжений и склонности стали к хрупкому разрушению.
В узлах и соединениях элементов развивается щелевая коррозия. Продукт коррозии — ржавчина — имеет значительно больший объем, чем металл, из которого она образовалась и, распирая щель между элементами, может привести к разрушению соединения: обрыву головок заклепок и болтов, разрушению швов.
Наиболее интенсивному воздействию коррозии подвергаются элементы, форма сечения которых способствует отложению пыли, удержанию около металла влаги, создавая благоприятные условия для процесса коррозии. Кроме того, производственная пыль часто содержит агрессивные примеси, что увеличивает скорость коррозии.
Все повреждения металлических конструкций могут быть разделены на пять групп в зависимости от вида повреждений: 1) нарушение сплошности металла — трещины, разрывы, вырезы в элементах; 2) искажение геометриче
ской формы — искривления, местные погибы; 3) расстройство соединений — ослабление и разрушение болтов и заклепок; 4) отклонение конструкций от проектного положения; 5) коррозионные поражения.
Дефекты и повреждения снижают несущую способность конструкций, уменьшают надежность работы и могут быть причиной их разрушения. Степень опасности одного и того же дефекта или повреждения различна и зависит от вида конструкций, напряженного состояния, условий работы. Крайне опасно искривление сжатых стержней, особенно при большой их длине и гибкости; оно может привести к потере устойчивости стержня и разрушению конструкции. Искривление растянутых элементов менее опасно. Это относится и к местным погибам сплошностенчатых элементов.
Дефекты сварных швов в виде шлаковых включений, пор, подрезов опасны при воздействиях на конструкцию подвижных или вибрационных нагрузок, так как являются концентраторами местных напряжений и способствуют возникновению усталостных трещин. Те же дефекты в конструкциях, несущих статическую нагрузку, менее опасны, если при наложении швов и при начальных загружениях трещины не образовались.
Для оценки степени опасности дефектов и повреждений необходимо четкое представление об особенностях действительной работы элементов стальных конструкций в условиях эксплуатации. Исследование действительного состояния металлических конструкций в условиях эксплуатации позволяет выявить основные факторы, способствующие развитию повреждений, разработать систему мероприятий по предупреждению преждевременного износа и, следовательно, повышению долговечности производственных зданий.
III.2.	ПОВРЕЖДЕНИЯ КОНСТРУКЦИИ ПОКРЫТИЯ
Конструкции покрытия рассчитываются на нагрузки от массы покрытия и снега, имеют достаточно четкую расчетную схему, дающую близкое соответствие теоретических и действительных усилий, и работают часто в условиях, близких к расчетным предельным состояниям.
Наличие тонкостенных гибких стержней, сложная конфигурация сечений, повышенная концентрация напряжений в узлах делает конструкции ферм покрытия чувствительными к общим и местным перегрузкам, механическим, температурным и коррозионным воздействиям, поэтому они
являются одними из наиболее повреждаемых элементов каркаса производственного здания. Были случаи аварий стропильных и подстропильных ферм, связанные, как правило, с потерей устойчивости сжатых элементов и трещинами в узловых фасонках [8, 67].
Существенно снижают надежность и долговечность ферм покрытия дефекты изготовления и монтажа. К ним относятся начальные искривления стержней ферм [57], дефекты сварных соединений (неполномерность швов, подрезы, незаваренные кратеры), расцентровка узлов и вне-узловая передача нагрузки из-за смещения прогонов. При изготовлении ферм нарушаются требования норм по ограничению минимального расстояния между торцами элементов решетки поясами (40—50 мм). Это ухудшает условия работы фасонок и способствует появлению в них трещин. Пропуск соединительных прокладок в сжатых элементах ферм может привести к преждевременной потере ими устойчивости. Много дефектов наблюдается в опорных узлах ферм [114]. Торцы опорных фланцев не имеют пристрожки, неплотно опираются на опорные столики, имеют перекосы; отсутствуют болты сопряжения фермы с колоннами и т. д. На рис. III.3 показана частота появления отдельных дефектов узлов. Все они изменяют расчетную схему узла, приводят к появлению дополнительных неучитываемых расчетом напряжений и снижают надежность его работы.
Особенно опасный дефект изготовления — уменьшение сечения элементов по сравнению с проектом. Так, причиной аварии фермы покрытия на одном металлургическом заводе стала потеря устойчивости сжатого элемента решетки, выполненного из двух уголков сечением 75X6 вместо 100X8.
К наиболее серьезным нарушениям при монтаже конструкций относятся низкое качество выполнения укрупни-тельных узлов ферм: пропуск соединительных накладок по поясам ферм, неполномерность и другие дефекты сварных швов. На рис. III.4 показан укрупнительный стык нижнего пояса с пропущенными при монтаже швами. Очевидно, важнейшая задача при приемке конструкций — выявление и ликвидация всех дефектов изготовления и монтажа и в случае необходимости усиление или замена дефектных конструкций.
Перегрузки, влияние высоких температур в горячих цехах и другие эксплуатационные воздействия приводят к дальнейшему росту повреждений стропильных ферм. Часто
Рис. П 1.4. Укрупнительный стык нижнего пояса с пропущенными прн монтаже швами
Рис. 111.3. Частота дефектов опорного узла
1 — отсутствие пристрожки фланца и столика; 2 — отсутствие шайб под болтами;
3 — смещение центра узла от проектного положения; 4 — вне-центренная приварка фасонки к фланцу; 5 — отсутствие одного или нескольких болтов; 6 — зазор между фланцем и полкой колонны; 7 — наклонное расположение фланца
Рис. III.5. Характерные повреждения стропильных ферм
1 — искривление элемента; 2 — местный погиб; 3 — отклонение фермы от вертикальной плоскости; 4 — погнб фасонки;
5 — трещина в фасонке; 6 — расстройство опорного узла
причиной повреждений становятся грубые нарушения правил технической эксплуатации: использование конструкций покрытия для подвески грузов при ремонте и монтаже оборудования; вырезка и удаление элементов для пропуска коммуникаций; установка дополнительного оборудования, не предусмотренного проектом, и т. д.
Широкие обследования конструкций покрытия, выполненные испытательной станцией кафедры металлических конструкций МИСИ им. В. В. Куйбышева [138], позволили выявить характерные повреждения стропильных ферм (рис. III.5). Было обследовано 164 пролета 66 цехов 20 металлургических заводов. В 770 из 926 обследованных ферм
обнаружены повреждения. О частоте появления отдельных видов повреждений свидетельствуют следующие данные, в % от общего числа:
Искривление элементов .............................
Местные погибы.....................................
Отклонение ферм от вертикали.......................
Расстройство болтовых соединений...................
Погибы фасонок.....................................
Трещины в фасонках.................................
81,8
7,7
4,2
5,8 0.3 0,2
К наиболее частым повреждениям стропильных ферм относятся: искривления и местные погибы элементов, отклонение ферм от вертикальной плоскости, расстройство болтовых соединений в опорных узлах. Трещины в узловых фасонках, являющиеся одним из наиболее опасных повреждений, встречаются относительно редко и связаны в основном с низким качеством стали, наличием острых концентраторов напряжений и неудачным конструктивным решением узлов. Так, обварка торцов уголков решетки ферм приводит к появлению в фасонках однозначного поля растягивающих сварочных напряжений, что в сочетании с другими факторами может вызвать появление трещины. Это явилось причиной аварии стропильной фермы на одном из металлургических заводов. Опасность возникновения трещин возрастает при эксплуатации конструкций при отрицательных температурах. Как правило, трещины в фасонках появляются в процессе монтажа и в первые годы эксплуатации. Этот вид повреждений проанализирован в [106, 107].
Основной вид повреждений ферм — искривление стержней (81,8% всех повреждений). Стрелка искривления в отдельных случаях достигает 100 мм и превышает 1/50 длины стержня (рис. III.6).
Наименее повреждаемым элементом фермы является верхний пояс (табл. III.1), что объясняется его достаточ-
Таблица III.1
Элемент	Искривление л, %	
	в плоскости фермы	из плоскости фермы
Пояс: верхний нижний Решетки: сжатые растянутые	0,5 4,4 7 3,9	1,6 12,7 52 17,9
Итого	15,8	84,2
Рис. 111.6. Искривление элементов решетки стропильной фермы
Рис. II 1.7. Распределение повреждений решетки по длине фермы
Рис. II 1.8. Гистограмма искривлений элементов ферм
но мощным сечением и хорошим раскреплением элемен-тами покрытия и связями. Искривления нижних поясов, хотя они и работают на растяжение, появляются значительно чаще. В основном эти искривления направлены из плоскости ферм, т. е. в направлении наибольшей гибкости.
Помимо начальных искривлений при монтаже конструкций, причинами этого вида повреждений могут быть нагрев конструкций в горячих цехах и вызванные этим сжимающие усилия, а также горизонтальные усилия, возникающие из-за рамного момента, при частичном защемлении фермы на опоре. Появление этих дополнительных усилий связано с несоответствием конструктивной схемы расчетной, принятой при проектировании. Нередко повреждение нижних поясов вызвано такими грубыми нарушениями правил технической эксплуатации, как подвеска блоков для подъема грузов при ремонте и монтаже оборудования, внеузловое крепление трубопроводов, устройство площадок и проходных галерей и т. д.
Наибольшее число повреждений приходится на элементы решетки ферм. Основную опасность представляют повреждения сжатых элементов, частота искривления которых в 3 раза выше, чем растянутых. Стрелки искривления колеблются в широких пределах, составляя в среднем 10— 15 мм, или 1/500—1/300 длины. Погнутости направлены в основном из плоскости фермы, что свидетельствует о недостаточной жесткости узлов в этом направлении. Наиболее часто повреждаются средние гибкие элементы решетки (рис. III.7).
Статистический анализ результатов обследования позволил выявить достаточно тесную связь между числом повреждений и сроком эксплуатации (коэффициент корреляции около 0,6).
Повышенную опасность представляют искривления гибких сжатых элементов решетки (гибкостью более 60) в зданиях, запроектированных до 1960 г. без учета коэффициента условий работы т=0,8. Обследование показало, что много средних раскосов искривлены до 40 мм. Расчет, выполненный по действующим нормам, т. е. с учетом т= = 0,8, показал, что условные напряжения в них на 15— 20 % превышают расчетное сопротивление материала. При расчете по старым нормам несущая способность этих элементов была обеспечена.
Закономерности искривлений элементов ферм исследовались в [75] и наиболее полно в [57]. Проанализированы искривления стержней, возникающие в процессе изготовления. Результаты обмеров стержней ферм из спаренных уголков (666 измерений) и труб (644 измерения), проведенных непосредственно после изготовления на заводе, свидетельствуют о том, что около 50% всех стержней имеют относительные искривления, превышающие 1/1500 (рис. Ш.8), а около 15% стержней — более допускаемой нормами на изготовление 1/750. Количество искривлений стержней в плоскости и из плоскости фермы примерно одинаково (разница всего 5—10%). В плоскости фермы преобладают искривления в сторону стенки.
Прослежена зависимость искривлений от геометрических характеристик стержней. Статистическая обработка результатов измерений показала, что с увеличением гибкости растут среднее значение и стандарт распределения относительных (по отношению к ядровому расстоянию) искривлений (табл. III.2). При транспортировании и монтаже число поврежденных стержней и искривления возрастают.
Таблица III.2
Гибкость-	Искривление в сторону			
	полки		стенки	
	//Р-100	7/Р-юо	//Р-100	7/Р-юо
А. В плоскости фермы
67—91	2.5—4,3	2,2—4,7	7,6—10,4	4,8—6,3
	(2,1—5,5)	(5,3—8,4)	(9,4—10,4)	(10,1—13,7)
98—118	3,6—6,2	2,9—5	7,5—10,8	6—8,7
127—148	5,1—7,8	5—7,3	12,6—19,8	7,4—9,9
	(13,3)	(20,7)	(19,8)	(24,1)
		Б. Из плоскости фермы		-
44—70	4,2—10,6	4,1—7,9	—	—
	(8,1)	(10,1)		
75—99	8,2—13,2	9,1—19,7	—-	—
	(12,2—18,1)	(13,4—22,1)		
Обозначения	7—средняя арифметиче	!ская;	стандарт.		
Примечание.	В скобках указаны параметры распределения		искривлении стержней эксплуатируемых ферм.	
Таким образом, практика показывает, что существующая технология изготовления и монтажа, а также методы контроля качества продукции объективно не в состоянии обеспечить прямолинейность стержней ферм в пределах норм на изготовление (частично этот факт учтен в нормах на проектирование стальных конструкций).
В процессе эксплуатации наблюдается дальнейший рост числа поврежденных элементов (более чем в 2 раза) и размеров искривлений. Преобладающими становятся искривления элементов из плоскости ферм. Статистические характеристики распределения относительных искривлений увеличиваются. Особенно сильно возрастает стандарт, что объясняется появлением значительных по размеру искривлений. Учитывая особенности накопления повреждений на разных стадиях работы конструкций ферм, для аппроксимации опытных полигонов распределения искривлений должны быть использованы двухмодальные законы распределения, характерные для суммы двух разнородных распределений [57]. Первое распределение описывает малые искривления стержней, возникающие при изготовлении и в нормальных условиях эксплуатации являющиеся неизбежными. Второе распределение характеризует недопустимо большие искривления, связанные с грубыми нарушениями, допускаемыми при транспортировании, монтаже и эксплуатации, и ошибками проектирования.
Кроме общих искривлений, частым повреждением элементов ферм являются местные погибы, возникающие при ударных воздействиях и креплении тросов для подвески грузов. Если в растянутых элементах эти повреждения не представляют существенной опасности, то в сжатых они могут привести к преждевременной потере. устойчивости и, таким образом, снижают надежность конструкций.
Подстропильные фермы имеют достаточно мощное сечение элементов и повреждаются в значительно меньшей степени, чем стропильные.	! 1
Основным видом повреждений прогонов кровли являются остаточные прогибы, вызванные перегрузкой покрытия от чрезмерного скопления снега, пыли и превышения массы покрытия по сравнению с проектом. Особенно часты остаточные прогибы в местах перепада высот и у фонарей, т. е. в зонах образования снеговых мешков. Недостаточное раскрепление прогонов (удаление или провисание тяжей по прогонам, отсутствие приварки кровельных плит и т. д.) приводит к искривлению их в плоскости ската.
Наиболее частые повреждения конструкций фонарей —-
искривление .раскосов стоечных фонарей с нисходящими раскосами. В соответствии с принимаемой схемой расчет раскосов выполняется в предположении их работы на растяжение. В то же время в нисходящем раскосе при достаточной жесткости его прикрепления в узлах от действия ветровой нагрузки возникает сжимающее усилие, что приводит к потере их устойчивости.
Массовый характер носят повреждения связей по покрытию, особенно в горячих цехах и в зданиях, где эксплуатируются краны особо тяжелого режима работы. К наиболее характерным повреждениям связей относятся искривления и местные погибы, удаление связей для пропуска коммуникаций, расстройство узлов крепления. Это снижает пространственную жесткость каркаса, увеличивает расчетную длину сжатых поясов ферм, нарушает проектное положение конструкций. Особенно опасно удаление или повреждение распорок по верхним поясам ферм в подфонарных участках, что может привести к потере устойчивости пояса и вызвать обрушение покрытия. При малых зазорах между мостовыми кранами и конструкциями покрытия провисающие связи препятствуют нормальной эксплуатации кранов.
Опасным дефектом является недостаточная площадь опирания плит покрытия на стропильные фермы и прогоны, что может привести к обрушению кровли. К грубым нарушениям требований монтажа относится также отсутствие приварки железобетонных панелей к поясам ферм, так как при этом ухудшаются условия раскрепления поясов и увеличивается их расчетная длина.
Сложная конфигурация сечений, малые толщины проката, зазоры в элементах из парных уголков уменьшают коррозионную стойкость решетчатых элементов покрытия. Повышенная влажность воздуха, агрессивные по отношению к металлу компоненты способствуют развитию равномерной коррозии элементов. Протечки кровли и стенового ограждения, выделение пара или конденсата из-за неисправностей стыков трубопроводов ведут к развитию местных коррозионных поражений. Особо интенсивные местные коррозионные поражения возникают в опорных узлах стропильных и подстропильных ферм, расположенных .вблизи воронок внутренних водостоков, в верхних поясах ферм в местах опирания фонарей и у ендов кровли. Коррозионный процесс ускоряется при скоплении пыли на элементах конструкций, особенно при ее увлажнении.
Наиболее высокая скорость коррозии элементов покры
тия отмечается в травильных, гальванических и других производствах, связанных с наличием открытых емкостей с агрессивными жидкостями.
Большая площадь поверхности решетчатых конструкций, трудность доступа ко всем элементам, особенно к верхним поясам, затрудняет окраску их в процессе эксплуатации. В результате уже через два-три года после дополнительной окраски защитные покрытия разрушаются и коррозионный процесс интенсифицируется.
111.3.	ПОВРЕЖДЕНИЯ КОЛОНН
Колонны производственных зданий находятся в более благоприятных условиях, чем другие элементы каркаса. Колонны рассчитывают на суммарное воздействие большого числа нагрузок, особенно при мостовых кранах. Поэтому расчетные усилия в колоннах значительны и сечения их относительно велики. Усилия в колоннах при нормальной эксплуатации меньше расчетных, так как одновременное воздействие большого числа нагрузок маловероятно и за весь период эксплуатации конструкций такого воздействия может даже не быть. Мощные сечения колонн при невысоких рабочих напряжениях обладают большими запасами несущей способности, а также лучше сопротивляются механическим воздействиям и имеют высокую стойкость против коррозии. Динамические воздействия подвижных и вибрационных нагрузок не приводят к усталостным повреждениям стержня колонн, так как эти нагрузки прикладываются к колонне не непосредственно, а через другие конструкции. Опыт эксплуатации показывает, что ступенчатые колонны, наиболее широко применяемые в промышленных зданиях, даже при наличии повреждений не теряют своей несущей способности и случаев их разрушений не зафиксировано.
Обследования дают возможность выявить наиболее характерные повреждения колонн (рис. III.9) и установить причины их возникновения.
, Трещины в основном металле и в сварных швах стержня колонны наблюдаются редко. В отдельных случаях зафиксированы трещины в местах прикрепления подкрановых (/) и тормозных (2) балок в зданиях с кранами особо тяжелого режима работы. Эти повреждения вызваны жестким креплением подкрановых конструкций к колоннам, появлением в местах креплений знакопеременного цикла напряжений и, как следствие, развитием усталостных трещин.
Наибольшее число повреждений колонн связано с нарушением правил технической эксплуатации. При стесненных габаритах внутри цеха колонны часто подвергаются ударам транспортируемыми грузами, магнитными шайбами и грейферами. Это приводит к появлению в ветвях нижних частей колонн искривлений и местных погибов, вырывов, трещин 3. Особенно повреждаются гибкие элементы решетки колонн 4. В стенках колонн для пропуска коммуникаций устраивают отверстия без усиления ослабленных сечений 5. В верхних частях колонн для увеличения габарита крана делают вырезы, что снижает жесткость колонн.
В зданиях с интенсивно работающими кранами отмечались обрушения консолей колонн, на которые опирались подкрановые балки. Так, в одном из складов заготовок металлургического завода после восьми лет эксплуатации в сварных швах крепления консолей образовались трещины, одна из консолей обрушилась. Причиной повреждений явилось усталостное разрушение сварного шва после большего числа циклов загружений, что в расчете не учитывалось. Кроме того, выполнение шва без полного проплавления привело к повышенной концентрации напряжений.
Аналогичные повреждения узлов крепления кронштейнов, поддерживающих пути консольных кранов, отмечены и сталеплавильных цехах.
В горячих цехах металлургических заводов колонны зданий и рабочих площадок подвергаются значительным температурным воздействиям. В результате разрушаются узлы крепления вертикальных связей; в элементах связей появляются трещины (рис. ШЛО). Особенно значительные повреждения (искривления, деформация сечения, пережог) возникают при соприкосновении колонн с горячим металлом и шлаком.
Характерные повреждения колонн — отклонения от проектного положения как в плоскости, так и из плоскости рам. Учитывая большие запасы прочности в колоннах и не учитываемые расчетом связи, эти отклонения для несущей способности конструкций не представляют существенной опасности, однако они приводят к повреждениям элементов стенового ограждения, расстройству узлов сопряжения примыкающих конструкций, нарушению проектного положения подкрановых путей и тем затрудняют нормальную эксплуатацию здания. Нормы устанавливают предельное отклонение, равное 0,001 высоты колонны, но не более 15 мм. На практике эти отклонения в 2,5—3 раза выше.
10
9 11
12
Рис. II 1.9. Характерные повреждения колонн
1,2 — трещины; 3 — местный погиб ветвн; 4 — погиб элемента решетки; 5 — вырез в стенке; 6 — вырез в полке колонны
Рис. II 1.10. Трещина в фасоике вертикальных связей
Рис. 111.11. Опирание подкрановой балки на колонну через пакет прокладок
Рис. III.12. Распределение основных повреждений подкрановых конструкций
1 — расстройство креплений крановых рельсов; 2 — геометрические отклонения путей от проектного положения; 3 — повреждение креплений подкрановых конструкций; 4 — трещины в подкрановых балках; 5 — трещины в тормозных конструкциях; 6 — недопустимые эксцентриситеты рельсов
В отдельных случаях смещение оголовка колонны относительно низа достигало 1/100 высоты. С течением времени отклонения колонн от вертикали увеличиваются. Так, за пять лет эксплуатации отклонения колонн литейного двора возросли более чем в 2 раза [138]. Появление столь существенных отклонений связано с неточностью монтажа конструкций и с поворотами фундаментов в процессе эксплуатации.
При возведении зданий на просадочных грунтах наблюдаются значительные осадки фундаментов и снижение отметки уступа колонн. При неравномерных осадках по длине и ширине здания для обеспечения нормальной работы кранов приходится выравнивать подкрановые пути, выставляя их на дополнительные прокладки (рис. III. 11), габарит между краном и конструкциями покрытия при этом уменьшается. Отмечались случаи, когда кран не мог перемещаться вдоль цеха и приходилось поднимать покрытие. При хороших основаниях осадки быстро стабилизируются, и уже через 2—3 года эксплуатации их рост прекращается.
Общие коррозионные поражения сплошных колонн и ветвей сквозных колонн сравнительно невелики вследствие большой мощности сечения, открытых профилей и вертикального расположения элементов, исключающего отложение пыли. В худших условиях находятся элементы решетки, ребра жесткости и диафрагмы из-за относительной тон-костенности сечения и возможности скопления пыли на горизонтальных поверхностях, что при увлажнении интенсифицирует коррозию.
Значительным местным коррозионным поражениям подвергаются отдельные узлы и части колонн, особенно в случае соприкосновения с грунтом, мусором, вблизи ендов и внутренних водостоков с неисправной гидроизоляцией, в местах возможных протечек технических жидкостей ит. д. К таким узлам относятся оголовки колонн, узлы опирания подкрановых балок и особенно базы колонн и узлы крепления вертикальных связей, расположенные ни же отметки пола и необетонированные. Периодическое увлажнение и воздействие агрессивных жидкостей в короткие сроки может привести к сквозному коррозионному поражению конструкций.
Еще более значительно подвержены общим поражениям коррозией колонны наружных сооружений — открытых подкрановых эстакад, доменных эстакад, эстакад грануляции и др., вследствие того что выполнены они чаще всего сквозными из тонкостенных элементов, малой мощно
сти сечений. Например, в эстакадах грануляционных бассейнов, где помимо воздействий заводской атмосферы конструкции периодически оказываются в зоне кислотных ту-манообразований, колонны корродируют со скоростью 0,5 мм/г.
III.4. ПОВРЕЖДЕНИЯ ПОДКРАНОВЫХ КОНСТРУКЦИИ
Подкрановые конструкции промышленного здания включают подкрановые балки, тормозные балки или фермы, узлы креплений балок и тормозных ферм к колоннам, крановый рельс с креплениями и упоры. Подкрановые конструкции находятся в сложных условиях работы. Опыт эксплуатации и натурные обследования показывают, что уже после трех-четырех лет работы в подкрановых конструкциях появляются первые повреждения: расстраиваются узлы крепления подкрановых и тормозных балок к колоннам, появляются усталостные трещины в сварных швах и в стенке около верхнего пояса балок, в клепаных балках ослабляются заклепки верхнего пояса и появляются трещины в уголках. Со временем эти повреждения развиваются и мешают нормальной работе кранов.
Наиболее значительно повреждаются подкрановые конструкции в цехах с кранами тяжелого и весьма тяжелого режима работы, особенно с жесткими грузозахватными механизмами. В зданиях же с кранами среднего и легкого режима работы повреждения встречаются значительно реже.
Натурные обследования состояния подкрановых конструкций 120 пролетов на 17 металлургических заводах показали, что повреждения при тяжелом и весьма тяжелом режимах работы кранов возникают в балках, запроектированных как по предшествующим, так и по действующим нормам проектирования.
Осредненные показатели основных повреждений в сварных подкрановых конструкциях по данным обследований для зданий с тяжелым крановым режимом за время эксплуатации 6—10 лет приведены на рис. Ш.12. Из рисунка видно, что через 10 лет эксплуатации до 80% конструкций имели те или иные повреждения.
Основными факторами, способствующими появлению повреждений подкрановых конструкций, являются: действие сосредоточенных подвижных нагрузок, достигающих 800 кН и носящих динамический характер; переменный и знакопеременный многократно повторяющийся цикл напряжений, вызывающий усталость металла; сложный ха-
рактер напряженного состояния; жесткость узлов крепления подкрановых конструкций к колоннам и несоответствие их фактической работы принимаемой расчетной схеме; наличие дополнительных факторов, усложняющих работу конструкций, таких, как эксцентриситет приложения нагрузки, неравномерность давлений на колесах крана, неровности контактной поверхности рельса и пояса, сварочные напряжения и т. д. Интенсивному развитию повреждений способствуют также дефекты сварных швов и .другие несовершенства изготовления и монтажа. Анализ особенностей действительной работы подкрановых конструкций изложен в п. IV.3.
Обобщение и систематизация результатов натурных обследований подкрановых конструкций позволили выявить основные виды повреждений и причины их возникновения.
На рис. III. 13 приведены схемы сварной и клепаной сплошностенчатых подкрановых балок с характерными повреждениями.
В сварных подкрановых балках наиболее частыми повреждениями являются трещины в верхнем поясном шве и в стенке в околошовной зоне. Трещины носят ярко выраженный усталостный характер и появляются после нескольких сотен тысяч циклов загружения. Все трещины можно разделить на три вида: 1) развивающиеся от торца балки, рис. III.14; 2) идущие от ребра жесткости, рис. III.15; 3) между ребрами жесткости.
Наиболее повреждаемая часть балок — торцы. По данным ВЗПИ (А. Б. Патрикеев), свыше 30% трещин развиваются от торца балок. Аналогичные результаты получены и в исследовании, выполненном в ЦНИИПСК- На преимущественное развитие трещин в торцевых участках указывается и в зарубежных работах [142, 143, 144]. Особенно часто такие трещины возникают в балках с ребрами жесткости, смещенными с оси опоры (рис. 111.17,6).
В большинстве случаев трещины развиваются по сварному шву, иногда с переходом на стенку. По исследованиям А.’ Б. Патрикеева, основная причина появления этих трещин — низкое качество сварки в торцах балок. Анализ технологии изготовления балок показал, что на многих заводах в нарушение правил изготовления (СНиП 111-18-75, п. 1.40) поясные швы, выполняемые автоматом, не доводятся до торцов балок на 150—400 мм. Эти участки завариваются на последующих этапах изготовления полуавтоматической или ручной сваркой. Стыки швов (после возобновления сварки) и пониженное качество швов, выполнен-
a)
w
13
14
14
15
16
17
18
19
Рис. Ш.13. Характерные повреждения подкрановых балок
а — сварных; б — клепаных; 1 — трещина у торца балки; 2 — трещина у ребра жесткости; 3 — трещина в середине панели; 4 — трещина в шве крепления ребра жесткости к поясу; 5 — трещина в верхнем поясе; 6 — трещина под коротким ребром; 7 — местный погиб верхнего пояса; 8 — ослабление вертикальных заклепок; 9 — ослабление горизонтальных заклепок; 10 — трещина по обушку уголка; 11 — трещина в верхнем поясе; 12 — местный погнб верхнего пояса
Рис. II 1.14. Трещина в верхней зоне стенкн у торца балки
Рис. III.15. Трещина в верхнем поясном шве и в стенке у ребра жесткости
Рис. III. 16. Трещина в стейке у выреза ребра
Рис. III..17. Непровар в верхнем поясном шве
Рнс. III. 18. Местный погиб ребра
жесткости
Рнс. 1ПЛ9. Трещина в верхнем поясе балки
них вручную или полуавтоматом, уменьшает предел выносливости. Кроме того, в месте пересечения швов, расположенных в трех перпендикулярных направлениях, возрастает концентрация напряжений, и остаточные сварочные напряжения достигают высокого уровня.
Не менее существенной причиной частого появления трещин типа 1 является разная высота балок на опоре и передача давления катка на одну опору. Это уменьшает длину передачи вертикального давления и повышает местные напряжения. Увеличивается и динамический эффект воздействия нагрузки.
Иногда трещины в стенке у торцов балок вызваны неудачным конструктивным решением узлов сопряжения балок с колоннами на общих диафрагмах. Отверстия для болтов крепления диафрагм повышают концентрацию напряжений и способствуют развитию трещин. Соединительные накладки создают частичную неразрезность балок на опоре, что также может привести к появлению повреждений. Повреждения, за исключением трещин типа 1, распределены по длине балки равномерно.
В балках, запроектированных до 1962 г., ребра жесткости не имели вырезов для пропуска поясных швов. В этих условиях в месте пересечения трех швов возникает сложное напряженное состояние. Высокая концентрация и объемное поле остаточных сварочных напряжений создают предпосылки для развития в швах трещин типа 2. Вырезы в ребрах не устранили всех причин, способствующих появлению трещин. В местах вырезов в определенных случаях [63] увеличиваются местные напряжения и частота появления трещин практически не снижается. Кроме того, от конца вертикального шва крепления ребер развиваются трещины по стенке (рис. III.16). Эти трещины являются основным видом усталостных повреждений подкрановых балок на заводах США [143]. Очевидно, размер вырезов требует дополнительной проработки и уточнения.
Трещины типа 3 чаще всего связывают с кручением верхнего пояса при эксцентричном приложении нагрузки и возникающими в стенке дополнительными напряжениями. В этом случае преимущественное появление трещин должно происходить по нижней кромке шва. Однако, по исследованиям ВЗПИ (А. Б. Патрикеев), до 80% трещин проходили по шву. Анализ темплетов (около 100 образцов), вырезанных из участков верхнего поясного шва, показал, что практически все трещины в швах развивались от непровара по линии сопряжения стенки и пояса (рис. III.17).
Обмеры сечения швов свидетельствуют, что выполняемая на заводах автоматическая сварка под флюсом отличается нестабильностью. Глубина проплавления колеблется от 0,09ft до 0,67ft (где ft — катет шва). Свыше 60% швов имели глубину проплавления менее 0,5ft. Размеры катетов швов также имеют большой разброс. При увеличенной высоте катета трещины в поясных швах не обнаружены. Таким образом, первоочередной задачей в увеличении долговечности поясных швов следует считать улучшение их качества и обеспечение полного проплавления.
Много трещин в поясных швах возникает под стыками крановых рельсов, особенно при наличии в них дефектов (выколы головки, перепады высот, смещения в плане). Трещины в балках часто появляются по сварному шву или по основному металлу вблизи шва в местах крепления ребер к верхнему поясу 4 (рис. III.13). Иногда эти трещины переходят на стенку балки. Основными причинами возникновения этих трещин можно считать воздействие крутящего момента и низкое качество шва, выполняемого к тому же без расчета. Отмечались случаи потери устойчивости ребра (рис. III.18). Поперечные трещины в верхних поясах балок 5 встречаются достаточно редко. Обычно эти трещины возникают у отверстий для болтов крепления рельса или в местах дефектов шва (рис. III. 19).
Довольно часто трещины в стенке балок появляются под короткими ребрами 6; возникают они от воздействия крутящих моментов и связаны с концентрацией напряжений у конца ребра (рис. Ш.20).
Местные погибы верхних поясов 7 являются следствием эксцентричного приложения нагрузки и поворота пояса. Иногда местным погибам верхнего пояса сопутствует потеря устойчивости верхней части ребер жесткости. Кроме того, при ремонте кранов и смене скатов на верхние пояса балки опирают домкраты, что также способствует местным повреждениям.
Основными типами повреждений клепаных подкрановых балок (см. рис. III.13, б) являются: ослабление заклепок верхнего пояса 8, 9, продольные и поперечные трещины в верхних поясных уголках 10, 11, местные погибы верхнего пояса 12. Отсутствие остаточных сварочных напряжений, меньшая концентрация местных напряжений, утолщение верхней части стенки балки полками поясных уголков, податливость заклепочных соединений облегчают условия работы клепаных балок и делают их более дол-

20
21	23
22	24
Рис. III.20. Трещина в стейке под коротким ребром
Рис. III.21.. Повреждения клепаных балок
Рис. III.22. Характерные повреждения тормозных конструкций
I — трещина в шве крепления тормозного листа к балке; 2 — трещина в тормозном листе; 3 — трещина в фасонке тормозной фермы; 4 — искривление элемента тормозной фермы
Рис. III.23. Характерные повреждения узлов крепления подкрановых конструкций к колонне
1—3 — трещины в швах (ослабление болтов) крепления тормозной конструкции; 4, 5 — трещины в швах (ослабление болтов) -крепления горизонтальной накладки; 6, 7 — трещины в швах (ослабление болтов) крепления диафрагмы;
8 — трещина в диафрагме; 9, 10 — ослабление болтов
Рис. Ш.24. Распределение трещин по длине эстакады
1 — пресс; Е(тр — суммарная длина трещин на балке; 1б — пролет балки; ---------------распределение Х/тр/(6 по ряду В; ---------то же, Г
говечными. Повреждения в них возникают значительно позже, чем в сварных балках.
Наиболее частое повреждение клепаных балок — ослабление и разрушение заклепок верхнего пояса. Чаще повреждаются вертикальные заклепки 8 крепления поясных листов и уголков. Иногда ослабление этих заклепок объясняют воздействием крутящего момента. Однако большее ослабление заклепок, расположенных по ближней к оси балки риске, позволяет предположить, что более существенной причиной этого вида повреждений является неплотность склепываемого пакета и появление распорных усилий при его закрытии от наезда катка крана [84]. Кроме того, рельс непосредственно воздействует на выступающие потайные заклепки, расположенные под его подошвой, и вызывает их расшатывание.
Горизонтальные заклепки крепления поясных уголков к стенке 9 воспринимают усилия от сосредоточенного давления крана и крутящего момента при эксцентричном приложении нагрузки. Особенно часто эти заклепки повреждаются при отсутствии пристрожки верхнего поясного листа к стенке, что характерно для балок, запроектированных в 30—40-е годы (рис. III.21).
Продольные трещины в обушках уголков верхнего пояса 10 также вызваны кручением пояса и неровностями контакта пояса и рельса, в результате чего давление катка распределяется на значительно меньшую длину, чем принято по расчету. На образование этих трещин влияет и пониженное качество металла в зоне обушка уголка.
Поперечные трещины в верхнем поясе клепаных подкрановых балок 11, как и в сварных балках, развиваются от отверстий для заклепок или болтов крепления рельса. Иногда их появление связано с местными погибами пояса 12. Нередко в процессе эксплуатации ребра жесткости клепаных балок приваривают к верхним поясам. В этих швах часто возникают трещины, переходящие затем на основной металл.
Наибольшее число повреждений возникает в решетчатых подкрановых балках, широко применявшихся в 50-х годах в зданиях с тяжелым режимом работы. Наличие острых концентраторов, знакопеременный цикл напряжений в верхних поясах, воздействие крутящих моментов приводит к ускоренному развитию трещин усталостного характера [73]. Трещины возникают в продольных швах верхнего пояса (аналогично сварным балкам) и в фасонках. Наблюдались случаи разрыва раскосов. На некоторых за-- 134 -
водах повреждения решетчатых балок носили аварийный характер, и они заменялись сплошностенчатыми [73].
На рис. III.22 приведены схемы тормозных конструкций с характерными видами повреждений. Основными причинами этих повреждений являются несоответствие действительной работы тормозных конструкций принимаемой расчетной схеме и появление дополнительных, не учитываемых при проектировании усилий.
Совместная работа тормозной- конструкции и подкрановой балки приводит к их косому изгибу с кручением и значительному увеличению касательных напряжений по сравнению с принятой методикой расчета по расчлененным плоским схемам. Трещины в швах сопряжения тормозных конструкций и балок появляются чаще у опор, в местах вырезов для пропуска крючьев крепления рельса и у смотровых люков.
Неудовлетворительное качество приварки тормозных листов, отсутствие подварки, прерывистые швы способствует более раннему появлению трещин. Повреждения тормозных конструкций связаны с грубыми нарушениями правил технической эксплуатации: складированием на тормозных площадках тяжелых грузов, вырезкой отверстий и отдельных элементов тормозных ферм и т. д.
Характерные повреждения креплений подкрановых конструкций к колоннам приведены на рис. III.23. Часто повреждаемыми местами являются сварные и заклепочные сопряжения тормозной конструкции с колонной 1, 2 и расстройство опирания поддерживающей тормозную балку конструкции 3. Как правило, повреждаются швы или расшатываются заклепки в горизонтальных фасонках, соединяющих подкрановую балку с колонной 4, 5. Особенно быстро расстраиваются крепления общих горизонтальных фасонок. Основная причина повреждений 1—5 — несоответствие действительной работы узла принятой расчетной схеме. Жесткость креплений создает неразрезность тормозной конструкции и подкрановой балки, не рассчитанных на восприятие возникающих усилий от смещения. В случае крепления подкрановых балок вертикальными диафрагмами повреждаются соединения диафрагмы с балкой 6 или колонной 7; иногда наблюдаются трещины в вертикальной диафрагме 8.
Вертикальные диафрагмы достаточно гибки в направлении вдоль балки и не препятствуют повороту ее опорного сечения. Усилия в них от защемления концов балки незначительны. Однако в вертикальном направлении эти диа
фрагмы жестки и в них возникают большие усилия от перемещений при обжатии опорного сечения балки и выбора зазоров между монтажными прокладками под балкой. Эти и является основной причиной повреждения вертикальных диафрагм. Повсеместно ослабляются также болтовые соединения подкрановых балок к колоннам и между собой [9, 10].
Наиболее характерные повреждения крановых рельсов — износ верхних и боковых граней головки, повреждения рельсов в местах стыков и трещины в шейке рельса.
Износ рельсов зависит от непараллельности путей и от перекоса колес крана. В некоторых зданиях с тяжелым режимом работы отмечалось полное истирание реборд колес менее чем за месяц и значительный износ рельсов за 1,5— 2 года. Повышенная точность регулирования колес и рельсов на ряде объектов металлургического комбината, в которых работали 26 мостовых кранов весьма тяжелого режима, а также смазка боковых граней кранового рельса для уменьшения трения между ребордой и рельсом в 4 раза увеличили сроки службы колес и значительно удлинили сроки службы крановых рельсов [82].
Степень повреждения концов рельсов зависит от смещения их торцов и размера зазора в стыке. Внедряемая в последнее время сварка стыков рельсов в пределах температурного отсека значительно уменьшает эти повреждения и исключает ударные воздействия колес. Трещины в шейке рельсов часто наблюдаются около стыков и отверстий.
Из двух наиболее широко применяемых в современных цехах с тяжелым режимом креплений рельсов к подкрановым балкам — крючьями и двухболтовыми лапками — наиболее повреждаемы крепления крючьями. Крючья разгибаются и вытягиваются, поэтому не закрепленный ими рельс имеет значительные поперечные и продольные смещения (угон).
Крепления двухболтовыми лапками значительно надежней, но в ряде цехов с кранами весьма тяжелого режима с жестким подвесом они ослабляются, а так как болты подтягиваются несвоевременно, поперечная подвижность рельса достигает 10—15 мм.
Применяемые во многих цехах между двухболтовыми лапками упорные планки, привариваемые к поясу у подошвы рельса на расстоянии 1,5—2 м одна от другой по длине рельса и у его стыков, препятствуют боковым смещениям, но несколько затрудняют рихтовку рельсов.
Необходимо подчеркнуть, что повреждения крановых
рельсов и их креплений сильно сказываются на работе подкрановых конструкций и ускоряют появление в них повреждений.
Повреждения крановых упоров заключаются в ослаблении креплений, остаточных деформациях, а при сильных ударах — ив разрушении. Требование «Правил устройства и безопасной эксплуатации грузоподъемных кранов» Горгостехнадзора о том, чтобы упор рассчитывался на восприятие удара мостом крана, движущегося с наибольшим рабочим грузом, находящимся в верхнем положении при номинальной скорости крана, неприемлемо ввиду исключительно больших сил, возникающих при таком ударе. Остановка крана при подходе к упору должна обеспечиваться концевыми выключателями и системой блокирования, обеспечивающими торможение.
Повреждения подкрановых конструкций общей поверхностной коррозией незначительны благодаря мощности сечений и открытому, хорошо обдуваемому профилю. При обследовании старых цехов иногда обнаруживаются отдельные очаги повышенной местной коррозии у опорных узлов, в местах крепления к балке тормозного листа, особенно при наличии в таких местах производственной пыли и атмосферной влаги. Это относится, как правило, к подкрановым балкам крайних рядов при плохом состоянии бокового остекления.
Преждевременно появляются повреждения в подкрановых конструкциях из-за нарушения геометрии подкрановых путей-в плане и по вертикали.
Натурные обследования показывают, что эксцентриситеты рельсов относительно оси подкрановой балки во многих местах значительно превышают 15 мм, допустимых по нормам, и достигают 30—50 мм. По данным [138], свыше 20% путей имели эксцентриситеты больше предельно допустимых. Уклоны подкрановых путей также превышают допустимые значения (до 20% общей длины обследованных путей). В результате резко возрастает неравномерность давлений на отдельных колесах крана. Сужения и расширения путей приводят к увеличению горизонтальных крановых нагрузок и более раннему появлению повреждений.
Рассмотренные повреждения подкрановых конструкций характерны для промышленных зданий с тяжелым режимом работы металлургического производства: нагревательных колодцев, пролетов складов заготовок, отделочных пролетов и пролетов складов готовой продукции прокат
ных и трубопрокатных цехов, копровых и шлаковых отделений, дворов изложниц,'шихтовых дворов, отделений раздевания слитков и других аналогичных цехов. В промышленных зданиях с кранами среднего и легкого режимов работы повреждения подкрановых конструкций появляются значительно позже (через 20 лет и более) и накопление их происходит медленнее.
Основными факторами, способствующими развитию повреждений и снижающими долговечность подкрановых конструкций, являются интенсивность работы мостовых кранов и срок эксплуатации.
Влияние интенсивности работы мостовых кранов на накопление повреждений видно из диаграммы распределения трещин у верхнего пояса сварных подкрановых балок обоих рядов по длине цеха (рис. III.24). Число и суммарная длина трещин образуют резкие пики у прессов, где происходит наиболее интенсивная работа кранов, и сильно уменьшаются в промежутках между прессами и у торцов. Такая же картина наблюдается и на других объектах.
Число поврежденных балок на момент обследования в зависимости от срока эксплуатации приведено в табл. Ш.З. Следует отметить, что часть балок со сроком эксплуатации 5 лет и более ко времени обследования подвергалась (некоторые неоднократно) текущему ремонту по ликвидации повреждений.
Таблица III.3
Срок эксплуатации, годы	Число балок, шт.		"Процент поврежден  * ных балок
	обследованных	с повреждениями	
1—3	29	4	14
4—6	70	12	17
10—12	105	64	61
20—22	62	45	73
Анализ повреждений подкрановых конструкций позволяет дать общую оценку надежности работы, выявить наиболее слабые места и сконцентрировать внимание на основных вопросах по разработке мероприятий по уменьшению и предотвращению повреждений.
Ш.5. ПОВРЕЖДЕНИЯ ПРОЧИХ КОНСТРУКЦИЙ
Кроме основных несущих конструкций, образующих каркас цеха, в промышленном здании в зависимости от его назначения и технологического процесса много различных
конструкций: рабочие площадки, пути для Подвесного Транспорта, элементы ограждающих конструкций и др.
Очень быстро накапливаются повреждения стальных Конструкций рабочих площадок мартеновских, электросталеплавильных, конверторных и других аналогичных цехов металлургических заводов. Характерными особенностями, эксплуатации таких площадок являются воздействия на них динамических подвижных нагрузок от завалочных машин и железнодорожных составов, а также высоких температур.
Усталостные повреждения главных балок рабочих площадок, подвергающихся непосредственному динамическому- воздействию подвижных нагрузок, во многом сходны с повреждениями подкрановых балок. В сварных швах, соединяющих верхний пояс со стенкой балки, возникают продольные трещины. В опорных сечениях балок вследствие частичного защемления, особенно при недостатках конструктивных решений, также появляются трещины в стенке, соединительные болты на опорах ослабляются. Следует отметить, что благодаря большой горизонтальной жесткости рабочих площадок, обусловленной сплошным настилом, накопление усталостных повреждений в главных балках рабочих площадок происходит значительно медленнее, чем в подкрановых балках.
Опасные повреждения в элементах конструкций рабочих площадок возникают под воздействием высоких температур, особенно при недостаточной защите конструкций экранами и футеровками.
Резкий неравномерный нагрев" элементов конструкций при выпусках стали и шлака, заливке чугуна, прорывах через щели раскаленных газов приводит к искривлению и ' короблению конструкций. Периодические нагрев и охлаждение конструкций расшатывают и повреждают опорные соединения. Балки и листы настилов рабочих площадок, расположенные непосредственно у печей, подвергаются случайным выплескам жидкого металла. Часты повреждения балок и колонн площадок в виде местных вырезов полок и стенок для прокладки различных коммуникаций.
Несмотря на газы и пыль под рабочей площадкой вследствие относительно низкой влажности среды, общая поверхностная коррозия конструкций незначительна. Более распространена местная коррозия в местах протечек.
Основным видом повреждений балок путей подвесных кранов является абразивный износ по ширине и толщине ездовой полки и толщине стенки [124]. Известны случаи I I
выхода из строя путей вследствие износа менее чем за год эксплуатации. Для кран-балок грузоподъемностью 5 т решающим является износ по ширине полки и толщине стенки.
Основными факторами, ускоряющими абразивный износ по ширине полки и толщине стенки, являются перекосы крапа и сужения-расширения путей. У кранов малой грузоподъемности ширина ездовых полок балок невелика, и уже при небольшом износе полок по ширине катки крана вследствие отклонения плоскости их расположения от вертикали касаются стенки, вызывая ее истирание.
Для кранов большой грузоподъемности, менее склонных к перекосу, существенным становится износ по толщине полки.
Массовое нарушение правил технической эксплуатации — отклонения путей от проектного положения. Результаты статистической обработки материалов геодезических съемок показали, что продольные уклоны и разности отметок путей в одном створе в 50, а сужения и расширения путей в плане в 60% случаев превышают предельно допускаемые [124].
Сопоставление абразивного износа с результатами визуальных наблюдений за работой крана позволило выявить зависимость износа от числа проездов крана и давления на каток. Коэффициент корреляции превышает 0,8. Эта зависимость близка к линейной и может быть аппроксимирована уравнением
Д= [0,0008(Ссрг+См+Ст) +0,005]ЛГ,
где <2cpr, Qm, Qi— соответственно средний вес поднимаемого груза, вес моста крана и вес тали, кН; N — число проездов через рассматриваемое сечение, тыс.
Эти результаты характеризуют износ путей из малоуглеродистой стали.
Из других видов повреждений балок путей следует отметить остаточные прогибы, возникающие при подъеме грузов, превышающих номинальную грузоподъемность крана, отгибы полок балок, выполненных из обычных двутавров, не рассчитанных на восприятие повышенных местных давлений, трещины и ослабление болтов в узлах крепления балок к вышележащим конструкциям, связанные с неудачным конструктивным решением, отличным от принятой расчетной схемы, и повышенной концентрацией напряжений в местах вырезов, отверстий и дефектов сварки.
Основные виды повреждений вспомогательных металлических конструкций зданий (площадки, лестницы, ограж
дения, ворота и т. д.) — механические повреждения и коррозионный износ, обусловленные тонкостенностью сечений и нарушениями правил технической эксплуатации (удары, перегрузка, загрязнение и т. д.).
Глава IV. АНАЛИЗ РАБОТЫ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКИЙ КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННЫХ
ЗДАНИЙ В УСЛОВИЯХ ЭКСПЛУАТАЦИИ
IV.1. ДЕЙСТВИТЕЛЬНАЯ РАБОТА КОЛОНН КАРКАСА ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Колонны имеют избыточные запасы прочности в результате расчета на большое число нагрузок, одновременное воздействие которых практически исключено.
При испытаниях колонн в действующих цехах невозможно определить напряжения от всех нагрузок и приходится ограничиваться воздействием только крановой нагрузки. В отдельных случаях (например, при рамных крановых эстакадах, работающих преимущественно на вертикальные крановые нагрузки) возможны более полноценные испытания. Приходится ограничиваться сопоставлением опытных и расчетных напряжений и деформаций от неполной нагрузки.
Испытание, проведенное МИСИ, трехпролетной рамной крановой эстакады мартеновского цеха с краном грузоподъемностью 225 т (с измерением напряжений в трех сечениях колонн по высоте) позволило выявить упругое защемление стоек в фундаментах, вследствие чего нулевая точка на эпю’рах напряжений от изгибающих моментов смещена вверх по стойке.
Принимаемая в практике проектирования расчетная упрощенная схема рамы условна, причем большинство упрощений связано с некоторым резервом ее несущей способности. Так, принятие жесткого защемления стоек в фундаментах увеличивает расчетные моменты в корневом сечении колонны, значительно уменьшаемые в результате поворота фундамента; моменты в верхней части колонны уменьшаются податливостью сопряжения ригеля с колонной, принимаемого в расчетной схеме жестким. Изменяет расчетную схему рамы второй ригель — мост крана, являющийся подвижной связью-распоркой, податливой в каких-то пределах, но ограничивающей свободу перемещений.
Помимо этого, дополнительным резервом несущей спо-
соблюсти яйляеФся пеучет упругопластической работы сй-стемы и поэтому неточность определения предельной несущей способности.
Есть резервы при неучете или при недостаточности учета пространственной работы каркаса здания.
Расчетной схемой колонн принимаются сжато-изогнутые стержни чаще с жестким защемлением концов, а иногда с шарнирным сопряжением ригеля с колонной. Теоретические основы и практические формулы расчета колонн, принятые в нормах, базируются на многочисленных теоретических и экспериментальных исследованиях [42]. Расчет колонн ведется по упругой стадии работы системы. Многие ученые разработали теоретические основы учета упругопластической области работы конструкций и применение его к расчету рамных систем. Автор [6] приводит результаты исследования, разрешающего основные вопросы процесса перехода в предельное состояние комбинированных поперечных рам одноэтажных промышленных зданий в условиях, близких к натурным. Автор рассматривает особенности работы рам за пределом упругости, возможность наступления предельных состояний по несущей способности по чрезмерному развитию перемещений, выявляет дополнительные резервы несущей способности рам при учете упругопластической работы конструкций, анализирует методы расчета рам с учетом пластических деформаций и определяет степень их соответствия данным экспериментального исследования. В результате исследования последовательного и одновременного загружения ригеля и стоек рамы вертикальными нагрузками покрытия, крановыми моментами и горизонтальными силами, имитирующими тормозные, автор [6] приходит к выводу, что второе предельное состояние — по перемещениям — в большинстве случаев предшествует потере несущей способности; это состояние наступало при перегрузке рамы горизонтальными или внецентренно-приложенными к колоннам вертикальными нагрузками; при этом 5 раз статически неопределимая рама (каркас двухпролетного цеха) переходила в предельное состояние по перемещениям при потере ею только одной лишней связи. Такая особенность упругопластической работы рам выдвигает задачу изучения соответствующих перемещений рам промышленных зданий в эксплуатации для разработки необходимых нормативов предельных перемещений, без которых нельзя использовать этот резерв несущей способности колонн.
Значительный резерв несущей способности колонн и
уменьшение их деформативности по сравнению с плоскими рамами обусловлен пространственной работой каркаса. Опыт проектирования и исследований показывает, что учет пространственной работы каркаса приводит к сближению расчетных усилий и перемещений рам с действительными усилиями, к правильному распределению материала в конструкциях и, как правило, к уменьшению расчетных усилий и, следовательно, к снижению веса конструкций без
уменьшения их долговечности.
Уменьшение моментов в результате пространственной работы достигает 57 % суммы воздействий, а перемещение ригеля рамы в пространственном блоке получается часто в 10—12 раз меньше, чем смещение ригеля аналогичной плоской рамы.
По методике [6] принято, что пространственную работу каркаса обеспечивают связи по нижнему поясу ферм, рассматриваемые как многопролетные балки на упругих опорах.
В методике [104] для однопролетных зданий с железобетонными крупнопанельными плитами принято покрытие бесконечно жестким диском. Рассчитывается вторая рама
от торца, имеющая поступательное смещение и поворот вокруг центра вращения системы. По этой методике нельзя учесть диск связей конечной жесткости и пространственную работу в многопролетных зданиях. Рассмотрение железобетонного покрытия как бесконечно жесткого не обос-
новано экспериментом.
На основе натурных испытаний многих цехов в
ЦНИИПроектстальконструкции разработан простой метод учета пространственной работы, при котором пространственная жесткость каркаса характеризуется коэффициентом г, зависящим от момента инерции связей, куба шага рам
и смещения плоской рамы от единичной силы.
Зависимость между коэффициентом упругого отпора а, определенного по [6], и величиной
г представлена на рис. IV. 1. Такая связь указывает на одинаковую основу обоих методов учета пространственной работы.
Можно привести еще ряд приближенных методов расчета стального каркаса как пространственной системы. Так, в [111] предложен
Рис. IV..1. График зависимости а и -
расчет каркаса методом блока для двухпролетных зданий с одинако-
вым малым шагом колонн по крайним рядам и с большим шагом колонн по среднему ряду (в 2—4 раза большим шага крайних рядов). Но поставленное при этом требование обеспечения одинаковых смещений ригелей смежных рам блока в результате жесткости связей экспериментально не проверено. В практике проектирования применяется способ пространственного расчета сравнительно коротких высоких зданий (миксерных) с использованием жесткости торцов [30]. В последнее время в практике проектирования многопролетных зданий одинаковой высоты, имеющих весьма большую поперечную жесткость, благодаря большому числу колонн и связевых ферм по ригелям или постоянный конструктивный потолок пространственная работа учитывается в предположении несмещаемости ригеля рамы при воздействиях мостовых кранов.
Рассмотренные методы не решают общую задачу учета пространственной работы рам многопролетного здания с разными высотами пролетов, зданий с открылками, с большим числом связевых дисков в разных уровнях, при различных шагах колонн.
Предпосылки, принятые в работах [6, 20, 30, 104, 111], нуждаются в экспериментальном обосновании, которое может существенно повлиять на способы учета пространственной работы, принятые в практике проектирования.
Обследованиями конструкций зданий и сооружений цехов металлургических заводов [49] обнаружено наличие каркасов зданий и колонн открытых подкрановых эстакад с недостаточной жесткостью, что неблагоприятно сказывается на их долговечности. В [49] показано, что введение в практику проектирования нормативов по расчету жесткости каркасов зданий и колонн эстакад недостаточно зрело. Недостаточно жесткие подкрановые эстакады и сами здания, а также объекты с избыточной жесткостью свидетельствуют о том, что, не имея нормативов и методики расчета жесткости, проектировщик не может правильно оценить жесткость запроектированного им сооружения.
Необходимость проверки поперечной жесткости важна для открытых подкрановых эстакад, одно- и двухпролетных зданий с тяжелым крановым режимом, оборудованных специальными кранами с жестким подвесом, а также кранами с гибким подвесом большой грузоподъемности, особенно при значительной высоте зданий и сооружений и большом шаге колонн или поперечных рам каркаса зданий.
Продольная жесткость важна в случаях, когда по ус
ловиям эксплуатации ограничивается или даже исключается возможность устройства крестовых связей, особенно при тяжелых кранах и при большой высоте отметки головки рельса подкрановых путей.
Данные работы [49] показывают, что при исследовании поперечной жесткости должны быть рассмотрены смещения двух видов, различных по своей природе: а) смещения колонн на уровне подкранового пути при сравнительно медленном продольном движении кранов, имеющие статический характер, возникающие в результате воздействий на колонны здания вертикальных и боковых сил кранов, зависящие от сужений и расширений путей, а также от перекосов кранов; б) смещения и колебания колонн при пуске и торможении тележек кранов, возникающие в результате воздействий инерционных сил, развиваемых тележкой крана, распределяемых на обе стороны подкранового пути. При исследовании продольной жесткости должны быть рассмотрены смещения и колебания колонн зданий и эстакад при торможении крановых мостов.
Оценкой поперечной и продольной жесткости каркасов зданий и колонн эстакад должно являться горизонтальное смещение их на уровне подкранового пути при воздействии крановых нагрузок.
В [49] приведены замеренные фактические смещения колонн эстакад и колонн каркасов зданий, подтверждающие эту рекомендацию. Установлено, что сооружения, жесткость которых не удовлетворяла условиям эксплуатации, имели смещения ниже назначенных по нормативам, жесткость нормально работающих, а также усиленных сооружений равна или выше нормативной. Теми же опытами выявлено, что одновременное торможение тележек двух кранов незначительно увеличивает смещения.
На основе опытных данных в работе [49] проводится анализ возможных расчетных схем силовых воздействий и расчетных схем каркасов зданий и колонн эстакад при расчете жесткости. В качестве силовых воздействий при расчете поперечной жесткости рекомендуется принимать тормозные силы от одного крана наибольшей грузоподъемности, распределенные на две стороны подкранового пути пропорционально жесткости конструкций, воспринимающих силы, иначе говоря, исходя из равенства смещений обоих рядов колонн при учете работы кранового моста как связи.
В качестве силовых воздействий при расчете продольной жесткости рекомендуется принимать продольные силы
торможения крана, приложенные к одной стороне подкранового пути от одного крана наибольшей грузоподъемностью.
В качестве расчетных схем для определения поперечной жесткости рекомендуются пространственные схемы каркасов при учете продольных связей по поясам стропильных ферм и неразрезпых тормозных ферм.
Установленная испытаниями значительная разгрузка плоских рам благодаря работе вспомогательных элементов и конструктивных факторов учитывается усредненным коэффициентом разгрузки (1,67), определенным анализом конструктивных поправок большого числа испытаний.
В [51] даны предложения по нормированию поперечной жесткости каркасов с учетом режима работы кранов.
Напряженное состояние колонн в условиях эксплуатации отличается от принятого при расчете не только из-за пространственной работы, но и в результате искажения геометрии каркаса. Влияние геометрических несовершенств на надежность и долговечность может оказаться весьма существенным, но подробных его исследований пока нет.
IV.2. ДЕЙСТВИТЕЛЬНАЯ РАБОТА ФЕРМ ПОКРЫТИЯ
Стропильная ферма при определении усилий представляется как идеализированная плоская система с прямолинейными стержнями, сходящимися в одной точке (узле) и соединенными шарнирами. Считается, что стержни выполнены из идеально упругого материала, а сама схема не деформируется.
Напряженное состояние элементов стропильной фермы отличается от напряженного состояния элементов этой идеализированной схемы; представляет интерес изучение влияния отдельных расчетных допущений на отличие действительной работы от напряженного состояния и дефор-мативпости расчетной схемы.
Первое допущение — соединения в узлах приняты шарнирными. Благодаря этому ферму можно рассчитывать как статически определимую. В действительности же она является многократно статически неопределимой системой. Экспериментальное исследование действительной работы прутковых ферм пролетом 12 м выполнено в [29]. Верхний пояс прогонов был выполнен из двух уголков, нижний — из двух стержней круглого сечения, а решетка выполнена из одного стержня круглого сечения. Отношение высоты фермы к пролету 1 :20, а отношение высоты
ёЗДёнйя йерхне^о йойса к ДЛйне ййнёлй Примерно 1 : 10. Прогибы ферм по сравнению с прогибами, вычисленными для статически определимой системы, оказались в среднем на 20—23% меньше; автор объясняет это влиянием жесткости узлов и неразрезности поясов. Нормальные напряжения оказались на 10—20% меньше теоретических (в поясах фермы) и изменялись линейно до достаточно высоких нагрузок (1,5 расчетной, определенной по допускаемым напряжениям). При дальнейшем увеличении нагрузки зависимость между напряжением и нагрузкой становились нелинейной, но напряжения в большинстве стержней были меньше теоретических. Напряжения от моментов, возникающих главным образом от эксцентричного прикрепления решетки к поясу, оказались значительными. При больших нагрузках совместное действие продольных сил и моментов вызывает текучесть стержней решетки в месте присоединения их к поясам, что приводит к перераспределению усилий во всей конструкции и она приближается к статически определимой.
Исследование влияния узлов в тяжелых фермах с Н-образным сечением стержней показало, что изгибные напряжения от жесткости узлов для верхних поясов и раскосов в таких фермах не превышают 10—12% напряжений, вызванных продольной силой [88].
Таким образом, в стропильных фермах при обычных соотношениях высоты сечения пояса и его панели (1 : 15— 1 :30) жесткость узлов и неразрезность поясов мало сказываются на напряженном состоянии стержней фермы и на ее общей деформативности, а при больших нагрузках, близких к предельным, это влияние становится ничтожным в результате краевой текучести стержней возле узлов. Исключение составляют некоторые фермы с большой высотой пояса. Например, при испытаниях [108] ферм комбинированной системы с жестким верхним поясом, выполненным в виде решетчатого сечения, и гибкими нижним поясом и раскосами при отношении высоты верхнего пояса к длине панели примерно 1:10 было выявлено, что действительная работа таких ферм соответствует напряженному состоянию и перемещениям, определенным с учетом неразрезности верхнего пояса и деформативности фермы. В таких системах действительное напряженное состояние близко к схеме, при которой усилия определяются как сумма усилий в статически определимой ферме и в балке на упругоподатливых опорах, которая имитирует верхний пояс. Учет прогиба верхнего пояса увеличивает усилия на 10—20%.
Учет же искажения схемы фермы дает разницу в теоретически подсчитанных усилиях всего в 0,5—2%.
Жесткость узлов и неразрезность поясов фермы заметно сказывается на устойчивости стержней фермы даже при обычных для ферм каркасных промзданий отношениях высоты сечения к длине стержня, и при расчете их можно представить как сжатые стержни с упругозаделанными концами. Верхний сжатый пояс фермы можно рассматривать как систему последовательных стержней, находящихся на несмещаемых шарнирных опорах, в связи с тем, что податливость узлов решетки мала по сравнению с возможными перемещениями пояса вне узлов. Возможна потеря устойчивости одновременно всеми стержнями (усилия в которых пропорциональны их площади) с удовлетворением условия неразрезности пояса в узлах, и, таким образом, расчетная длина стержней пояса таких ферм равна расстоянию между узлами. В равномерно загруженной ферме с параллельными поясами постоянного по длине сечения наибольшее усилие возникает только в средней панели. Стержни соседних панелей будут удерживать наиболее нагруженный стержень от потери устойчивости. Теоретически это воздействие эквивалентно сокращению расчетной длины стержня на 7—27% (в зависимости от числа узлов, причем с увеличением числа узлов расчетная длина возрастает). Учитывая, что число узлов верхнего пояса обычно доходит до десяти и что сечение пояса фермы по длине меняется, СНиП П-23-81 рекомендует принимать расчетную длину стержня пояса равной расстоянию между узлами, что близко совпадает с достаточно точными теоретическими разработками. На устойчивость сжатых стержней решетки влияют жесткость поясов и усилия в них. Если жесткость стержней решетки, меньше жесткости стержней поясов, то при разных отношениях усилий в примыкающих к узлам стержнях, их длин и моментов инерции коэффициент приведения длины сжатых стержней решетки теоретически получается равным 0,6—0,8. СНиП П-23-81 рекомендует принимать коэффициент приведения длины для сжатых раскосов и стоек равным 0,8, что также близко совпадает с теоретическими значениями этих коэффициентов, хотя в некоторых случаях и дает некоторый запас, который при необходимости (например, при реконструкции) может быть реализован.
Отсутствие центровки узлов, часто встречающееся в фермах, приводит к возникновению в узлах изгибающих моментов, поворачивающих узел и равных произведению
усилия в нецентрированном стержне на кратчайшее расстояние до центра узла — точки пересечения осей всех стержней, образующих узел. Повороту узла препятствуют стержни, приваренные к фасонке. В них возникают реактивные изгибающие моменты. Чем больше жесткость стержня на изгиб, тем сильнее он препятствует повороту узла и тем больший момент воспринимает.
В реальных стропильных фермах в отличие от их идеализированной расчетной схемы достаточно часто встречаются искривленные стержни. Сказываются на напряженное состояние и смещения прогонов или плит покрытия с центра узла, а также расцентровка осей в узлах фермы.
Исследование влияния различных несовершенств схемы на напряженное состояние стержней было выполнено в МИСИ им. В. В. Куйбышева (В. В. Кучиной). Были рассчитаны некоторые типовые фермы пролетом 24 м, узлы которых принимались жесткими (рис. IV.2). Изгибающие моменты определялись при отсутствии каких-либо несовершенств схемы, а также при некоторых дефектах (искривление одного из раскосов, одной из стоек, одного из стержней нижнего пояса; расцентровка осей в одном из узлов; внецентренное приложение нагрузки в одном из узлов). Расчет на ЭВМ проводился путем введения новых узлов. Расчетом установлено, что нормальные силы в стержнях меняются при наличии несовершенств незначительно (разница между силами при наличии и отсутствии несовершенств менее 5%) даже при дефектах, значительно превышающих допуски на изготовление и монтаж. Заметно отличаются изгибающие моменты и напряжения в стержнях фермы (табл. IV.1). Можно добавить к таблице, что искривление стержня нижнего пояса заметно изменяет изгибающие моменты не только в стержнях, примыкающих к изогнутым, но и в более отдаленных стержнях. Влияние остальных несовершенств более локально и отмечается только в стержнях, примыкающих к стержню или узлу с дефектом. На некоторые стержни, как это видно из таблицы, геометрические несовершенства сказываются благоприятно, повышая их надежность. По результатам этой работы можно сделать вывод, что наиболее опасными несовершенствами геометрической схемы с точки зрения напряженного состояния стержней фермы являются искривления стержней; наиболее заметно эта опасность проявляется в тех стержнях, которые изогнуты (при изготовлении или при эксплуатации).
Исследование несущей способности сжатых стержней
Вид несовершенств	Отношение максимальных фибровых напряжений при наличии и при отсутствии несовершенств в стержнях (см. рис. IV.2)			
	раскос /	верхний пояс		стойка 4
		2 1	3	
Искривление раскоса 1	1,88	1,05	0,97	0,86
Внецентренность нагрузки в сторону сере-	0,94	0,95	1,05	0.98
дины пролета То же, в сторону опоры Расцентровка осей в узле	1,07	1,06	0,96	0,97
	0,87	0,88	1,98	0,89
Искривление стержня нижнего пояса	0,82	1	1,01	1,21
из парных уголков (а также труб), имеющих случайные искривления, было выполнено в [57]. Рассматривая возможные варианты развития пластических деформаций в наиболее напряженном сечении стержней (рис. IV.3) и используя условие перпендикулярности границы развития пластичности одной из главных осей упругого ядра сечения, автор [57] свел задачу нахождения критического напряжения к решению уравнения пятой степени, коэффициенты которого зависят от относительных эксцентриситетов в плоскостях наибольшей и наименьшей жесткости. Достоверность этого решения проверена испытанием 40 стержней таврового сечения с гибкостями 50, 75, 105 как прямолинейных (с искривлениями не более 0,5 мм), так и с искривлениями от 1/183 до 1/716 длины стержня в плоскостях наибольшей, наименьшей жесткости, а также при искривлениях в обеих плоскостях. Сходимость с теоретическим решением достаточно удовлетворительна. Снижение критических напряжений в стержнях, имеющих искривление, по сравнению с критическими напряжениями прямолинейных стержней, было неодинаковым для различных гибкостей и достигало 15—30% • Результаты расчета искривленных стержней, подтвержденные экспериментом, представлены на рис. IV.4. Наиболее опасны искривления в сторону полки тавра в плоскости, а также из плоскости фермы. Решение позволяет сравнить влияние искривлений в двух плоскостях с влиянием искривлений в одной из плоскостей. На рис. IV.5 представлены линии равных критических напряжений при гибкостях стержней 50 и 100. Эти графики можно использовать при определении несущей способности эксплуатируемых ферм для приведения расчета стержней, имеющих искривления двух направлений, к расчету
Рис. V1.2. Расчетная схема фермы с несовершенствами схемы
WOOD
Рис. 1V.3. Варианты развития пластических деформаций
Рис. IV.4. Критические напряжения в стержнях, имеющих погнутости
3 — с искривлениями соответственно в плоскости, в сторону полки и в сторону стенки
Рис. 1V.5. Линии равных критических напряжений в зависимости от относительных эксцентриситетов в плоскости т* и из плоскости т фермы
/ — X—100; 2 — Z»50
Рис. 1V.6. Полигоны распределения коэффициента ф стержней гибкостью
Х=100
1 — стержни из спаренных уголков после изготовления; 2 — то же, при эксплуатации; 3 — стержни трубчатого
сечения после изготовления; 4 — то же, при эксплуатации
стержня с одним относительным эксцентриситетом. Например, при Х= 100 искривления с тх=0,5 и тр=0,5 по критической силе соответствуют искривлению my—Q, 82.
Интересен анализ несущей способности сжатых стержней при несколько искаженной геометрической схеме фермы из-за случайных искривлений, которые всегда есть в эксплуатируемых конструкциях. Такая же работа выполнена автором [57]. Используя данные натурных измерений искривлений стержней (см. гл. III), возникших при изготовлении и эксплуатации ферм, при решении применен метод статистических испытаний (метод Монте-Карло). В математическую модель вводились случайные значения относительных эксцентриситетов в плоскостях наибольшей и наименьшей жесткости, а также случайные значения предела текучести стали (закон распределения предела текучести был принят нормальным). В результате получены полигоны распределения коэффициентов ф, равных отношению критического напряжения отр к среднему значению предела текучести от (рис. IV.6). Статистические характеристики полигонов приведены в табл. IV.2.
Таблица IV.2
Тип стержня	Стадия работы	Гиб- кость	Средняя арифметическая	Среднеквадратичное отклонение	Коэф-фицент ковариации
	После изготов-	50	0,925	0,106	0,114
Тавровый из	ления	100 150	0,585 0,323	0,039 0,007	0,067 0,022
двух уголков	При эксплуата-	50	0,925	0,106	0,114
	ции	100	0,586	0,078	0,133
		150	0,3	0,028	0,098
	После изготов-	Е0	0,952	0,067	0,07
	ления	100	0,578	0,033	0,058
Т рубчатый		150	0,265	0,004	0,015
					
	При эксплуатации	50 100	0,952 0,562	0,067 0,038	0,07 0,068
		150	0,272	0,021	0,075
Из таблицы видно, что гибкость существенно влияет на закон распределения критического напряжения. С увеличением гибкости снижается среднее значение критического напряжения (что не требует пояснений). Интересно, что с
увеличением гибкости заметно уменьшаются среднеквадратичное отклонение и коэффициент вариации. Как показывают коэффициенты вариации, изменчивость критических напряжений в стержнях малых и средних гибкостей больше, чем в стержнях большой гибкости. В фермах со стержнями из спаренных уголков при эксплуатации появляются большие искривления, что и вызывает значительное увеличение среднеквадратичного отклонения при незначительном изменении средней арифметической. В трубчатых фермах рассеяние полигонов распределения ф меньше, чем в фермах с тавровыми стержнями (особенно при малых гибкостях). Учет случайных искривлений, имеющихся в эксплуатируемых фермах, позволяет несколько уточнить зависимость критических напряжений от гибкости (рис. IV.7). Отличия кривых зависимостей ф и X от принятой в нормах проектирования приводят к тому, что стержни различных гибкостей не равнонадежны. Наименее надежны стержни из двух уголков при гибкостях 80—120. Об этом свидетельствует зависимость коэффициента условий работы т, с помощью которого обеспечивается равно-надежность, от гибкости (рис. IV.8). Стержни трубчатого сечения оказались более надежными. Можно рекомендовать в дальнейшем дифференцировать в нормах коэффициент условий работы в зависимости от формы сечения и гибкости. Однако если при эксплуатации не допускать появления искривлений, превышающих регламентированных нормами (1/750 длины стержня), то надежность стержней заметно увеличивается, в этом случае коэффициент условий работы для стержней всех гибкостей весьма близок к единице, а нормативные критические напряжения для некоторых интервалов гибкостей можно было бы даже повысить, получив при этом экономию стали.
Стержни, входящие в состав фермы, работают несколько иначе, чем в той модели, которая была использована в работе [57], так как на их устойчивости сказываются различия в узловых закреплениях. Это хорошо иллюстрируют испытания пространственных отсеков размером в сечении • ,8X1,4 м, грани которого были изготовлены из уголка 80X8 мм, а раскосы — из уголка 50X5 мм [121]. Одна из панелей поясов каждого отсека имела искривление от 1/880 до 1/100 длины. Панели загружались центрально и внецентренно. По данным испытаний, при искривлениях от 1/300 до 1/880 длины предельная экспериментальная нагрузка на пояс оказалась выше на 0—11,8% подсчитанной по нормам для центрально-сжатых стержней. В работе
Рис. IV.7. Зависимости ф от гибкости %
1 — по исследованиям для стержней из труб; 2 — то же, для стержней таврового сечения: 3 — по исследованиям [96];	4 — по исследованиям [132] для
стержней прямоугольного сечения
Рис. IV.8. Зависимость коэффициента условий работы т от гибкости Л
1 — по СниП П-23-81; 2 — для эксплуатирующихся ферм со стержнями из спаленных уголков; 3 — то же, со стержнями из труб; 4 — для стержней из уголков при искривлениях, не превышающих допуска; 5 — для стержней с искривлениями после изготовления
[121] делается вывод, что в конструкциях можно допускать искривления до 1/750 длины стержня между опорами, что и принято в качестве допуска в нормах на изготовление ферм. Превышение этого допуска хотя бы в одном из сжатых стержней решетки снижает надежность всей фермы и известны случаи аварий [8], вызванных искривлениями сжатого раскоса (при стрелках искривления до 20 см).
Искривления растянутых стержней поясов и решетки ферм не снижают несущей способности этих стержней, так как при увеличении растягивающего усилия стрелка прогиба уменьшается. В предельном состоянии напряжения
выравниваются и становятся равными пределу текучести. Исключения составляют случаи, когда возможно хрупкое разрушение (например, при использовании кипящих сталей в сооружениях, эксплуатирующихся при низких температурах); несущая способность снижается примерно на 10% при прогибе 1/750 длины стержня и особенно резко при прогибе более 1/400 длины. Погнутости растянутых стержней поясов увеличивают деформативность фермы и сжимающие усилия в стержнях верхнего пояса.
Качественная картина влияния криволинейности поясов на напряженное состояние фермы и ее деформативность была получена в МИСИ им. В. В. Куйбышева при натурном испытании рыбовидной фермы с поясами, изогнутыми по окружности радиусом 141 м. Пролет фермы 50,2 м, высота в середине пролета 4,5 м. Верхний и нижний пояса — из уголков 200X16 мм, решетка шпренгельная из равнополочных уголков. Испытывался блок из двух ферм, соединенных между собой горизонтальными, вертикальными связями и прогонами. Одна из опор выполнена неподвижной, вторая — подвижной. Загрузка до полной расчетной нагрузки производилась железобетонными плитами, укладываемыми на прогоны так, что они равномерно загружали обе фермы блока. Линейные деформации измерялись тензометрами, а прогибы — прогибомерами. Было установлено, что изменение продольной силы при изменении нагрузки происходило по линейному закону. Конструктивные поправки по прогибу, определенному без учета жесткости узлов и неразрезности поясов, получены равными 0,87— 0,97, т. е. неучтенные расчетом отличия конструкции от расчетной схемы при этих испытаниях оказались равными 3—13%. Изгибающие моменты при испытаниях оказались значительно меньше расчетных, равных произведению продольной силы на выгиб стержня. Таким образом, для проверки прочности изогнутых и искривленных стержней экспериментально подтверждается некоторый запас при подсчете изгибающих моментов как произведения продольной силы на выгиб. При испытаниях рыбовидной фермы было отмечено, что конструктивные поправки по продольной силе, т. е. отношение продольной силы, определенной экспериментально, к продольной силе, определенной по расчету, оказались при разных нагрузках в нижнем поясе близкими к единице (0,91—1,04), а для верхнего пояса — большими единицы (1,05—1,17). При наибольшей экспериментальной нагрузке конструктивная поправка для нижнего пояса оказалась равной 0,91—0,99, а для верхнего —
1,05. Отмеченное перераспределение усилий между нижним и верхним поясами подтверждает, что в фермах с изогнутыми поясами геометрическая схема искажается несколько больше, чем в фермах с прямолинейными поясами. Авторы работы предложили вводить при расчете верхних поясов таких ферм коэффициент условий работы, равный 0,85. Можно учитывать перераспределение усилий и более точным расчетом, принимая условно для стержней нижнего пояса уменьшенный модуль упругости.
Влияние местных погнутостей на несущую способность фермы изучено еще слабо, хотя эти дефекты в эксплуатируемых конструкциях встречаются часто. Можно приближенно оценить влияние этих дефектов, рассматривая устойчивость стержня переменного сечения с уменьшенной в местах местных погибей площадью. Такое решение обеспечит запас в связи с тем, что некоторая часть сжимающего усилия все же передается через отогнутые части сечения. Расчетом стержня переменного сечения можно также получить его несущую способность при наличии различных вырезов.
Действительная работа узлов фермы — весьма сложная и недостаточно изученная проблема. Фасонки испытывают двухосное напряженное состояние, причем часть их областей может быть в пластическом, а часть — в упругом состоянии. В них имеется сложное поле сварочных напряжений. Все это может вызвать хрупкое разрушение.
Для напряженного состояния ферм каркаса промышленного цеха имеет значение действительная работа опорных узлов фермы. Обычно в каркасах промышленных цехов эти узлы решаются в виде фланцевого соединения. Работа верхнего узла в упругой и упругопластической стадиях при однократных и повторных нагрузках изучалась в [94] на модели стального каркаса и на специальной установке. На действительную работу фланцевого соединения влияют его размеры, материал, размер отверстий и сварных швов, а также чистота обработки и степень начального натяжения болтов. Под воздействием растягивающего усилия фланец фермы и полка колонны изгибаются, причем изгиб стеснен головками и гайками болтов, размеры которых сравнимы с размерами фланца. Из-за неплотного прилегания гайки и головки к листам болты работают на внецентренное растяжение. При теоретическом анализе автор [94] рассмотрел пять возможных схем деформации фланцевого соединения, применимость которых зависит от отношения жесткостей фланца, полки и болтов,
и провел анализ напряженного состояния и деформативно-сти фланцевого соединения при этих пяти схемах в упругой и упругопластической стадиях их работы, получив формулу для определения деформаций сопряжения и напряжений в его элементах, результаты вычислений по которым хорошо совпали с экспериментальными данными. В работе не рассматривались узлы, имеющие какие-либо дефекты, и не оценивалось влияние дефектов на несущую способность узла.
Исследование действительной работы нижнего опорного узла стропильной фермы выполнено в [62, 114]. Было испытано 16 узлов (рис. IV.9). Узлы присоединялись к испытательной установке в виде фермы высокопрочными болтами. Испытания выявили, что различные дефекты, имею
щиеся в эксплуатируемых конструкциях, существенно сказываются на характере распределения напряжений в фасонке узла. Распределение нормальных и касательных напряжений в фасонке похоже на распределение напряжений в изгибаемых элементах (рис. IV. 10, 1). Отсутствие верхних болтов приводит к заметному увеличению нормальных сжимающих напряжений в верхней части фасонки (рис. IV.10, 2), а в узлах, верхняя часть фасонки которых укреплена горизонтальной накладкой, сжимающие напряжения заметно уменьшаются (рис. IV.10, 3). При проектировании толщину фасонки узла определяют исходя из ее прочности на срез. Испытания выявили, что несущая способность определялась не прочностью на срез, а устойчивостью верхней (сжатой) части фасонки и разрушающая нагрузка была на 12—30% меньше нагрузки, определенной исходя из среза (табл. IV.3).
Из таблицы видно, что несущая способность узла в целом существенно снижается при наличии различных де-Таблица IV.3
Узел	Дефект узла	Отношение разрушающей нагрузки к нагрузке, определенной исходя из прочности на срез	Характер разрушения
	Нет	0,88	Потеря устойчивости верхней части фасонки
Фланцевый	Эксцентриситет в сторону фермы	0,84	
	Нет верхней пары болтов крепления	0,70	
	Нет одного верхнего и одного среднего болта	0,86	
	Нет одного нижнего болта	0,86	
	Нет двух нижних болтов	0,84	Отгибы нижних углов фланца. Осадка 2 мм
На монтажной сварке	Нет	0,99	Потеря устойчивости фасонкн
фектов. Особенно сильно увеличийае4ся ойасносФь Потери устойчивости фасонки при отсутствии (или ослаблении) верхних болтов крепления фланца к колонне. Такой дефект в эксплуатируемых конструкциях встречается достаточно часто, но легко устраняется постановкой новых болтов. Заметно сказываются эксцентриситеты (в сторону фермы) и увеличение расстояния от фланца до конца опорного раскоса. Эти дефекты могут быть компенсированы приваркой к верхней части фасонки горизонтальной листовой накладки, изменяющей напряженное состояние. При проектировании нижних опорных узлов ферм, а также при решении вопроса о необходимости их усиления автор [ 114] рекомендует проверять устойчивость фасонки, МПа, по формуле
а < сткр = 273а2-102(1 + 4₽2)/]Лб,125 + Py/^.
где <т — краевое нормальное напряжение; т — среднее касательное напряжение; а=6/а; р=а/Ь; у—т/а; 6, а, b — размеры по рис. IV.9.
Критические напряжения весьма заметно возрастают с увеличением толщины фасонки. Поэтому могут быть случаи (при большой толщине), когда несущая способность будет определяться срезом; проверка на прочность фасонки по срезу остается необходимой. При проектировании этих узлов следует избегать увеличения расстояния между фланцем и концом опорного раскоса (предусматривать его не более 50 мм).
Напряженное состояние промежуточных узлов сварных ферм резко искажается при наличии в фасонках трещин, возникших при перегибах во время изготовления, перевозки и монтажа [8]. Такие трещины увеличивают хладноломкость конструкции. К повышению опасности хрупкого разрушения приводит и сближение сварных швов, которыми стержни привариваются к фасонке (это увеличивает концентрацию напряжений). Известны случаи аварий конструкций [8, 67], вызванных трещинами в фасонках и сварных швах узлов ферм.
Надежность ферм покрытия может быть обеспечена только при осуществлении во время изготовления и монтажа конструкции по схеме, близкой к той расчетной схеме, которая была принята при проектировании; отступления от расчетной схемы должны быть проанализированы и оправданы. Например, при статическом расчете фермы фонарь чаще всего учитывается только как элемент, передающий нагрузку. В действительности же ферма и фонарь
работают как едйное целое. При расположении фонаря посередине пролета ферма несколько разгружается, а в стойках, раскосах и поясе фонаря усилия возрастают по сравнению с усилиями, определенными по расчету. Уточненными расчетами установлено, что это перераспределение невелико и не сказывается на несущей способности фермы и фонаря; если фонарь расположен посередине пролета, уточнять расчет не имеет смысла.
Иначе работает фонарь, расположенный вдоль среднего ряда колонн и опирающийся на стропильные фермы и колонны в двух- и многопролетных цехах [52]. Фонарь в этом случае создает дополнительную упругую опору для ферм в месте сопряжения стойки фонаря с фермой. Крайние стойки фонаря и пояс растягиваются, а раскосы и средние стойки сжимаются большой силой. Изменяются и усилия в стержнях ферм, а в отдельных случаях в растянутых при работе ферм без фонаря раскосах могут появиться сжимающие напряжения. Авторы [52] указывают, что неучтенное расчетом включение в работу фонаря во многих цехах привело к значительной деформации стержней ферм и фонаря и даже к аварии.
Изменение усилий в стержцях ферм вызывает и нераз-резность их на опорах при расчете ферм как свободно опертых. Это часто происходит при узлах фланцевого типа, в которых податливость обеспечивается гибким тонким фланцем. Замена фланца на более толстый приводит к тому, что ферма становится защемленной. В этом случае в некоторых стержнях решетки и поясов, рассчитанных на растяжение, возникают сжимающие усилия, стержни теряют устойчивость; были случаи обрушения ферм по этой причине [8].
Следует подчеркнуть, что проектирование надежных неразрезных стропильных ферм возможно, если в расчете принимается именно такая схема, в том числе и тогда, когда неразрезность определяется фонарем, расположенным над средним рядом колонн. При проектировании разрезных ферм могут быть использованы конструктивные схемы, исключающие совместную работу фермы и фонаря.
Изменяют расчетную схему и различные дефекты связей. Особенно опасны дефекты тех связевых элементов, которые обеспечивают закрепления сжатых стержней ферм покрытия (например, отсутствие распорок связей по коньку фермы или крепления этих распорок к поперечным связям шатра).
1V.3. ДЕЙСТВИТЕЛЬНАЯ РАБОТА ПОДКРАНОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ПОВЫШЕНИЕ ИХ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
Подкрановые конструкции — подкрановые и тормозные балки, элементы крепления балок к колоннам, крепления рельсов — работают в очень тяжелых условиях, существенно отличающихся от работы обычных балочных конструкций.
Вертикальная крановая нагрузка прикладывается в виде больших сосредоточенных сил (800—900 кН), непрерывно перемещающихся по длине балки, что накладывает требование повышенной надежности не к отдельным местам, воспринимающим большие силовые воздействия, а ко всей конструкции верхней части балки. Вследствие жесткости моста крана и перекосов подкрановых путей в вертикальном направлении давления колес крана перераспределяются, из-за чего действительное сосредоточенное давление может существенно превосходить расчетное. Весьма неопределенны боковые силы от мостовых кранов, структура которых очень сложна и величина их зависит от многих трудно учитываемых факторов: грузоподъемности, конструкции и привода крана, пролета и жесткости конструкции здания, состояния подкрановых путей, неравномерности износа ходовой поверхности колес крана и др.
Подвижная и многократно повторяющаяся вертикальная и боковая нагрузка от кранов вызывает в конструкциях особенно неблагоприятное переменное напряженное состояние, приводящее к усталости металла. Вследствие неточного положения путей, стыков рельсов, выбоин и неровностей подвижная нагрузка создает динамические воздействия с рывками и ударами.
Много особенностей и в напряженном состоянии подкрановых конструкций. Наличие на разрезных балках сплошного рельса, соединительных накладок в стыках балок, жесткость креплений подкрановых и тормозных балок к колоннам создают частичную неразрезность балок, приводящую к знакопеременным напряжениям, и сильно усложняют работу креплений балок к колоннам. Наиболее опасными в сплошных подкрановых балках являются местные напряжения в верхней части стенки под колесом крана. Здесь возникают большие, не учитываемые расчетом напряжения у стыков рельсов, в зонах контакта рельса с верхним поясом балки, так как контакт рельса с балкой происходит неравномерно под подошвой рельса, а вследствие неровностей контактирующих поверхностей
отдельными участками, «пятнами». Неизбежные эксцентриситеты между осями рельса и стенки балки, а также смещения контактирующих поверхностей (пятен) с оси балки приводят к возникновению крутящего момента, приложенного к поясу балки, вызывающего местные изгибные напряжения в стенке балки.
Все эти особенности действительной работы подкрановых конструкций осложняют и утяжеляют их работу, поэтому долговечность подкрановых конструкций оказывается существенно ниже долговечности других элементов каркаса, особенно в зданиях с тяжелым режимом работы кранов.
Общее напряженное состояние балок, возникающее от вертикального и горизонтального изгиба, исследовалось многими авторами [51, 109, 122, 135]. Характерная эпюра экспериментальных напряжений от изгиба по высоте сварных балок показана на рис. IV.11 [51, 135]. Вследствие начального искривления стенки, внецентренного приложения нагрузки, наличия местных пластических деформаций нормальные напряжения в стенке отличаются от теоретических. По этой же причине в стенке помимо осевых напряжений возникают и изгибные.
В поясах балок средние напряжения близки к определяемым по элементарным формулам (рис. IV.12).
В клепаных балках вследствие податливости поясных заклепок напряжения в стенке несколько выше, а в поясах— ниже теоретических. По данным [135], увеличение напряжений в стенке может достигать 25 % > а уменьшение напряжений в поясах до 13 % по сравнению с теоретическими, определенными для сплошного сечения.
Прогибы балок довольно близки к теоретическим. При первых загружениях сказывается влияние остаточных напряжений от прокатки, правки, сварки. При совпадении знаков напряжений (от внешней нагрузки и остаточных напряжений) в отдельных локальных зонах сечения происходят пластические деформации, способствующие перераспределению остаточных напряжений, и линии нагрузки и разгрузки не совпадают; балка получает остаточный прогиб. Однако после нескольких циклов загружений нарастание остаточных прогибов прекращается, и линии нагрузки и разгрузки совпадают.
В клепаных балках влияние податливости заклепочных соединений на прогиб незначительно и не превышает 5-7%.
В натурных условиях вследствие жесткости креплений
Рнс. IV. 12. Средние напряжения от изгиба в поясах балок
Рис. IV.13., Диаграмма нормальных напряжений в нижнем поясе балки при проходе крана
Рис. IV.14. Работа балок крайних рядов как тонкостенного стержня а — расчетное сечение; б — эпюра ах в балке пролетом 6 м; в — эпюра сх в балке пролетом 12 м
подкрановой и тормозной конструкций к колонне и нераз-резкости кранового рельса балка является частично защемленной. Это приводит к тому, что нормальные напряжения от изгиба и прогиб балки уменьшаются, а при за-гружении соседних пролетов возникают напряжения обратного знака (рис. IV.13). Коэффициент асимметрии цикла нормальных напряжений в нижнем поясе достигает от —0,15 до —0,18. Прогиб балок также уменьшается; конструктивная поправка составляет 0,6—0,8.
Подкрановые балки с тормозной конструкцией работают совместно как тонкостенные стержни на косой изгиб с кручением. Это хорошо подтверждается испытаниями балок в действующем цехе [63, 122]. На рис. IV.14 показаны экспериментальные (1) и теоретические (2) эпюры нормальных напряжений в балках крайних рядов пролетами 6 и 12 м.
Теоретические нормальные напряжения в общем случае определялись по формуле
c=P/F+ (MxoJJxo)yo+ (Mvo/Jvo)xo+ (ВЦа)а, (IV.1) где Р — продольная осевая сила, возникающая из-за стесненности продольных перемещений опор балки; Мхо и Му о — изгибающие моменты относительно главных осей инерции; В — бимомент; 1ХО и /у о — моменты инерции сечения; Jо—секториальный момент инерции; х0, у0, to — соответственно линейные и секториальные координаты точек сечения.
Расхождения не превышали 15%.
В работе [63] сопоставление экспериментальных и теоретических эпюр напряжений проводилось раздельно для каждой составляющей формулы (IV.1). Показано, что осевые напряжения в балке невелики и составляют 3— 5 % напряжений от изгиба. Нормальные напряжения от стесненного кручения также не превышали 10 % изгйбных напряжений. Объясняется это тем, что центр изгиба сечения находится довольно близко от места приложения нагрузки и влияние кручения незначительно.
Поэтому можно считать оправданным более простое определение нормальных напряжений, принятое в проектной практике по формуле
a=Mx/Wx+Mv/Wv	(IV.2)
(Wx и Wy — моменты сопротивления относительно осей х и у), дающей небольшое (10—15%) увеличение напряжений в крайних точках сечения по сравнению с формулой (IV.1).
При сопоставлении касательных напряжений, опре* деленных по общей формуле расчета тонкостенного стержня*:
Q ~ (Qyo/Jхо) Sхо + (Qxol Jуо) ^уо + (Л1К//J $at (IV.3)
И по формулам обычно применяемой методики расчета раздельно для вертикальной и горизонтальной балок:
(QV/JX)SX и (]х== (Qx/Jy)Sy, (IV.4) выявляется, что в месте соединения пояса балки с тормозным листом возникают большие сдвигающие усилия, в 5—8 раз превышающие расчетные, полученные по формулам (IV.4). Натурные обследования креплений тормозных балок к подкрановым показывают, что в этих местах часты повреждения: трещины в сварных швах или ослабление связующих заклепок. Для остальных точек сечения несовпадение напряжений, полученных по формулам (IV. 1) и (IV.2), несущественно.
Контур подкрановой конструкции при действии вертикальной и горизонтальной нагрузок деформируется (рис. IV. 15). Вследствие этой деформации верхний пояс на участке между ребрами скручивается, а стенка изгибается. Угол поворота верхнего пояса по результатам эксперимента [122] составляет 0,01—0,02. В месте сопряжения тормозного листа с верхним поясом возможен перегиб, что ухудшает работу швов крепления листа к поясу.
В подкрановых балках, расположенных по средним рядам колонн, тормозной лист также включается в работу; однако если между балками нет вертикальных связей, нормальные напряжения от общего изгиба достаточно близко соответствуют определяемым по формуле (IV.2). Вертикальные связи между балками приводят к совместной работе блока подкрановых балок и к существенному перераспределению напряжений от изгиба. В здании нагревательных колодцев слябинга 1150 после трех-четырех лет эксплуатации были обнаружены повреждения вертикальных связей между балками.
В балках пролетом 15 м при кранах грузоподъемностью 30/50 т вертикальные связи располагались на расстоянии 4,5 м от опор (рис. IV. 16). Анализ совместности работы блока балок показал, что в стержнях вертикальных связей возникли осевые усилия по 270 кН, в результате чего мо-
*Формулы (IV.3) и (IV.4) записаны в форме погонных касательных усилия <?=тб, как это принято при расчете тонкостенных стержней.
Рис. IV. 15. Деформация контура балки
Рис. IV. 16. Совместная работа балок при наличии вертикальных связей
Рис. IV.,17. Эпюра местных напряжений в стенке прн центральной нагрузке и выровненном контакте рельса и пояса
Рис. IV.18. Эпюра местных напряжений в стенке реальной балки
Рис. IV. 19. Эпюра местных напряжений в стенке балки
Рис. IV.20. Эпюра местных напряжений в стенке балки под стыком рельса
мент от вертикального изгиба в загруженной балке уменьшается на 13%.
Установку вертикальных связей между балками вряд ли следует признать удачным решением, так как их трудно крепить на возникающие в них усилия.
Боковая жесткость нижних поясов балок может быть обеспечена установкой горизонтальных связей.
Местное напряженное состояние стенки покрановой балки. Чрезвычайно важно исследовать местные напряжения в стенке балки под колесом крана. Большое давление, малая длина его распределения, специфические условия контакта колеса с рельсом приводят к сложному напряженному состоянию с высоким уровнем напряжений.
При центральном по отношению к оси стенки балки расположении кранового рельса распределение экспериментальных местных сжимающих напряжений ау в стенке близко к теоретическим, установленным Б. М. Броуде [13] (рис. IV. 17); расхождение в зоне наибольших напряжений находится в пределах 10%. При этом необходимо обеспечить плотное и равномерное соприкосновение подошвы рельса и верха балки (строжкой, шабровкой, свинцовыми прокладками и т. п.). В реальных балках, где такого идеального контакта нет и соприкосновение происходит из-за неровностей на подошве рельса и поясе балки по отдельным площадкам, эпюры местных сжимающих напряжений получают другой характер, часто с наибольшими напряжениями не под силой, а сбоку от нее, при этом наибольшее напряжение может быть больше теоретического. Исследование влияния этого фактора было выполнено в [63]. На рис. IV. 18 кривой 1 показана эпюра экспериментальных напряжений в стенке балки при установке рельса на балку без какой-либо подложки. Эпюра напряжений 2 была получена в этом же сечении балки после того, как поверхности рельса и балки выровнены шабровкой под линейку, и очень близко соответствует теоретическому распределению местных напряжений. Влияние неровностей на местные напряжения иллюстрируется специально выполненным экспериментом (рис. IV.19). На подошве рельса под силой была создана неровность высотой 45 мк и длиной 100 мм, местное сжимающее напряжение в этом случае под неровностью 1 увеличилось более чем на 50% по сравнению с теоретическим 2. Экспериментальные напряжения при отсутствии неровности уменьшились и сблизились с теоретическими 3.
Представляет интерес распределение местных сжимаю
щих напряжений под стыком рельса (рис. IV.20). Эти напряжения исследовались на модели балки. Наибольшие напряжения вблизи стыка рельса 1 оказались почти в 2 раза больше теоретического напряжения под силой при непрерывном рельсе 2.
Помимо местных сжимающих напряжений о" в стенке балки в местах приложения локальной нагрузки возникают также и другие компоненты напряженного состояния о” и i,* которые могут существенно повлиять на работу материала. Исследование напряженного состояния стенки с учетом всех компонентов было выполнено Б. Б. Лампси и его учениками [66].
Детальный анализ местного напряженного состояния стенок подкрановых балок содержится в работе Э. А. Рывкина [102]. Использованный им метод решения обеспечил достаточно быструю сходимость, что резко сокращает время вычислений на ЭВМ. Уточнены также местные напряжения и предложены простые инженерные формулы для определения максимальных значений о" и т^.
Экспериментальная проверка показала удовлетворительные результаты и подтвердила приемлемость разработанной методики.
Существенное влияние на местное напряженное состояние стенки оказывают неровности контакта подошвы рельса и верхнего пояса. Для уменьшения этого влияния многие авторы [53, 63, 137] рекомендуют установку низкомодульной прокладки, например в виде армированной резиновой ленты. В этом случае местные сжимающие напряжения сглаживаются, распределяются на большую длину, а пиковые напряжения уменьшаются почти вдвое (рис. lV.21,a). Напряжения под стыком рельса при наличии прокладки также значительно уменьшаются, а наибольшее их значение смещается в сторону оси стыка (рис. IV.21,6). Низкомодульная прокладка существенно уменьшает динамическое воздействие нагрузки.
В работах [53, 137] были изучены различные типы низкомодульных прокладок. Показано, что выбор того или иного типа прокладки зависит от давления колеса. Для обеспечения надежной работы прокладок разработаны пружинные крепления рельса [53].
Рассмотренные выше местные напряжения в стенке возникают на участке, расположенном между поперечными ребрами жесткости.
На рис. IV.22 кривая 1 показывает распределение местных напряжений в стенке балки и ребре жесткости при
Рис. IV.21.. Местные напряжения при наличии упругой прокладки между рельсом и поясом балки а — при непрерывном рельсе; б — под стыком рельса
Рис. IV.22. Местные напряжения у ребра жесткости
Гис. 1V.23. Распределение местных напряжений изгиба по нижией поверхности пояса
а — сечение балки; б — распределение напряжений oj
и аи
2
приложении сосредоточенной силы точно над ребром. Местные напряжения в результате включения в работу ребра значительно уменьшаются (для сравнения кривой 2 показаны напряжения в стенке балки под той же нагрузкой без ребра), само ребро находится в напряженном состоянии, аналогичном стенке.
При удалении силы от ребра местные напряжения в нем уменьшаются, а в стенке увеличиваются, приближаясь к эпюре, показанной кривой 2. Эпюры напряжений на рис. IV.22 получены при сплошных ребрах жесткости, не имеющих косых вырезов у горизонтальных швов балки. Такие вырезы, особенно в небольших балках, приводят к некоторому местному перераспределению напряжений.
Натурные обследования подкрановых путей показывают, что ось кранового рельса редко совпадает с осью подкрановой балки и нагрузка с рельса передается с некоторым эксцентриситетом, который часто превосходит нормируемое смещение (15 мм) и достигает 40—45 мм.
Неопределенность передачи нагрузки увеличивается в результате случайного расположения пятен контакта. Кроме того, боковая сила катка крана Т приложена к головке рельса на расстоянии йр от подошвы. Эти факторы приводят к возникновению крутящего момента
Мкр=Ре+П1р,	(IV.5)
приложенного к верхнему поясу балки.
В верхнем поясе в зоне приложения нагрузки возникают местные напряжения изгиба оиж и ои2. Распределение этих напряжений по нижней поверхности пояса показано на рис. IV.23 [102]. Напряжения оих на кромке пояса соизмеримы с напряжениями от общего изгиба балки и, суммируясь с общими напряжениями, могут привести к раннему развитию пластичности.
Напряжения ои2 в зоне поясного шва также могут достигать предела текучести. Вероятно, эти напряжения являются одной из причин погибов верхнего пояса, возникающих в процессе эксплуатации (см. III.4). В отдельных случаях они могут привести к возникновению в поясе поперечных трещин. Кроме того, высокий уровень напряжений oHz ухудшает условия работы поясного шва.
Возникающие при кручении верхнего пояса местные из-гибные напряжения в стенке балки исследовались многими авторами [2, 40, 63, 71, 73, 77, ПО].
Сложность напряженного состояния и многообразие факторов, влияющих на работу стенки, не позволили получить строгого теоретического решения местного изгиба
стенки, и все авторы при решении задачи вводили те или иные упрощения.
Н. С. Москалев [73] определяет изгибные наппяжения в стенке, 'рассматривая ее как совокупность элементарных балочек, образованных вертикальным сечением стенки на узкие полоски и загруженных на верхнем конпе моментом. Предполагается, что отсутствует горизонтальное перемещение верхнего пояса, поворот и перемещение нижнего пояса, а местный момент закручивает рельс и полку в пределах одной панели. Условия сопряжения отдельных полос стенки учтены недостаточно полно, поэтому с увеличением длины панели изгибные напряжения в стенке резко возрастают.
Г. А. Шапиро [135] решил задачу о местном изгибе стенки, рассматривая рельс вместе с верхней частью балки как балку на упругом основании в условиях стесненного кручения, нагруженную вертикальной силой, приложенной с эксцентриситетом. Ребра жесткости не учитывались. Исходные предпосылки решения довольно условны, неопределенность положения нулевой линии (точки перегиба стенки) допускает известный произвол в расчете.
Хорошо обоснованное решение задачи о местных изгиб-ных напряжениях и' экспериментальную проверку выполнил А. А. Апалько [2]. Он рассматривал пластинку, жест-козащемленную по трем сторонам и упругозащемленную в верхнем поясе, подверженном скручиванию. Кручение пояса сосредоточенным моментом происходит в пределах одной панели и за ребра жесткости не распространяется. Решение основано на использовании вариационного метода проф. В. 3. Власова.
Для определения наибольших напряжений в верхней части стенки в середине панели в месте приложения крутящего момента предложена простая формула *
ои= ±Л1Крбст/у/д4-0,068б3сТс?),	(I V.6)
где бст — толщина стенки; Jd—момент инерции при кручении верхнего пояса балки и рельса; у — коэффициент, зависящий от отношения высоты стенки к расстоянию между ребрами жесткости d, принимаемы"! по табл. IV.4.
Экспериментальная проверка показала удовлетворительное совпадение с результатами расчета. Расхождение максимальных значений экспериментальных и теоретических напряжений не превышает 4 % 
И. М. Один [77] дал приближенное решение задачи
* Формула (IV,6) записана в исправленном виде.
h/d	0,5	0,6	0,7	0,8
У	0,357	0,382	0,398	0,408
Продолжение табл. IV.4
h/d	0,9	1	1,2	1,4
У	0,415	0,42	0,425	0,426
о местных изгибных напряжениях в стенке балки, рассматривая панель стенки, ограниченную поясами и ребрами жесткости, как пластинку, опертую по контуру.
Крановый рельс и верхний пояс балки рассматривались как стержень, работающий на кручение между соседними ребрами жесткости; интенсивность изгибающего момента, передающегося на стенку, была принята по закону синусоиды.
Другое решение этой же задачи дано в работе [40], где стенка балки рассматривается как пластинка, жестко защемленная по трем граням и шарнирно-опертая по верхней кромке, верхний пояс и рельс работают на изгиб и кручение. Задача решалась методом сил при помощи тригонометрических рядов. Изгибающий момент на 1 см длины стенки под грузом в середине панели записывается выражением
mc = 2MKp/d [ (Де2+В) р+1 ] -f-Si/Ae2,	(IV.7)
где А =338,6(Jp/d63) — коэффициент, зависящий от момента инерции рельса при изгибе Jp, длины панели d и толщины стенки балки 6; B=13,2(J<i/d63)—коэффициент, зависящий от момента инерции при кручении рельса и верхнего пояса Id, длины панели d и толщины стенки 6; е — эксцентриситет приложения вертикальной силы; р— коэффициент, зависящий от отношения высоты стенки h к длине панели d; Si — коэффициент, зависящий от Bi Ле7.
Значения коэффициентов р и Si приводятся в работе [40].
Е. А. Митюгов [71] рассматривал панель балки, нагруженную на рельсе сосредоточенным крутящим моментом. Было принято, что стенка имеет жесткое защемление в’нижнем поясе, прогиба стенки на границах панели и поророта рельса и пояса над ребрами не происходит. По
длине панели рельс сопряжен с верхним поясом упруго.
Решение найдено в виде бесконечных тригонометрических рядов и позволяет получить значения всех компонентов напряженного состояния стенки <тпх, <тиу, т11Ж!/, тих2 и т%2. На основании анализа этого решения при обычных соотношениях геометрических параметров балок бс<бп и 0.8<rf//z<2,5 для определения апу автором предложена простая инженерная формула, дающая несущественное отклонение от точного решения:
<ти^= 1,333714крбст^/ (А<~Ь0,33363пЬп~Ь
+0,059б3с/1ст)Л,	(IV.8>
где d — расстояние между ребрами; йст и ЛСт — толщина и высота стенки; йп и Ьп — толщина и ширина пояса; JK — момент инерции рельса при кручении.
На основании исследования автор делает вывод о независимости изгибных напряжений в стенке от действия напряжений в срединной плоскости.
По результатам теоретического исследования и экспериментальной проверки были уточнены также значения моментов инерции кручения крановых рельсов.
В работе подчеркивается большое влияние креплений рельса на местные изгибные напряжения и рекомендуется применять жесткие крепления, обеспечивающие передачу крутящего момента на ребра жесткости. Чтобы снизить уровень аиу, предлагается также более частая постановка ребер.
Близкое решение получено в работе [69]. Один из выводов автора заключается в снижении напряжений изгиба стенки при .уменьшении шага ребер жесткости, при этом рельс считался жестко закрепленным с верхним поясом.
Таким образом, к настоящему времени предложено много теоретических решений по определению местного напряженного состояния стенки подкрановой балки с учетом крутящего момента. Несмотря на существенные различия расчетных предпосылок и получаемых напряжений, многие исследователи отмечали удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных. Объясняется это тем, что исследуемые напряжения зависят от многих факторов. Напряжения существенно изменяются в зависимости от конструкции крепления рельса, способа приложения нагрузки, конструктивных особенностей балок и т. д. При постановке эксперимента каждый автор моделировал те условия, которые принимались при разработке
теоретического решения, а объяснение расхождения теории и эксперимента проводилось в рамках определенных концепций.
Представляет интерес сопоставление напряжений от местного изгиба стенки, полученных из различных расчетных предпосылок для балки одного и того же сечения. Такой подсчет был выполнен для реальной балки (рис. IV.24).
Из графика видно, что формулы, предложенные в работах [71, 73], дают заниженные значения изгибных напряжений в стенке при малых шагах ребер жесткости, что объясняется принятой предпосылкой о жестком креплении рельса к поясу и о передаче большей части крутящего момента на ребра.
При средних шагах ребер напряжения, определенные по формулам работ [2, 71, 73], достаточно близки. Формулы, предложенные в работах [77] и [40], во всем диапазоне шагов ребер жесткости, как и решение Г. А. Шапиро [135], дают завышенные напряжения.
Экспериментальные проверки, выполненные большинством авторов, проводились на балках с соотношением d/h = 1,2...1,5, где результаты подсчета по разным формулам близки.
Следует отметить, что все авторы при определении напряжений от местного изгиба стенки принимали, что изгиб стенки не зависит от срединных напряжений. При больших отношениях /г/б вертикальная сила будет дополнительно оказывать влияние на изгибные напряжения в результате выпучивания стенки, а при больших отношениях длины панели к высоте стенки d/h с учетом специфики передачи нагрузки с катка крана на рельс может произойти качественное изменение характера изогнутой поверхности рассматриваемой пластинки.
В работе [63] получены интересные экспериментальные результаты по местному изгибу стенки в зависимости от жесткости панели балки. В случае относительно жесткой панели деформациями ее от выпучивания можно пренебречь, и распределение местных изгибных напряжений в стенке получается таким, как это показано на рис. IV.25,a. Выгиб стенки из плоскости балки весьма мал и находится в пределах погрешности измерения.
Иное распределение напряжений получается при менее жесткой панели, где на напряженное состояние стенки начинает оказывать влияние выпучивание стенки. На рис. IV.25,6 показано распределение экспериментальных
Рис. IV.24. Сопоставление на^рижений о^« полученных по формулам разных авторов
Рис. IV.25. Распределение местных изгибных напряжений ври эксцентричном приложении нагрузки а — балка с жесткой стенкой; б — балка с гибкой стеикой
напряжений в стенке по ее длине и высоте от местного изгиба силами 200 и 300 кН, приложенными с эксцентриситетом 15 мм. При этом под грузом получены меныцйе напряжения, чем у ребер жесткости, и с возрастанием нагрузки напряжения под грузом уменьшаются, а у ребер жесткости увеличиваются. Распределение напряжений по высоте стенки под грузом и около ребер жесткости имеет также различный характер. Автор [63] дает следующее объяснение такому необычному распределению местных изгибных напряжений. При приложении к рельсу эксцентричной вертикальной силы колесом крана верхний пояс балки поворачивается на некоторый угол, а стенка получает выгиб из ее плоскости. С повышением нагрузки прогиб стенки увеличивается примерно пропорционально нагрузке, а поворот пояса замедляется и оказывает на стенку защемляющее влияние. При дальнейшем увеличении нагрузки напряжения вблизи пояса уменьшаются и могут даже изменить знак. Максимум изгибных напряжений в середине панели смещается ближе к нейтральной оси (на расстояние 0,25—0,3 высоты стенки). У ребер жесткости напряжения возрастают. Происходит перераспределение крутящего момента с более податливого среднего участка стенки на более жесткие, расположенные вблизи ребер жесткости. Характер местного изгиба стенки и распределение изгибных напряжений различны и определяются деформативностью стенки. Аналогичный вывод был сделан и в работе [102], однако теоретического решения, позволяющего учесть степень влияния этого фактора, пока нет.
На основании анализа результатов испытаний, параметров реальных балок, а также существующих теоретических решений Э. А. Рывкин [102] получил простую формулу для определения местных изгибных напряжений, дающую хорошее совпадение с экспериментом при обычных и при частых ребрах жесткости:
о11#— (2А11;рб) /Акр.	(IV.9)
Дополнительная податливость стенки при ее изгибе увеличивает длину распределения вертикального давления и снижает уровень местных напряжений, что может быть учтено эмпирической формулой
ому = омг/о—1,5е,	(IV. 10)
где е — эксцентриситет, см; oMv0 — вертикальное давление при е=0.
Кроме того, учитывая большую длину распределения крутящего момента от горизонтальной силы, автор пред-
ложил уменьшить крутящий момент и определять его по формуле	Aljtp—Ре4-0,7577ip.	(IV.11)
Эти предложения были учтены при разработке руководства по проектированию стальных подкрановых конструкций.
Обобщая результаты исследования, можно констатировать, что суммарное напряженное состояние стенки характеризуется компонентами:
Ox=!g°x+omx; o!/=omv+oV>
Тхр=Т°хр-{-Тма:Р4-Тиа:Р,	(IV.12)
где ог'х= (МхИх)у — нормальные напряжения от общего поперечного изгиба; амх«0,25омв— местное нормальное напряжение от распорного действия сосредоточенной силы в направлении оси х; oMB=n1P/6CTz— местное нормальное напряжение от сосредоточенной силы в направлении оси у; <JKV= (2Л1кр6Ст)//кр — нормальное напряжение в направлении оси у от изгиба стенки; т°хв=05п//х6ст —касательные напряжения от общего поперечного изгиба; тмхв=«27’/бстйСт~ «0,3омв— местное касательное напряжение вблизи точки приложения давления колеса; тихв«0,4оив— касательные напряжения от изгиба стеики.
При проверке прочности стенки по приведенным напряжениям следует учитывать все компоненты напряженного состояния. Эти формулы позволяют с достаточной для практики точностью определить их величины хотя бы в местах, удаленных от ребер жесткости.
Более сложной и пока нерешенной задачей является проверка вибрационной прочности стенки. Переменный и знакопеременный характер действующих в подкрановых балках напряжений способствует появлению усталостных повреждений. .
При традиционном подходе наиболее вероятной зоной усталостных повреждений следовало бы считать нижний пояс балок, где переменный цикл растягивающих напряжений проявляется в явной форме. Однако опыт эксплуатации показывает, что усталостные повреждения там появляются крайне редко. Основной зоной возникновения таких повреждений является верхняя часть стенки, где преобладают сжимающие напряжения. Задача усложняется влиянием остаточных сварочных напряжений, дефектов сварных швов, неравномерным контактом рельса и пояса. Поэтому основной метод решения задачи по оценке вибрационной прочности стенки балки экспериментальный. Условия загружения конструкции должны максимально соответствовать эксплуатационным. Часто применявшиеся раньше для испытания моделей подкрановых балок уста
новки с гидропульсаторами не подходят для этих целей, поскольку схема загружения балок не соответствует условиям их работы. Поэтому в ряде организаций (ЦНИИСК, ДИСИ, Пензенский ИСИ) созданы установки для испытания балок на подвижную сосредоточенную нагрузку.
В условиях сложного напряженного состояния, возникающего в верхней зоне стенки, большие трудности вызывает выбор критерия для оценки усталостной прочности. Многие авторы считают, что основную роль в развитии усталостного разрушения играют касательные напряжения, имеющие достаточно выраженный знакопеременный цикл.
В работе [72] при исследовании вибрационной прочности отмечается неблагоприятное воздействие разнозначного цикла касательных напряжений в зоне приложения нагрузки от колеса, которое усугубляется вертикальными местными напряжениями. Для учета этого предлагается определять вибрационную прочность металла стенки исходя из амплитуд главных напряжений.
На основании исследований, выполненных в ЦНИИСК и ИЭС им. Ё. О. Патона, для проверки выносливости стенки предложены формулы
х/2 РЛ(<’Й2+4(0,Зт°.у)2 + 0,4о“ 4- 0,5а” < Явб; (IV. 13) о” < /?”б,
где Явб=70 МПа и 7?иВб—45 МПа.
Однако недостаточная экспериментальная проверка формул требует их уточнения.
Представляет интерес экспериментальное исследование выносливости сжатой зоны стенки подкрановой балки на специально запроектированной для этой цели машине [74].
Машина позволяла испытывать одновременно четыре балки на подвижно-сосредоточенную нагрузку (с возвратно-поступательным движением), практически полностью воспроизводящую давление колеса при движении крана. Смещением рельса .задавались различные эксцентриситеты нагрузки относительно оси стенки. Всего было испытано 13 балок пролетом 3 м с различным расположением ребер жесткости. Расположение розеток тензодатчиков по длине балки позволяло построить линии влияния шести компонентов напряжений (<тж, ву, <т2, Txt/, Tmax) для наиболее напряженного сечения (рис. IV.26), получить данные о напряжениях и количестве -циклов нагрузок, при которых появлялись первые трещины в сжатой зоне стенок балок.
Испытания показали, что наибольших значений достигают главные сжимающие нормальные напряжения <т2 на
Рис. IV.26. Линия влияния напряжений в верхней зоне стенки (Р=440 кН, е-25 мм)
‘ '°х*	° У ’	Тху ’
------Oft----------Q2;	Tmax
Рис. IV.27. График выносливости сжатой зоны стенки балки
Рис. IV.2S. Схема перемещений опорного узла
поверхности стенки со стороны эксцентриситета и соответствующие им главные касательные напряжения Tmax=cr/2, действующие на площадках, направленных под углом 45° к поверхности стенки.
Максимальные касательные напряжения тШах действуют с пульсирующим циклом р«0, совпадающим с циклом главных напряжений о, и <Уг. Можно предположить, что у пластичной малоуглеродистой стали трещины появляются в основном вследствие действия максимальных касательных напряжений, направленных под углом 45° к поверхности стенки. Касательные напряжения хху, хотя и изменяются с большим циклом (р»—1), значительно меньше максимальных касательных напряжений и, кроме того, экстремум напряжений тХ1/ не совпадает с экстремумом всех остальных напряжений (рис. IV.26).
Исходя из этих предпосылок, на основе результатов испытаний была построена линия выносливости сжатой зоны стенки в логарифмических координатах (рис. IV.27). По вертикальной оси отложены значения главных касательных напряжений тюах (или О2=2ттах), по горизонтальной — число циклов до появления усталостных трещин при данном напряжении.
Предел выносливости сжатой зоны стенки на базе 2Х106 циклов нагружения получился для ттах=81,5 МПа или соответственно для <тгл=163 МПа, что значительно ниже расчетного сопротивления стали.
Значения напряжений при расчете на выносливость (ттах или Огл) должны определяться с учетом всех компонентов напряженного состояния.
При расчете сжатой зоны подкрановой балки на ограниченную выносливость можно воспользоваться уравнением линии выносливости
lgTmax=-(lg/V-10-4-l,88)/3,91 + 1,018. (IV.14)
Полученные результаты следует рассматривать как первое приближение. Исследования должны быть продолжены, а выводы — получить более глубокое обоснование.
Важный качественный результат был получен в ЦНИИСКе при усталостных испытаниях балок с поясами из широкополочных тавров. Достигнутая долговечность этих балок в 2 раза превышала долговечность обычных трехлистовых балок; дальнейшее испытание было прекращено. Этот эксперимент наглядно показал влияние сварочных напряжений и дефектов сварных швов на вибрационную прочность балок и в целом хорошо согласуется
с данными натурных обследований о преимущественном развитии усталостных повреждений в сварных швах от места непровара (см. гл. III).
Работа элементов креплений. Крепления подкрановых и тормозных балок к колоннам обеспечивают проектное положение балок, воспринимают боковые и тормозные силы кранов и передают их на колонны.
Рабочий элемент крепления рассчитывается на горизонтальную силу, возникающую от воздействия кранов. Сила, действующая в элементе крепления, крайне неопределенна и, по-видимому, значительно меньше расчетной, так как часть силы передается через крепление тормозной балки, а часть — нижним поясом; в балках средних рядов вследствие жесткости тормозной конструкции, соединяющей пояса параллельных балок, включаются в работу крепления обоих рядов; какая-то часть силы передается через рельс на смежную балку; при широком опорном ребре балки эта сила частично воспринимается анкерными болтами.
Чтобы упростить расчет и обеспечить большую прочность, элемент крепления рассчитывают на полную горизонтальную силу, а если элементов несколько, то каждый в отдельности проверяют на эту силу.
Несмотря на явный запас, с которым рассчитываются элементы креплений, натурные обследования всех типов креплений подкрановых балок к колоннам показывают, что они очень быстро подвергаются повреждениям и расстройству.
Анализ повреждений, проведенный с учетом действительной работы. креплений, показывает, что основной их причиной являются перемещения опорного узла балки (рис. IV.28). Под действием вертикальной нагрузки балка прогибается, ее опорное сечение поворачивается на угол <fi и верхний угол балки перемещается в продольном направлении на величину Дг. Горизонтальные элементы крепления и тормозная конструкция также поворачиваются соответственно на углы ср2 и <р3. Кроме того, под действием вертикальной реакции балки ее опорное сечение сжимается и верхний угол балки получает вертикальное перемещение Ав, приводящее к перекосу вертикальной диафрагмы на угол q>4. Вертикальное перемещение Ав увеличивается также вследствие уменьшения зазоров в месте опирания и обжатия опорного сечения, особенно при наличии Монтажных прокладок между опоррй бадки и колонной.
Отмечались случаи, когда при большей толщине паке
та прокладок и значительных зазорах балка зависала на элементах крепления и передавала на них всю опорную реакцию.
Горизонтальные силы также способствуют увеличению перемещений ф2, фз и Дг, однако вследствие небольших бил и большой жесткости тормозных конструкций их влияние обычно незначительно.
Хотя перемещения Дг и Дв небольшие, вследствие малой длины элементов крепления /кр и большой их жесткости /кр в направлении перемещения в них возникают большие изгибающие моменты, напряжения от которых, как правило, превосходят предел текучести стали. В этих условиях повторные нагрузки очень быстро приводят к расстройству и повреждениям конструкций креплений подкрановых балок к колоннам. Специальные экспериментальные исследования в действующих цехах, выполненные испытательной станцией кафедры металлических конструкций МИСИ им. В. В. Куйбышева, подтверждают существенные перемещения опорных частей балок (табл. IV.5).
Таблица IV.5
Объект	Пролет и высота балки, м	— 4 Ср!, рад. 10	1 S	!	s S и И’	Л л
Склад слябов	6-1	7	1,09	0,09	0,12
То же Здание нагрева-	12-1,6	6,9	0,8	0,05г	0,32
тельных колодцев	8-1	7,55	0,63	0,09"	0,74
То же	15-2,2	6,5	1,29	0,23,	0,21
Адъюстаж Отделение разде-	12-1,55	8,2	0,97	0,09	0,07
вания слитков	6-1,6	5,2	0,88	0,22	0,47
Для оценки результатов экспериментального исследования были рассчитаны теоретические значения перемещений. Угол поворота опорного сечения в вертикальной плоскости ф1 определялся как для разрезных балок. Расчетные горизонтальные перемещения Дг определяли в предположении, что поворот опорного сечеиця балки происходит относительно нейтральной оси:
Дг=ф1(Л/2),	(IV. 15)
где h — высота балки.
Вследствие сложности напряженного состояния опорного узла балки его расчетное обжатие Ди находили по условной формуле
Дв— (/?/г)/(£7>сл),
(IV. 16)
где — опорная реакция балки; /г —ее высота; Fyca—условная расчетная площадь опорного сечения балки, равная площади опорных ребер и устойчивой части стенки шириной по 15 толщин от опорного ребра.
Анализ данных испытаний позволил отметить ряд особенностей действительной работы опорных узлов:
1)	поворот опорного сечения, как правило, меньше расчетного значения; конструктивная поправка 0,42—1, что свидетельствует о некоторой пространственности работы балок и частичном их защемлении;
2)	горизонтальные перемещения Дг превышают расчетные. Конструктивная поправка 0,74—2, а в пяти случаях из семи превышала 1. Опорное сечение поворачивается относительно низа ребра, скольжения опорной части балки на колонне не происходит, и это приводит к увеличению Дг;
3)	обжатие опорного сечения балки Дв в целом соответствует рассчитанному. Конструктивная поправка 0,75— 1,5. Разброс объясняется условным определением сжимаемого сечения;
4)	обмятие опорных прокладок Дп имеет большой разброс. Особенно велико значение Дп при нескольких прокладках. На значение обмятия влияет жесткость диафрагм крепления балок к колоннам. Так, в одном из цехов после разрезки диафрагмы обмятие уменьшалось вдвое. Наименьшее обмятие получается при опирании балки на строганый торец без прокладок или с одной прокладкой;
5)	в узлах балок, где опирание происходит не через выступающий торец опорного ребра, а непосредственно через нижний пояс, поворот сечения происходит относительно опорной грани и наблюдается подъем края балки (рис. IV.29). Подъем (pia (а — ширина опорной части балки) составляет 0,1—0,2 мм. Для подкрановых балок это весьма неблагоприятно, так как в приподнятой концевой части балки под рельсом возникают большие местные напряжения и появляются повреждения (см. п. III.4);
6)	проверочные расчеты креплений на усилия, возникающие от перемещений опорного узла, дают значительные перенапряжения в самих креплениях и в соединениях их с балкой и колонной (до 500 МПа).
Результаты исследования позволили сделать вывод, что
Рис. IV.29., Подъем опорного сечения	Рис. IV. 30. К работе опорно-
балки	го узла
для увеличения надежности и долговечности их работы необходимо создать такую конструкцию креплений, которая могла бы свободно деформироваться в горизонтальном и вертикальном направлении на величины Дг и Дв и жестко крепить балку в поперечном направлении. При экспериментальном исследовании действительной работы опорных узлов подкрановых балок было выявлено также возникновение дополнительной продольной силы на элементы крепления балок к колоннам от вертикального давления (рис. IV.30).
Из-за непараллельности линий опорного торца балки и уступа колонны вследствие допусков на изготовление ме-1 таллоконструкций эпюра опорного давления под ребром балки принимает трапециевидный характер, и равнодействующая давления R смещается с оси балки. Возникающий при этом скручивающий опорное сечение момент уравновешивается благодаря появлению горизонтальной силы Т, Re=Th.
Эксперименты показывают, что значение эксцентриситета е приложения реакции R может быть принято близким к четверти ширины опорного ребра Ъ. В этом случае дополнительная продольная сила на элементы крепления
T=Rb^h.	(IV.17)
Исследование действительной работы креплений гибкого типа проводилось в лабораторных условиях совместно с подкрановыми балками натурного размера [17]. Од-
повременно такие, же крепления были установлены в действующем цехе, и за ними в течение четырех лет систематически наблюдали Схемы испытанных креплений показаны на рис. IV.31.
Также как и в работе [17] отмечено, что поворот опорного сечения происходит относительно торца опорного ребра, вследствие чего величина Дг превышала расчетную в 2,5— 3 раза. Значения вертикальных перемещений Ди превышают расчетные из условия обжатия опорной части балки в 5—6 раз.
В элементах крепления возникают дополнительные напряжения от кручения опорной части балки вследствие ее работы совместно с тормозной конструкцией как тонкостенного стержня на косой изгиб с кручением. При расчетной нагрузке эти напряжения достигали 40 МПа.
В работе [17] рекомендуется определять вертикальные и горизонтальные перемещения опорной части балок по формулам:
Дв=(£/г/££усЛ)+Днв;	(IV. 18)
Дг=<р/г, .	(IV.19)
где Лнв — просадка опорного сечения. Другие обозначения см. формулу (IV.16).
Величину Днв предложено принять равной 0,25—0,5 мм.
Наблюдения за работой узлов крепления, установленных в действующем цехе, показали, что листовые крепления разрушились через 8 мес после начала эксплуатации. Разрушение происходило по шву крепления листа к верхнему поясу. Увеличение толщины листа в 2 раза привело к еще более раннему разрушению.
Стержневые крепления разрушились через три года. В процессе эксплуатации гайки быстро ослаблялись. Однако столь быстрый выход из строя гибких креплений был вызван тем, что все балки имели пакеты прокладок и вертикальные осадки доходили до 10 мм, что конечно недопустимо. Очевидно, при монтаже балок необходимо обеспечить более четкую передачу опорной реакции и не допускать установку более одной прокладки.
Детальное исследование работы стержневого крепления выполнено на испытательной станции в 1977 г. На специальном силовом стенде, представляющем собой фрагмент каркаса здания в натуральную величину, состоящем из двух подкрановых балок пролетом 6 м с тормозными конструкциями, имитировалось вертикальное и горизонтальное давление кранов. В процессе нагружения регист-

рировалось напряженно-деформированное состояние элементов узла. Схема узла представлена на рис. IV.32.
Испытания* выявили существенное отличие действительной работы узла от ранее предложенной расчетной схемы. Значительную часть горизонтального усилия (до 70%) принимает на себя узел крепления тормозной конструкции. Начальные искривления стержня оказывают большое влияние на работу элементов крепления. Жесткость узла зависит от направления действующего усилия. Испытания подтвердили наличие дополнительных усилий в элементах узла от перекоса и неравномерной передачи нагрузки через торец опорного ребра балки.
Предложено определять усилия в элементах узла в соответствии с расчетной схемой, показанной на рис. IV.33, по формулам:
Хх=Х2(с1Ь) (r\lr2)- (IV.20) Х2=(Та+Ре)ЦЬ+ + с2П/Ь/-2),	(IV.21)
где Х| — усилие, приходящееся на крепление тормозной конструкции; Х2 — усилие, проходящееся на элемент крепления; о, Ь, с — геометрические размеры (см. рис. IV.33); Г1/Г2 — соотношение жесткости элементов крепления, принимаемые по табл. IV.6;	e=e1-f-e2— расчетный
эксцентриситет; et — 2 см — смещение рельса с оси балки; е2=0,16Р—
Таблица IV.6
При расчете	Сжатие	Растяжение
Стержня Крепления тор- мозной конст-	0,7	0,4
рукции	3,6	0,8
эксцентриситет от перекоса опорного ребра и неравномерности передачи опорного давления; Ьр — ширина опорного ребра.
* Работа выполнена в МИСИ им. В. В. Куйбышева инженерами I - И. Балло, И. Б. Калашниковым, Г. П. Кузьмичевым, П. Н. Погоре ловым под руководством канд. техн, наук В. Н. Валя.
Рис. 1V.32. Схема испытанного узла
Рис. IV.33. Расчетная схема узла
Расчетное перемещение концов стержня от поворота н осадки опорного сечения балки рекомендуется определять как среднее геометрическое вертикальной Дв и горизонтальной Дг .составляющих:
Д = ]/д2в + Д*;	(IV.22)
Дв = (7?й/£Гусл)/<в;1
Дг = (MlhjfjEJ') Кт, J	V '
Kr=l,4 и Кв =2—-поправочные коэффициенты, полученные экспериментально; М — момент в середине балки; Е1 — жесткость крепления.
Предложенные соотношения жесткостей и поправочные коэффициенты требуют дальнейшего уточнения, однако использование этой методики расчета позволяет лучше учесть особенности работы стержневых креплений и повысить их надежность и долговечность.
Увеличение надежности и долговечности подкрановых конструкций. Анализ повреждений подкрановых конструкций в эксплуатации и изучение особенностей их действительной работы позволяют сделать некоторые обобщения и наметить пути увеличения надежности и долговечности работы таких конструкций.
1.	Нормальные напряжения от общего изгиба балок достаточно близко соответствуют расчетным, определяе-мым принятой методикой. Расчетные напряжения определяются от двух сближенных кранов наибольшей грузоподъемности, находящихся в невыгоднейшем положении по длине балки, с тележками, максимально приближен
ными к балкам рассчитываемого ряда и одновременно за* торможенными. Это маловероятное состояние, и отсутствие повреждений балок в эксплуатации от напряжений общего изгиба говорит о запасе их общей прочности, что позволяет поставить вопрос об уменьшении расчетной нагрузки на балку в результате уточнения коэффициентов перегрузки и сочетаний.
Чтобы проверить касательные напряжения при общем изгибе, целесообразно сначала проверить в балках крайних рядов крепление тормозного листа к верхнему поясу по общей формуле (IV.3) тонкостенного стержня или же повысить конструктивные требования к этому соединению.
2.	Местная прочность верхних поясных швов и стенки не обеспечена. В этой зоне часто появляются трещины, приводящие к выходу балок из строя. Основными причинами возникновения этих трещин являются: низкое качество сварки и неполное проплавление верхнего поясного шва, что приводит к повышенной концентрации напряжений и способствует снижению усталостной прочности соединения пояса со стенкой; высокий уровень местных напряжений в стенке балки, превышающий их расчетное значение, вызванный неравномерным давлением колес крана и неровностями контакта рельса и пояса; местные динамические воздействия, возникающие от дефектов кранового пути; возникновение дополнительных напряжений в стенке от кручения верхнего пояса, вызванного эксцентричным приложением горизонтальных и вертикальных крановых нагрузок.
3.	Существующие крепления подкрановых конструкций к колоннам не соответствуют расчетной схеме, принимаемой при их проектировании. Дополнительные усилия, возникающие в элементах крепления от перемещений опорного сечения балки, приводят к возникновению повреждений и раннему выходу их из строя.
Чтобы обеспечить необходимую надежность и долговечность подкрановых конструкций, рекомендуются следующие мероприятия:
1.	Повысить качество изготовления и монтажа подкрановых конструкций, особенно под краны тяжелого и весьма тяжелого режима работы. Обеспечить полное проплавление верхнего поясного шва с введением в необходимых случаях повышенного контроля качества шва с применением просвечивания. Строго соблюдать допуски на изготовление и монтаж конструкций.
2.	Учитывать при проектировании особенности действи
тельной работы подкрановых конструкций. Чтобы обеспечить местную прочность стенки, целесообразно увеличить коэффициент «1 при определении расчетного сосредоточенного давления колеса, приняв его для кранов с жестким подвесом равным 1,8, для кранов с гибким подвесом весьма тяжелого режима работы— 1,5 и для кранов тяжелого режима работы—1,3.
Местную прочность верхней части стенки следует проверять с учетом всех компонентов напряженного состояния и в первую очередь с учетом местного изгиба стенки [см. формулы (IV.12)].
Крутящий момент следует определять с учетом эксцентриситета рельса е=20 мм и горизонтальной силы на колесе крана Т [формула (1V.11)].
Методика расчета прочности стенки на усталость нуждается в доработке. Расчетные формулы следует откорректировать с учетом результатов экспериментов.
Чтобы снизить уровень местных напряжений в стенке и обеспечить более равномерный контакт пояса и рельса в зданиях с тяжелым режимом работы, под крановые рельсы целесообразно ставить низкомодульную прокладку из износостойкого материала. В этом случае значения коэффициента «1 могут быть уменьшены.
Чтобы уменьшить динамический эффект крановой нагрузки, стыки рельсов следует сваривать. При неразрезанных подкрановых балках плети рельсов могут иметь , длину, равную температурному отсеку с устройством компенсирующего стыка; при разрезных подкрановых балках плети следует делать в 2—3 раза короче. Рациональная длина сваренного рельса и высококачественная технология сварки стыков требуют дополнительной проработки, так как при эксплуатации нередки их разрывы.
3.	В зданиях с тяжелым крановым режимом целесообразно применять балки улучшенной конструктивной формы. На рис. IV.34 показаны конструкции некоторых из возможных типов таких балок. Балки с поясами из широкополочных тавров (рис. IV.34,а) обладают повышенной выносливостью благодаря меньшей концентрации напряжений в месте сопряжения полки и стенки и отсутствию сварочных напряжений.
Ровная поверхность поясов тавров обеспечивает более\ равномерную передачу давлений колес крана и способствует снижению местных напряжений в стенке. Однако применение таких балок ограничивается сортаментом выпускаемых профилей.
При обеспечении жесткого крепления рельса к верхнему поясу могут быть рекомендованы балки с учащенной сйстемой ребер жесткости из уголков (рис. IV.34,e), с передачей на эти ребра крутящего момента. Ребра при этом следует приторцовывать к верхнему поясу, а крепления рельса располагать над ребрами. Давление кранового .рельса при таком решении будет передаваться не только на стенку, но и на площадки, образованные торцами уголков, благодаря чему швы, соединяющие пояс со стенкой, и околошовная зона стенки значительно разгрузятся.
В балке, приведенной на рис. IV.34,6, продольные ламели приварены к верхнему поясу и ребрам жесткости из уголков. Жесткость на кручение верхнего пояса такой балки значительно увеличится, и она станет менее чувствительной к внецентренной вертикальной нагрузке. Двухстен-чатые балки (рис. IV.34,a) тяжелее и трудоемкость их выше, однако они хорошо зарекомендовали себя в эксплуатации; на некоторых старых металлургических заводах такие балки эксплуатировались десятилетиями без существенных повреждений. Балки, показанные на рис. IV.34,6 и г, пятый год успешно эксплуатируют на одном металлургическом заводе. Замена балок была вызвана разрушением узлов их крепления к колоннам. Кроме того, стенки двухстенчатой балки были приняты малой толщины и в них образовались «хлопуны».
Балка с наклонными ламелями (рис. IV.34,6) исследована И. Е. Спенглером и О. Ф. Иванковым. Создание замкнутого контура верхнего пояса увеличивает его крутильную жесткость и снижает уровень местных напряже
ний. Повреждений в балке после пяти лет эксплуатации не обнаружено.
Улучшение конструктивной формы подкрановой балки может потребовать ее усложнения и увеличения веса, однако это окупится повышенной надежностью и долговечностью их работы.
4.	Крепления подкрановых конструкций к колоннам нужно конструировать и рассчитывать с учетом деформации опорного сечения балки при обжатии и повороте. Примерные конструкции таких узлов показаны на рис. IV.31. Горизонтальное и вертикальное перемещение опорного узла (с достаточной для практических целей точностью) могут быть определены по формулам (IV.22) и (IV.23).
Окончательно элемент крепления подкрановой конструкции должен быть проверен на внецентренное сжатие от горизонтальной реакции балки [см. формулы (IV.20) и (IV.21)] и изгиб от момента, вызванного перемещением узла.
5.	Существенный резерв увеличения надежности и долговечности работы подкрановых конструкций — их правильная техническая эксплуатация. К сожалению, натурные обследования показывают, что этому вопросу не уделяется должного внимания, что часто приводит к преждевременному износу конструкций.
Глава V. ЗАЩИТА КОНСТРУКЦИЙ ОТ ВОЗДЕЙСТВИЯ АГРЕССИВНЫХ СРЕД
VI. СРОК СЛУЖБЫ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ В АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ
И МЕТОДЫ ОБЕСПЕЧЕНИЯ ИХ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
Коррозионное разрушение металлов — одна из существенных причин снижения долговечности металлических конструкций. Хотя причины недостаточной надежности и долговечности многочисленны и не ограничиваются коррозионным износом, однако есть большая группа сооружений, где фактор агрессивности среды определяет долговечность строительных металлических конструкций. Около 75 % всех металлических конструкций эксплуатируется в средах различной степени агрессивности. К таким сооружениям относятся объекты цветной металлургии, химии, целлюлозно-бумажной промышленности, черной металлургии и др. Они в большинстве случаев имеют большие про
деты и оборудованы кранами легкого и среднего режима работы малой грузоподъемности. Борьба с коррозией конструкций долгое время считалась второстепенной проблемой. Повышение объемов производства, его интенсификация, усиление агрессивности технологических сред выдвинули коррозию как причину износа и выхода из строя оборудования, зданий и сооружений на одно из первых мест. По оценке национального Бюро стандартов, представленной конгрессу США в 1978 г., ежегодный суммарный ущерб от коррозии в США составляет около 70 млрд. долл. Анализ показал, что потери от коррозии в промышленно-развитых странах достигают примерно 4 % национального дохода и имеют потенцию к повышению.
После 2—10 лет эксплуатации в агрессивной среде стоимость капитальных ремонтов строительных металлических конструкций начинает превышать капитальные вложения. Значителен и дополнительный расход металла (около 7 % объема эксплуатируемых металлоконструкций) на восстановление или замену вышедших из строя конструкций. Поэтому борьба с коррозией, повышение коррозионной стойкости металлоконструкций, учет коррозионного износа при проектировании и другие мероприятия, направленные на повышение долговечности, являются эффективными путями экономии металла, способствующими решению проблемы повышения эффективности и качества строительных металлических конструкций.
Создание долговечных и экономичных металлических конструкций (как правило, повышение долговечности и надежности связано с удорожанием конструкций, а удешевление их ведет к уменьшению срока службы) должно базироваться на решении двух принципиальных задач: определении оптимальных, экономически оправданных сроков службы зданий и отдельных конструкций; изыскании наиболее эффективных мероприятий для обеспечения этого срока службы.
До настоящего времени расчетные сроки службы металлических конструкций нормативными документами не регламентируются, за исключением сроков амортизации (100 лет независимо от типа сооружения). Для зданий и сооружений с агрессивной средой амортизационные отчисления увеличены в 1,5 раза. Суммарные эксплуатационные расходы в 7—8 раз превышают первоначальную стоимость объектов. Следовательно, оптимальный срок службы конструкций должен определяться дифференциро
ванно в зависимости от степени агрессивности эксплуатационной среды.
Наиболее универсален подход, предложенный Н. С. Стрелецким [133],—оптимальный срок службы определяется по минимуму эксплуатационных расходов.
Как известно, эксплуатационные расходы по виду и источникам финансирования делятся на три основные группы: реновация, капитальный ремонт и модернизация; текущий ремонт; реконструкция.
Первая группа расходов покрывается амортизационными отчислениями, нормированными по типам зданий. Эти нормы периодически пересматриваются, причем наблюдается тенденция увеличения норм на реновацию (уменьшение срока морального износа) и снижения норм на капитальный ремонт (повышения качества конструкций).
Вторая группа расходов, идущая за счет оборотных средств предприятий, подвержена значительным колебаниям в зависимости от условий эксплуатации и срока службы конструкций.
Расходы третьей группы зависят от интервала между реконструкциями, их характера и объема.
Поэтому для численного определения срока службы необходимы сведения, характеризующие экономические связи между размерами эксплуатационных расходов, с одной стороны, и сроком службы, первоначальной стоимости конструкции, объемно-планировочными и конструктивными решениями, конструкционными материалами, качеством изготовления, возведения и эксплуатации конструкции, с другой стороны. Такие сведения должны представлять собой результат тщательной обработки большого числа фактических данных, что требует значительного времени.
Для основных зданий цветной и черной металлургии и ряда объектов других отраслей промышленности срок службы металлических конструкций определяется главным образом физическим износом, причем для зданий с агрессивной средой — коррозионным износом (срок морального износа установлен нормами на (реновацию 100 лет). Однако анализ состояния и эксплуатации конструкций цехов цветной металлургии показал, что фактический срок службы отдельных конструкций не всегда равен сроку службы здания или сооружения в целом и зависит от характера действующих на них нагрузок. С этой точки зрения все конструкции цеха можно разбить на две группы:
а)	конструкции, воспринимающие постоянные нагрузки, не меняющиеся со временем, и атмосферные воздействия
(шатер, покрытие, стропильные фермы, колонны бескрано-вых зданий и с кранами до 20 т, фахверк, ограждающие конструкции). Срок службы этих конструкций определяется физическим износом и должен быть равен сроку службы здания;
б)	конструкции, воспринимающие нагрузки от оборудования, которые могут меняться со временем (подкрановые балки, колонны в цехах с мостовыми кранами большой грузоподъемности) и непосредственно связанные с технологическим оборудованием (этажерки, рабочие площадки и т. л.).
Срок службы конструкций этой группы связан с моральным износом оборудования (для оборудования установлены дифференцированные нормы реновации, определяющие срок морального износа в 3—30 лет) и может быть принят равным одно-, дву- или трехкратному сроку служ;бы оборудования.
В настоящее время для всех конструкций здания или сооружения принимаются одинаковые меры по увеличению долговечности (материал, форма, защитные покрытия, межремонтные сроки и т. д.), что экономически неоп-равдано, так как приводит к перерасходу эксплуатационных затрат.
Предлагаемый дифференцированный подход позволяет более целесообразно назначать материал и меры защиты от коррозионного и других видов износа разных групп конструкций. Долговечность конструкций группы «а» должна быть обеспечена наиболее эффективными методами, в то .время .как срок службы конструкций группы «б», связанный со сроком морального износа оборудования, значительно меньше, что предопределяет другие защитные мероприятия, а в некоторых случаях такие конструкции могут эксплуатироваться без защиты.
Здесь рассматриваются металлические конструкции группы «а», обеспечение требуемой долговечности которых должно базироваться на комплексе рекомендаций при проектировании, строительстве и эксплуатации. Эти рекомендации, обеспечивающие безотказную работу металлических конструкций в течение нормативного срока службы, должны быть направлены на: снижение агрессивности эксплуатационной среды, общезаводской и внутрицеховой атмосферы; выбор рационального материала, конструктивной формы и типов соединений элементов; выбор оптимальных для конкретных условий систем защитных покрытий, способов и сроков их нанесения; предупреждение
местных повреждений элементов конструкций и их узлов благодаря улучшению состояния кровель и водостоков, исключению проливов и выбросов технологических растворов и т. д.; возможность определения несущей способности элементов с учетом коррозионного износа в любой момент эксплуатации; правильную эксплуатацию металлических конструкций; экономическую эффективность мероприятий по повышению долговечности.
V.2. КЛАССИФИКАЦИЯ ЗДАНИИ И СООРУЖЕНИЙ
ПО СТЕПЕНИ АГРЕССИВНОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ СРЕДЫ
Агрессивность среды служит аргументом, в зависимости от которого следует назначать материал конструкций, определять конструктивную форму элементов и выбирать оптимальные виды защитных покрытий, предусматривать правила эксплуатации конструкций в процессе службы.
Показателями среды, определяющими степень ее агрессивности по отношению к металлическим конструкциям, являются относительная влажность, температура, возможность образования конденсата, состав и концентрация газов и пыли, туманы агрессивных жидкостей, а также способы их воздействия на конструкции (непосредственно или через воздушную среду) [116].
В зависимости от факторов, формирующих эксплуатационную среду, строительные конструкции можно подразделить на: а) конструкции, эксплуатирующиеся на открытом воздухе, в общезаводской атмосфере; б) конструкции, эксплуатирующиеся внутри зданий, во внутрицеховой ат-мосфере.
Условия эксплуатации конструкций «а» определяются климатическими особенностями района расположения объекта и загрязненностью атмосферы технологическими выделениями.
Для конструкций «б» основным фактором, определяющим эксплуатационные условия, является технологический процесс, который обслуживает конструкции. Климатические условия района расположения также оказывают влияние на внутрицеховую 'среду. Это влияние зависит от наличия внутренних источников тепла и влаги, особенно в горячих цехах, от теплоизоляционных свойств и герметичности ограждающих конструкций, от наличия или отсутствия аэрационных фонарей, открытых проемов, их относительной площади, объемно-планировочных решений цехов. Поэтому при оценке степени агрессивности внутри
цеховой среды однотипных зданий и сооружений следует учитывать климатические особенности района расположения. Анализ внутрицеховой атмосферы и состояния конструкций различных предприятий цветной (120] и черной [49] металлургии, а также результаты изучения скорости коррозии металла в различных районах СССР [46] позволил разделить всю территорию Советского Союза на две климатические группы: 1 — северные, центральные и восточные районы СССР; 2 — южные районы (Средняя Азия, Армения).
Необходимость такого деления объясняется тем, что главным фактором, определяющим интенсивность коррозионного износа, является относительная влажность. Наибольшая скорость коррозии реализуется при периодическом выпадении конденсата, однако скорость коррозии резко возрастает уже при достижении так называемой критической влажности, обычно принимаемой для стали 70—75 % • Следует отметить, что при наличии продуктов коррозии на поверхности конструкций критическая влажность ниже. Интенсификация коррозионного процесса начинается при относительной влажности 55—60%, что подчеркивает необходимость своевременного возобновления защитных покрытий.
Влияние газов на скорость коррозии металлов реализуется по нескольким механизмам. Большинство встречающихся в промышленной атмосфере газов (С12, НС1, SO2, SO3, H2S, NH3 и др.), попадая в пленку влаги на поверхности, увеличивают ее электропроводность. Некоторые газы (SO3, НС1) увеличивают гигроскопичность продуктов коррозии, другие (НС1, SO2) действуют как депассиваторы или как катодные деполяризаторы (SO2, С12). Влияние газов на коррозию сталей, и алюминиевых сплавов различно и определяется по СНиП [116].
Износ металлических конструкций зависит также от запыленности атмосферы и состава пыли. Частицы пыли, оседающие на поверхность конструкций, могут быть:
а)	коррозионно-активными (NaCl, Na2SO4, (NH4)2SO2 и др.)—действуют как депассиваторы или увеличивают электропроводность пленки электролита и гигроскопичность продуктов коррозии;
б)	адсорбентами, облегчающими адсорбцию различных газов и влаги из атмосферы и повышающими влажность поверхности элементов из-за увеличения капиллярной конденсации;
в)	инертными, которые могут облегчать капиллярную
конденсацию, а в некоторых случаях оказывать защитное действие.
Активность пылей по отношению к сталям повышается в порядке: силикаты, фториды, карбонаты, бикарбонаты, сульфиты, сульфиды, сульфаты и т. д. Для алюминиевых сплавов этот порядок иной — по возрастанию агрессивности: сульфаты, кокс, цемент, окись кальция, окиси железа, щелочи, соли галоидных кислот, медь, ртуть, свинец. Неравномерная запыленность элемента также может интенсифицировать коррозионный процесс по механизму дифференциальной аэрации.
Вследствие неодинакового доступа деполяризатора к корродирующей поверхности возникают микропары с анодными участками под пылью. Скорость износа металлических кровель под действием этих микропар в несколько раз выше, чем в отсутствии пыли в тех же атмосферных условиях. При содержании в пыли различных металлов (например, на объектах черной и цветной металлургии) возможно протекание контактной коррозии, характерной для алюминиевых сплавов [25].
Для проектирования долговечных и экономичных металлических конструкций, а также для разработки регламента их эксплуатации необходимо классифицировать по степени агрессивности среды основных объектов большинства отраслей промышленности, где применяются металлические конструкции. Причем, кроме параметров среды, указанных в СНиП [116], целесообразно указать скорость и характер коррозии сталей и алюминиевых сплавов. Такая классификация составлена для объектов черной металлургии [38], цветной металлургии [120], автомобильной промышленности [33]. Пример классификации объектов по производству цинка и свинца приведен в табл. V.I.
В зависимости от эксплуатационной среды скорость коррозии конструкций изменяется в широких пределах: в цехах предприятий черной металлургии 0,05—1,6 мм/год, цветной металлургии 0,01—1,4 мм/год, строительной индустрии до 0,37 мм/год. Если принять интенсивности износа конструкций, эксплуатирующихся в неагрессивной среде (I), менее 0,01 мм/год, в слабоагрессивной (II) — 0,01—0,05 мм/год, в среднеагрессивной (III)—0,05— 0,15 мм/год и в сильноагрессивной (IV)—больше 0,15 мм/год, то в первом приближении цехи основных отраслей промышленности и другие конструкции распределяются по средам так:
Степень агрессивности среды	Цех цинкового нли свинцового (в скобках) производства	Условия эксплуатации				
		относительная влажность, %	О о	состав среды, г/м3	конструкций из стали марки СтЗ	
					средняя	наибольшая
1 Jg Сильная 1	Электролитный	80	20	50H,SO4 <80Fr2	0,8—6	1,5-10
	f'epHO кислотный	90	25	5H,SO4		
	Вельцех	90	25	50H,S >200SO,		
	^Открытые эстакады и т. п.	85	5	SOSO, пары H5SO*		
Средняя	Выщелачн-вательный	80	20	20H,SO* <100Cl,	0,1-0,8	0,5-2,5
	Электролитный	65	25	SOH,S04 <80Frs		
	Обжиговый	70	25	80SO,		
		60	30	20SO,		
Скорость износа, мм/10 лет
средняя образцов из						расчетн ая средняя для	
сталей марок					алюминиевых 1 сплавов		
СтЗ	15Г2СФ	15ХГ2СМФР	15Г2АФ	18Г2АФД		стали	алюминиевых сплавов
0,8—4,1	0.8-3,4	0,7—3,6	0,7-3,6	0,7-3,1	0,08— 0,2 (1- 1,5)*	1,5-6	1
0,2-0,4	0,15— 0,6	0,2-0,5	0,2-0,25	0,18— 0,2	0,02-0,15 (1)*	0,1-1	0,1-1
Степень агрессивности среды	Цех цинкового или свинцового (в скобках) производства	Условия эксплуатации					
		относительная влажность, %	и о	состав среды, г/м3	конструкций из стали марки СтЗ		—
					средняя	наибольшая	СтЗ
Средняя	Пылей и о кисло в	65	25	60НС1 7H,SOt	0,1-0,8	0,5-2,5	0,2-
	Вельцех	65	20	4SO, 20H,S			
	(Агломерации и плав- ления)	70	25	200SO,			
	Открытые эстакады н т. п.	65	15	50H,S, пары H,SO5			
Слабая	Вышел ачи-вательный	65	30	20H,SO« C.100CI,	0,05-0,5	0,1-1	0,05 0,5
	Сернокислотный	S0	35	SOSO,			
	Вельцех	50	35	следы H,S SO,			
	(Агломерации и плавления)	60	30	200SO,			
	(Рафинировочный)	60	30	600SO,			
Скорость замеченной локальной коррозии.
Скорость износа, мм/10 лет
средняя образцов из						fрасчетная средняя для	
сталей марок					алюминиевых сплавов		
	15Г2СФ	15ХГ2СМФР	15Г2АФ	18Г2АФД		стали	алюминиевых сплавов
0,4	0,15— 0,6	0,2-0,5	0,2-0,25	0,18-0,2	0,02— 0,15 (D*	0,1-1	0,1-1
	0,03-0,2	0,03-0,2	0,02-0,25	0,004-0,2	0,01— 0,02	0,2-0,5	0,05— 0,1
1	— сборочные, механические и ремонтные цехи, закрытые складские помещения;
II	— здания сталеплавильных и прокатных цехов (главные здания мартеновских печей, шихтовые дворы, отделения раздевания слитков, нагревательных колодцев, прокатных станов, складов заготовок и готовой продукции), обжиговые и агломерационные цехи;
III — открытые конструкции, эксплуатируемые в индустриальной атмосфере, объекты связи, опоры линий 'передач, газопроводы, основные цехи строительной индустрии, здания металлургических комбинатов (миксерные и литейные дворы, пролеты печей и томильных колодцев, прокатных станов, разливочных машин, открытые копровые цеха, травильные отделения непрерывного травления прокатных цехов), некоторые цехи цветной металлургии (обогатительные, сушильные и др.), химических комбинатов, открытые эстакады и т. п.;
IV — основные цехи медного, свинцово-цинкового, никелевого производства, цехи химической промышленности, сернокислотные, предприятия синтетических материалов, травильные отделения прокатных цехов периодического травления, галереи разливочных машин, грануляционные отделения, коксовые бункера, тушильные башни, некоторые конструкции аглофабрик, гидрометаллургические цехи, отделения глиноземных цехов и т. п.
Характер эксплуатационной среды должен определять дифференцированный подход к проектированию и эксплуатации конструкций, позволяющий прогнозом коррозионного износа выявить резервы несущей способности в процессе эксплуатации и тем самым способствовать уменьшению расхода металла при создании новых объектов и при эксплуатации действующих.
V.3. МЕРОПРИЯТИЯ ПО УМЕНЬШЕНИЮ АГРЕССИВНОСТИ ОБЩЕЗАВОДСКОЙ И ВНУТРИЦЕХОВОЙ СРЕДЫ
В комплекс мероприятий по улучшению условий эксплуатации металлических конструкций входят: исключение или уменьшение технологических выбросов в общезаводскую и внутрицеховую атмосферу, оптимизация объемнопланировочных решений цехов и генплана объектов. Эта проблема тесно связана с требованием экологичности производства, которое является фактором, равнозначным производительности и экономической эффективности.
Первым и наиболее эффективным средством является
улавливание вредностей у источников их образования. Так, некоторые доменные печи с полным улавливанием пыли почти не выделяют ее в атмосферу. Печи с частичным улавливанием выбрасывают много пыли.
Большое значение имеет правильный учет аэродинамических характеристик ветрового потока в зависимости от рельефа местности и климатической зоны. Следовательно, вторым мероприятием является расположение основных источников, выделяющих вредности (газы и пыль), в некотором отдалении (на 500—1000 м) от других основных цехов завода с подветренной стороны по направлению господствующих ветров.
Для естественного удаления вредных выделений из атмосферы завода необходимо выбирать открытые площадки, хорошо обдуваемые ветром. Предприятия с вредны-' ми выделениями не следует размещать в долинах, у подножья или на склоне гор с подветренной стороны. Так, из-за неудачного расположения алюминиевого завода (в глубокой долине) задувались вентиляционные трубы высотой 120, что потребовало специальных установок для улавливания, утилизации и очистки газов [41]. Оседание выбрасываемой из трубы соды послужило причиной ускоренной коррозии алюминиевых кровельных покрытий одного из целлюлозно-бумажных комбинатов.
При планировке цехов завода необходимо обеспечивать разрывы; территории площадок проектируют с учетом озеленения.
Весьма рационально расположение цехов, выделяющих вредности, на современных заводах востока — на расстоянии около километра от центра застройки. Атмосфера этих заводов меньше загрязняется агрессивными газами и пылью. Опыт показывает, что борьба с коррозией в таких условиях упрощается. Даже обычная окраска становится более устойчивой.
Расположение цехов вблизи источников образования вредных выделений на заводах Донбасса создает весьма загрязненную атмосферу. Борьба с коррозией конструкций сильно затруднена. Следствие этого — более короткие сроки службы кровель (на заводах Донбасса около 3—4 лет, а на заводах Востока 8—10 лет и более).
С точки зрения борьбы с коррозией не менее важны мероприятия, направленные на уменьшение агрессивности внутрицеховой среды.
Натурные обследования состояния конструкций цехов выявили объемно-планировочные решения, которые ведут
к ухудшению условий эксплуатации конструкций. К ним относятся: многорядное размещение в цехе технологических агрегатов — источников агрессивных выделений; обстройка основных цехов подсобными, складскими и другими отделениями, что приводит к нарушению аэрационного режима основного цеха; блокирование в одном здании цехов и отделений с разными производственными вредностями, сочетание которых ускоряет коррозию металла; совмещение функций световых и аэрационных проемов в ограждающих конструкциях; устройство перепадов высот на кровле; неравномерное размещение аэрационных проемов по длине цеха при постоянном внутрицеховом режиме и др.
Необходимо улавливание концентрированных газовы-делений в местах их образования. В цехах, где улавливание газов не обеспечено, конструкции приходится окрашивать ежегодно. Там, где хорошо работает вытяжная вентиляция от ванн, атмосфера в цехе достаточно чиста, и окраска сохраняется в течение нескольких лет.
Целесообразна конструктивная схема цехов без фонарей, что снижает относительную влажность атмосферы и уменьшает возможность выпадения конденсата на поверхности конструкций. Требуемые параметры внутрицеховой среды в этом случае обеспечиваются принудительной общеобменной вентиляцией. Удачным решением также являются герметичные устройства верхнего света (зенитные фонари) и отдельные незадуваемые вытяжные шахты, расположенные непосредственно над местами выделений газов. Такая конструкция исключает приток наружного воздуха в цех.
В случае применения фонарей их размеры и форма должны обеспечивать аэрацию летом и зимой при любом направлении ветра.
В зданиях с фонарями обычной конструкции необходимо устраивать металлические жалюзи, закрепленные в верхней части и вращающиеся в нижней, чтобы закрывать их на зиму. Чтобы проемы таких фонарей работали на вытяжку при ветре, направленном вдоль фонаря, необходимо крайние панели с каждой его стороны делать глухими. Источники агрессивных выделений следует по возможности отдалять от несущих конструкций, чтобы не подвергать их концентрированному воздействию газов и аэрозолей.
Чтобы улучшить условия эксплуатации в климатических районах с низкой влажностью (в сухой климатиче
ской зоне), цехи можно проектировать открытыми, если такое решение обеспечивает нормальную эксплуатацию технологического оборудования.
Если невозможна полная герметизация оборудования, в проекте необходимо предусматривать дополнительные мероприятия, уменьшающие воздействие паров и газов на стальные конструкции. В цехах строительной индустрии относительная влажность достигает 90—100 %, так как пропарочные камеры, бассейны водного твердения изделий— источники выделения значительного количества пара. Конструкции большую часть года покрыты капельным конденсатом. В этих условиях полезна подача горячего воздуха в зону несущих металлических конструкций, что позволяет увеличить межремонтный период в 2—3 раза. Другим возможным решением, улучшающим условия эксплуатации конструкций шатра цеха, является устройство подвесного потолка ниже уровня стропильных ферм. Подвесной потолок может быть выполнен из дерева или другого материала (с возможностью легкой замены). Создание чердачного проветриваемого помещения практически полностью исключает коррозионный износ конструкций покрытия даже в условиях 100 % относительной влажности внутрицеховой среды.
V.4. УЧЕТ ТРЕБОВАНИИ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
Для обеспечения требуемой долговечности конструкций стадия проектирования является определяющей, так как уже при проектировании необходимо учесть особенности работы металлических конструкций в агрессивных эксплуатационных условиях, связанных с характером и интенсивностью коррозионных разрушений элементов. Игнорирование этих особенностей приводит к снижению долговечности конструкций или к росту эксплуатационных затрат, т. е. к снижению эффективности капитальных вложений.	i
Выбор материала — один из методов снижения коррозионного износа. Хотя в большинстве эксплуатационных сред металлические конструкции применяются в защищенном виде, было бы неправильно делать вывод, что свойства конструкционного материала в этом случае несущественны. Во-первых, надежность индустриальных средств защиты металлических конструкций от коррозии невысока, а в ряде случаев защитные покрытия не возобновляются в процессе эксплуатации. Во-вторых, как показывают об
следования, защитные покрытия ведут себя по-разному в зависимости от антикоррозионных свойств материала: чем менее коррозионно-стоек материал, тем быстрее разрушаются защитные покрытия, и, в-третьих, характер коррозионных разрушений элементов, от которого зависит изменение несущей способности при эксплуатации, также зависит от свойств конструкционного материала. Следовательно, от правильного выбора материала зависит срок службы конструкции. Сложность этой технико-экономической задачи объясняется тем, что коррозионная стойкость материала без учета условий эксплуатации не может быть охарактеризована каким-либо показателем, как, например, механические свойства металла. Поэтому выбор материала должен базироваться на результатах экспериментальных исследований. Такие исследования проводятся в лаборатории долговечности металлических конструкций МИСИ им. В. В. Куйбышева [25], ЦНИИпроектсталькон-струкции [31], ЦНИИ МПС [19] и други/ организациях. В табл. V.2 показаны скорости коррозии строительных сталей, полученные экспериментально в на/урных условиях объектов цветной металлургии. По степени агрессивности среды объекты разделены на четыре группы, определяемые скоростью коррозии конструкций.
Таблица V.2
	Скорость коррозии, мм/год при группе агрессивности среды			
	I	1	П 1	III	IV
Марка стали СтЗ	Конструкции			
	>0,3	0.1<V<0.3	0,05<V<0,1	|	<0,05
	Образец			
СтЗ	0,2-0,4	0,05-0,1	0,01-0,06	0,001-0,005
15Г2СФгк	0,15—0,35	0,05-0,14	0,01-0,05	0,001—0,003
15Г2СФто	0,15-0,35	0,04-0,13	0,01-0,04	0,001—0,003
15ХГ2СМФРТО	0,2—0,3	0,04-0,11	0,01—0,03	0,002—0,004
14ГСМФР	0,3-0,5	0,006-0,15	0,02—0,06	0,002—0,005
1ОГ2С1	0,2-0,4	0,05-0,15	0,02-0,05	0,002—0,005
18Г2АФпс	0,2—0,4	0,05—0,1	0,01—0,03	0,001—0,003
15Г2АФДпс	0,15-0,25	0,03-0,08	0,01-0,03	0,001-0,002
09Г2	0,2-0,5	0,06-0,15	0,02—0,06	0,002-0,005
18Г	0,3-0,5	0,06-0,15	0,02-0,06	0,002—0,005
10ХНДП	0,1-0,2	0,02-0,05	0,01-0,02	0,001-0,002
Как видно, скорость коррозии стали зависит в первую очередь от степени агрессивности среды: при увеличении степени агрессивности на одну ступень скорость коррозии изменяется почти на порядок. Все строительные стали можно разделить на три группы по коррозионной стойкости: 1) марганцовистые стали и сталь 14ГСМФР; 2) все стали, кроме входящих в 1-ю и 3-ю группы; 3) медистые
й атмосферостойкие стали. Однако ёслй сТейейь агрессивности среды изменяет скорость коррозии на порядок, то влияние химического состава меньше и может достигать 1,5—2 раза.
Стали, входящие в 1-ю группу, 09Г2, 14Г2, 14ГСМФР имеют пониженную коррозионную стойкость и не должны применяться в сильно- и среднеагрессивных средах.
Стали 18Гпс, 09Г2С, 10Г2С1, 15Г2СФ, 15ХГ2СМФР, 18Г2АФ по коррозионной стойкости аналогичны углеродистой стали.
Атмосферостойкие низколегированные строительные стали не являются нержавеющим материалом, как, например, нержавеющие стали. Концентрация легирующих элементов в этих сталях недостаточна для полного пассивирования их поверхности. В первый период взаимодействия с атмосферой поведение этих сталей мало чем отличается от поведения углеродистых сталей. Однако после более длительной эксплуатации коррозионные потери атмосферостойких сталей меньше, чем у углеродистых, причем эта разница с течением времени увеличивается. Это объясняется влиянием легирующих элементов (фосфор, никель, медь и др.) на сплошность и другие свойства пленки продуктов коррозии, образующейся через определенный промежуток времени на поверхности элементов. Состав и структура пленки и, следовательно, ее защитные свойства определяются условиями эксплуатации. Длительность формирования защитного слоя в открытой атмосфере—1,5— 3 года, при наличии сернистого газа защитный слой формируется быстрее [28].
Стали марок 10ХСНД, 15ХСНД, 10ХНДП имеют повышенную коррозионную стойкость и в слабоагрессивных открытых атмосферах могут применяться без специальных защитных мероприятий. В сильно- и среднеагрессивных средах эти стали близки по стойкости углеродистой стали, а в закрытых атмосферах цехов отсутствуют условия для образования на поверхности плотных защитных слоев продуктов коррозии.
Медистые стали имеют повышенную коррозионную стойкость в атмосфере, в условиях цеха (в закрытом помещении) влияние меди на коррозионную стойкость практически^ не сказывается.
Способ выплавки сталей при одинаковом химическом составе, а также колебания химического состава в пределах одной марки не оказывают влияния на потери от коррозии в одной и той же среде.
Напряженно-деформированное состояние в элементах конструкций, пластическая деформация, механическая и термическая обработка по разным режимам не оказывают заметного влияния на сопротивление сталей атмосферной коррозии. Однако эти факторы могут существенно повлиять на характер коррозионных разрушений, от чего зависит изменение несущей способности прокорродированных элементов.
При оценке коррозионного поведения низколегированных и термообработанных сталей важным показателем, с точки зрения несущей способности элементов конструкций, является глубина проникания коррозии, мм/год, представляющая собой среднюю глубину коррозионных язв. Из данных работы [98] ясно, что легирующие элементы более эффективны в снижении коррозионных потерь, нежели в уменьшении глубины коррозионных поражений. Поэтому в средах, которые способствуют сильному питтингообра-зованию, эффект применения низколегированных сталей падает.	>
Кинетика коррозионного износа сталей в первом приближении может быть описана экспоненциальным уравнением вида
/1Сл(/)=а/1/п	(V.1)
где /гсл(0—средняя потеря толщины стального листа в момент времени t; а — эмпирический коэффициент, зависящий от марки стали и агрессивности эксплуатационной среды, для малоугрелористой стали в условиях групп цехов по табл. V.2 а можно принять: для I группы цехов — 0,42; для II группы — 0,30; для III группы — 0,18; для IV группы — 0,08; п — эмпирический коэффициент, зависящий от характера коррозии; для всех исследованных сред и=3.
Обследования показали, что местами усиленного коррозионного износа оказываются сварные соединения [23]. Следовательно, при проектировании соединений из сталей повышенной и высокой прочности выбор типов соединений, сварочных материалов и режимов сварки должен определяться, помимо других факторов, коррозионной стойкостью соединений, которая должна быть не ниже коррозионной стойкости соединяемых элементов.
В некоторых случаях в агрессивных средах целесообразно применять конструкции из алюминиевых сплавов. Однако необходимо иметь в виду, что высокая коррозионная стойкость алюминиевых сплавов не является их абсолютным свойством, а зависит от химического состава и состояния сплава, состава агрессивной среды, напряженно-деформированного состояния элемента, контактов с дру
гими материалами, конструктивных особенностей, положения в пространстве и т. д.
Коррозия алюминиевых сплавов в атмосферных условиях обычно язвенная или питтинговая, причем глубина поражений может быть значительной при общих небольших потерях массы. Питтинги и язвы располагаются по поверхности неравномерно, скорость их роста со временем уменьшается. Некоторые сплавы подвержены коррозионному растрескиванию, а прессованные полуфабрикаты — расслаивающей коррозии. Поэтому при использовании алюминиевых сплавов в конструкциях какого-либо объекта необходимо тщательно подходить к вопросам выбора сплавов и методов их защиты исходя из результатов исследования коррозионной стойкости сплава в эксплуатационных условиях данного или аналогичного предприятия.
Чтобы получить необходимую информацию для выбора алюминиевого сплава и прогнозирования коррозионного износа в процессе эксплуатации по специально разработанной комплексной методике с учетом напряженного состояния и конструктивной формы, были проведены испытания группы алюминиевых сплавов в атмосфере действующих объектов предприятий цветной металлургии и в камеральных условиях [24].
Коррозионную стойкость оценивали по потерям массы, изменению механических свойств, средней глубине и плотности расположения питтингов. Среднюю глубину и плотность расположения питтингов определяли как среднестатистическую.
Анализ результатов свидетельствует, что количественные показатели коррозии: потеря массы, изменение механических свойств и глубина проникания питтинга неодинаково характеризуют поведение сплава. Для сталей коррозионные потери массы, прочности и толщины в большинстве случаев хорошо согласуются между собой, и поэтому по каждому из этих параметров можно судить о коррозионной стойкости стали. Так как коррозия алюминиевых сплавов имеет главным образом локальный характер, при оценке их коррозионной стойкости небезразлично, что принимать за показатель коррозии. Результаты испытаний показали, что коррозионную стойкость алюминиевых сплавов для строительных конструкций наиболее правильно оценивать по потере прочности и средней глубине питтинга, определенной непосредственным замером. Если сравнить скорость коррозии стали и алюминиевых сплавов, определенную по потере массы, то алюминиевые
сплавы в 10—40 раз более стойки, в то время как средняя глубина питтинга и условная глубина коррозии, определенная по потере временного сопротивления, у стали и алюминиевых сплавов часто одинакова. В случае контакта сплава с другими металлами, имеющими более положительный потенциал, скорость его коррозии может быть выше скорости коррозии стали. Покрытие медеплавильного цеха, выполненное из сплава АМцМ в виде волнистого листа Толщиной 0,8 мм без защиты, разрушилось через два года эксплуатации, в то время как срок службы стальной кровли в этих же условиях 5—6 лет. Причиной такого разрушения было присутствие меди в составе пыли цеха, что привело к контактной коррозии [25].
Коррозионная стойкость различных алюминиевых сплавов, определенная по потере массы, в одних, и тех же условиях практически одинакова. Однако склонность к локальной коррозии различна. Из исследованных сплавов наименее склонными к локальной коррозии оказались АМцМ. АДЗЗТ, АДЗЗТ1, АД35Т и в некоторых средах 1915 и АМгб.
Выявлено увеличение средней глубины коррозионных поражений алюминиевых сплавов в зависимости от уровня нагруженное™ (|о|/оо,2)- В пределах упругости эта зависимость удовлетворительно описывается уравнением прямой линии
=	£о (I о| / а0,2)],	(V.2)
где ha и ft0 — средние глубины коррозионных поражений при напряжениях о и Со—0; ka—эмпирический коэффициент, зависящий от марки сплава и степени агрессивности среды. Для сильноагрессивной среды ko для сплава АМгб равен 1,25, для сплава 1915Т — 0,46, для сплава АД31Т — 0,4; |о| — абсолютное значение действующих напряжений; 0о,2 — условный предел текучести.
Кинетика роста средней глубины питтингов на алюминиевых сплавах описывается экспоненциальным уравнением
/1а(/)=а/'/п	(V.3)
где /ia (1) — средняя глубина питтинга в момент времени t\ а — эмпирический коэффициент, зависящий от марки сплава и напряженного состояния и равный 0,05—0,07; п — эмпирический коэффициент, зависящий от степени агрессивности среды; для сильноагрессивной среды п=3,1.
Для исследования коррозионной стойкости сварных соединений элементов из алюминиевых сплавов были проведены специальные исследования на сплаве АМгбМ в натурных условиях и во влажной камере [23].
Сварное соединение термически неупрочняемого сплава
АМгбМ состоит из следующих характерных зон: шва, основного металла и зоны сплавления — полосы шириной около 0,5 мм, непосредственно прилегающей к сварному шву. Если основной металл состоит из a-твердого раствора и небольших участков выделившейся главным образом по границам зерен 0-фазы (Mg2Al3), то участок зоны сплавления богат крупными включениями 0-фазы по всей протяженности.
Повышенная концентрация 0-фазы в зоне сплавления приводит к образованию на поверхности этой зоны пористой окисной пленки магнезита MgO, обладающей пониженной коррозионной стойкостью по сравнению с плотной пленкой Al2O3MgO, покрывающей остальные участки сварного соединения, в результате чего зона сплавления оказывается анодной по отношению к остальным зонам сварного соединения, чем и объясняется пониженная коррозионная стойкость этой зоны.
По степени снижения несущей способности зона сплавления оказалась примерно в 1,5 раза ниже коррозионной стойкости основного металла при камеральных испытаниях и в 4 раза — при испытании в натурных условиях. Следовательно, как и для высокопрочных сталей, при проектировании конструкций из алюминиевых сплавов при выборе конструкции и типов соединений, сварочных материалов и режимов сварки следует учитывать коррозионную стойкость сварных соединений.
Концентрация материала. Большое влияние на уменьшение интенсивности коррозионных процессов в элементах конструкций оказывают конструктивные мероприятия. Известный в проектировании принцип концентрации материала в элементах сооружения представляет собой эффективное средство не только экономии металла, но и повыше-
ния срока службы конструкций [58]. Принцип этот основан на необходимости придавать сечениям элементов сооружения при прочих равных условиях возможно меньшую поверхность. Уменьшение площадей сечений от коррозионных поражений во времени будет относительно меньшим.
Об этом свидетельствуют данные рис. V.1, где показаны два варианта сечений цент-
раЛЬйо-СЖатых коЛойй первой а при шаге / и второй б — 2/. Сечения их подобраны так, что у второй колонны толщина элементов изменена в 2 раза. Таким образом, площадь сечения второй колонны в 2 раза больше, чем первой, поверхности же их примерно одинаковы и равны S= (2а+&)2. Но так как одной колонне варианта б соответствуют две колонны варианта а, то поверхность их в 2 раза больше. В соответствии с этим при скорости коррозии v, мм/год, через t лет потери сечений у двух колонн по варианту а будут в 2 раза больше, чем у одной колонны по варианту б.
Действительно:
2AFi=2[(2a+&)6—(2а,+&) (б—о*)] и ДГ2= (2a+fc)2S—(2а+Ь) (26—vt), откуда 2AFi=2(2<H-6)t»f и AF2= (2a+6)at
Кроме того, относительное уменьшение сечения второй колонны во времени от коррозии (уменьшение ее прочности) в 2 раза меньше, чем для первой колонны*:
LFt	(2а + b) vt vt	___ (2а + b)vt   vt
Ft ~ (2a + t>) В '	В-’	F, ~~ (2а + Ь)2Ъ ~ 28 ’
Это подтверждает эффективность реализации принципа концентрации металла для сжатых и растянутых элементов.
Такой принцип справедлив и для изгибаемых элементов, так как площадь двутавра F—&(2a-j-b) и его момент инерции J=S(63/12+a62) являются линейными функциями от толщины сечения 6, и при прочих равных условиях (равенства b и F) предпочтительней (с точки зрения борьбы с коррозией) будет та балка, толщина сечения которой 6 больше. Но так как возросшая толщина стенки в изгибаемых элементах ведет к увеличению площади при малом приросте момента инерции балки, то при равных площадях балок рационально варьировать лишь толщиной горизонтальных полок. Следствием этого является несколько меньшая эффективность принципа концентрации металла в отношении изгибаемых элементов.
Указанный принцип при проектировании реализуется применением шага колонн и стропильных ферм 12 м и более, что особенно важно для конструкций, эксплуатирую-
* В приведенных подсчетах не введен коэффициент продольного изгиба <р, так как в обоих вариантах остается неизменным размер Ь, и поэтому радиусы инерции относительно обеих главных осей ие изменяются.
1цихся в сильно- й среднеагрессивных средах. Кроме тогб, такие конструкции следует проектировать сплошносетчатыми.
Выбор формы сечений элементов. Помимо концентрации металла и увеличения толщины сечений в снижении скорости поражения коррозией элементов сооружений существенную роль играет конструктивная форма сечения. Разнообразие конструктивных форм и типов сечений стержней приводит к тому, что разные виды строительных конструкций корродируют различно. Придавая элементу ту или иную форму, можно получить различные сроки службы сооружения. При прочих равных условиях сечения с меньшей поверхностью будут коррозионно более стойкими.
Показатель слитности сечения (отношение площади сечения к его периметру) характеризует коррозионную стойкость только тогда, когда коррозионные разрушения равномерны на всех участках сечения элемента, и, следовательно, когда интересует абсолютная величина коррозии. По коэффициенту fi=P/F в первом приближении можно проанализировать коррозионную стойкость различных профилей проката. Такой анализ проведен в работе [49], а его результаты представлены в [51]. В результате анализа показано, что основным недостатком сортамента является незначительная устойчивость малых профилей против коррозии.
Необходимо иметь в сортаменте дополнительно более толстостенные профили в малых номерах, например уголки 75X14, швеллеры и двутавры с более толстыми полками и стенками, более толстостенные трубы и т. д.
В работе [51] на примере однопролетного цеха показана возможность удовлетворения требований коррозионной стойкости использованием принципа концентрации металла, а также назначением необходимых толщины и формы сечения элементов, устойчивых в агрессивной среде.
Натурные и экспериментальные исследования показали [25], что в условиях эксплуатации коррозия на различных участках поверхности элемента неодинакова. Значительное влияние на коррозионный износ оказывает и положение элемента в пространстве. Основной причиной разной коррозионной стойкости элементов различных конфигураций и положения в пространстве является неодинаковая сте-) пень запыления, увлажнения и высыхания на различных участках поверхности элемента. Количественные характеристики зависят также от периметра сечения, его отношения к площади поперечного сечения, характера агрес
сивной среды, свойств конструкционного материала, йа-пример, большая неравномерность износа низколегированных сталей по сравнению с углеродистой приводит к более существенному влиянию формы сечения на износ элементов из низколегированных сталей.
Степень влияния конструктивной формы оценивается коэффициентом k$, который представляет собой отношение износа (потерь массы, глубины проникания и т. д.) элемента произвольного поперечного сечения к износу элемента, принятого за эталон (труба). Этот коэффициент выражает и отношение скоростей коррозии на сравниваемых элементах. Аналогично определяется коэффициент влияния положения элемента в пространстве ka как отношение износа произвольно расположенного элемента к эталонному (горизонтальному). Полученные экспериментально k$ и ka для различных сталей и алюминиевых сплавов приведены в табл. V.3 и V.4.
Таблица V.3
Материал конструкции	Значение Лф при типе сечения				
	труба	замкнутое коробчатое сечение*	диет, одиночный, прокатный или гнутый профиль	двутавр	составной профиль**
Углеродистая сталь и сталь марок 10ХСНД, 15ХСНД	1	1,1	1,4	1,8	2
Низколегированная сталь, кроме стали марок 10ХСНД, 15ХСНД	1	1,3	2	2,2	2,5
Алюмипиейые сплавы	1	I 1*** 1,1	1,4 2,3	2,4 2,4	1.8 2,3
* Кроме гнутого профиля незамкнутого сечения (внутренняя поверхность замкнутых профилей изолирована от воздействия среды).
** Тавровое сечение из двух уголков, незамкнутые коробчатые, двутавровые сечення из швеллеров или гнутых профилей.
*♦♦ Над чертой — при равномерной коррозии, под чертой — при питтинговой коррозии.
В некоторых случаях могут быть отступления от полученных соотношений. Например, при обильном конденсате продукты коррозии смываются с поверхности вертикальных элементов интенсивнее, чем с горизонтальных, и скорость их коррозии увеличивается. Если пыль обладает защитными свойствами (в зависимости от ее состава), то вследствие
а (X	Сталь				Алюминиевый сплав
« S5 О	Значение ka при типе сечения				
Угол накл	труба, замкнутое коробчатое сечение	лист, ОДИНОЧНЫЙ, прокатный или гнутый профиль	двутавр	составной профил ь	лист, ОДИНОЧНЫЙ, прокатный нли прессованный профиль
1	1	1	1	1	1
45	0,6	0,7	0,9	0,8	0,9* 1,1
90	0,4	0,5	0,8	0,6	0,9* 1,1
* Над чертой — при равномерной коррозии, под чертой — при питтинговой коррозии.
большей толщины слоя и плотности пыли на горизонтальных элементах скорость коррозии их может быть меньше, чем на наклонных и вертикальных элементах.
Это свидетельствует, что переход от традиционных типов сечений из двух уголков, соединенных втавр, на трубчатые или одиночные уголки может снизить коррозионный износ в 1,2—2,5 раза.
Кроме того, более стойкие типы сечений улучшают качество нанесения защитных покрытий и срок их службы. Поэтому [116] запрещает применение тавровых сечений из двух уголков, крестовых сечений из четырех уголков, незамкнутых прямоугольных сечений, двутавровых сечений из швеллеров в зданиях и сооружениях для производств со средне- и сильноагрессивными средами.
Оценивать коррозионную стойкость элементов и конструкций при проектировании можно по показателю коррозионной стойкости элементов
(Пстз/^факт) (б/Киз),	(V.4)
где «стз — скорость коррозии стали СтЗ в эксплуатационных условиях проектируемого объекта (по данным обследований); ПфВКТ— фактическая или предполагаемая скорость коррозии проектируемого элемента в тех же условиях (с учетом материала, напряженного состояния, эффективности защитных покрытий и т. п.); б — средняя толщина сечения элемента, см; Киа — коэффициент коррозионного износа элемента, комплексно характеризующий влияние формы сечения и положения элемента в пространстве и представляющий собой произведение и ka .
Для достижения одинакового относительного износа элементов конструкций, т. е. одинакового темпа снижения несущей способности в результате коррозионного разрушения в процессе эксплуатации, нужно проектировать конструкции таким образом, чтобы показатели коррозионной стойкости Пкор всех элементов не отличались более чем в 1,5 раза; значение Пкор Для элементов, эксплуатирующихся в сильноагрессивной среде, должно быть не менее 0,8, в среднеагрессивной — не менее 0,6.
Предлагаемая методика позволяет, во-первых, обоснованно выбрать конструктивную форму элементов при проектировании. Для вертикальных стержней, например, нет необходимости применять трубчатые сечения (с точки зрения коррозионной стойкости), так как скорость коррозии горизонтальной трубы и вертикального тавра из двух уголков практически одинакова.
Во-вторых, в зависимости от фактической коррозионной стойкости для конкретных эксплуатационных условий можно определить минимальную толщину сечения элемента по заданной надежности к любому моменту срока службы.
В-третьих, может быть дифференцированно определена минимальная толщина сечения элемента, мм, в зависимости от формы и положения в пространстве, как это сделано, например, в табл. V.5. для стальных конструкций при СООТНОШеНИИ ОСтз/^факт=1-
Таблица V.5
	Форма сечения							
Угол наклона, град	о		□			—		1 Г
	СтЗ	нл	СтЗ	НЛ	СтЗ	нл	СтЗ	нл
0	6*/8**	6/8	7/9	8/II	9/12	12/16	12/16	16/20
45	4/5	4/5	5/6	5/7	6/8	9/12	10/14	12/16
90	3/4	3/4	3/4	3/4	5/6	6/8	8/10	10/12
♦ Для среднеагрессивной среды. ** Для сильноагрессивной среды.								
Снижая скорость коррозии высококачественным и своевременным нанесением защитных покрытий, применением материала с повышенной коррозионной стойкостью, уменьшением агрессивности эксплуатационной среды (т. е. г>ФактД>стз<1), предельно допустимую толщину сечения можно уменьшить.
В-четвертых, ограничив фактическую скорость корро-
зии, можно разработать стратегию эксплуатации конструкций, обосновать выбор и сроки возобновления защитных покрытий.
Срок службы стальных конструкций зависит и от кош структивных решений, которые не всегда оптимальны с точки зрения коррозионной стойкости Такие общеизвестные требования, как отсутствие щелей и пазух, свободный доступ для осмотра и окраски конструкций, не всегда выполняются.
Хорошо известен вид коррозионного разрушения от расслоения. Такое разрушение является следствием того, что продукты коррозии имеют объем, значительно больший, чем объем разрушенного металла; кроме того, объем продуктов коррозии может сильно увеличиваться при увлажнении. При попадании влаги в узкие щели между конструктивными элементами на поверхности образуется ржавчина, которая, адсорбируя влагу и сернистый газ, ускоряет процесс коррозии и, увеличиваясь в объеме, оказывает распирающее действие на элементы конструкции Такое же действие оказывают продукты коррозии, развиваясь в трещинах, возникших в стали. Борьбу с таким действием продуктов коррозии следует вести в основном конструктив
ными мероприятиями.
Распирающее действие
Рис. V.2. Разрушение сварных швов от распирающего действия продуктов коррозии
может вызвать отрыв связующих заклепок или сварных швов. На рис. V.2 показана нога опоры газопровода грязного газа одного из металлургических комбинатов. Конструкция ее представляет собой два швеллера, соединенных по полкам листом, который приварен к ним прерывистым швом. В результате процесса коррозии, протекавшего в щели между листом и швеллером, и распирающего действия образовавшихся продуктов коррозии соединительный шов был разорван по всей высоте опоры. На рисунке видны продукты коррозии, которые привели к разрыву швов. Та-
кая картина наблюдается почти на всех опорах газопровода.
Причиной этого является нерациональная конструктивная форма опор из-за соединения листов и швеллеров шпоночным швом, что в агрессивных средах недопустимо.
Использование всех описанных приемов в комплексе наряду с правильным выбором и своевременным нанесением защитных покрытий позволит повысить долговечность и надежность металлических конструкций при снижении капитальных и эксплуатационных затрат.
V.5. ВЛИЯНИЕ КОРРОЗИОННЫХ РАЗРУШЕНИЙ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ КОНСТРУКЦИЙ
Важность учета коррозионных разрушений элементов металлических конструкций определяется тем, что вопросы коррозии тесно связаны с вопросами прочности и несущей способности конструкций, так как они определяют надежность и долговечность сооружений. Свойства материалов и, следовательно, несущая способность конструкции не являются неизменными. Они изменяются во времени в зависимости от условий работы сооружений, от воздействия эксплуатационной среды и коррозионных поражений. Учет времени эксплуатации должен явиться дальнейшим этапом развития методики расчета по предельным состояниям.
Несущая способность элементов металлических конструкций в процессе эксплуатации является случайной функцией ряда независимых аргументов, из которых определяющими являются механические свойства металла и геометрические характеристики сечений элементов. При воздействии на конструкции агрессивной среды могут изменяться оба аргумента. Следовательно, коррозионный износ не полностью характеризует поведение сталей и алюминиевых сплавов в конструкциях, особенно при неравномерном коррозионном разрушении поверхности.
Чтобы определить влияние агрессивной среды на несущую способность элементов металлических конструкций, проведены специальные коррозионно-механические исследования.
Влияние коррозионных поражений на механические свойства сталей при растяжении оценивалось при испытании плоских образцов на машине с разрывным усилием 300 кН (30 т) с записью диаграммы о—е.
В табл. V.6 приведены результаты механических испытаний после эксплуатации образцов в электролитном цехе.
Как видно, после трехлетней экспозиции изменения величин ов и от наибольшие у СтЗ (~10%) и меньшие у
Марка стали	Срок экспозиции, годы	° в		ат		г	%
		МПа	%	МПа	%	мм	
	Эталон	460	100	316	100	31,2	100
СтЗ	1,5	438	95	292	92	30,9	99
	3	420	91	286	90	30,8	99
	Эталон	525	100	460	100	8	100
15Г2СФгк	1,5	525	100	443	_97	6,6	83
	3	488	92	442	97	5,8	72
	Эталон	725	100	686	100	5,2	100
15Г2СФто	1,5	720	99	685	100	4,5	86
	3	693	96	680	99	3,8	79
	Эталон	894	100	730	100	4	100
15ХГ2СМФРто	1,5	864	97	679	93	3	75
	3	850	95	670	92	2	50
	Эталон	546	100	417	100	30,7	100
18Г2АФпс	1,5	532	98	407	98	29,5	97
	3	519	95	400	96	30	97
	Эталон	538	100	442	100	27	100
15Г2АФДис	1,5	526	98	425	96	26,9	100
	3	520	97	423	96	27	100
сталей повышенной и высокой прочности (~5%). Обратная зависимость зафиксирована для удлинения б: оно практически не меняется у пластичных сталей и сильно падает у сталей, более чувствительных к концентрации напряжений,— на 27—28 % у стали 15Г2СФ и на 50 % У стали 15ХГ2СМФР.
Для уточнения факторов, ответственных за снижение несущей способности, были проведены дополнительные испытания образцов из СтЗ со статистической оценкой остаточной после коррозионных испытаний толщины сечения образцов [26]. Результаты этих испытаний приведены в табл. V.7.
Анализ этих данных свидетельствует, что основная доля уменьшения <увр и цт объясняется потерей толщины сечения в результате износа К0 и в значительно меньшей степени сказывается изменение механических свойств в
Среда	По временному сопротивлению		По пределу текучести		По относительному удлинению	Относительный коррозионный износ (потеря сечения, %)
	К ствр	Д'0 °вр	*°т			
Общезаводская	0,93	0,75	0,89	0,72	0,85	18
Коррозионная	0,98	0,89	0,96	0,87	0,88	9
Примечание. К^=с"1сзт; ^о=о/°эт, где о9Т — механическая характеристика стали до воздействия агрессивной среды; а0, а — то же, после воздействия агрессивной среды;/:0 определена по начальным сечениям образцов, а а — по фактическим сечениям.
результате нарушения структуры поверхностного слоя металла К. Небольшое снижение прочностных характеристик при растяжении объясняется тем, что при разрушении по вязкому механизму состояние поверхности влияет мало, так как зарождение разрушения происходит во внутренней части образца. Следует отметить, что с увеличением толщины образцов (при уменьшении относительного коррозионного износа) влияние коррозии на <твр и от падает. Следовательно, уменьшение прочностных характеристик стали существенно только в случаях, когда коррозионные повреждения поверхности (при отсутствии межкристаллитной и внутрикристаллитной коррозии, коррозионного растрескивания) соизмеримы с толщинами элементов.
Поэтому учет изменений механических характеристик стали (дополнительно к уменьшению площади поперечного сечения) следует производить для элементов с начальной или остаточной после коррозии толщиной 5 мм и менее или если относительный коррозионный износ превышает 25 %- В этих случаях (при исключении возможности хрупкого разрушения) дополнительно к учету изменения площади поперечного сечения элемента следует в слабоагрессивной среде снижать расчетное сопротивление стали на 5%, в среднеагрессивной — на 10 и в сильноагрессивной— на 15%. В остальных случаях изменение несущей способности элементов оценивается по изменению площади его поперечного сечения в результате коррозионного износа, причем изменение радиуса инерции сечения можно не учитывать.
Из результатов испытаний видно, что пластичные стали оказываются более чувствительными к коррозионным разрушениям, особенно это относится к сталям высокой прочности, т. е. механизм влияния коррозионных поражений на хрупкую прочность сталей оказывается иным. Это явление особенно ярко выявилось при испытаниях образцов на ударную вязкость. Они проводились на образцах I типа по ГОСТ 9454—60 в интервале температур от —70 до 20 °C. Коррозионному воздействию подвергалась зона надреза образцов. За условный порог хладноломкости принималась минимальная температура испытаний, при которой ударная вязкость а—0,3 МДж/м2.
После трехлетних коррозионных испытаний ударная вязкость снижается на всем интервале температур на 0,3—0,5 МДж/м2, и, что особенно важно, условный порог хладноломкости резко сдвигается в область положительных температур.
Следует отметить, что исследовались стали достаточно высокого качества: без коррозионных воздействий при —20 °C сталь ВСтЗсп имела ударную вязкость «=0,7... ...0,75 МДж/м2; при —40 °C сталь 18Г2АФпс — а=1,4... ...1,6 МДж/м2; при —40°С сталь 14ГСМФР — а— 0,7 МДж/м2. После трехлетней экспозиции в агрессивных средах свинцово-цинковых предприятий при —20 °C у стали ВСтЗсп а—0,3 МДж/м2, а в случае воздействия общезаводской среды сталь вообще перестала удовлетворять требованиям СНиП П-23-81; при —40 °C у стали 14ГСМФР — «=0,3 МДж/м2. Лишь у стали 18Г2АФпс с мелкозернистой структурой ударная вязкость при отрицательной температуре осталась достаточно высокой: при —40°С «=1 — 1,2 МДж/м2 и «=0,8-0,85 МДж/м2 в случае испытаний в общезаводской среде.
Приведенные результаты показывают, что под воздействием агрессивных сред ударная вязкость сталей интенсивно снижается, в отдельных случаях сталь не удовлетворяет требованиям СНиП П-23-81. Меньше снижается ударная вязкость сталей с мелкозернистой структурой.
Для выявления механизма охрупчивающего влияния коррозии проведены специальные исследования с определением ударной вязкости образцов на стадии зарождения «з и распространения ар разрушения [127]. Образцы различных типов для ударных испытаний из сталей ВСтЗсп, 09Г2 и 18Г2АФпс экспонировались в общезаводской промышленной атмосфере (средняя за период испытаний относительная влажность 85%, температура 5 °C, концентра-
ция сернистого ангидрида 0,05 мг/л) а также в коррозионной камере, имитирующей эксплуатационные условия.
Результаты этих испытаний также показали снижение ударной вязкости после воздействия коррозии и повышение критических температур хрупкости на 15—30 °C. Чувствительность сталей к воздействию среды возрастает с понижением температуры испытаний. Для всех исследованных сталей после различных сроков воздействия агрессивной среды работа распространения разрушения ар практически не меняется. Падение удельной энергии разрушения образцов связано с уменьшением энергоемкости первого этапа разрушения — стадии зарождения а3. Так, для ВСтЗсп в состоянии поставки а3 при температуре —40 °C составила 0,06—0,75 МДж/м2, а после годовой экспозиции во влажной камере близка к нулю. Закономерность изменения а3 для сталей 09Г2 и 18Г2АФпс такая же. В некоторых случаях а3 снижается больше: для стали 09Г2 в состоянии поставки отношение а3/ар при температуре —60 °C равно 37, а после годовой экспозиции в агрессивной среде — 3.
Причины большего влияния коррозионных повреждений на ударную вязкость и сопротивление хрупкому разрушению сталей в целом по сравнению с механическими свойствами при растяжении в том, что при хрупком разрушении трещины зарождаются на поверхности или близко к поверхности металла. Следовательно, падение ударной вязкости, повышение переходных температур хрупкости после воздействия агрессивной среды связано с увеличением уровня концентрации напряжений вследствие коррозионного разрушения поверхности, что было подтверждено металлографическими и фрактографическими исследованиями. Этим же объясняется большая чувствительность к воздействию среды сталей, более чувствительных к концентрации напряжений.
Аналогичные результаты получены при изучении влияния коррозионных поражений на силовой Кс и деформационный бс критерии линейной механики разрушения [127]. Определяли /Сс и бс на образцах внецентренного растяжения из металлопроката толщиной 12 и 20 мм из сталей ВСтЗсп и 09Г2. Чувствительность сталей к воздействию среды оценивалась коэффициентом рк=Аскор/Ас, где Кс и Аскор — значения вязкости разрушения до и после воздействия коррозии. Полученные значения рк представлены в табл. V.8.
Характер изменения бс после воздействия среды анало-
Температура испытаний, °C	ВСтЗсп		09Г2	
	« = 12 мм	8 = 20 мм	= 12 мм	8 = 20 мм
—80	0,74* 0,75	0,72	0,71	0,75* 0,77
—60	0,73 0,72	0,78	0,75	0,76 0,81
—40	0,84 0,79	0,78	0,77	0,82 0,83
—20	0,86 0,79	0,84	0,79	0,84 0.84
• Над чертой — значения ₽к для образцов, подвергавшихся воздействию среды в напряженном состоянии, под чертой — в ненапряженном состоянии.
гичен характеру изменения Кс- Полученные данные подтверждают увеличение склонности сталей к хрупкому разрушению после воздействия коррозии (снижение при всех температурах испытаний Кс на 14—28%)- Так же как и при испытании на ударную вязкость, это влияние возрастает при снижении температуры и мало зависит от длительности воздействия среды.
Таким образом, если конструкция испытывает температурные, ударные или другие воздействия, способствующие возникновению хрупкого разрушения, неэффективная защита от коррозии может привести к выходу сооружения из строя после небольшого срока эксплуатации. Следовательно, при оценке работоспособности стальных конструкций, эксплуатирующихся при воздействии указанных факторов и агрессивных сред, необходимо учитывать повышенную опасность возникновения дефектов типа трещин.
Учитывать влияние коррозионных разрушений на снижение сопротивляемости стали хрупкому разрушению можно по изменению критической температуры хрупкости Ткр или по уменьшению коэффициента интенсивности напряжений Ко. Критическую температуру хрупкости материала конструкций для агрессивной среды можно определять по формуле
7’кр=7’окр+Д7’кр4-Л^’кркор»	(V.5)
Где Т°кр — Критическая температура стандартных образцов; ДТкр— сдвиг 7кр вследствие технологических и конструктивных факторов; ДТ “°₽ — сдвиг Ткр в результате коррозионного износа.
Смещение критической температуры хрупкости:
Стали. . .СтЗ 09Г2	ЮГ2С1	18Г2АФпс	14ГСМФР
Д 7“р₽, °C 15	20	25	30	35
Коэффициент интенсивности напряжений с учетом воздействия агрессивной среды Кскор можно определить по формуле
/<коР = Кс ₽к t
где Кс — коэффициент интенсивности напряжений исходного материала; ₽к — коэффициент влияния коррозионных разрушений: для стали СтЗсп — 08, для остальных сталей — 0,7.
Несущая способность сварных соединений после воздействия агрессивных сред определялась испытанием на изгиб [23]. Результаты механических испытаний (уровень снижения разрушающей нагрузки) хорошо согласуются с коррозионными потерями. Следовательно, снижение несущей способности отдельных зон сварного соединения можно учитывать по уменьшению их поперечного сечения.
Учитывая, что характер коррозионного разрушения алюминиевых сплавов в отличие от сталей имеет явно выраженный питтинговый характер, для оценки изменения их механических свойств под воздействием агрессивной среды проведены специальные исследования [133]. Сравнивались результаты испытаний на статическое растяжение (образцы I типа по ГОСТ 1437—73) образцов: а) находившихся в агрессивной среде в ненапряженном состоянии; б) подвергавшихся воздействию агрессивной среды в напряженном состоянии с тремя уровнями напряжений: 0.3О0.2, 0,6оо,2» 1,1о0>2; в) контрольных, хранившихся во время экспонирования образцов «а», «б» в законсервированном, ненапряженном состоянии; г) контрольных, находившихся в напряженном состоянии.
Испытания позволили оценить влияние коррозии на изменение механических свойств сплавов, влияние напряженного состояния в процессе коррозии и деформационного старения сплавов. По потерям предела прочности определялась приведенная глубина износа
/7в='(ДКо%)/100,
где ДКс — изменение предела прочности в результате коррозии, %; 6о — начальная толщина образцов, мм.
Выявлено, что общее снижение Предела прочности в результате совместного влияния коррозионного износа, естественного и деформационного старения меньше, чем только в результате коррозии, и составило у напряженных образцов из сплава 1915Т —7,7%, из сплава АМгбн — 24,9, сплав АМгб практически не изменил своих прочностных свойств.
На основе статистического анализа результатов механических и коррозионных испытаний установлены корреляционные зависимости снижения временного сопротивления и относительного удлинения от относительной средней глубины коррозионных поражений (отношение суммарной средней глубины питтингов на лицевой и оборотной сторонах образца Ей к начальной толщине его б0). Коэффициенты корреляции для разных сплавов равны 0,86—0,96, что указывает на тесную связь между ними. Уравнения прямых регрессий:
для сплава АМгб Аогв, % = 1,81 (Ей/бо) 100—6,39;
для сплава 1915Т Аогв, % =2,7 (Ей/бо) 100—9,24.
Эти линии регрессии справедливы при питтинговом или язвенном характере коррозии, при отсутствии межкристаллитной и расслаивающей коррозии и коррозионного растрескивания, а также при толщине элементов 2—15 мм. Относительная глубина питтингов испытанных образцов составляла (4,5—18 %)б0, поэтому верхней границей применимости указанных зависимостей глубина поражений до 20 % (зависимость между глубиной язвы при дальнейшем ее увеличении и временным сопротивлением нелинейна). Для практических расчетов можно ограничиться таким размером износа, так как при износе более 20 % дальнейшая эксплуатация конструкций вряд ли возможна.
При глубине коррозионных поражений менее 3,5 % бо предел прочности образцов практически не снижается, следовательно, эта величина может быть принята за нижнюю границу применимости корреляционных зависимостей. Таким образом, использование уравнений регрессии позволяет определить снижение несущей способности элементов конструкций из алюминиевых сплавов при проектировании и эксплуатации, зная лишь один параметр коррозионного износа — среднюю глубину язв по периметру сечения элемента.
Несущую способность элементов конструкций из алюминиевых сплавов с учетом напряженного состояния и коррозионного износа проверяют по формуле
б2«= [62о/(1—2Л(/)/60/пс) ]/<!,	(V.6)
где ot — напряжение в элементе конструкций в момент времени t; Оо — начальные напряжения в элементе; h(t)—средняя глубина коррозионных поражений по периметру сечения элемента (по результатам натурных обследований или прогнозируемая); 60 — начальная толщина сечения элемента; тс — коэффициент условий работы, зависящий от степени агрессивности среды (для незащищенных конструкций в сильноагрессивной среде /Пс=0,9, в остальных средах mc = l); Ki— коэффициент изменения расчетного сопротивления сплава, зависящий от Л(О/6о-
Значения коэффициента К\ получены на основе корреляционных зависимостей между относительной средней глубиной коррозионных поражений и снижением временного сопротивления. Некоторое уменьшение потерь величины оь,2 по сравнению с о>Вр при одинаковой глубине питтингов может быть принято в запас прочности, а для некоторых алюминиевых сплавов расчетное сопротивление назначается по пределу прочности при разрыве.
Коэффициент Ki, полученный на основе статистической обработки экспериментальных данных испытаний алюминиевых сплавов АМгб, АМгбМ, 1915Т, при й(/)/6о^О,ОЗ Ki=0; при O,O3</i(/)/6o^O,2 Ki= (1,72—4,756о)/1ООЛ (0 -
Несущая способность сварных соединений конструкций из алюминиевых сплавов также снижается под воздействием коррозионного износа [23]. Потеря несущей способности соединения может быть оценена по формуле (V.6), причем износ h (t) определяется по наименее коррозионно-стойкой зоне соединения — зоне сплавления.
V	.6. ВЫБОР СИСТЕМ ЗАЩИТНЫХ ПОКРЫТИИ
Защита стальных конструкций от коррозии включает в себя методы, исключающие нанесение защитных покрытий (уменьшение степени агрессивности среды, легирование металлов, электрохимическая и ингибиторная защиты, рациональное конструирование), и методы с нанесением защитных металлических и неметаллических покрытий.
Конструкции, работающие в средне- и сильноагрессивных средах, требуют применение комплекса этих методов.
Антикоррозионные покрытия металлических конструкций могут быть: лакокрасочными, пластмассовыми, оксидными, фосфатными, металлическими и комбинированными (металлические с лакокрасочными или пластмассовыми). Механизм защитного действия в зависимости от состава покрытия может быть барьерным, электрохимическим и комбинированным (барьерно-электрохимическим). Большинство лакокрасочных и пластмассовых покрытий изо
лирует поверхность металла от агрессивной среды, однако в зависимости от пигментной части (при содержании цинкового порошка или алюминиевой пудры) они защищают металл и электрохимически. При нанесении на сталь металлических покрытий (цинка, алюминия, кадмия или их сплавов) реализуется электрохимический механизм защиты благодаря протекторному действию этих металлов, имеющих более отрицательный электрический потенциал и являющихся анодом по отношению к стали. Защита конструкций из алюминиевых сплавов осуществляется при помощи искусственно создаваемого на их поверхности окисного слоя, который изолирует элемент от агрессивного воздействия окружающей среды, или нанесением лакокрасочных покрытий.
Учитывая трудность, а иногда и невозможность высококачественного возобновления защитных покрытий в процессе эксплуатации объектов без остановки технологического процесса, следует стремиться к максимальной долговечности противокоррозионной защиты. Этому требованию отвечают металлические (цинковые и алюминиевые) покрытия. Применяются два основных способа нанесения этих покрытий на стальные конструкции: горячий — погружение в расплав в специальных ваннах, и металлизацион-ный — напыление сжатым воздухом расплавленных частиц. С экономической точки зрения и с точки зрения коррозионной стойкости горячее цинкование или алюминирование более эффективны, чем металлизация. В слабоагрессивной атмосфере металлические покрытия толщиной 60— 100 мк при горячем цинковании и 120—180 мк при металлизации сохраняют конструкции 30—50 лет [4, 32]. Исследование коррозионной стойкости и долговечности металли-зационных покрытий в сильно- и среднеагрессивных средах [38] показало, что срок их защитного действия в среднеагрессивной атмосфере 10 лет, а в сильноагрессивной 1—2 года (при толщине слоя соответственно 100 и 200 мк). Так как металлические покрытия в процессе эксплуатации практически не возобновляются, в средне- и сильноагрессивных атмосферах необходимо по металлическим покрытиям наносить лакокрасочные покрытия (комбинированные). В настоящее время вследствие экономичности, удобства и простоты нанесения большая часть металлических конструкций защищается лакокрасочными покрытиями, но в ближайшие годы можно ожидать существенного увеличения объема применения металлических покрытий.
Лакокрасочное покрытие должно быть сплошным, бес-пористым, газоводонепроницаемым, химически стойким, эластичным, обладать хорошей адгезией, а также механической прочностью. В зависимости от условий эксплуатации защищаемых конструкций лакокрасочные покрытия делятся на восемь групп.
Основной причиной отказа лакокрасочных покрытий является подпленочная коррозия конструкций, по характеру протекания которой срок службы покрытия можно разделить на три этапа: время проникания агрессивных агентов среды к поверхности конструкций, время до начала коррозионного разрушения конструкции, время коррозионного разрушения конструкции до отказа лакокрасочного покрытия. Следовательно, защитные свойства покрытия определяются тремя факторами: механическими и химическими свойствами пленки покрытия, сцеплением пленки с защищаемой поверхностью и коррозионной стойкостью конструкционного материала.
Покрытие в большинстве случаев должно состоять из грунтовки, шпатлевки и покрывных слоев. Время проникания продуктов, вызывающих коррозию, к поверхности конструкции зависит от проницаемости покрывных слоев и определяется их количеством и толщиной покрытия в целом. Для большинства лакокрасочных покрытий критическая (минимальная) толщина составляет 100—120 мк, ниже которой проницаемость в порах покрытия соизмерима с проницаемостью самой пленки [93].
Длительность второго этапа разрушения покрытия — задержки начала разрушения защищаемого металла — зависит от адгезии грунта к поверхности элемента и его ингибирующих свойств. Назначение грунтовки — обеспечить прочное сцепление (адгезию) лакокрасочной плен* ки с поверхностью металла, т. е. она является как бы клеевым слоем, на котором держится все покрытие. Адгезия является одним из наиболее важных свойств покрытия и зависит от качества подготовки поверхности элементов под окраску. Недоброкачественная подготовка резко сокращает срок службы любого покрытия, так как коррозионный процесс происходит под покрытием, оно отслаивается и практически не защищает конструкцию от воздействия окружающей атмосферы. Необходимо тщательно готовить поверхность в зоне сварных швов, так как вследствие неполного удаления остающихся после сварки флюсов, щелочных шлаков, окислов и т. д. эти места становятся очагами коррозии, приводящими к отслоению покрытия.
Поверхность стальных конструкций после устранения на ней задиров, острых крошек, сварочных брызг, остатков флюсов, жировых и других загрязнений, а также старой краски должна быть очищена от продуктов коррозии. ГОСТ 9402—80 «Единая система защиты от коррозии и старения. Покрытия лакокрасочные. Подготовка металлических поверхностей перед окрашиванием» классифицирует защищаемые поверхности по степени начальной оки-сленности (табл. V.9) и качеству подготовки (табл. V.10).
Таблица V.9
Степень окислениести	Характеристика окислениости
А	Поверхность покрыта плотно сцепленной с металлом не-осыпающейся ржавчиной
Б	То же, осыпающейся ржавчиной; после очистки от ржавчины обнаруживается изъязвление основного металла
В	То же, прокатной окалиной; ржавчина занимает 30— 70 % поверхности
Г	То же, прокатной окалиной; ржавчина отсутствует или занимает до 30 % поверхности
Степень очистки поверхности стальных конструкций (для алюминиевых конструкций не нормируется) по СНиП [116] должна быть: под металлические покрытия не ниже второй для всех агрессивных сред, под лакокрасочные покрытия в слабоагрессивной среде не ниже третьей, для средне- и сильноагрессивной сред не ниже второй.
Наиболее распространенными способами очистки поверхности стали от окалины и продуктов коррозии являются: механический (пескоструйная, дробеструйная, дро-беметная и гидропескоструйная обработка поверхности, очистка механизированным инструментом и вручную стальными щетками), химический (обезжиривание специальными растворами, травление, очистка с помощью травильных паст), термический (пламенем ацетилено-кислородной или паяльной лампы) и обработка преобразователями ржавчины. Действие преобразователей ржавчины основано на взаимодействии его составляющих (преимущественно ортофосфорной кислоты) с окислами железа и пе-
Степень очистки от окислов	Характеристика очищенной поверхности
Первая	При осмотре с 6-кратным увеличением окалина и ржавчина не обнаруживаются
Вторая	То же, невооруженным глазом окалина и ржавчина не обнаруживаются
Третья	Не более чем на 5 % поверхности имеются пятна и полосы плотно сцепленной окалины, точки ржавчины, видимые невооруженным глазом; при перемещении на по-поверхности прозрачного квадрата размером 25x25 мм на каком-либо одном участке окалиной или ржавчиной занято не более 10 % поверхности
Четвертая	С поверхности удалены рыхлая ржавчина и отслаивающаяся окалина; до 20 % поверхности покрыто прочно сцепленной окалиной или ржавчиной. При перемещении по поверхности прозрачного квадрата размером 25X Х25 мм на каком-либо одном участке поверхности, прочно сцепленной окалиной, ржавчиной занято до 30 %
реводе последних в нерастворимую пленку. В связи с недоработкой составов и сложностью технологии этот способ применяют для очистки малоответственных конструкций при толщине слоя продуктов коррозии не более 120 мк и только под лакокрасочное покрытие.
Выбор способа подготовки поверхности зависит от состояния поверхности конструкций и требуемой степени очистки (табл. V.11), а также от его технико-экономических
Таблица V.11
	степень окисленности поверхности			
Способ удаления окислов	А	Б		Г
	Предельная степень очистки от окислов			
Травление Абразивный (дробеструйная, дробеметная, гидропескоструй-ная обработка, галтование, сухая обдувка металлическим пе-	Первая	Вторая	Первая	
ском, электрокорундом) Обработка механизированным	» Вторая	»	»	
инструментом Обработка ручным инструмен-		»	Третья	
				
том	Третья	»	Четвертая	—
показателей. Экспериментальные исследования [12] долговечности защитных покрытий выявили зависимость срока службы покрытия от способа подготовки поверхности:
Без подготовки (окраска по прокатной окалиие) Ап.п = 1
Обработка ручным инструментом (металлическими щетками) ..................................Ап.и =1,1
Травление.....................................Кп.п=1,3
Опескоструивание .............................Ап.п=1,7
То же и фосфатирование........................Ап.п=2,5
Увеличение долговечности покрытий, нанесенных по фосфатной пленке, связано с пассивирующим действием грунтов, содержащих фосфорную кислоту и хроматы цинка (типа ВЛ-02, ВЛ-023). Чтобы избежать окисления све-жеочищенной поверхности, грунтовать металлоконструкции следует не позднее чем через 3—4 ч после окончания очистки и при относительной влажности атмосферы не более 60 % •
Длительность третьего этапа разрушения покрытия — от начала коррозии металла до отслаивания и разрушения лакокрасочной пленки — зависит от коррозионной стойкости защищаемого металла. Поэтому общий срок службы покрытия зависит от материала защищаемой конструкции:
Для конструкций из стали СтЗ, СтТ 14Г2, 18Г, 09Г2.....................................
»	»	»	»	09Г2С,	10Г2С1,
14Г2АФ, 16Г2АФ, 18Г2АФ, 15Г2СФ, 12Г2СМФ, 14ГСФР...................................
»	»	»	» 10ХСНД, 15ХСНД,
10ХНДП, 12ГН2МФАЮ, 12ХГН2МФБАЮ, 15Г2АФД, 10Г2С1Д.........................
Км—1
Км=1,1
Км=1,4
По этой же причине срок службы лакокрасочного покрытия в составе комбинированного покрытия увеличивается по сравнению со сроком службы этого же лакокрасочного покрытия на стали в 1,6 раза. Установлено также [38], что долговечность слоя цинка под лакокрасочной пленкой в 1,6 раза выше неокрашенного цинкового покрытия.
Основными нормативными документами, определяющими выбор противокоррозионного покрытия и спосрб производства работ по его нанесению, являются СНиП 11-28-73 «Защита строительных конструкций от коррозии. Нормы проектирования», СНиП Ш-23-76 «Защита строительных конструкций и сооружений от коррозии. Правила производства и приемки работ». В Руководстве [99] даны рекомендации по производству противокоррозионных ра
бот, контролю их качества при нанесении и эксплуатации, & также информации о применяемом оборудовании и стоимости покрытий.
Для защиты строительных металлоконструкций от коррозии применяются различные лакокрасочные материалы [116], которые по типу связующего могут быть: пентафта-левыми, глифталевыми, алкидно-уретановыми, алкидно-стирольными, эпоксидэфирными, масляными, полиэфирси-ликоновыми, поливинилбутиральными, хлор-каучуковыми, масляно-битумными, фенольно-формальдегидными, перхлорвиниловыми и на сополимерах винихлорида — полиуретановыми, эпоксидными, полистирольными, кремний-органическими. Перечень этих материалов приведен в [116]. При выборе систем покрытий для конкретных эксплуатационных условий следует учитывать рекомендации ведомственных нормативных документов, а также качество подготовки поверхности конструкций, способность к адгезии применяемых грунтов, совместимость грунта и покрывных слоев, составляющих систему покрытия.
Строительные конструкции из алюминиевых сплавов защищают созданием на поверхности элементов окисленного слоя, обеспечивающего барьерную защиту от эксплуатационных воздействий. Защитный слой, как правило, создается искусственно — химическим оксидированием, электрохимическим оксидированием (анодированием) и естественным окислением. В неагрессивной и слабоагрессивной атмосфере конструкции из алюминиевых сплавов могут применяться без защиты. В среднеагрессивной атмосфере они должны быть защищены электрохимическим оксидированием (толщина пленки 15—20 мкм), а в сильноагрессивной атмосфере — электрохимическим оксидированием (толщина пленки 15—20 мкм) с последующим нанесением лакокрасочных покрытий. Для алюминиевых конструкций особенно важна защита от контактной коррозии. Элементы стальных конструкций, контактирующие с алюминиевыми, следует окрашивать (лучше цинковать и окрашивать), а в местах контакта предусматривать битуминизированные прокладки, тиоколовую ленту, герметик или другой изоляционный материал. Таким же способом их следует изолировать и от бетона. Крепеж и другие стальные детали должны быть оцинкованы или кадми-рованы.
Первостепенное значение для выбора защиты имеет экономический показатель (минимум приведенных затрат на весь срок службы) эффективности применения того или
иного материала и технологии очистки и окраски, которые определяются сопоставлением вариантов защиты в соответствии с Руководством [100]. Продолжительность межремонтного периода защитных лакокрасочных покрытий следует определять с учетом конструкционного материала, способа подготовки поверхности, формы сечения элементов и системы покрытия по формуле
СуГ<бы=/пА'иЛ'п.1Лф.	(V.7)
где /п — срок службы покрытия на горизонтальном плоском элементе из малоуглеродистой стали (определяется по ведомственным нормативным документам, результатам экспериментальных исследований, опыту эксплуатации и т. д.);	— коэффициент влияния коррозионной стой-
кости конструкционного материала на срок службы покрытия; Л'п.п — то же, влияние подготовки поверхности; — то же, влияние конструктивной формы.
Лист, трубы.............................•	. . Кф=1
Замкнутое коробчатое сечение...................Аф=0,8
Одиночный прокатный или гнутый профиль . . Аф=0,8
Составной профиль..............................Аф=0,6
Срок службы комбинированного покрытия можно ориентировочно назначить по формуле [38]
«ужбы = 1,6 (вбы + Службы).	(V.8)
где ^с°ужбы— СРОК службы лакокрасочного покрытия на опескоструен-ной поверхности по формуле (V.7); /"службы—то же, металлического покрытия.
Таким образом, надежность и долговечность строительных металлических конструкций промышленных зданий и сооружений с агрессивными эксплуатационными средами могут быть обеспечены на основе правильного учета всех требований и технологических возможностей, которые в каждом конкретном случае определяют оптимальное реше-ше противокоррозионной защиты: правильное определение коррозионной нагрузки металлических конструкций в условиях эксплуатации; выбор объемно-планировочного решения объекта, обеспечивающего наименьшую коррозионную нагрузку и минимальную поверхность конструкций; дифференцированный подход к защите отдельных конструкций и элементов с точки зрения сроков их службы и условий эксплуатации; правильный выбор конструкционного материала, конструктивной формы элементов и их соединений; учет при проектировании снижения несущей способности элементов в результате коррозионного износа; назначение оптимальных систем защитных покрытий, способа их нанесения, в том числе способа подготовки
поверхности под покрытие; обеспечение требуемых условий нанесения и режима сушки защитных покрытий при изготовлении конструкций и при возобновлении покрытий в условиях эксплуатации; разработка регламента эксплуатации металлических конструкций, обеспечивающего необходимый надзор за состоянием конструкций, своевременное и высококачественное возобновление защитных покрытий.
Глава VI. ОСВИДЕТЕЛЬСТВОВАНИЕ И УСИЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
V1	.1. ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАБОТ
Необходимость усиления стальных конструкций, отдельных элементов и соединений каркаса здания, различных площадок и других сооружений может возникнуть потрем причинам. Во-первых, в эксплуатации часть элементов конструкций и их соединений может быть повреждена от механических воздействий, местных и общих перенапряжений, коррозии. Во-вторых, в результате ошибок при проектировании, изготовлении и монтаже несущая способность конструкции может оказаться ниже необходимой. В-третьих, при реконструкции (с целью увеличения объема производства) могут увеличиваться и нагрузки,, воздействующие на отдельные элементы и на конструкцию в целом. Причина, вызвавшая необходимость усиления, накладывает отпечаток на конструктивные решения. Естественно, что одновременно с усилением строительных конструкций могут быть даны некоторые рекомендации по изменению условий их эксплуатации; иногда могут быть ограничены нагрузки.
Усиление можно подразделить на три основных этапа: 1) обследование существующих конструкций; 2) выбор способа усиления, расчет и конструирование усиленной конструкции; 3) производство работ.
Работы по освидетельствованию и усилению включают в себя обследование и испытание для определения напряженно-деформированного состояния конструкций и их элементов; решение вопроса о целесообразном объеме усиления; выбор способов усиления; проектирование усиляемых конструкций; производство работ по усилению. Иногда усиленную конструкцию испытывают, чтобы подтвердились принятые предпосылки.
Таблица ЛТ.Т
Последовательность работ по освидетельствованию и усилению представлена на схеме табл. VI. 1.
После осмотра конструкции и ограждений, ознакомления с технической документацией при составлении плана освидетельствования выявляется объем обследования и необходимость проведения испытаний. В зависимости от состояния какого-либо конструктивного элемента здания назначается полное (сплошное) обследование этих элемен
тов (ферм, колонн и т. д.) или выборочное, которое не дает полного представления о состоянии, но значительно менее трудоемко. При назначении сплошного обследования может быть предусмотрено и выборочное для опенки степени износа.
При проведении всех работ (осмотра, обследований, испытаний, усиления) в условиях действующего цеха особое внимание должно быть уделено технике безопасности.
VI.2. СОСТАВЛЕНИЕ ОБМЕРОЧНЫХ ЧЕРТЕЖЕЙ, ВЫЯВЛЕНИЕ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ, АНАЛИЗ ФАКТИЧЕСКИХ НАГРУЗОК
' Обмеры конструкций, элементов и соединений выполняют, как правило, одновременно с выявлением дефектов и повреждений. При геодезической съемке выявляют основные горизонтальные размеры: пролеты, шаги колонн в уровнях верха фундамента (или верха чистого пола) и низа подкрановых балок, нижнего пояса стропильных ферм, расстояния между осями подкрановых балок и осями крановых рельсов в створах колонн (а при отмеченных визуально больших отклонениях и в пролетах).
Выявляются основные высотные отметки: верх фундаментов, верх столика для опирания подкрановых балок, верх кранового рельса (на опорах подкрановой балки и в пролете), низ нижнего пояса подстропильных и стропильных ферм на опорах и в пролетах. Делаются эскизы и замеры сечения всех элементов каркаса и их повреждений и дефектов. При геодезической съемке основных размеров мостовые краны должны быть удалены на расстояние, обеспечивающее измерения без искажений (из-за крановых воздействий). Составляются эскизы основных узлов и стыков. Основные размеры каркаса рекомендуется выполнять с точностью не менее 1 см, размеры сечений и узлов—1 мм. По результатам геодезической съемки устанавливаются отклонения осей основных элементов в горизонтальной и вертикальной плоскостях от проектных положений.
Толщину листов и профилей, составляющих поперечное сечение, можно определять штангенциркулем, различными толщиномерами (например, разработанными в МИСИ). Если доступ к элементу возможен только с одной стороны, его толщину можно измерить ультразвуковым толщиномером или просверливанием отверстия в малонапряженной части сечения. Перед измерением толщины поверхность зачищают. Измерение производится не ме
нее чем в трех местах по длине одного листа или профиля. Устанавливается взаиморасположение листов и профилей в стыках.
Измеряется глубина коррозионных поражений, выявляются трещины в листах и профилях, месторасположение которых четко фиксируется в пространстве. Участки конструкций, на которых наиболее вероятно появление трещин (см. гл. III), рекомендуется зачищать и тщательно обследовать под лупой. Толщину необходимо измерять с точностью, обеспечивающей погрешность не более 5 %; если обеспечить такую точность невозможно, то в расчет придется вводить поправочный коэффициент, понижающий расчетную несущую способность элемента. Фиксируются вырезы и другие дефекты.
Искривления элементов измеряют в двух направлениях (в плоскости и из плоскости элемента) при помощи струн, натянутых между узлами, или специальных измерительных реек. Устанавливается наличие винтообразно-сти.
При выявлении состояния сварных швов их очищают в нескольких местах по длине (особенно на участках, где наиболее возможно появление трещин) от шлака и тщательно осматривают. Катеты сварных швов можно замерять шаблонами различной конструкции.
Состояние заклепок и болтов в соединениях определяют их осмотром (обычно можно заметить ослабление натяжения по перемещениям головок и гаек) или простукиванием молотком (массой 0,2—0,3 кг). Удар по ослабленной закрепке вызывает глухой звук. В результатах обследований указываются все ослабленные заклепки и болты (и отсутствующие). Отмечается и отсутствие шайб под гайками.
Все выявленные дефекты заносят в ведомость, в которой указано их месторасположение (в трех измерениях), характеристики с размерами и эскиз (при необходимости).
Собственные нагрузки уточняются определением фактических масс слоев покрытия, пола и несущих железобетонных элементов площадок. Вскрытие кровли (примерно 10ХЮ см) с измерением толщины и массы отдельных слоев рекомендуется производить не менее чем в трех местах по одной оси и не менее чем по трем осям. При большом разбросе (более 10 % по одной линии, параллельной оси ряда) следует взять дополнительные пробы в количестве, обеспечивающем получение заданной обеспеченности (можно ее ограничить 90 %).
Технологические нагрузки наиболее разнообразны. При наличии на площадках и перекрытиях стационарного оборудования устанавливается (по паспортам) вес его конструкции и наполнителя, устанавливаются его привязки к осям и фактические условия опирания (по поверхности, в отдельных точках и т. д.). Отмечаются места складирования материалов.
Вертикальные крановые воздействия определяются по паспортам кранов. Если точность записей в паспорте вызывает сомнение, кран взвешивают. При этом одна из сторон крана устанавливается на домкраты, оборудованные манометрами, по которым производятся замеры при разных положениях крановой тележки. Можно воспользоваться и другими способами (см. гл. II).
При обследовании фиксируются положения и определяется масса коммуникаций, которые могут заметно увеличивать нагрузки на конструкции. Следует устанавливать места скопления пыли, и при невозможности избежать этих скоплений в дальнейшем устанавливать ее массу.
Природные воздействия уточняются по данным метеостанций. Могут быть зафиксированы условия, позволяющие обоснованно снизить эти нагрузки при расчете (защищенность от ветровых воздействий, интенсивное таяние снега на кровле и т. п.).
При обследовании устанавливаются также режимы работы кранов, частота загружения конструкций (обычно визуальным способом), агрессивность внутрицеховой и внутризаводской среды, температурный режим цеха и степень нагрева отдельных конструкций. Эти данные необходимы для анализа причин возникновения дефектов и повреждений.
VI.3. ОЦЕНКА качества стали эксплуатируемых конструкций
Основными свойствами, важными с точки зрения работы материала в строительных конструкциях, являются прочность, пластичность, склонность к хрупкому разрушению и свариваемость. Свойства стали имеют определенную изменчивость. Единичные испытания не могут дать полной характеристики качества стали и оценку свойств следует проводить комплексно по всем показателям.
Исходными материалами для оценки могут служить: год производства стали и технические условия на поставку, металла, действующие в то время; указания на исполнительных чертежах конструкций; выписки из заводских
сертификатов и, наконец, контрольные испытания специально вырезанных образцов. При этом необходимо установить марку стали или ее аналог в современных технических условиях и ГОСТах; временное сопротивление, предел текучести и относительное удлинение при растяжении; ударную вязкость (в необходимых случаях при отрицательных температурах); химический состав и степень, раскисления.
Первые представления о качестве материала и его-свойствах можно получить, зная время производства. В дореволюционных строительных металлических конструкциях в основном применялось сварочное и литое железо* с содержанием углерода до 0,3%. Качество металла определялось техническими условиями на поставку металла для железных дорог. Нормировались значения временного сопротивления и относительного удлинения.
Сварочное железо отличается большей неоднородностью. Значение временного сопротивления в сечении прутка колебалось от 267 до 378 МПа. Прочность железа в направлении поперек прокатки была на 20—30 % ниже,, чем вдоль. Структура волокнистая с ярко выраженными шлаковыми включениями [81]. Временное сопротивление при нормированном значении 320 МПа по данным испытаний изменялось от 230 до 490 МПа, а относительное удлинение — от 10 до 30 %.
Литое железо отличалось большей однородностью и прочностью. Его временное сопротивление 350—450 МПа. при относительном удлинении не меньше 20%. Структура однородная, мелкозернистая. При исследовании свойств, литого железа старого моста [141] было установлено, что-по химическому составу железо близко к современной стали СтЗкп с несколько большим диапазоном разброса содержания отдельных элементов. Средние значения предела текучести и временного сопротивления 274 и 387 МПа при коэффициенте вариации около 13%. Относительное удлинение и ударная вязкость при нормальной температуре также соответствовали стали СтЗкп. Отмечено пониженное значение предела усталости литого железа по-сравнению с современными малоуглеродистыми сталями. Таким образом, можно сделать вывод, что литая сталь при среднем уровне свойств, близких к стали СтЗкп, имеет значительно меньшую однородность.
В 20-е годы в связи с острой нехваткой металла строитель
* После 1924 г. сплав железа с углеродом независимо от способности закаливания стал называться сталью.
ные конструкции нередко выполнялись из случайного материала. Механические свойства этого материала были чрезвычайно неоднородны. Для применения в конструкциях иногда достаточны было провести испытания на холодный изгиб в полевых условиях. Широко использовались немецкие стали с повышенным содержанием фосфора. Допускалось применение томассовских сталей. Отмечались случаи, когда при испытании образцов, вырезанных из конструкций, значение временного сопротивления составило всего 130 МПа, а в месте разрыва обнаруживались объемные шлаковые включения. В то же время на многих объектах, сооруженных в то время, испытания дали вполне удовлетворительные результаты.
Кондиционная сталь того времени имела достаточно высокие значения прочностных характеристик — временное сопротивление 220—470 МПа, что соответствует полученным ранее значениям для литого железа [10].
Длительная эксплуатация в условиях циклического нагружения, старение металла могли привести к существенному изменению свойств и при оценке его качества в конструкциях, построенных до 30-х годов, необходимо выявить не только средний уровень прочностных свойств, но и степень разброса, а также провести испытание на ударную вязкость для определения интенсивности старения. Чтобы выявить способ изготовления стали (литое или сварочное железо), необходимо сделать металлографический анализ. Свариваемость стали можно оценить по химическому составу. В большинстве случаев металл конструкций тех лет можно классифицировать как сталь 0 с расчетным сопротивлением R= 170 МПа.
Разработка и внедрение ОСТов в 30-х годах на производство стали способствовали использованию в конструкциях более качественного металла. Исследования [65] показали высокую стабильность свойств стали и хорошую отработку технологии ее изготовления. Основной строительной сталью стала сталь СтЗ. Однородность свойств значительно улучшилась, и коэффициент вариации по пределу текучести и временному сопротивлению составил 6—9%. Средние значения предела текучести 261 МПа,, временного сопротивления 400 МПа, относительного удлинения 26,3%. Правда, содержание фосфора и серы несколько превышало современные требования и достигало 0,06—0,08%, но ударная вязкость даже при /=—20°C составила в среднем 0,56 МДж/м2.
С 1937 г. углеродистую прокатную сталь поставляли по-
OCT 2897. Повысилось качество стали и особенно ее однородность. По химическому составу она приблизилась к современной стали СтЗкп. Применение томассовских сталей было ограничено второстепенными нерасчетными элементами.
Испытания образцов, вырезанных из конструкций цехов, построенных в 30-х годах, показали, что предел текучести их 250—310, а временное сопротивление не ниже 380 МПа. Порог хладноломкости по результатам испытаний на ударную вязкость составил —10 —20 °C. Вместе с тем в конструкциях 30-х годов иногда применялась некондиционная сталь пониженного качества. Многие конструкции выполнялись из немецкой стали с повышенным содержанием серы и фосфора. Все эти факторы необходимо учитывать при оценке качества. Появившиеся в то время отечественные стали повышенной прочности использовались только на уникальных объектах и широкого распространения не получили.
В условиях военного времени требования к сталям для строительных конструкций были понижены. Допускалось применение бессемеровских и томассовских сталей. Некоторые предприятия на Урале, в Сибири и в других районах были выполнены из обезличенной стали, вывезенной из зон боевых действий. Металл испытывался упрощенным способом на изгиб в холодном состоянии и твердость. Этой стали присваивалась марка СтО.
Особенностью стали, выпущенной в период 1943— 1946 гг., является широкое использование легированного металлолома военных лет. Это привело к повышению средних значений прочностных характеристик при увеличении разброса. Среднестатистические значения предела текучести повысились до 300—310, а временное сопротивление — до 440 МПа. Коэффициент вариации увеличился до 9—10 % [78].
В 50-х годах эти значения понизились: среднее значение предела текучести стало 270—280, стандарт 20—25; временное сопротивление 430—440, стандарт 20—23 МПа. Следует отметить более высокие (на 10—15%) значения прочностных характеристик фасонного проката. В целом, расчетные сопротивления малоуглеродистой стали, выплавленной в это время, равны 210 МПа.
Обобщение результатов статистического исследования свойств строительных сталей различных лет выплавки приводятся в работе [123].
Зависимость статистических характеристик распределе-
Рис. VIЛ. Изменение средней арифметической и стандарта предела текучести стали по годам выплавки
ния предела текучести стали марки СтЗ от времени производства показаны на рис. VI.1. Эти данные могут быть использованы при ориентировочной оценке свойств стали эксплуатируемых конструкций и для сопоставления с результатами испытания образцов.
Начиная с 60-х годов широкое применение в строительных конструкциях получили стали повышен-
ной прочности. Значения статистических характеристик распределения их свойств представлены в табл. VI.2 [45]. Существенных различий в свойствах стали разного времени производства не обнаружено! 123]. Средние значения предела текучести и временного сопротивления сталей классов С 46/33 (09Г2С, 10Г2С1, 15ХСНД) значительно выше нормируемых. Согласно работам >[45, 123], расчетные сопротивления этих сталей, установленные в нормах, занижены, что позволяет выявить при дополнительных испытаниях определенные резервы несущей способности конструкций, изготовленных из этих сталей.
В случае появления в конструкциях повреждений, особенно трещин, а также необходимости усиления конструкций при отсутствии рабочих чертежей с указанием марок применяемых сталей и ТУ на их поставку обязательным является испытание образцов.
Учитывая возможность поставки металла с разных заводов, различия в свойствах стали, все1 конструкции разделяются на партии. К партии относите^ металл постоянного профиля и толщины, входящий в состав однотипных конструкций одного периода строительства. Объем партии не должен превышать 60 т. Для конструкций, работающих на статическую нагрузку при положительных температурах (кроме фасонок ферм), проводятся испытания образцов на растяжение и определяется химический состав. При динамических нагрузках, работе конструкций при отрицательных температурах, а также для фасонок ферм дополнительно проводятся испытания на у.-*; при температурах 20 и —20 °C (для сталей прочности —40’°C).
Для каждой партии металла прбводйтся весь комплекс необходимых испытаний. Рекомендуемо^ число проб и образцов указано в табл. VI.3. f (
Химический анализ стали проврдится^ на содержание 9 Зак. 121	_ 241 _ <	\
ударную вязкость
1 повышенной
Марка стали	Вил поставки	Толщина, ММ	Предел текучести, МПа			Временное сопротив-L	.ление, МПа			Удлинение при разрыве, %			Ударная вязкость пря <=—40°С, МДж/м»		
			стт	G т		авр	О вр	V	*.			а	а	
09Г2С		22—40	361	28,6	7,92	519	25	4,93	28,95	3,16	10,91	0,88	0,25	0,28
09Г2С	Нормализованная и горячекатаная	10-20	362	22,5	6,2	506	26	5,21	29,11	2,98	10,3	0,74	0,21	0,27
10F2CI		10—50	384	24,6	6,38	537	29	5,5*	28,01	3,06	10,9	0,67	0,23	0,34
15ХСНД ' £		10—45	385	25,9	6,46	541	29	5,36	27,15	3,1	11,45	0,66	0,27	0,41
10ХСНД	Нормализованная	10—32	447	58,2	13	593	47	8,15	24,87	4,06	16,3	0,76	0,17	0.22
14Г2САФ		16—32	453	36,3	8; 	601	“37---в*"	6,15	26,55	3,38	14,6	0,71	0,17	0,23
14Г2САФ		11	479	34,8	7,28	609	35	5,82	27,03	2,85	10,5	0,76	0,14	0,18
16Г2АФ		10—32	494	45,4	9,1	639	43	6,83	24,04	3,16	13,1	0,63	0,14	0,21
		36—50	461	29,7	6,45	644	27	4,45	25,54	2,16	8,5	0,74	0,15	0,2
		10—50	479	39,2	8,2	641	37	5,83	24,71	2,75	ii,is|	0,68	0,14	
углерода, марганца, кремния, серы, фоёфора и суммарное содержание примесей. Для легированных сталей следует определить также содержание легирующих компонентов. Стружку для химического анализа отбирают сверлением на всю толщину проката в трех местах по длине элемента и смешивают. Масса готовой пробы должна быть не менее 50 г. Перед отбором про
бы поверхность элемента следует очистить от загрязнений, краски и окалины до металлического блеска.
Испытания на растяжение рекомендуется проводить на плоских образцах с записью диаграмм (ГОСТ 1497—73). Если изготовить плоские образцы невозможно, испытания проводят на малых точеных образцах. Ударную вязкость определяют на стандартных образцах с надрезом. Вырезку элементов для испытания на растяжение и ударную вязкость следует проводить по направлению действия основного силового потока. При вырезке должны быть обеспечены припуски, предохраняющие образец от влияния наклепа и нагрева. Места вырезки выбирают в малонапряженных зонах элементов. Например, для ферм — в выступающих полках’ уголков в районе фасонок, для разрезных балок — в поясах в опорной части и т д. Вырез должен быть плавным, без надрезов. При вырезке заготовок из-нагруженных элементов места вырезки нужно усилить накладками.
Для получения более полной информации о механических свойствах стали можно воспользоваться косвенными методами, например оценкой твердости при помощи малогабаритного прибора Польди. Интересная методика и прибор для определения механических свойств стали была разработана И. В. Изосимовым * на Испытательной станции кафедры металлоконструкций МИСИ. Методика основана на определении усилия, необходг мого для среза резь-
1 А. с. 563595 (СССР). Способ определения прочности материала на срез./И. В. Изосимов. — Заявл. 16.06.75,/№ 2143229/28; опубл, в БИ, 1977, № 24.	/
бы с записью диаграммы деформирования, и позволяет получить характеристику прочностных и пластических свойств стали. По результатам статистической обработки материалов массовых испытаний получены уравнения для определения стандартных характеристик оо,оь от и оВр. Площадь диаграммы деформирования дает оценку пластических свойств стали. Анализ результатов испытаний образцов на растяжение и по предложенной методике выявил тесную корреляционную связь. Коэффициент корреляции 0,8—0,9. К достоинствам методики следует отнести определение механических характеристик практически без разрушения элементов (диаметр отверстий не превышает 5 мм, глубина составляет небольшую часть толщины проката), возможность изучения свойств металла в малых зонах, например в угловых швах, быстроту проведения испытания и низкую трудоемкость.
Оценка качества стали производится по всему комплексу испытаний. Результаты испытаний сопоставляются с соответствующими ГОСТами и Техническими условиями на поставку стали, что позволяет установить марку материала и расчетное сопротивление.
Степень раскисления стали определяют по содержанию кремния и по распределению серы по толщине проката (отпечаток по Бауману). Удовлетворительно раскисленная сталь имеет равномерное распределение примесей и более однородна.
Свариваемость стали можно оценить по углеродному эквиваленту, определяемому по формуле
Сэ=С-ЬМп/6+Cr/5+V/5+Мо/4+Ni/15+Си/134-Р/2,
где С, Мп, Сг, V, Mo, Ni, Си, Р — содержание элементов, %.
Сталь считается хорошо свариваемой при Сэ<0,45%. Углеродистая сталь' хорошо сваривается при содержании углерода ^0,22, серы ^0,055, фосфора ^0,05 и кремния ^0,22%.	1	—
В случае, если свойства стали не соответствуют требованиям ГОСТа, а также для изыскания дополнительных резервов несущей способности конструкций расчетное сопротивление стали можно определить по результатам статистической обработки материалов испытаний. Для этого необходимо испытать не менее 20 образцов или воспользоваться методикой оценки свойств стали по срезу резьбы.
Как показывают многочисленные статистические исследования свойств строительных сталей, плотность распределения От достаточно близко соответствует нормальному закону [45, 123]. Тогда
R=ar — kaT,
где <гт и стт — среднее значение и стандарт распределения предела текучести выборки; k — число стандартов, которое необходимо для получения заданной обеспеченности.
Обычно принимается, что при бесконечно большой выборке 'Лоо=3 (обеспеченность 0,9986). Для ограниченной выборки п, доверительной вероятности у (обычно 0,9) и Ху= 1,28
k = kaa [(1 + л7)/]Л2Й + (5а?т + 10)/ 12л],
Для менее ответственных конструкций, а также в случае, если наступление предельного состояния не приводит к опасным последствиям, обеспеченность и доверительная вероятность могут быть снижены. Однако в любом случае верхней границей расчетного сопротивления является минимальное значение предела текучести, полученное при испытании, обеспеченность которого
Рр = У 1 — 7-
При другом подходе минимальное значение предела текучести может быть принято как нормативное сопротивление 7?н, а расчетное сопротивление получено делением 7?и на коэффициент безопасности по материалу Лм=1,1.
Из условия обеспеченности нормативного сопротивления 0,95 необходимое число испытаний в этом случае равно 45.
VI. 4. ОЦЕНКА СОСТОЯНИЯ И СТЕПЕНИ ИЗНОСА,' КОНСТРУКЦИЙ
При обследовании часто выявляются (даже еще до получения данных о качестве стали и расчета конструкций) конструкции, элементы и соединения, находящиеся в аварийных состояниях. В таких случаях необходимо предусматривать временное усиление (например, установку временных опор), без которого опасно продолжать эксплуатацию зданий или сооружений. В особо опасных случаях следует немедленно прекратить эксплуатацию здания впредь до завершения работ по временному усилению.
Основным способом общей оценки состояния и степени износа конструкций является (и, на Наш взгляд, будет являться) метод экспертного опроса, несмотря на его некоторую субъективность. Только таким образом (при достаточной квалификации экспертов) мджно учесть все параметры состояния отдельных конструктивных элементов: физический износ ограждающих конструкций,' сложность
производства работ по усилению, возможность нормальной эксплуатации технологического оборудования, совершенствование технологии производства и т. п.
Решению экспертов помогают некоторые численные подсчеты износа и целесообразности усиления. Численные показатели износа конструкций могут быть основаны на анализе потерь несущей способности элементов, уменьшении толщины элементов и т. д., но, по-видимому, наиболее полные показатели дает стоимостная оценка.
В [138] мерой износа считаются затраты, которые необходимо произвести для ликвидации накопившихся повреждений; определяется эта мера для конструктивных элементов по формуле
U=CvIC-\-u, где U — степень износа (может быть выражена в процентах); Ср — стоимость ремонтных работ; С — стоимость конструкции в деле; и — доля накапливаемого неустраняемого износа.
Стоимость ремонтных работ определяется по смете или при приближенной оценке меры износа по результатам выборочного обследования и приближенным подсчетам объема необходимых работ, их трудоемкости и стоимости (с учетом устройства необходимых подмостей и их перестановок).
Стоимость конструкции в деле определяется по ценам, установленным в период проведения работ по единичным укрупненным расценкам.
Доля неустранимого износа (в связи с коррозией, мелкими усталостными повреждениями и т. п.) зависит от времени эксплуатации и интенсивности загружения конструктивного элемента. Для промышленных зданий решающим фактором в [138] на основании натурных обследований 164 пролетов металлургических цехов являются крановые воздействия (число загружений в единицу времени и средние напряжения, возникающие в конструкциях при загружениях). Доля неустранимого износа зависит и от агрессивности среды.
Степень износа всего каркаса и ограждений определяется как сумма для отдельных конструктивных элементов и г-'паждений с учетом относительной (по отношению к об-щ?й) их стоимости. Зависимость степени износа от времени близка к линейной (коэффициент корреляции 0,5—0,9), однако в первые годы она несколько больше, а с увеличением срока эксплуатации износ уменьшается. Анализ результатов исследования подтвердил, что скорость износа определяется в основном крановыми воздействиями.
Таблица VI.4
Режим работы кранов	Износ, %, при сроке эксплуатации, лот				
	10	20	40	60	100
Особый	15	25	42	56	80
Тяжелый	10	18	31	43	60
Средний	7	12	22	30	42
Испытательной станцией МИСИ им. В. В. Куйбышева [18, 138] проанализирован износ конструкций цехов металлургической промышленности, результаты которого приведены в табл. VI.4 и дают представление об усредненной интенсивности износа всех конструкций каркаса. Наиболее изнашиваемые элементы — подкрановые балки, а наименее — колонны.
Имеются предложения по оценке состояния несущих металлических конструкций по изменению вероятностей их отказа, но эти предложения еще трудно реализовать из-за отсутствия необходимых данных.
Задача о целесообразности ремонта и усиления — экономическая. Считая, что затраты на усиление составят Су, а стоимость выпускаемой продукции из-за некоторого стеснения производства во время усилений конструкций будет уменьшена на Сп, общие единовременные затраты составят Су+Сп, которые эквивалентны вложению суммы (СУ+Сп( 1+р)*—Св.с через t лет, т. е. срока эксплуатации конструкции после ее усиления (1	— коэффициент эф-
фективности капиталовложений, равный 1,03—1,07). Единовременные затраты на строительство нового сооружения составляют (Сн—Св. с), где Сн— сметная стоимость нового сооружения, а Св. с — стоимость материалов, полученных в результате разборки старого сооружения с учетом расходов на эту разборку. Ясно, что новое сооружение будет эксплуатироваться не t лет, а более длительный срок — tn лет и, следовательно, эти единовременные затраты эквивалентны затратам
(Сн — Св. с) (1-ЬР)*!—(^н — t) (Сн — Св. с)//н— Св. н, где Св.н — стоимость материалов, полученных от разборки нового сооружения.	'
Усиление конструкции целесообразно тогда, когда последняя сумма оказывается больше, чем эквивалентная сумма затрат на усиление. При подсчетах следует учесть, что на эксплуатацию и периодические ремонты усиленной
) — 2.47 —
конструкции затрачивается больше средств, чем на ремонты и эксплуатацию новой. Однако сведений о средних стоимостях ремонтов и эксплуатации нет; следовательно, учет может быть только приближенным.
Освидетельствование описывает пространство состояния только на определенный отрезок времени, ио в техническом заключении должен быть дан прогноз дальнейшего изменения этого пространства (с учетом расширения из-за роста неустранимого износа). Усиление изменяет параметры пространства качества.
В большинстве случаев затраты на усиление несравнимо меньше стоимости нового сооружения, и оно оказывается экономически целесообразным. При усилении конструкций в связи с увеличением какой-либо временной нагрузки, вызванной изменением технологии производства, это увеличение компенсируется (полностью или частично) запасами, имеющимися в отдельных стержнях или конструкциях сооружения. Например, увеличение объема стали, получаемой при одной плавке в сталеплавильных цехах, вызывает необходимость усиления только конструкций, непосредственно воспринимающих эту нагрузку, т. е. подкрановых и тормозных балок. Ригели рам (стропильные фермы) и колонны обычно не требуют усиления, и, если на 1 т стали, израсходованной на усиление конструкций, увеличение выплавки стали составляет в среднем 1900 т в год, то в новых цехах на 1 т стали конструкций приходится всего 90 т стали в год, т. е. примерно в 20 раз меньше [136].
Значительно сложнее решить вопрос о целесообразности усиления очень старых конструкций, ослабленных коррозией, с большим числом повреждений.
Анализируя целесообразность усиления, не следует забывать, что в отдельных случаях можно регулировать нагрузки, воздействующие на конструкцию, и доводить их до размера, который позволит отказаться от усиления. Например, во многих цехах номинальная грузоподъемность мостовых кранов, с учетом которой рассчитаны конструкции, используется не полностью. Зачастую нет необходимости в сближенной работе двух кранов.
При выборе усиления должны быть проанализированы возможные его способы, и из нескольких вариантов выбран наиболее экономичный. Нельзя сравнивать только стоимость строительных работ при усилении, нужно учитывать и потери в стоимости продукции и$-за нарушения технологии производства, вызванного работами по усилению.
VI.5. СПОСОБЫ УВЕЛИЧЕНИЯ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ КОНСТРУКЦИЙ И УСИЛЕНИЯ ИХ ЭЛЕМЕНТОВ
Способы усиления классифицируют по нескольким признакам. По условиям производства работ: усиление под нагрузкой, усиление с частичной разгрузкой сооружения (к которому относится и частный случай — освобождение от всей нагрузки, кроме собственного веса) и усиление с частичным демонтажем конструкции. Наиболее выгодно усиливать конструкции под нагрузкой, так как при этом не надо затрачивать дополнительные средства на устройство временных опор, на разборку и последующее восстановление части ограждающих конструкций и на другие мероприятия, связанные с уменьшением нагрузки, воспринимаемой конструкцией. Усиление под нагрузкой создает меньшие трудности и для производства, размещенного в здании.
Усиление с частичной разгрузкой необходимо, когда приходится временно ослабить элементы и соединения, которые воспринимают относительно большие усилия. Усиление с частичным демонтажем конструкции необходимо, когда отдельные элементы конструкции из-за дефектов или малой несущей способности целесообразно заменить новыми. Заменяемый элемент должен быть полностью разгружен. Часть конструкций воспринимает значительную временную нагрузку, и поэтому временное ограничение этой нагрузки эквивалентно частичной разгрузке. Напри-- мер, напряжения в подкрановых балках от собственного веса весьма невелики по сравнению с напряжениями, возникающими при перемещении по ним мостовых кранов, и в таких конструкциях разгрузка достигается ограничением. движения мостовых кранов на время производства работ по усилению.
Стропильные фермы можно разгрузить, разобрав покрытие или установив несколько временных стоек, на которые в узлах фермы будет передаваться нагрузка (рис. VI.2,a), Стойки снабжают домкратами; желательно, чтобы домкраты позволяли определять усилие, передающееся на стойку. При этом способе разгрузки фермы должны быть проверены на временные условия опирания, так как в отдельных стержнях возможно изменение значения и даже знака усилия по сравнению с усилием, возникающим при опирании фермы на колонны. Узлы опирания фермы на временные стойки конструируются так, чтобы не препятствовать намечаемому усилению.
Чтобы избежать изгиба поясов фермы, временные опо-
Рис. VI.2. Схема разгрузки стропильных, подстропильных ферм и колонн
1 — усиливаемый элемент; 2 — временная стойка; 3 — база временной стойки с домкратом; 4 — подмостки иа мостовом кране; 5 — домкрат; 6 — шпрен-гель; 7 — рычаг; 8 — груз; 9 — тросы
ры рекомендуется располагать в узлах фермы, а если это невозможно, то предусматривать устройство дополнительных временных стержней решетки, передающих усилие от опоры в узлы фермы. Временные опоры рассчитывают на восприятие сил, передающихся на них; из-за недостаточной четкости передачи усилий в статически неопределимых системах можно принимать сечения временных опор со значительным запасом. В некоторых цехах разгрузить фермы можно с использованием мостового крана. При достаточной несущей способности на мостовом кране могут быть устроены подмости, на которые и будет через домкраты передаваться нагрузка стропильных ферм (рис. VL2,6). Это особенно рационально в высоких зданиях. Иногда в таких зданиях целесообразно разгружать фермы при помощи временного шпренгеля (рис. VI.2,в), натяжение стержней которого подбирается так, чтобы достичь требуемой степени разгрузки. Если при такой разгрузке в некоторых стержнях решетки фермы (на схеме — в средних раскосах) возникнут усилия, значительно превышающие те, которые были до разгрузки, то стержни надо усилить до разгрузки или во время ее при неполном натяжении стержней шпренгеля. Разгружать ригели сплошного сечения можно теми же способами. При проектировании временных опор следует обратить внимание на прочность и устой
чивость стенки сплошного ригеля в месте установки временной опоры, а также на прочность поясных сварных швов или заклепок.
Этими же методами можно разгрузить и подстропильные фермы. Для разгрузки их можно использовать и подкрановые балки (рис. VI.2,a).
Колонны каркаса (в редких случаях их усиления) можно разгружать при помощи временных опор, воспринимающих нагрузку от стропильных ферм (рис. VI.2,d), расположенных в помещении. Чтобы как можно меньше стеснять производство, временные стойки можно вынести из здания и фермы подвесить На вантах (рис. VI.2,e). При необходимости усилить только надкрановую часть колонны, для разгрузки можно использовать стойки, установленные на мостовой кран.
Учитывая, что значительную часть усилий в колоннах составляют усилия от воздействия мостовых кранов, можно рекомендовать разгрузку колонн на время усиления при помощи временных опор, установленных под подкрановые балки (рис. У1.2,ж). Такой способ разгрузки с некоторыми ограничениями, связанными с безопасностью работ по усилению колонн, позволяет эксплуатировать мостовые краны и не связан с нарушением кровельного покрытия. Временная разгрузка нижней части колонны и фундаментов под нее возможна при помощи специальных ферм, расположенных вдоль цеха. Такой способ разгрузки возможен только в случае, если несущая способность колонн, на которые опирается разгрузочная ферма, позволяет воспринять и дополнительную нагрузку от усиливаемой колонны.
Балки'и колонны рабочих площадок разгружают при помощи временных стоек, которые благодаря сравнительно небольшой высоте не очень громоздки.
По конструктивному признаку способы усиления можно разделить на три вида: усиление с изменением статической схемы или мест передачи нагрузки, усиление с изменением сечения элементов существующей конструкции и, наконец, комбинированный метод, при котором изменяется схема сооружения и увеличиваются сечения отдельных элементов. Наиболее часто используется комбинированный метод, который, как и метод усиления с изменением статической схемы, почти всегда позволяет обойтись без временной разгрузки во время усиления.
Простейшим способом изменения статической схемы стропильной фермы, входящей в состав поперечной рамы каркаса цеха, является обеспечение надежного прикрепле
ния опорных узлов фермы к колонне. Обычно эти узлы (при жестком сопряжении ригеля с колонной) решаются на болтах нормальной точности, которые могут быть плохо затянуты, и поэтому разгружающее действие опорного момента в расчете не учитывается. Предусмотрев в качестве усиления сварку по всей цепочке передачи горизонтальных усилий от фермы на колонну и рассчитав все эти сварные швы, можно учесть при расчете на нагрузки, которых не было во время усиления, разгружающее действие опорных моментов, заметно уменьшающее усилия в поясах фермы и незначительно меняющее в стержнях решетки. При расчете такого усиления необходимо очень тщательно разобрать возможные комбинации нагрузок, так как опорные моменты от некоторых нагрузок могут увеличивать усилия в поясах.
Известны изменения схемы ферм при усилении [7, 68] при помощи различных шпренгелей и затяжек (рис. VI.3,a). Если шпренгели изготовлены из жестких профилей и установлены без натяжения элементов, то усилия в элементах и соединениях фермы будут складываться из усилия, определенного в статически определимой системе от нагрузок, действующих до установки шпренгеля, и усилия в статически неопределимой системе от нагрузок, приложенных после усиления. В промышленных зданиях, где значительную часть усилия вызывают постоянные нагрузки, подобное усиление не очень эффектов но. Поэтому при усилении рекомендуется использовать натяжение стержней. Все элементы шпренгеля можно выполнить из жестких профилей, но более целесообразно пояс шпренгеля выполнять из стальных канатов или пучков высокопрочной проволоки, изготовляя из жестких профилей только стойки. При помощи натяжных устройств фермы разгружаются и загружаются затяжки. Разгружать фермы следует до такого состояния, чтобы при полной нагрузке усилие в самом напряженном стержне вызвало бы условное напряжение, близкое к расчетному сопротивлению. Усилия в стержнях усиливаемой конструкции определяют как сумму усилия, оставшегося после натяжения шпренгеля, и усилия от всех нагрузок, приложенных после усиления к статически неопределимой системе. Расчет на эти нагрузки рекомендуется вести с учетом упругих линейных перемещений гибких стержней.
Конструктивное оформление затяжек и узлов их крепления весьма многообразно. Затяжки, вынесенные вне усиливаемой фермы, наиболее экономичны по расходу стали,
Рнс. VI.3. Усиление ферм изменением статической схемы
1 — усиливаемая ферма; 2 — шпренгель; 3 — затяжка; 4 — натяжное устройство; 5 — уголок шпреигеля усиления; 6 — лист, уширяющий фасонку;
7. 8 — стыковой и угловой сварные швы; 9—10 — фонарь до и после усиления
но их применение не всегда возможно. В цехах с мостовыми кранами, где габариты не позволяют применить вынесенные вне фермы затяжки, можно применить затяжки, расположенные в пределах фермы (рис. VI.3,6), которые, однако, требуют большого расхода стали. Ломаная затяжка, расположенная в габаритах стропильной фермы, требует меньшего расхода стали, чем прямая, но применять ее при усилении не всегда удобно в связи с тем, что опорный узел такой затяжки расположен в непосредственной близости к существующему покрытию. При усилении поясов фермы затяжками приходится иногда усиливать и некоторые стержни решетки.
Достаточно прост способ усиления ферм при помощи дополнительной шпренгельной решетки (рис. VI.3,e), применяемой при недостаточной несущей способности сжатых
стержней фермы. Такой способ рационален при сравнительно больших гибкостях сжатых элементов (более 70). В этом случае сокращение расчетной длины в 2 раза увеличивает критическую силу и, следовательно, повышает несущую способность. Подобным же способом можно усилить и значительно деформированные в плоскости фермы стержни (рис. VI.3,e).
Чтобы изменить статическую схему фермы, в некоторых зданиях можно использовать фонарь. Включение фонаря в такую работу фермы при его расположении в середине пролета приводит к очень небольшому изменению усилий в стержнях фермы, и этот способ усиления целесообразен в двух- и йногопролетных зданиях при расположении фонаря над колоннами (рис. VI.3,d). Фермы можно значительно разгрузить, сокращая натяжение болтов, зазор между фланцами крайних стоек фонаря и верхним поясом фермы. Усилия в стержнях фермы при таком усилении будут алгебраически складываться из усилия от нагрузок, приложенных до усиления, усилия от натяжения крайних стоек фонаря и усилия от нагрузок, приложенных после усиления и определенных в статически неопределимой системе. Усилия в стержнях фонаря складываются из усилий от натяжения крайней стойки и усилия от нагрузки, приложенной к ферме и фонарю без усиления. Если использовать фонарь без натяжения крайних стоек, то эффективность такого усиления будет меньше.
В некоторых случаях весьма целесообразно при усилении стропильных ферм включить в работу железобетонные панели покрытия, превратив фермы в комплексную сталежелезобетонную конструкцию.
Если необходимо усилить одну ферму по длине цеха (например, при прикреплении к ферме балок подвесных кранов и тому подобных изменений нагрузок, связанных с изменением условий эксплуатации), то для перераспределения нагрузок на соседние фермы можно использовать существующие вертикальные связи. Для этого в пролетах, в которых нет решеток вертикальных связей, надо дополнительно установить раскосы и стойки, а также обеспечить неразрезность в узлах примыкания связей к фермам, что конструктивно не очень сложно. После проведения этих мероприятий усилия в стержнях фермы от дополнительной местной нагрузки могут определяться с учетом упругого отпора вертикальных связей, определенного в результате их расчета как многопролетной неразрезной балки на упруго проседающих опорах.
Рве. VI.4. Усиление колонн каркаса изменением статической схемы
1 — стойка; 2 — оттяжки; 3, 4 — существующие и усиливающие связи по иижним поясам фермы
При всех этих способах усиления часто требуется и усиление отдельных стержней фермы и соединений стержней в некоторых узлах, т. е. в большинстве случаев все эти способы можно отнести по принятой выше классификации к комбинированному методу усиления конструкций.
Усиление ригелей сплошного сечения принципиально не отличается от способов усиления сквозных ригелей поперечной рамы каркаса цеха. Многие описанные способы могут применяться и для усиления подстропильных ферм методом изменения статической схемы.
Методы изменения статической схемы колонны не столь многообразны. Колонны высоких пролетов, к которым примыкают пролеты меньшей высоты, не оборудованные мостовыми кранами, можно усилить, освободив от нагрузки, передаваемой стропильными фермами малых пролетов, установив дополнительные стойки (рис. VI.4,а). Этот достаточно простой способ, требующий только монтажа дополнительных фундаментов, может применяться лишь при небольших перенапряжениях колонн, так как при усилении уменьшается только продольная сила в колонне. Значительно более эффективно ограничение смещения верхних сечений колонны. Изгибающие моменты в колонне определяются сложением эпюры моментов в стойке, верхний конец которой закреплен от смещения, и эпюры моментов от смещения верхнего сечения колонны. Второе слагаемое составляет значительную часть наибольшего суммарного момента, и, следовательно, уменьшение смещения приводит к заметному уменьшению изгибающих моментов. Смещение верха колонны может быть уменьшено оттяжками (рис. VI.4,6), которые предварительно напрягаются, что несколько увеличивает продольную силу в колоннах. Недостатками такого способа являются резкое увеличение площади застройки (оттяжки устраиваются под углом 45—60°) и необходимость устройства достаточ
но сложных анкерных фундаментов. Этих недостатков можно избежать, если есть возможность закрепить оттяжки на кровле соседних пролетов (рис. VI.4,e). При таком усилении следует внимательно проверить колонны, анкерные болты крепления колонн к фундаментам и фундаменты тех стоек соседнего пролета, к которым крепятся оттяжки. Обязателен и учет упругих линейных перемещений оттяжек.
В коротких зданиях можно уменьшить смещение верхнего сечения колонн передачей горизонтальных нагрузок (ветровой и боковой от мостовых кранов) на конструкции торцевого фахверка цеха. Это особенно целесообразно в высоких зданиях и достигается созданием по нижним или по верхним поясам ферм жесткого геометрически неизменяемого горизонтального связевого диска (рис. VI.4,a). Конструкции торцевого фахверка рассчитывают как консольную балку-стенку на восприятие горизонтальных нагрузок, а также реакций в верхнем сечении колонн от крановых моментов. Смещением верхнего сечения торцевого фахверка (в связи с его большой шириной) можцо пренебречь, и поэтому верхние сечения колонн каркаса можно считать закрепленными от горизонтального смещения, что резко уменьшает изгибающие моменты в сечениях колонн.
Можно изменить статическую схему поперечных рам каркаса (особенно в зданиях без мостовых кранов) с большими уклонами кровли при помощи различных затяжек [68], в том числе и напряженных.
При недостаточной несущей способности колонн из-за малой их устойчивости из плоскости поперечных рам усиление проще всего достигается уменьшением их расчетной длины при помощи дополнительных распорок вертикальных связей между колоннами, которые должны обязательно крепиться к узлам вертикальных связей в связевом шаге колонн.
Однопролетные подкрановые балки могут быть усилены созданием неразрезности на опорах, т. е. превращением в неразрезную систему путем прикрепления к верхней и нижней полкам балок на опорах листов, передающих силы, уравновешивающие опорный момент (рис. VI.5,a), и рассчитанных на эти силы. Это мероприятие может снизить пролетные моменты на 15—20%. Можно добиться еще большего снижения пролетных моментов, закрепив от вертикального смещения крайние опоры двух- и трехпролетной неразрезной балки и поднимая средние опоры [7]. При этом в балке возникнут изгибающие моменты, обратные по
Рис. VI.5. Усиление подкрановых балок
/, 2 — колонны каркаса и подкрановые балки; 3 — листы; 4 — подкосы; 5, 6 — элементы усиления полкн и стенкн; 7 — стойка; 8, 9 — оттяжки; 10 — натяжное устройство; 11 — подвеска; 12 — распорка между колоннами; 13, 14 — шпренгель н фермы; 15 — затяжка
знаку пролетным. Возможно и смещение средних опор вниз, что вызывает уменьшение опорных моментов и увеличение пролетных, а это может оказаться удобным при усилении существующих неразрезных подкрановых балок. При проектировании усиления таким способом не следует забывать, что превращение разрезной системы в неразрезную, а также смещение опор приводят к увеличению нагрузки на некоторые колонны, которые должны быть на это проверены. При сравнении возможных вариантов усиления подкрановых балок следует учитывать, что усиление путем вертикального смещения опор связано с такой трудоемкой работой, как вертикальная рихтовка подкрановых рельсов. Во многих проектах, выполненных в ЦНИИПСКе, усиление подкрановых балок предусматривалось при помощи подкосов, превращающих подкрановую эстакаду в рамно-подкосную систему. Возможны два варианта такого усиления: длинными подкосами, опирающимися на фундамент колонн каркаса цеха (рис. VI.5,6), и короткими, опирающимися на колонны каркаса (рис. VI.5,e). При таком усилении иногда необходимо усилить и сечение подкрановой балки, т. е. применяется комбинированный способ усиления (рис. VI.6,a). Длинные подкосы, работающие на сжатие, получаются громоздки
ми, но уменьшают усилия в колоннах. Усиление короткими подкосами, стали на которые расходуется значительно меньше, возможно только при наличии в колоннах запаса несущей способности, так как при загрузке подкрановых балок одного пролета короткие подкосы передают на колонны значительные горизонтальные силы. Прикрепляют подкосы к подкрановым балкам и колоннам на сварке или клепкой. При креплении подкосов к существующим подкрановым балкам (опорные части которых уже обмялись в процессе эксплуатации и не имеют больших вертикальных смещений при эксплуатации) сваркой вертикальное смещение узла крепления возможно только в результате упругих линейных перемещений стержня подкоса, а приу креплении заклепками возможны значительно большие смещения вследствие обмятия заклепок. Это следует учитывать при расчете усиленной конструкции. При расчете надо также учитывать, что в средней части подкрановой балки на участке между подкосами возникает сжимающая сила, определяемая разложением вертикальной реакции от крановой нагрузки в опоре-подкосе. Сила прикладывается в балке с эксцентриситетом, равным половине высоты балки.
При увеличении нагрузки от мостовых кранов, вызывающей необходимость усилить не только подкрановые балки, но и колонны, а также фундаменты под колонны, может оказаться, что выгоднее усилить подкрановые балки вертикальными стойками, установленными на специальные новые фундаменты (рис. VI.5,d). Стали на стойки будет израсходовано меньше, чем на длинные подкосы, но новые фундаменты будут загружены достаточно большой нормальной силой и стоимость возведения, несмотря на заметную экономию стали по сравнению с усилением при помощи длинных подкосов, может сделать этот вариант экономически нецелесообразным.
Описанные способы усиления подкрановых балок (за исключением способа усиления путем превращения разрезных балок в неразрезные) позволяют производить работы по усилению без прекращения движения мостовых кранов (если, конечно, усиливается неаварийная конструкция) и, следовательно, почти не нарушают технологический процесс, но на время прикрепления подкосов к подкрановой балке движение кранов на данном участке должно быть прекращено.
При необходимости увеличить жесткость подкрановых балок можно заменить сжатые подкосы растянутыми
(рис. VI.5, е). Это возможно, если В подкосе каким-либо натяжным устройством вызвать предварительное напряжение, превышающее сжимающее напряжение, которое будет возникать при движении мостовых кранов. Подкосы можно выполнить из круглой стали повышенной прочности, из стальных канатов, а также из пучков высокопрочной проволоки. Стали на усиление потребуется значительно меньше, чем при усилении жесткими подкосами, однако в колоннах могут появиться продольные силы и изгибающие моменты, значительно превышающие усилия, которые появляются в колоннах при движении мостовых кранов по балке, усиленной жесткими подкосами.
Возможно усиление подкрановых балок при помощи вертикальных предварительно растянутых оттяжек, прикрепленных к подкрановой балке и к специальным анкерным фундаментам (рис. VI.5,tre). Этот способ может быть применен при недостаточной жесткости балок. Значительный расход бетона на анкерные фундаменты дает основание полагать, что он вряд ли может быть экономически выгодным. При усилении предварительно растянутыми оттяжками подкрановая балка рассчитывается по стадии предварительного напряжения как балка на двух опорах, а в рабочей стадии — как неразрезная балка, нагруженная в средней части кроме изгибающих моментов от крановой нагрузки растягивающей силой от горизонтальной составляющей усилий в оттяжках и моментов от ее внецент-ренного приложения. Наиболее простое решение конструкции прикрепления оттяжек будет при креплении их к нижней полке подкрановой балки. Такое решение связано с созданием в зоне воздействия весьма значительных растягивающих напряжений концентраторов напряжений. В подкрановых балках, предназначенных для интенсивного движения по ним мостовых кранов и работающих на динамическую нагрузку, концентраторы напряжений, имеющиеся в конструкции нижней полки, могут вызвать появление усталостных трещин. В связи с этим можно рекомендовать крепить оттяжки в верхней половине подкрановой балки, выполнив их из двух стержней.
В высоких зданиях экономичным может оказаться способ усиления подкрановых балок при помощи подвесок, прикрепленных к подкрановой балке и к верхней части колонн (рис. VI.5,3). Сечение таких подвесок получается сравнительно небольшим, однако этот способ имеет недостатки. Подвески крепятся к подкрановой балке не по оси стенки, и подкрановая балка поэтому будет работать не
только на изгиб, но и на кручение. В связи с этим одновременно сустановкой подвесок надо заботиться и об увеличении жесткости подкрановой конструкции на кручение. При односторонней нагрузке появляются значительные горизонтальные силы, приложенные в месте крепления подвески к колонне, что заставляет проверять на эти силы стержни вертикальных связей между колоннами и, возможно, усиливать их сечения и соединения. Подкрановые балки при таком усилении рассчитывают на изгиб с кручением, причем изгибающие моменты определяются как для трехпролетной балки, две средние опоры которой являются упругосмещающимися. Подвески должны быть предварительно напряжены так, чтобы усилие в них без нагрузки от кранов несколько превышало бы усилие, возникающее при направленной вверх наибольшей опорной реакции в упругосмещающейся опоре от крановой нагрузки. Расчетное растягивающее усилие в подвесках определяется как сумма усилия предварительного натяжения (с соответствующим коэффициентом перегрузки) и усилия, возникающего от расчетной крановой нагрузки.
Подкрановые балки всегда можно усилить с полной (за исключением собственного веса конструкции) разгрузкой; в таких условиях оказывается целесообразным применение различных шпренгелей (рис. VI.5,u), а также превращение подкрановой балки в подкрановую ферму с жестким верхним поясом (рис. VI.5,k). Шпренгель может быть выполнен из различных профилей (уголки, швеллеры, круглая сталь) без предварительного напряжения или из напряженных стальных канатов и пучков высокопрочной проволоки. При расчете полученной после усиления шпрен-гельной системы следует учитывать упругие перемещения затяжки. С предварительно напряженной затяжкой подкрановая балка является предварительно напряженной и рассчитывается по двум стадиям: стадии предварительного напряжения и рабочей. Возможно и усиление подкрановых балок напряженной прямолинейной затяжкой (рис. У1.5,л). Нужно учесть, что прикрепление сварными швами к нижней полке деталей, фиксирующих положение затяжки, а также фасонок при усилении шпренгелем или превращением подкрановой балки в ферму, снижает вибрационную прочность. Поэтому следует прикреплять все детали к поперечным ребрам жесткости или к стенке, а если это выполнить невозможно в цехах с интенсивным движением мостовых кранов, то способы усиления, связанные с созданием очагов концентрации, применять не рекомендуется.
Конструкции рабочих площадок (стойки, балки) также можно усилить, изменяя их статическую схему способами, предложенными для усиления колонн каркаса и подкрановых балок.
Усиление открытых подкрановых эстакад часто связано с необходимостью повысить их поперечную жесткость, уменьшив горизонтальные смещения колонн. Наиболее просто это сделать, превратив разрезные тормозные конструкции в неразрезные, что заметно уменьшает горизонтальные смещения колонн в уровне верха подкрановых балок при относительно небольших пролетах подкрановых балок. Более эффективным способом изменения схемы при усилении стоек эстакады следует признать способ создания поверх эстакады жесткого диска, обеспечивающего пространственную работу эстакады. Изменение схемы колонн и балок эстакады также возможно установкой дополнительных стоек, подкосов, превращением разрезных балок в неразрезные, устройством шпренгелей и другими описанными выше способами.
Метод усиления с изменением сечения элементов существующей конструкции применяется чаще, чем метод усиления с изменением статической схемы конструкции или сооружения. Работы по усилению при этом методе также могут производиться с частичной разгрузкой или под нагрузкой.
Сечения стержней стропильных или подстропильных ферм можно изменить, прикрепив к ним новые стержни из листовой стали, уголков, круглой стали, трубы (рис. VI.6). Листы и уголки (рис. VI-6,a, б) могут прикрепляться к усиливаемому элементу и сварными швами, и заклепками при усилении клепаной фермы, выполненной из плохо сваривающейся стали. Остальные виды увеличения площади можно применить только в сварных фермах. Усиление листами, приваренными к уголкам, удобно при наличии уголковых накладок по длине усиливаемого пояса, а также при стержнях, имеющих небольшое искривление в плоскости и из плоскости фермы. Применить листы для усиления верхнего пояса невозможно, а при усилении нижнего пояса листом часть швов полупотолочная. При усилении листами помимо увеличения площади сечения уменьшается гибкость из плоскости фермы. Усиление уголками, образующими открытое сечение, удобно при небольших искривлениях стержней из плоскости фермы. При таком усилении уменьшается гибкость стержня из плоскости фермы; такое усиление можно применять и для растянутых, и для сжа-
Гис. VI.6. Увеличение площади сечеиия стержней и усиление соединений сквозных ферм
/ — старый элемент; 2, 3 — элементы усиления; 4, 5 — старые и новые заклепки; 6, 7 — фасонкн и уголки усиления; 8, 9 — старые и выполняемые при усилении сварные швы
Рис. VI.7. Усиление сечеиий колони 1 — старое сечение: 2 — элемент усиления
тых стержней. Образование при помощи уголков или листов коробчатого сечения (рис. VI.6,e) возможно при очень малых искривлениях усиливаемого стержня и при неизменной толщине уголков по длине участка усиления. Гибкость уменьшается и в плоскости и из плоскости фермы. Во избежание коррозии внутри сечения при таком усилении в конце уголков привариваются заглушки. Усиление круглой сталью выгодно отличается от остальных способов тем, что центр тяжести усиленного сечения не смещается относительно центра тяжести сечения до усиления и, следовательно, не нарушается центровка стержней фермы в узлах. Гибкость стержня в плоскости фермы может стать даже больше, и поэтому усиление при помощи круглой стали рационально только для растянутых стержней. Кольцевое сечение элементов усиления может применяться для сжатых и растянутых стержней. Типы усиления, показанные на рис. VL6,e-d, можно применять и при наличии уголковых накладок на участке усиления, но при этом приходится ставить прокладки из уголка (рис. VI.6, е). Усиление стержней, имеющих большие искривления, можно также производить способами, показанными на рис. VI.6,я, б, г, д, но при этом элементы усиления приходится присоединять к существующим стержням через прокладки, толщина которых подбирается по месту, или с помощью специальных соединительных планок.
Все элементы усиления прикрепляются в узлах фермы или заводятся за узел, являющийся границей между стержнем, нуждающимся в усилении, и стержнем, несущая способность которого достаточна. Прикрепление элемента усиления рассчитывают по площади. Усиление прикреплений стержней в узлах клепаной фермы возможно постановкой заклепок большего диаметра после рассверления отверстий (что возможно при усилении с частичной разгрузкой), постановкой новых заклепок, если это позволяет сделать расстояние между существующими заклепками (усиление прикрепления пояса фермы показано на рис. У1.6,ж), при помощи фасонок, приваренных к существующей (рис. У1.6,ж), и коротышей из уголков (рис. VI.6,ж). Применение сварных швов для усиления присоединения стержней клепаной фермы возможно, если и стержни, и фасонки изготовлены из сваривающейся стали. Учитывая разную податливость сварных и заклепочных соединений, сварные швы рекомендуется рассчитать на полное усилие в стержне фермы. Усиление отдельных стержней не вызывает во время производства работ значительного изменения напряженно-дефор
мированного состояния остальных стержней [47, 97], но технология сварки и последовательность наложения швов существенно сказываются на последующей работе. В сжатых элементах целесообразно начинать сварку с швов крепления усиливающего элемента к фасонке, что обеспечивает включение усиливающего элемента в работу уже в процессе усиления. Швы, прикрепляющие элемент усиления к существующему (по их длине), рекомендуется выполнять прерывистыми, определяя их размеры и шаг из условия обеспечения совместной работы существующего и усиливающего элементов. В растянутых стержнях естественна обратная последовательность наложения сварных швов: от середины к концам. При сварке двух элементов возникают искривления, и, назначая определенный режим сварки, можно уменьшить имеющийся у усиливаемого элемента дефект [97]. Усиление стержней под нагрузкой приваркой элементов возможно при напряжениях, не превышающих 60% расчетного сопротивления [34, 47]. Усиление соединения стержней сварной фермы возможно наплавкой углового шва (что небезопасно при напряжениях в шве, близких к его расчетному сопротивлению), приваркой торцов уголков и при помощи фасонок усиления (рис. VI. 6,ж). На рис. VI.6,3 показан пример усиления стыка фермы стержнем из круглой стали.
Сечения колонн можно увеличить при помощи листов, уголков, швеллеров. Примеры увеличения сечения показаны на рис. VI.7. Выбор того или иного вида усиления сечения зависит от причины, вызвавшей усиление. Например, усиление сечения а целесообразно при недостаточной устойчивости колонны относительно оси х; сечения б — относительно оси у; сечения в, г — относительно двух осей. Усиление сечений клепаных колонн связано со значительными трудностями. Например, усиление на рис. VI.7,d возможно только с разгрузкой колонны, так как надо срубить существующие заклепки. При усилении е. которое целесообразно только для центрально-сжатых колонн, приходится снимать поперечные ребра жесткости. Клепаные колонны целесообразно усиливать сваркой (рис. VI.7,»c, з), приваркой листов, уголков, швеллеров.
Сварные составные и прокатные балки усиливают при помощи горизонтальных, вертикальных или наклонных листов, приваренных к полке (рис. VI.8,a—д). Наиболее простой тип усиления сечения клепаной балки — дополнительными горизонтальными листами (рис. VI.8, е)—требует переклепки и возможен только с разгрузкой конструкции.
Иногда (при больших свесах листов) можно усилить сечение клепаной балки и под нагрузкой (рис. VI.8,ж). Если сталь клепаной балки позволяет применять сварку, то усиление поясов возможно и при помощи вертикальных ламелей (рис. VI.8,a). При недостаточной прочности стенки балки на срез возможно усиление вертикальными листами, прикрепленными к стенке сварными швами или заклепками (рис. VI.8,3). В случаях, когда не обеспечена устойчивость стенки балки, усиление чаще производится не способом увеличения сечения, а способом изменения схемы, т. е. установкой дополнительных ребер жесткости (поперечных, а при очень тонких стенках — продольных). Соединения сварных балок усиливают наваркой валика сварного шва, установкой ламелей для усиления поясных швов (рис. VI.8,d). Соединения клепаных балок усиливают установкой новых заклепок и увеличением диаметра существующих, а также использованием высокопрочных болтов.
VI.6. УСТРАНЕНИЕ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ
Необходимость устранения дефектов и повреждений зависит от степени их опасности для несущей способности элементов, влияния на долговечность конструкций и устанавливается на основании анализа действительной работы и допусков (табл. 1 приложения). Дефекты и повреждения, могущие привести к аварийному состоянию конструкции, должны устраняться немедленно. Прочие повреждения могут быть оставлены до проведения ближайшего текущего ремонта при условии постоянного наблюдения за их развитием,-
Дефекты и повреждения сварных соединений. Трещины в сварных швах или в околошовной зоне необходимо ликвидировать в кратчайший срок. Особенно опасны трещины в элементах конструкций, подвергающихся непосредственному воздействию динамических, подвижных и вибрационных нагрузок, приводящих к усталостному разрушению. Заваривать трещины рекомендуется в следующей последовательности: а) засверливаются сквозные отверстия диаметром 17—21 мм на расстоянии 40—50 мм от видимых концов трещины в направлении ее развития, в случае распространения трещины за границу отверстия производится дополнительное засверливание; б) пневматическим зубилом или резаком выполняется У-образная (при толщине элемента 10 мм) и Х-образная (при толщине элемента более 10 мм) разделка кромок трещины до конечных отверстий; в) металл у концов трещин нагревается до температуры
150—200° С для раскрытия зазора в разделке, после чего трещины завариваются соответствующими электродами; г) поверхность сварных швов в конструкциях, подвергающихся динамическому воздействию подвижных или вибрационных нагрузок, зачищается заподлицо с поверхностью элемента.
Иногда трещины в сварных швах или околошовной зоне являются следствием плохого качества стали. Если химический анализ показал превышение допустимых значений содержания в стали углерода, кремния, серы, фосфора и других примесей, то необходима разработка специальной технологии сварки.
Неполномерность сварных швов следует ликвидировать, если по расчету с учетом фактических размеров шва в них возникает перенапряжение. При этом поверхность старого шва и околошовной зоны тщательно очищается от краски, продуктов коррозии (и шлака); по дефектному шву накладываются дополнительные швы слоями толщиной 2—4 мм; неполностью разгруженные соединения следует варить короткими участками, давая возможность каждому наложенному участку шва остыть. Накладывать новые слои шва можно только после полного охлаждения до температуры окружающей среды ранее наложенного шва с обязательной очисткой его от шлака.
Подрезы, непровары, отдельные шлаковые включения, сужения, перерывы швов и т. п. следует ликвидировать, в соединениях, подвергающихся воздействию динамических и вибрационных нагрузок, а также работающих при отрицательных температурах. При отсутствии трещин в конструкциях со статической нагрузкой, эксплуатируемых при положительной температуре, эти дефекты могут не устраняться. Подрезы, непровары, шлаковые включения и поры вырубают пневматическим зубилом или выплавляют резаком и заваривают. Резкие перепады от основного к наплавленному металлу срубают зубилом и зачищают наждачным кругом. Сужения, перерывы и кратеры расчищают и заваривают.
Дефекты и повреждения болтовых и заклепочных соединений. Отсутствующие болты (кроме монтажных) заменяют новыми болтами. Ослабленные болты затягивают. Отсутствующие заклепки заменяют болтами повышенной точности или высокопрочными (постановка новых заклепок— весьма трудоемкая работа). Дрожащие или перемещающиеся под ударами молотка заклепки также следует заменить болтами, если число ослабленных заклепок в
одной группе (см. примеч. в табл. 1 приложения) превышают 10%.
При установке болтов необходимо расчистить или рассверлить старые отверстия на больший диаметр. Если соединение после рассверливания по расстоянию от края элемента до центра отверстия, по шагу отверстий и т. п. не удовлетворяет требованиям норм, рассверливают не более 50% отверстий. Вновь установленные болты проверяют расчетом. Коэффициент трения между поверхностями соединения в естественном состоянии можно принять равным 0,25.
Избыток потайной заклепки по высоте, если он мешает плотному прилеганию других элементов конструкций, при небольшом числе дефектных заклепок должен быть зачищен наждачным кругом заподлицо с поверхностью пакета; если число дефектных заклепок велико, то для плотного прилегания соединительных элементов следует ввести между ними листовые прокладки в обход выступающих частей заклепок.
Неплотности склепываемого пакета, превышающие допустимую величину, можно устранить, заделав щели синтетической смолой или другими материалами, препятствующими развитию коррозии.
Неплотно прилегающие, трещиноватые, смещенные заклепки с маломерной головкой, косину стержня в эксплуатируемых конструкциях, неоднократно подвергавшихся нагружению, устраняют только в том случае, если эти дефекты привели к ослаблению или разрушению заклепок.
Дефекты и повреждения элементов конструкций. Трещины в основном металле элементов конструкций необходимо ликвидировать в кратчайший срок. Небольшие трещины в сварных конструкциях засверливают по концам и заваривают в той же последовательности, что и трещины в швах. Трещины в металле, не отвечающем требованиям свариваемости, а также трещины, находящиеся вблизи от рабочих заклепок в клепаных конструкциях, засверливают по концам и перекрывают накладками на точеных или высокопрочных болтах. Если трещины большие и пересекают сечение основных рабочих элементов, представляя опасность для несущей способности конструкции, усиливают элементы или заменяют их.
Искривленные элементы, работающие на сжатие, следует проверить расчетом как внецентренно-сжатые с учетом фактических искривлений. Если по расчету условные напряжения не превышают расчетного сопротивления металла, то элемент можно оставить без исправления. При
искривлениях в двух плоскостях расчет можно вести по эквивалентному искривлению (см. п. IV.2).
Искривления растянутых элементов представляют меньшую опасность для несущей способности конструкций. Однако сильно изогнутый растянутый стержень имеет меньшую отпорность, в нем могут преждевременно возникнуть пластические деформации, чего в определенных условиях нельзя допускать. Кроме этого, немаловажен и психологический фактор. Поэтому искривленные растянутые элементы со стрелкой прогиба свыше 1/150 целесообразно усилить.
Искривленные элементы связей при больших стрелках перестают выполнять свои функции и не обеспечивают закрепления элементов в проектном положении. Провисающие связи могут препятствовать работе кранов. Поэтому при искривлении связей более 1/150 длины элемента их следует усилить или заменить.
Винтообразность элементов, перекос и грибовидность полок несущественно сказываются на работе конструкций. Устранять эти дефекты следует в том случае, если нарушается опирание или примыкание других элементов.
Выпрямить дефектные элементы можно струбцинами, домкратами или другими приспособлениями. Если механическим способом выпрямить элементы не представляется возможным, поврежденное место усиливается накладками. Выпучивания, вмятины и местные изогнутости полок и стенок в сжатых зонах сечения устраняются, если по расчету (при учете только неповрежденной части сечения) напряжения превышают расчетное сопротивление. В растянутых зонах эти повреждения неопасны, их следует устранять, если они мешают примыканию других элементов.
Чтобы предотвратить появление местных погнутостей и вмятин колонн и стоек в пределах рабочей зоны, в местах возможных ударов транспортируемыми грузами, магнитными шайбами, грейферами и т. д. конструкции рекомендуется защищать амортизирующими элементами или обетонировать их.
Погнутые узловые фасонки (но без трещин) могут быть усилены ребрами жесткости, препятствующими увеличению угла прогиба. Ребра жесткости привариваются швами минимальной высоты. Варить следует короткими (40—50 мм) участками, не допуская сильного разогрева металла.
Нарушения во взаимном расположении конструкции. Отклонения в относительном расположении ригелей и ко
лонн — следствие значительных упущений при проектировании, изготовлении, монтаже или эксплуатации конструкций. При отклонениях, мешающих нормальной работе, необходимо прежде всего выявить причины, вызывающие отклонения. Устранять повреждения следует по специальному проекту.
Отклонения расстояния между осями крановых рельсов и отклонения их от прямой выправляют горизонтальной рихтовкой рельсов. При этом оси отрихтованных рельсов не должны смещаться с оси подкрановой балки более чем на 20 мм; в противном случае необходима горизонтальная рихтовка подкрановых балок, чтобы это смещение оставалось в допустимых пределах. Горизонтальная рихтовка подкрановых балок весьма трудоемка, так как требует отсоединения креплений подкрановых и тормозных балок к колоннам с последующей их подгонкой. Поэтому такая рихтовка балок должна выполняться по проекту, разработанному проектной организацией. Отклонения отметок пбдкрановых рельсов по вертикали выправляются также вертикальной рихтовкой подкрановых балок (установкой дополнительных опорных плит на колонны в месте опирания балок) по проекту, разрабатываемому проектной организацией. Вертикальная рихтовка крановых рельсов при помощи отдельных прокладок между подошвой рельса и верхним поясом балки не допускается, а применение сплошной полосы требует много металла. При невозможности устранить отклонения у торцов рельсов рихтовкой (например, при рельсах с большой разностью размеров по ширине и высоте) следует применять специальный рельс-вставку с плавным уклрном от одного торца рельса до другого. Геометрические отклонения ездовых поясов подвесных путей устраняют рихтовкой ездовых балок.
Допускаемые отклонения для основных дефектов и повреждений стальных конструкций приведены в приложении.
Низкое качество работ может ухудшить состояние конструкций. Поэтому выполнять работы по ликвидации повреждений и усилению элементов могут только дипломированные сварщики и опытные монтажники. Материалы должны соответствовать требованиям норм. Для сварки рекомендуется применять электроды повышенной пластичности (А). Сварочные работы по ликвидации дефектов без разгрузки конструкций можно выполнять при напряжениях, не превышающих 0,8 расчетного сопротивления стали (0,8 <р7? для сжатых элементов), а по усилению — по рекомендациям п. VI.5.
VI.7. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА УСИЛЕННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ И СОЕДИНЕНИЙ
Работа элементов, усиленных с полной разгрузкой, приваркой каких-либо профилей, по исследованиям [56] при правильной технологии сварки почти не отличается от работы элементов, не подвергшихся усилению. Не отличается и работа сварных швов, несущая способность которых увеличивается наплавкой или изменением длины [34]. Поэтому элементы и швы, усиленные с полной разгрузкой, можно рассчитывать на все виды напряженного состояния по формулам для неусиленных, элементов и швов. В случаях, когда элементы и швы работают на динамические нагрузки, следует считаться с возможностью наличия дефектов, не замеченных во время обследования, и вводить понижающий расчетное сопротивление коэффициент условий работы. Значение этого коэффициента зависит от состояния конструкций и полноты обследования (сплошное, выборочное).
При усилении разгруженных элементов с присоединением добавленной площади заклепками или болтами приходится учитывать, что старые заклепки уже обмялись. Добавленный металл можно представить как металл с пониженным (по сравнению со старым) модулем упругости [130]. Среднее напряжение в старом металле ос может быть определено (если прикрепление добавленного металла рассчитано на силу, равную его несущей способности) по формуле
Oc—NFiс	/ [Fc (/-|~Snw) -р-^д/] Fc.	(VI.1)
где <Тс — среднее напряжение в старом металле; Fo и Fn — площади сечения (брутто) старого и добавленного металла; Fe.BT — площадь сечения (нетто) старого металла; I — длина стержня; п — число заклепочных швов в стыке; u=f(Р) — функция, определяемая по графику [130].
Напряжения в добавленном металле ад при одинаковой . длине старой и добавленной части сечения всегда получаются меньше, чем напряжения ос. Эффективность усиления зависит от длины стержня, от числа заклепочных швов в стыке и от коэффициента прикрепления р, т. е. отношения площади поперечного сечения прикрепленного элемента, соответствующего числу поставленных заклепок, к полной площади добавленного металла (при расчете заклепок по площади р= 1).
Если же р<1, несущая способность усиленного стержня может определяться не только прочностью старого листа, но и прочностью вновь установленных заклепок
Экспериментальная проверка подтвердила хорошее совпадение теории с действительной работой. При 0<1 разрушение происходило от среза заклепок, прикрепляющих добавленный элемент; при 1<р<1,25.— от разрыва старого листа; при [£>1,25— от разрыва старого и нового металла. Даже при статической нагрузке в предельном состоянии полного выравнивания напряжений (при 0<1,25) не происходит.
Испытание образцов, в которых после 0,5 млн. циклов загружения (о=150 МПа; р = 0,2) заклепками и высокопрочными болтами были присоединены новые листы, показало, что эффективность усиления при применении высокопрочных болтов на 10—15% выше, чем при применении заклепок. Разрушение начиналось во всех образцах с трещин в старых листах по ослабленному сечению. Образцы с высокопрочными болтами выдержали в среднем на 40% большее число циклов, чём образцы с заклепками.
В растянутых элементах, усиляемых под нагрузкой сваркой, в предельном состоянии при статической нагрузке напряжения выравниваются [34, 56], и их можно рассчитывать по формуле (VI.1) при м=0. При усилении стержнями цз более прочного металла несущую способность можно определять как сумму несущих способностей старого и добавленного металла [47].
При динамической и вибрационной нагрузках такой подход не дает гарантии надежности стержня, и осторожнее было бы проверять стержень по краевой текучести старого листа
о= [А'с (7%. нтЧ-Т'д. нт) -]-NnF с. нт]/(7*с. нтЧ-Т^д. rt)F с-
Усилие сжатого стержня под нагрузкой возможно при условных напряжениях в нем на 20—30% меньших, чем расчетное сопротивление стали. При больших напряжениях, усиление без разгрузки может быть уточнено [92].
Устойчивость сжатых, внецентренно-сжатых и сжатоизогнутых элементов в плоскости и из плоскости действия момента проверяют по формулам для проверки неусиленных элементов с введением в необходимых случаях специального коэффициента условий работы (0,9) [92]. Эксцентриситет определяется как сумма начального (по результатам обследования) и возникшего от смещения центра тяжести сечения и от сварки. Технологию сварки можно подобрать так, чтобы искривления от сварки уменьшали суммарный эксцентриситет. При больших эксцентриситетах от сварки необходима проверка устойчивости на пе
риод усиления. Прочность внецентренно-сжатых и сжатоизогнутых элементов (при наличии ослаблений) проверяется по СНиП с учетом суммарного эксцентриситета.
Текучесть в усиленных под нагрузкой балках начинается в старом металле и распространяется к центру тяжести, но в предельном состоянии напряжения выравнивается, образуя пластический шарнир [5]. С некоторым запасом проверять прочность изгибаемых элементов рекомендуется [5] по краевой текучести, считая геометрические характеристики сечения элемента после усиления как для стержня без усиления. При расчете усиленных изгибаемых элементов решающим может стать проверка на жесткость [33]. Чтобы уменьшить прогиб, можно предусмотреть приварку листа усиления сначала к нижнему, а потом к верхнему поясу.
При расчете сварных швов, усиляемых под нагрузкой, на прочность нужно учесть [114], что при наплавке часть сварного шва расплавляется и теряет несущую способность. Наибольшее ослабление шва, или возрастание напряжения в нерасплавленной части шва, будет тогда, когда зона термического влияния а всей своей длиной войдет на сварной шов. Рабочая длина шва в это время будет примерно равна /ш — а; при проектировании усиления обязательна проверка на достаточность несущей способности сварного шва этой длины. В дальнейшем несущая способность соединения будет возрастать, причем по окончании наплавки наиболее напряженными оказываются участки шва, с которых наплавка была начата. Длина зоны термического влияния зависит от толщины наплавляемого валика, высоты существующего шва, диаметра электрода, толщины свариваемых листов и может достигать 100 мм. Рекомендуется принимать длину зоны при увеличении катета шва на 2 мм": с 6 до 8 — 30 мм; с 10 до 12 — 50 мм. По исследованиям [128], несущая способность сварного шва, усиленного под нагрузкой, на 8—10% меньше, чем у сварного шва такой же площади, но выполненного без нагрузки, и можно рекомендовать при расчете сварных швов, усиленных наплавкой при нагрузке, вводить коэффициент условий работы 0,9.
При усилении, сварных швов под нагрузкой путем увеличения их длины при разрушении полного выравнивания срезающих напряжений не происходит [105], но сварные швы, усиленные таким образом, можно рассчитывать обычным способом, т. е. определять их несущую способность умножением суммарной площади среза на расчетное сопротивление. Однако, учитывая недостаточное количество экс
периментальных данных, авторы [105] предлагают более осторожный подход.
Действительная работа усиленных под нагрузкой элементов и соединения не исчерпывается исследованиями, которые здесь кратко изложены. Совершенно не изучена действительная работа усиленных под нагрузкой элементов при сложном напряженном состоянии, недостаточно изучено усиление внецентренно-сжатых и внецентренно-рас^янутых элементов. Не исследовано усиление под нагрузкой элементов, работающих на динамические и вибрационные нагрузки.
Глава VII. ТЕХНИЧЕСКАЯ ЭКСПЛУАТАЦИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
VE.1. ОРГАНИЗАЦИЯ ТЕХНИЧЕСКОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ
Техническая эксплуатация промышленных зданий включает в себя совокупность организационно-технических мероприятий по надзору, уходу и всем видам ремонта строительных конструкций, направленных на обеспечение надежности, исправности и долговечности их работы в условиях эксплуатации.
Удельный вес строительных конструкций в составе основных производственных фондов народного хозяйства составляет около 50%, являясь значительной долей национального богатства страны. В отличие от производственного оборудования строительные конструкции в значительно меньшей мере подвержены моральному износу, поэтому обеспечение их долговечности предупреждением преждевременного физического износа имеет важнейшее народнохозяйственное значение. Опыт показывает, что профилактические мероприятия в десятки раз дешевле и проще, чем восстановление или замена преждевременно вышедшей из строя конструкции в условиях действующего производства.
Несмотря на это, на многих предприятиях служба технической эксплуатации строительных конструкций поставлена неудовлетворительно, что объясняется недооценкой этой задачи, а также недостаточностью нормативной литературы, освещающей техническую сторону организации службы.
Общегосударственным нормативным документом, регламентирующим правила эксплуатации промышленных зданий, является «Положение о проведении планово-предупре
дительного ремонта производственных зданий и сооружений», утвержденное Госстроем СССР 29/XII 1973 г. [87]. В Положении приведены основные мероприятия по сохранности зданий в период эксплуатации, примерная структура и численный состав службы надзора в зависимости от общей площади производственных зданий, порядок оформления технической документации. В 1979 г. ЦНИИПром-зданий совместно с МИСИ, ЦНИИСК им. Кучеренко и другими организациями разработал «Руководство по эксплуатации строительных конструкций производственных зданий промышленных предприятий» [101], развивающее требования Положения. На основании этих документов должны разрабатываться ведомственные правила технической эксплуатации, отражающие специфические особенности воздействия производственных условий на строительные конструкции.
Начальный этап эксплуатации конструкций — их приемка. От качества изготовления и монтажа стальных конструкций в значительной степени зависит их надежность и долговечность. Приемка стальных конструкций должна производиться в соответствии с действующими СНиП [118]. При приемке конструкций следует обращать внимание на соответствие их проекту, правильность взаимного расположения, качество сварных, заклепочных и болтовых соединений, состояние узлов крепления; необходимо внимательно проверять качество окраски конструкций, в том числе подготовку поверхности, и соответствие ее проекту, особенно в труднодоступных местах — пазухах и щелях, где могут образоваться очаги интенсивной коррозии. Обнаруженные дефекты изготовления и монтажа металлических конструкций необходимо зафиксировать в приемочном акте и добиться их устранения.
На принятое в эксплуатацию промышленное здание составляется технический паспорт, в котором содержатся все сведения, необходимые для его дальнейшей эксплуатации: основные размеры, характеристика конструкций, данные о нагрузках и воздействиях. Паспорт составляется в двух экземплярах, один из которых хранится в подразделении эксплуатации и ремонта зданий и сооружений предприятия, второй — в цехе, эксплуатирующем здание или сооружение. Все изменения в проектных решениях, принятые при возведении или в процессе эксплуатации, должны быть внесены в оба экземпляра.
Основным документом, отражающим действительное состояние конструкций, а также историю их эксплуатации,
является технический журнал. В нем фиксируются все неисправности строительных конструкций и инженерного оборудования, результаты наблюдений и измерений параметров эксплуатационных воздействий, меры по устранению повреждений, а также указывается вид и стоимость работ по содержанию и ремонту здания. Технический паспорт и журнал по эксплуатации являются исходными документами при планировании текущих и капитальных ремонтов. Рекомендуемая форма паспорта и журнала по эксплуатации приведена в «Руководстве по эксплуатации строительных конструкций производственных зданий промышленных предприятий» [Ю1].
Ответственность за содержание конструкций здания несут начальники цехов (производств, отделов, служб), размещенных в здании, и уполномоченные ими лица.
Контроль за работами- по эксплуатации и ремонту зданий, методическое руководство их выполнения, планирование и организация ремонтов осуществляются специальными подразделениями предприятий по эксплуатации и ремонту. Численный состав этих подразделений зависит от размеров предприятия, срока его службы, интенсивности эксплуатационных воздействий и определяется соответствующими документами [87, 101].
В обязанности работников служб технической эксплуатации входят: содержание строительных конструкций, надзор за их состоянием и своевременное выявление дефектов и повреждений, контроль за соблюдением персоналом правил технической эксплуатации, планирование и организация ремонтов и контроль за качеством их выполнения.
В случае грубых нарушений правил эксплуатации, возникновении аварийных повреждений, при недоброкачественном выполнении работ по ремонту служба эксплуатации имеет право запрещать эксплуатацию цеха или подъемно-транспортного оборудования до устранения нарушений с уведомлением об этом руководителя предприятия.
Работы по содержанию строительных конструкций направлены на обеспечение нормальных условий эксплуатации, предупреждение преждевременного их износа и включают: очистку конструкций от пыли, мусора, жиромасля-ных и других отложений, своевременную уборку снега и пыли с покрытий зданий, обеспечение параметров температурно-влажностного режима и режима аэрации в соответствии с нормативными требованиями, предохранение конструкций от перегрузки и механических воздействий,
защиту конструкций от температурных воздействий и т. д. В случае большого объема работ по содержанию зданий целесообразно организовать специальные ремонтно-эксплуатационные участки или цехи.
Надзор за состоянием конструкций и соблюдением персоналом цеха правил технической эксплуатации проводится путем систематических наблюдений, текущих и общих периодических осмотров.
Систематическое наблюдение за состоянием конструкций проводится лицами, уполномоченными начальником цеха, ответственными за его эксплуатацию, и включает беглый визуальный осмотр конструкций и поэлементный осмотр по специальному графику, согласованному с подразделением эксплуатации и ремонта зданий. Объем и сроки проведения поэлементных осмотров определяются в зависимости от продолжительности эксплуатации, местных климатических условий, интенсивности эксплуатационных воздействий и состояния конструкций.
В случае обнаружения существенных дефектов и повреждений над конструкциями устанавливается ежедневное наблюдение с принятием мер по обеспечению безопасности людей и сохранности оборудования.
В процессе систематических наблюдений устанавливаются нарушения в работе технологического и подъемнотранспортного оборудования, связанные с повышением воздействий на строительные конструкции: проливы и выбросы агрессивных жидкостей и газов, увеличение вибрационных воздействий оборудования сверх допустимых пределов, сильный нагрев конструкций, удары транспортируемыми грузами о конструкции и т. д.
Все обнаруженные неисправности и нарушения фиксируются в техническом журнале.
Текущие периодические осмотры проводятся работниками подразделения эксплуатации и ремонта здания с участием лица, ведущего систематические наблюдения.
В задачи текущего ремонта входят: контроль за соблюдением правил содержания здания, проверка результатов систематических наблюдений, общий беглый и детальный поэлементный на отдельных участках осмотр конструкций и оценка их состояния.
Рекомендуемые сроки проведения текущих осмотров и объемы работ по детальному осмотру в зависимости от интенсивности эксплуатационных воздействий указаны в табл. VII. 1.
Общие периодические осмотры конструкций проводятся
Таблица VII.l
Режим работы кранов	Степень агрессивности среды	Периодичность проведения текущих осмотров	Объем детальных осмотров
Легкий и средний	Неагрессивная и слабоагрессивная Среднеагрессивная Сильноагрессивная	Раз в 6 мес Раз в 3 мес То же	По каждому виду конструкций 10 % элементов То же По каждому виду конструкций 20 % элементов
Тяжелый	Неагрессивная н слабоагрессивная Среднеагресснвная и сильноагрессивная	Раз в 3 мес То же	По каждому виду конструкций 10 % элементов и 20 % подкрановых конструкций По каждому виду конструкций 20 % элементов
Особо тяжелый	Неагрессивная и слабоагрессивная Среднеагрессивная и сильноагрессивная	Раз в 3 мес Ежемесячно	По каждому виду конструкций 10 % элементов, кроме подкрановых Все подкрановые конструкции По каждому виду конструкций 20 % элементов, кроме подкрановых Все подкрановые конструкции
Примечание. При сроке эксплуатации свыше 30 лет, а также если при осмотре обнаружено большое число дефектов и повреждений, объем детального осмотра следует увеличить.
два раза в год (весной и осенью) комиссиями, возглавляемыми руководителем предприятия или его заместителем, а на крупных предприятиях — главным архитектором. В состав комиссии включаются начальник цеха, главный механик, а также представители подразделения эксплуатации и ремонта.
Задачами весеннего осмотра являются выявление повреждений конструкций и неисправностей инженерного оборудования, появившихся за зимний период; уточнение объема работ по текущему ремонту; составление плана работ по капитальному ремонту. Осенние осмотры проводятся для проверки качества выполнения работ по текущему ремонту и готовности здания к зиме.
В случае аварии или после стихийных бедствий проводятся внеочередные осмотры конструкций специально назначенными комиссиями. При возникновении массовых повреждений для более углубленного анализа действительного состояния конструкций и разработки мероприятий по обеспечению их дальнейшей эксплуатации проводится обследование специализированными организациями.
Результаты всех видов осмотров оформляют актами, в которых отмечают обнаруженные дефекты и повреждения, способы и сроки их устранения, и фиксируют в техническом журнале. При обнаружении аварийных повреждений (трещины в основном металле и сварных швах, потеря устойчивости элементов, расстройство узлов и т. п.) должны быть немедленно приняты меры к ликвидации повреждений. До их устранения над аварийными конструкциями устанавливается постоянное наблюдение.
На основании результатов осмотров конструкций составляются планы текущих и капитальных ремонтов.
К текущему ремонту относятся работы по устранению отдельных повреждений конструкций с целью восстановления их несущей способности и защиты от коррозии. Текущие ремонты подразделяются на два вида:
1) планово-предупредительные ремонты., которые проводятся регулярно по графику, разработанному службой технической эксплуатации. Графиком устанавливаются виды работ, их объемы и время выполнения;
2) непредвиденные (внеочередные и аварийные) ремонты, связанные с немедленной ликвидацией отдельных повреждений, создающих опасность дальнейшей эксплуатации конструкций.
К капитальному ремонту относятся работы, в которых производится усиление или смена отдельных конструкций
и деталей из-за их износа или значительных повреждений. Капитальные ремонты также подразделяются на два вида:
1) комплексные ремонты — когда восстановлению или замене подлежит несколько видов основных конструкций здания;
2) выборочные ремонты — когда восстановлению или замене подлежат отдельные конструкции здания.
Для стальных конструкций промышленных зданий основным видом капитального ремонта является выборочный, производимый при износе отдельных конструкций по возможности без перерыва эксплуатации. Примерная периодичность выборочного капитального ремонта отдельных видов стальных, конструкций приведена в табл. VII. 2.
Таблица VII.2
Конструкция	Примерная периодичность капитального ремонта, годы, для условий эксплуатации		
	нормальные	агрессивная среда	тяжелый режим работы
Стропильные и подстропильные фермы	25—30	15—20	20—25
Колонны	50—60	40—45	40—50
Подкрановые балки	25—30	20—25	10—15
Элементы стенового фахверка и переплеты	25—30	15—20	20—25
Стальная кровля	10—15	5-8	10—12
При проведении выборочного капитального ремонта в первую очередь нужно предусматривать ремонт тех конструктивных элементов, от которых зависит нормальное ведение технологического процесса или неисправность которых влияет на состояние других конструкций.
В случаях, когда капитальный ремонт здания экономически нецелесообразен, а использовать здание в течение определенного ограниченного срока необходимо, должны осуществляться за счет ассигнований на капитальный ремонт специальные работы по поддержанию конструкций в состоянии, обеспечивающем его безопасную эксплуатацию в течение заданного срока. Капитальный ремонт конструкции нецелесообразен при сносе или переносе объекта, при невозможности использования здания в связи с переходом на новую технологию производства, при общей ветхости и износе всех конструкций здания.
Предельные сроки продолжительности работ по капи
тальному ремонту на отдельном здании должны быть не более:
Сметная стоимость работ, тыс. руб. . . 10 20 50 100 500
Продолжительность работ, мес .... 1 2 4 6 12
Законченные работы по капитальному ремонту принимаются комиссией, назначенной директором завода в соответствии с требованиями к конструкциям, как при новом строительстве.
VII.2. ОСОБЕННОСТИ ТЕХНИЧЕСКОЙ ЭКСПЛУАТАЦИИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
Характер и степень износа металлических конструкций под влиянием внешних воздействий зависят от условий их действительной работы и конструктивной формы.
Для стальных конструкций покрытия характерны тонкостенные гибкие элементы, работающие при высоком уровне напряжений, близком к расчетному. Такие элементы чувствительны к местным и общим перегрузкам, к механическим воздействиям, возникающим при эксплуатации. Малые толщины и сложная конфигурация сечений уменьшают их сопротивляемость коррозии. Эти факторы предопределяют меры по обеспечению необходимой долговечности конструкций.
Чтобы предупредить появление трещин, искривлений и потери устойчивости сжатых элементов ферм, остаточных прогибов конструкции покрытия, их следует предохранять от перегрузки. Перегрузки возможны при чрезмерном отложении снега и пыли на кровле, особенно в местах перепада высот. Недопустима также подвеска к элементам покрытия различных трубопроводов, балок для тельферов, площадок, блоков для подъема грузов при ремонтах и т. д., не предусмотренных проектом. При необходимости дополнительные нагрузки могут быть приложены только после выполнения проверочных расчетов и разработки проекта усиления конструкций, согласованного с проектной организацией или выполненного ею.
Для защиты конструкций покрытия от коррозионных повреждений необходимо содержать в исправном состоянии влагоизолирующие слои ограждающих конструкций и устройства для отвода дождевых и талых вод. Все замеченные повреждения гидроизоляционного ковра следует немедленно устранять. Наиболее часто протечки кровли возникают в узлах крепления фонарей, в местах перепада высот и у водосборных воронок.
Элементы конструкций покрытия необходимо систематически очищать от пыли, особенно при возможности ее увлажнения.
При общих осмотрах конструкций покрытия, выполняемых в процессе систематических наблюдений и текущих осмотров, следует обращать внимание на общее состояние конструкций, на прямолинейность элементов, особенно средних гибких стержней ферм, заметные на глаз прогибы и местные повреждения. При обильных снегопадах необходимо проверить состояние прогонов, особенно в местах перепадов высот и в прифонарных участках. После сильных ветров возможны искривления раскосов фонарных ферм.
Как показывает практика обследований, нередко к связям по покрытию относятся как к второстепенным элементам. В процессе эксплуатации отдельные стержни связевых ферм удаляют, повреждения связей не устраняют. Все это приводит к изменению конструктивной схемы каркаса, снижает пространственную жесткость и является недопустимым.
При детальных поэлементных осмотрах дополнительно проводится обследование узлов сопряжения элементов покрытия, проверяется состояние болтовых и заклепочных соединений (наличие болтов и заклепок, степень их ослабления, возможные перекосы стержней), условия опирания ферм на колонны. (наличие опорных столиков, смещения ферм с оси колонн, зазоры и перекосы опорных поверхностей и т. д.).
В сварных узлах следует обращать внимание на возможность появления трещин в фасонках ферм при малом (менее 40 мм) расстоянии между торцами элементов решетки и поясами ферм, а также на состояние сварных швов в стыках поясов и в монтажных и укрупнительных узлах ферм.. При эксплуатации конструкций в условиях отрицательных температур опасность появления трещин, особенно в конструкциях, выполненных из кипящей стали, возрастает, что необходимо учитывать при проведении весенних осмотров.
При детальных осмотрах фиксируются также характер и степень коррозионных поражений защитных покрытий и основного металла.
Стальные колонны промышленных зданий обладают достаточно мощным сечением, имеют, как правило, избыточные запасы несущей способности и работают в более благоприятных условиях, чем другие элементы каркаса. Это предопределяет их меньшую повреждаемость.
Наиболее характерными повреждениями колонн являются местные погибы, вмятины и разрушения полок и элементов решетки от ударов и других механических воздействий. Такие повреждения возникают в местах работы кранов с магнитными шайбами и грейферами (например, отделения магнитных и сыпучих материалов, шихтовые и шлаковые дворы и т. д.), вблизи внутрицеховых железнодорожных путей и проездов безрельсового транспорта, а также в местах погрузки, разгрузки и складирования различных материалов, деталей и оборудования.
Чтобы предотвратить такие повреждения, необходимо обеспечить габариты для проезда транспорта, выставить ограждение и повысить требования к организации технологического процесса. При неизбежности ударов нижние части колонн в опасных зонах следует предохранять от ударных воздействий.
В горячих цехах при воздействии на колонны лучистого тепла и нагреве их свыше 200° С следует применять теплоизолирующие экраны.
Расстояние между штабелями горячего металла и стальными конструкциями должно быть не менее:
Температура металла, °C....................600 800 1000
Расстояние, м...............................2	3	4
Если эти расстояния не могут быть выдержаны, конструкции следует экранировать.
Вблизи плавильных агрегатов, когда возможно непосредственное воздействие на колонну расплавленного металла или шлака, необходимо облицовывать конструкции огнеупорными материалами.
Осадки, горизонтальные смещения и повороты фундаментов приводят к изменению расчетной схемы колонн и могут вызвать расстройство узлов крепления примыкающих элементов, поэтому в первые 2—3 года ежегодно, а затем после стабилизации осадок один раз в 3—4 года должна производиться геодезическая проверка вертикальности осей колонн и их осадок.
Для предупреждения коррозионных поражений колонн следует регулярно очищать от пыли и мусора узлы опирания конструкций покрытия, подкрановых балок, решетки колонн и диафрагмы. Базы колонн в случае соприкосновения их с влажным грунтом следует обетонировать.
При осмотре колонн необходимо определить заметные на глаз отклонения осей колонн от вертикали и искривления элементов, выявить состояние нижних частей в зо
нах проездов и складирования грузов, а также коррозион ные поражения, особенно в базах колонн.
В зданиях с кранами тяжелого режима работы следует обращать внимание на состояние колонн в узлах опирания подкрановых балок и крепления тормозных конструкций. При опирании подкрановых балок на консоли особое внимание следует обратить на сварные швы крепления консолей к стержню колонны.
В горячих цехах при осмотре следует учитывать возможность появления трещин в элементах вертикальных связей и расстройство болтовых соединений в узлах их крепления к колоннам.
Подкрановые конструкции — наиболее повреждаемые элементы каркаса, особенно в зданиях с кранами тяжелого и весьма тяжелого режима работы, требуют более частых осмотров.
Большое влияние на работу подкрановых конструкций оказывают геометрические несовершенства кранов и рельсового пути. При кранах тяжелого режима работы следует проводить вертикальную и горизонтальную геодезическую съемку положения путей ежегодно, а в других зданиях — раз в 2—3 года. При этом определяют: разность отметок путей на соседних колоннах и в створе здания, расстояние между осями путей в пролете и отклонения путей от разбивочных осей, смещения осей рельса относительно оси подкрановой балки (эксцентриситет рельса).. Необходимо также проверять параллельность колес и перекос моста крана, так как искажение геометрии крана приводит к увеличению горизонтальных крановых воздействий и повышенному износу подкрановых конструкций. Чтобы уменьшить эти воздействия, грани кранового рельса смазывают машинным маслом с графитовым заполнителем.
Положение и состояние рельсов и их креплений следует проверять при каждом текущем осмотре. Особое внимание необходимо обращать на состояние стыков рельсов. Чтобы уменьшить динамичность крановых воздействий и снизить уровень местных напряжений в стенке под колесом крана, под рельсы устанавливают прокладки из низкомодульного материала [137].
Не следует допускать складирования тяжелых деталей кранов и прочих грузов на тормозных площадках. Вырезы и смотровые люки в тормозных листах надо окаймлять элементами жесткости в целях снижения концентрации напряжений и предотвращения развития трещин.
Характерные повреждения подкрановых балок изложе
ны в гл. III. При осмотре сплошных сварных балок в первую очередь надо обращать внимание на наличие трещин в верхнем поясном шве и в околошовной зоне стенки. Трещины чаще появляются в приопорных зонах и около ребер жесткости. Вероятные очаги развития трещин — дефекты сварных швов (подрезы, непровары, места перерыва швов и т. д.). Над развитием трещин (в случае их обнаружения) до проведения ремонтных работ следует установить постоянное наблюдение. Результаты наблюдений заносят в технический журнал, при этом фиксируют время и место зарождения трещины и ее длину на каждый момент наблюдения. При быстром увеличении длины трещины, а также в случае ее перехода на пояс или стенку балки необходимо срочно усилить конструкцию.
В клепаных подкрановых балках особое внимание необходимо обращать на трещины в обушке верхних поясных уголков. При детальном осмотре следует простучать заклепки соединения элементов верхнего пояса и стенки и выявить степень их ослабления.
При осмотре узлов крепления подкрановых балок и тормозных конструкций к колоннам проверяется наличие трещин в элементах крепления и в сварных швах, а также расстройство болтовых и заклепочных соединений. Особенно часто подобные повреждения возникают в жестких элементах крепления, препятствующих свободному перемещению балок и повороту опорных сечений.
При осмотре узлов крепления тормозных листов или ферм к балкам следует установить наличие трещин и состояние болтовых и заклепочных соединений.
Наиболее часты повреждения в решетчатых подкрановых конструкциях, поэтому их осматривать надо особенно тщательно.
Для выявления причин массовых повреждений подкрановых конструкций следует провести детальное обследование, проанализировать крановые воздействия и разработать мероприятия по обеспечению нормальной эксплуатации подкрановых путей. В необходимых случаях для выполнения этой работы привлекают специализированные организации.
Балки путей подвесных кранов. Необходимо систематически контролировать их положение в плане и по вертикали, для чего следует не реже одного раза в 2—3 года проводить геодезическую съемку.
Нельзя допускать работу кранов с грузами, превышающими номинальную грузоподъемность, и с боковой оттяж-
I
кой грузов. Результаты обследования, однако, показывают, что эти нарушения достаточно часты, они приводят к перенапряжению балок и появлению значительных остаточных прогибов, что затрудняет работу кранов.
При осмотре балок основное внимание обращается на абразивный износ по толщине и ширине ездовых полок и по толщине стенки. В узлах крепления балок к вышележащим конструкциям следует проверить состояние болтовых соединений и сварных швов. В узловых элементах и в балках возможно также появление трещин, развивающихся от отверстий, подрезов и других концентраторов.
Из других конструкций промышленных зданий особого внимания при эксплуатации требуют рабочие площадки. Их балки, по которым уложены пути завалочных машин, железнодорожные пути или установлено оборудование, создающее вибрацию, работают в наиболее тяжелых условиях, приближающихся к условиям работы подкрановых балок. При их осмотре следует обращать внимание на появление усталостных трещин в верхних поясных швах и в стенке в околошовной зоне, а также на расстройство узловых соединений.
В горячих цехах конструкции рабочих площадок подвергаются значительным температурным воздействиям, поэтому при их осмотре необходимо выявить состояние вертикальных связей между колоннами и узлов их крепления. В балках, расположенных вблизи плавильных агрегатов, возникают температурные деформации полок и стенок. При выбросах расплавленного металла и шлака возможны прожоги металла и полный выход конструкций из строя. Чтобы защитить элементы рабочих площадок от температурных воздействий, вблизи печей следует устанавливать теплозащитные экраны.
Необходимо наблюдать за нагрузками на площадках. При ремонтах оборудования на рабочих площадках складывают в недопустимых количествах строительные материалы, оборудование и т. д. Это может привести к появлению чрезмерных пластических деформаций, а в некоторых случаях и к обрушению конструкций.
Чтобы предупредить ускоренный коррозионный износ, нельзя допускать проливов агрессивных жидкостей на рабочие площадки. Все следы подобных воздействий следует незамедлительно нейтрализовать и удалять.
Вспомогательные конструкции промышленного здания включают площадки для обслуживания и ремонта оборудования, посадочные площадки, переходные мостики, лест-
/ ницы и т. д. Все эти элементы рассчитаны на небольшую нагрузку, и их нельзя загружать тяжелым оборудованием, деталями и материалами. Особое внимание при осмотрах вспомогательных элементов следует обращать на состояние узлов их крепления и ограждения. Тонкостенные элементы этих конструкций обладают малой коррозионной стойкостью, и их необходимо систематически очищать от пыли и мусора, предохранять от увлажнения.
Один из основных факторов, обеспечивающих требуемую долговечность конструкций,— защита их от коррозии.
При текущих осмотрах необходимо выявить участки с очагами преждевременной коррозии. Особое внимание следует обратить на места, где задерживается пыль и влага: узкие щели, пазухи. Первые признаки коррозионных поражений — повреждения лакокрасочного покрытия. Признаками этих повреждений являются: 1) разрушение и выветривание пленки краски; 2) местные вспучивания и отслаивания; 3) трещины в защитной пленке; 4) появление на поверхности ржавых пятен.
При значительном развитии таких повреждений (10% общей площади) следует произвести повторную окраску. При возобновлении защитных покрытий необходимо обеспечить высококачественную подготовку поверхности под окраску. Поверхность должна быть очищена от пыли, грязи, жирных пятен, следов ржавчины и старой краски. Старое покрытие при хорошем его состоянии на отдельных участках может быть оставлено. Грунт и покрытие наносят в точном соответствии с техническими условиями и инструкциями по производству окрасочных работ. При нарушении этих правил весьма трудоемкие работы по окраске не обеспечат надежной защиты конструкций от коррозии.
 ПРИЛОЖЕНИЯ
1. ДЕФЕКТЫ И ПОВРЕЖДЕНИЯ СТАЛЬНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Отклонение и повреждение	Эскиз	Примечание
I. Трещины в швах или в	Сварные соединения	Те допускаются
околошовной зоне		
Неполномерность швов		Необходимость устранения дефекта проверяется эасчетом
Подрезы основного металла, непровары в корне и по сечению шва, шлаковые включения, поры и т. д. (СНиП Ш-18-75) II. БОЛТО! Отсутствие болта (заклепки) или проворачивание от руки (кроме монтажных болтов)	ше и заклепочные с	Дефекты должны быть устранены, если они явились причиной возникновения трещин в швах данной или аналогичной конструкции эединения Не допускается
Дрожание или перемещение болта (заклепки) под ударами контрольного молотка весом 300— 400 г, перекос болта (заклепки) (кроме монтажных болтов)	—	Не допускается при числе ослабленных болтов свыше 10 % в одной группе
Дефекты головок закле пок	(трещиноватость рябина, неполномерност) н т. д.), неплотност! склепываемого пакета смещение заклепок оси элемента и т. д (СНиП Ш-18-75)	с	При отсутствии ослабленных заклепок эти дефекты могут быть оставлены без исправления. Зазоры в пакетах следует заполнить эпоксидной смолой или другим материалом, предохраняющим от попадания влаги и грязи
Отклонение н повреждение	Эскиз	Примечание
III. Элементы конструкций
Трещины в основном материале элементов конструкций	—						Не допускаются
Искривление элементов решетчатых конструкций		I				7'	Необходимость устранения повреждения устанавливается расчетом. Для ферм из парных уголков допустимые искривления определяются по прил. 2.
							
Винтообразность элементов, перекос и грибовид-ность полок балок	—						Повреждения устраняются в случаях, когда препятствуют нормальной эксплуатации конструкции, нарушают опирание и примыкание других элементов
Выпучивание стенки сплошной балки			•с:				Необходимость устранения дефекта устанавливается расчетом. В рабочее сечение включаются часть стенки в сжатой зоне высотой 156 и растянутая зона. Учитывается местный изгиб в пролете, равном расстоянию между ребрами жесткости
Местные погнутости (вмятины)		pt		' 1			Необходимость устранения устанавливается расчетом. При этом учитывается только неповрежденная часть сечения
Отклонение и повреждение	Эскиз		Примечание
Погнутость узловых фасонок: а) в случае примыкания сжатого элемента с напряжением в нем более половины расчетного сопротивления; б) в остальных случаях		-X/	Следует усилить, если: a) tga^O.l; б) tga^0,2
Отклонение ферм от вертикальной плоскости: а)	на опоре; б)	в середине пролета	4	7	Усилить, если: а) а>10 мм; б) а>15 мм
2. ДОПУСТИМЫЕ ИСКРИВЛЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ФЕРМ ИЗ ПАРНЫХ УГОЛКОВ
О	Относительное нскривление	Допустимое искривление						
<р/?	full fx4	1 400 0	1	1 700 1 900	1 800 1 800	—	—	—
			500 1					
			1000					
0,9д>/?	full fxll	1 250 0	1	1 400 1 750	1 500 1 650	1 600 1 600	1 700 1 550	1 800 1 500
			300 1					
			1000					
0,8g)/?	full fxll	1 150 0	1	1 250 1 600	1 300 1 550	1 400 1 450	1 500 1 4.00	1 800 1 350
			200 1					
			1000					
0,7g)/?	fyll fxll	1 100 0	1	1 200 1 450	1 250 1 350	1 .300 1 300	1 400 1 250	1 800 1 250
			150 1					
			750					
0,6g>/?	full fxll	1 100 0	1	1 200 1 250	1 300 1 200	1 500 1 180	1 700 1 170	1 800 1 170
			150 1					
			300					
fx - искривление в плоскости фермы; fy - искривление из плоскости фермы.
1
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Алексеев Е. К., Мельник В. И. Сварка в промышленном строительстве. М., 1977.
2.	Апалько А. А. Напряженное состояние стенок сварных подкрановых балок под действием местных статических нагрузок. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1960.
3.	Балашов В. П. Исследование поперечных сил при движении мостовых кранов. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М„ 1959.
4.	Бахвалов Г. Т. Защита металлов от коррозии. М., 1964.
5.	Белеия Е. И. Исследование упругопластических процессов работы балок, усиленных до загружения и под нагрузкой. — В кн.: Исследования по стальным конструкциям. М., 1950.
6.	Белеия Е. И. Действительная работа и расчет поперечных рам стальных каркасов одноэтажных производственных зданий. — Автореф. на соиск. учен, степени д-ра техн. наук. М., 1969.
7.	Белеия Е. И. Предварительно напряженные металлические несущие конструкции. М., 1975.
8.	Беляев Е. И., Корниенко В. С. Причины аварий стальных конструкций и способы их устранения. М., 1968.
9.	Белышев И. А., Клепиков Л. В. Статистический анализ данных о температуре воздуха для расчета конструкций. — В кн.: Исследование нагрузок на сооружения и надежность строительных конструкций. М„ 1976.
10.	Блейх Ф. Теория и расчет железных мостов./Пер. с нем. М., 1931.
II.	Болотии В. В. Применение методов теории вероятностей и теории надежности в расчетах сооружений. М., 1971.
12.	Борисенко Л. К. Повышение коррозионной стойкости стальных конструкций в условиях влажной приморской атмосферы. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1979.
13.	Броуде Б. М. Распределение сосредоточенного давления в металлических балках. М., 1950.
14.	Булычев А. П. Статистическая модель нагрузки иа перекрытия складских зданий.— В кн.: Проблемы оптимизации и надежности в строительной механике. М„ 1979.
15.	Валь В. Н. Исследование вертикальных воздействий мсстРРЫХ
кранов на подкрановые балки. — Автореф. на соиск. учён, степени канд. техн. наук. М., 1970.
16.	Васильев А. А. Особенности работы подкрановых конструкций и повышение срока их службы. — Пром, стр-во, 1965, № 7.
17.	Васильев А. А., Рывкии Э. А. Исследование гибких креплений подкрановых балок к колоннам. — Сб. тр./МИСИ им. В. В. Куйбышева. М., 1975, № 119. Металлические конструкции.
18.	Васильев А. А., Уваров Б. Ю., Эглескали Ю. С. Методика оценки степени физического износа металлических конструкций производственных зданий. — Сб. тр./МИСИ нм. В. В. Куйбышева. М., 1975, № 119. Металлические конструкции.
19.	Ведеикии С. Г. Влияние состава низколегированных строительных сталей на их атмосферную стойкость. — Защита металлов, 1975, № 3.
20.	Владовский М. С. Об учете пространственной работы каркаса одноэтажного промышленного здания. — Пром, стр-во, 1962, № И.
21.	Больберг Ю. Л. Классификация цехов медной промышленности по степени агрессивности среды. Особенности эксплуатации в агрессивных средах металлических конструкций предприятий медной промышленности.— Цветная металлургия, 1971, № 17.
22.	Больберг Ю. Л. Особенности проектирования коррозионных стыков металлических конструкций. — Сб. тр./МИСИ им. В. В. Куйбышева. М., 1975, № 119. Металлические конструкции.
23.	Больберг Ю. Л., Колобов Н. В. Коррозионная стойкость сварных соединений конструкций из высокопрочных сталей и алюминиевого сплава в агрессивных средах предприятий цветной металлургии. — В кн.: Долговечность стальных строительных конструкций объектов металлургической и угольной промышленности. Л., 1977.
24.	Больберг Ю. Л., Бала и ин В. В. Долговечность элементов строительных конструкций из алюминиевых сплавов в агрессивных средах промышленных предприятий. — В кн.: Долговечность строительных конструкций на Севере. Якутск, 1981.
25.	Больберг Ю. Л. Коррозионная стойкость строительных металлических конструкций. М„ 1978.
26.	Больберг Ю. Л., Коряков А. С. Влияние агрессивных сред иа несущую способность строительных металлических конструкций.— В кн,: Долговечность строительных конструкций на Севере. Якутск, 1981.
27.	Галицкий В. Г. Предельно допустимые уклоны подкрановых путей мостовых кранов. — Строит, промышленность, 1956, № 4.
28.	Гладштейи Л. И., Лактюшин В. С. Применение атмосферостойких сталей без защитных покрытий в строительных конструкциях.— Тр./ЦИНИС, 1979, вып. 6. Сер. Строительные материалы, изделия и конструкции.
29.	Голенко Г. Г. Легкие прутковые конструкции для покрытий зданий. — В кн.: Исследования по стальным конструкциям. М., 1950.
30.	Голиков С. П. О пространственной работе стального каркаса: одноэтажного промышленного здания. — Пром, стр-во, 1964, № 4.
31.	Голубев А. И, Антикоррозионная защита металлических конструкций. М., 1975.
32.	Голубев А. И. и др. О номенклатуре стальных строительных конструкций с металлическими защитными покрытиями. — Пром, стр-во, 1979, № 10.
33.	Городецкий В. С. и др. Агрессивность внутрицеховых сред главного корпуса Волжского автозавода. — Пром, стр-во, 1981, № 3.
34.	Десятое Б. И. Исследование работы уснляемых под нагрузкой элементов сварных стальных ферм. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1969.
35.	Донник И. Я. Несущая способность прокатных двутавровых балок, усиленных под нагрузкой. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. Киев, 1956.
36.	Жукова Н. К. Исследование снеговых нагрузок на покрытиях сложного профиля промышленных зданий. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1971.
37.	Заварииа М. В. Строительная климатология. Л., 1976.
38.	Заславский И. Н., Флакс В. Я., Чернявский В. Л. Долговечность зданий и сооружений предприятий цветной металлургии. М., 1979,
39.	Здаиевич Ю. А. Экспериментально-теоретические исследования: некоторых резервов несущей способности металлических каркасов зданий сталеплавильных цехов при их реконструкции. — Автореф. на сонск. учен, степени канд. техн. наук. Днепропетровск, 1975.
40.	Иваиков О. Ф, Исследование местных напряжений в станках сварных подкрановых балок различной конструктивной формы при центральном и внецентренном приложении нагрузок. — Автореф, да соиск. учен, степени канд, техн. наук. Днепропетровск, 1969.
41.	Износ и защита конструкций промышленных зданий с агрессивной средой производства. М., 1966.
42.	Изосимов И. В. Исследование боковых сил мостовых кранов цехов металлургических заводов. — Лвтореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1969.
43.	Изосимов И. В. и др. Исследование силовых воздействий от мостовых кранов. — В кн/ Металлические конструкции. М_, 1966.
44.	Иткин Г. Я. Исследование конструкций перегородок нз облегченных унифицированных панелей для одноэтажных производственных зданий. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1973.
45.	Ишменева Л. Н. Экспериментально-статистическое исследование расчетных сопротивлений сталей повышенной и высокой прочности для строительных металлических конструкций. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1978.
46.	Кадыров М. X., Голубев А. И., Заикии Б. Б. Прогнозирование коррозии металлов в закрытых помещениях. — Пром стр-во. 1971, №8.
47.	Кизиигер Р. Исследование напряженного состояния растянутых стержней металлических ферм при их усилении под нагрузкой. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1973.
48.	Кикии А. И. Исследование величин боковых сил, возникающих между мостовым краном и подкрановыми путями. — Автореф. на со-нск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1947.
49.	Кикин А. И. Особенности проектирования и расчета стальных конструкций зданий и сооружений заводов черной металлургии при учете условий эксплуатации. — Лвтореф. на соиск. учен, степени д-ра техн. наук. М., 1953.
50.	Кикин А. И., Васильев А. А., Валь В. Н. Резервы несущей способности металлических конструкций мартеновских цехов. — Пром, стр-во, 1967, № 9.
51.	Кикин А. И., Васильев А. А., Кошутин Б. Н. Повышение долговечности металлических конструкций промышленных зданий. М., 1969.
52.	Кикии А. И., Русаков 14. Ф., Коенман М. X. Особенности работы продольных фонарей, расположенных вдоль средних рядов колонн промышленных зданий. — Изв. вузов. Сер. Стр-во и архитектура, 1962. № 4.
53.	Кикии А, И., Сабуров В. Ф. Исследование подкранового пути на низкомодульных прокладках. — Пром, стр-во, 1975, № 8.
54.	Клепиков Л. В, Определение эквивалентных нагрузок для желе*
зобетонных балочных перекрытий. — В кн.: Методика определения нагрузок на здания н сооружения. М., 1963.
55.	Клепиков Л. В. Статистический анализ данных о скорости ветра в различных районах СССР. — В кн.: Расчет строительных конструкций. Труды Центрального научно-исследовательского института строительных конструкций. М., 1976, вып. 2.
56.	Колесников В. М. Исследование работы некоторых стальных конструкций и отдельных элементов, усиленных под нагрузкой. — Ав-тореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. Л., 1967.
57.	Косорукое В. А. Влияние случайных погнутостей сжатых стержней стропильных ферм на их несущую способность. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1975.
58.	Кошин И. И., Харламов И. В. О влиянии принципа концентрации материала иа коррозионную стойкость стропильных ферм промышленных зданий.—Изв. вузов. Сер. Стр-во и архитектура, 1976, №3.
59.	Кошутин Б. Н. Определение коэффициента перегрузки вертикальной крановой нагрузки на основании статистического изучения работы кранов в действующих цехах. — Автореф. на соиск. учен, степени каид. техн. наук. М_, 1961.
60.	Кошутии Б. Н. О коэффициенте перегрузки боковых снл от мостовых кранов. — В кн.: Методика определения нагрузок на здания и сооружения. М., 1963.
61.	Кошутии Б. Н., Куиии Ю. С., Нищета С. А. Методика исследования завнснмостей между горизонтальными и вертикальными воздействиями мостодых кранов на стальные каркасы прокатных цехов. — В ки.: Исследование нагрузок на сооружения и надежность строительных конструкций. М., 1976.
62.	Кошутии Б. Н., Стрельцов В. И. Исследование несущей способности нижнего фланцевого узла примыкания фермы к колонне. — Сб. тр./МИСИ им. В. В. Куйбышева. М., 1975, № 119. Металлические конструкции.
63.	Кудишии Ю. И. Некоторые особенности работы сварных подкрановых балок. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1967.
64.	Кунии Ю. С. Исследование процессов нагружения стальных подкрановых балок вертикальными крановыми нагрузками в цехах металлургического производства. — Автореф. на соиск. учен, степени каид. техн. наук. М., 1970.
65.	Кураев В. В., Чериашкии В. Г. Исследование стали СтЗ. — В ки.: Ученые труды ЦНИИПС за 25 лет. М„ 1952.
66.	Лампси Б. Б. Металлические тонкостенные несущие конструкции при локальных нагрузках. М., 1979.
67.	Лащеико М. Н. Аварии металлических конструкций зданий и сооружений. Л., 1969.
68.	Лащеико М. Н. Регулирование напряжений в металлических конструкциях, Л., 1966.
69.	Ларькии Ю. И. К вопросу распределения сосредоточенного крутящего момента верхним поясом сварной подкрановой балки. — Сб. тр. / Мордовский университет, Саранск, 1968. Строительные конструкции и строительная механика, № 73, т. 1.
70.	Лубиии А. И. и др. Проектирование зданий н сооружений металлургических заводов. М., 1963.
71.	Митюгов Е. А. Исследование кручения верхнего пояса и местного изгиба стенки в металлических подкрановых балках. — Автореф.
на сонск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1970.
72.	Малышкииа М. Н. Исследование напряженного состояния подкрановых балок. — Пром, стр-во, 1966, № 10.
73.	Москалев Н. С. Исследование работы сварных стержневых подкрановых балок под динамической нагрузкой. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1959.
74.	Нежданов К. К. Исследование выносливости сжатой зоны стенки сварных подкрановых балок. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1975.
75.	Никифоров С. Н. Устойчивость сжатых стержней. М., 1938.
76.	Никольский А. С. Исследование температурных воздействий на конструкции стальных каркасов в горячих цехах. — Автореф. дис. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1972.
77.	Одни И. М. К расчету напряжений в стенках подкрановых балок от смещения рельса. — Пром, стр-во, 1962, № 3.
78.	Ойхер А. Л. Исследование свойств стали марки СтЗ. — В кн.: Исследования по стальным конструкциям. М., 1950.
79.	Отставиов В. А. О снеговых нагрузках на покрытия зданий. — Пром, стр-во, 1960, № 1.
80.	Отставиов В. А., Розенберг Л. С. О некоторых особенностях сбора и первичной обработки исходного климатологического материала по снеговым нагрузкам. — Сб. тр. / ЦНИИСК им. Кучеренко. М.,
1976. Расчет строительных конструкций, вып. 42.
81.	Патон Е. О. Железные мосты. М., 1901.
82.	Патрикеев А. Б., Щукин Я. А. К вопросу о горизонтальных силовых воздействиях ходовых колес мостовых кранов с рельсами. — Вестник машиностроения, 1965, № 1.
83.	Патрикеев А. Б. Боковые силы ходовых колес напольных завалочных машин. — Вестник машиностроения, 1965, № 12.
84.	Патрикеев А. Б. Некоторые закономерности усталостных повреждений клепаных подкрановых балок.-—Сб. тр./ВЗПИ. М., Ns 110, 1978. Сер.: Стр-во.
85.	Патрикеев А. Б. Усталостные разрушения подкрановых балок и методы их предотвращения. — В кн.: Проблемы разрушения металлов. М., 1977.
86.	Пичугии С. Ф. Статистическое исследование горизонтальных и вертикальных силовых воздействий мостовых кранов на конструкции промышленных зданий. — Автореф. на сонск. учен, степени канд. техн, наук. М., 1968.
87.	Положение о проведении планово-предупредительного ремонта производственных зданий и сооружений. М., 1974.
88.	Польевко В. П. Исследование напряжений от изгиба в сжатых н растянутых элементах главных ферм металлических пролетных строений железнодорожных мостов. — Автореф. на сонск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1955.
89.	Прицкер А. Я. О нагрузках па покрытие. — Пром, стр-во, 1967, Ns 2.
90.	Пятницкий А. А. О динамических воздействиях подвесных кранов.—В кн.: Строительство и архитектура.— Библиограф, указатель депонир. рукописей, вып. 5. М., 1981.
91.	Пятницкий А. А. Статистическое обследование работы подвесных однобалочных кранов. — Вестник машиностроения, 1981, Ns 2.
92.	Ребров И. С. Работа сжатых элементов стальных конструкций, усиленных под нагрузкой. Л., 1976.
93.	Рейбмаи А. И. Защитные лакокрасочные покрытия. Л., 1978.
94.	Реиский А. Б. Деформатнвность н прочность фланцевых сопряжений ферм с колоннами в стальных каркасах производственных зданий. — Сб. тр./МИСИ им. В. В. Куйбышева. М., 1953, Стальные конструкции, Ns 22.
95.	Реттер Э. И., Стриженов С. И. Аэродинамика зданий. М., 1968.
96.	Ржаиицын А. Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. М., 1978.
97.	Родионов И. К. Влияние технологических параметров сварки на работу сжатых, усиляемых увеличением сечения стержней стальных стропильных ферм, находящихся под нагрузкой. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техи. наук. М., 1980.
98.	Розенфельд И. Л. Атмосферная коррозия металлов. М., 1960.
99.	Руководство по защите строительных металлоконструкций, работающих в агрессивных средах и различных климатических условиях. М„ 1974.
100.	Руководство по определению экономической эффективности повышения качества и долговечности строительных конструкций. М., 1981.
101.	Руководство по эксплуатации строительных конструкций производственных зданий промышленных предприятий. М., 1981.
102.	Рывкии Э. А. Напряженное состояние элементов стальных тонкостенных стержней в зоне приложения локальных нагрузок. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1978.
103.	Сахновский М. М., Титов А. М. Уроки аварий стальных конструкций. Киев, 1969.
104.	Сигалов Э. Е. Пространственная работа одноэтажных пром-зданий прн крановых нагрузках. — В кн.: Проектирование железобетонных конструкций. М., 1966.
105.	Сильверстров А. В., Бирюлев В. В., Шагимарданов Р. М. Работа сварных соединений, усиленных под нагрузкой. — Пром, стр-во, 1966, № 11.
106.	Сильверстров А. В., Бирюлев В. В., Наделяев В. Д. Причины хрупкого разрушения стальных ферм, —Пром, стр-во, 1970, № 10.
107.	Сильверстров А. В. Повышение надежности стальных конструкций, подверженных воздействию низких естественных температур. — Автореф. на сонск. учен, степени д-ра техн. наук. Новосибирск, 1975.
108.	Сииицын Ю. Н. О конструктивных схемах и особенностях работы некоторых стальных стропильных ферм комбинированной системы.—Изв. вузов. Сер. Стр-во и архитектура, 1964, № 2.
109.	Спеиглер И. Е. Экспериментальное исследование работы подкрановых балок. — Сб. тр./МИСИ им. В. В. Куйбышева. М., № 7, 1950.
ПО. Спеиглер И. Е., Иванков О. Ф. Исследование высокопростран
ственных систем крановых мостов.— В ки.: Исследование крановых мостов. М., 1963.
111.	Стальные конструкции одноэтажных промышленных зданий. М., 1952.
112.	Стрелецкий Н. С. Работа сжатых стоек. М., 1959.
113.	Стрелецкий Н. С., Стрелецкий Д. Н. Проектирование и изготовление экономичных металлических конструкций. М., 1964.
114.	Стрельцов В. И. Исследование надежности опорных узлов стальных стропильных ферм. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1979.
115.	СНиП 11-23-81. Стальные конструкции. Нормы проектирования. М., 1982.
116.	СНиП П-28-75. Защита строительных конструкций от коррозии (дополнение). Нормы проектирования. М., 1976.
117.	СНиП П-6-74. Нагрузки н воздействия. Нормы проектирования. М., 1976.
118.	СНиП III-18-75. Металлические конструкции. Правила производства н приемки работ. М., 1976.
119.	Суслов О. Н. Расчет усиления сварных швов металлоконструкций наплавлением под нагрузкой. — Пром, стр-во, 1964, № 6.
120.	Тихомирова М. Ф., Фаиталов А. М., Больберг Ю. Л. Долговечность зданий основных цехов по производству тяжелых цветных металлов. М., 1980.
121.	Трофимов В. И. Оценка снижения несущей способности стальных ферм за счет искривления отдельных стержней. — В кн.: Расчет конструкций, работающих в упругопластической стадии. М., 1961.
122.	Уваров Б. Ю., Кудишии Ю. И., Симонов В. И. Исследование действительного напряженного состояния подкрановых балок и их элементов. — В кн.: Металлические конструкции. М., 1966.
123.	Уваров Б; Ю. Статистическое исследование свойств н обоснование расчетных сопротивлений низколегированных сталей для строительных металлических конструкций. — Автореф. на сонск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1969.
124.	Уваров Б. Ю., Пятницкий А. А. Состояние путей подвесных однобалочных кранов. — Вестник машиностроения, 1979, № 8.
125.	Уваров Б. Ю., Пятницкий А. А., Окулов П. Д. Статистическое исследование вертикальных нагрузок от подвесных однобалочных кранов. — В кн.: Строительство и архитектура. / Библиограф, указатель
депоиир. рукописей, вып. 3. М., 1980.
126.	Фигаровский А. В. Исследование Горизонтальных поперечных воздействий мостовых кранов с гибким подвесом груза на конструкции промышленных зданий. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1969.
127.	Филлиппов В. В. Сопротивляемость сталей хрупкому разрушению в строительных конструкциях, эксплуатирующихся в агрессивных средах. — Автореф. на сонск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1977.
128.	Хаютин И. Л. Усиление сварных прикреплений в стальных конструкциях, находящихся под нагрузкой. — Пром, стр-во, 1962, № 8.
129.	Хохарин А. X. О боковых воздействиях мостовых кранов на каркас промышленного здания. — Пром, стр-во, 1961, № 9.
130.	Хромец Ю. Н. Работа клепаных элементов после усиления. — Пром, стр-во, 1959, Хе 10.
131.	Чан Ньят Зунг. Уточнение ветровой нагрузки на строительные конструкции в условиях Вьетнама. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1978.
132.	Черячукин В. В. Применение метода Монте-Карло к некоторым статистическим задачам устойчивости и надежности. — В кн.: Проблемы надежности в строительной механике. Вильнюс, 1968.
133.	Шабанин В. В. Долговечность элементов строительных конструкций из алюминиевых сплавов в агрессивных средах промышленных предприятий. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1978.
134.	Шаламов И. П., Ильинский В. Г. Аэродинамические характеристики бесфонарного здания и отложение снега на его плоской крыше. — Пром, стр-во, 1963, № 11.
135.	Шапиро Г. А. Действительная работа стальных конструкций промышленных цехов. М., 1952.
136.	Шапиро Г. А. О способе увеличения несущей способности стальных конструкций сталеплавильных цехов. — Пром, стр-во, 1960, № 2.
137.	Шишов К. А. Резиновые армированные прокладки для крановых рельсов. — Пром, стр-во, 1970, № 7.
138.	Эглескалн Ю. С. Исследование физического износа металлических конструкций производственных зданий. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1974.
139.	Яковенко А. Т. Изучение сочетаний вертикальных воздействий мостовых кранов в производственных зданиях. — Автореф. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1974.
140.	Якушев А. М. Увеличение несущей способности стальных конструкций мартеновского цеха. — Пром, стр-во, 1963, № 7.
141.	Яикаускал М. М. Механические свойства литого железа старого моста. — Сб. тр./АН Литовской ССР. Серия Б, 1961, № 1(24).
142.	Reemsnyder Н. S., Demo D. A. Fatigue Cracking in Welded ciane runway girders, causes and repair procedure. Iron and Steel Engineers. Vol. 55, April, 1978, pp. 52—56.
143.	Demo D. A., Fisher I. W. Analysis of fatigue of Welded crane runway girders, Proc. I, A, S. S. С. E. jornal of the Structural division. Vol. 102, St. 5, May, 1976, pp. 919—933.
144.	Granstorm A. The fatigue Behaviour of crane girders. Int. inst. Weld. Doc. XIII, 894—78. Stockholm 78, p. 12.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие..................................................  3
Глава I. Исследование и прогнозирование надежности и долговечности стальных конструкций каркасов промышленных зданий
1.1.	Общие понятия о надежности и долговечности строительных конструкций........................................ 5
1.2.	Способы увеличения надежности и повышения долговечности конструкций каркаса промышленных зданий ....	11
1.3.	Особенности эксплуатации конструкций промышленных зданий................................................ 12
Глава II. Силовые воздействия на стальные конструкции промышленных зданий............................................  22
II.1.	Виды силовых воздействий........................ 22
II.2.	Собственные нагрузки и воздействия.............. 23
П.З. Воздействия полезных нагрузок на площадки и перекрытия ...................................................... 25
П.4. Воздействие внутрицехового транспорта на каркас	цеха	30
П.5. Вертикальные воздействия мостовых кранов......... 33
П.6. Вертикальные нагрузки от подвесных однобалочных кранов............................................. 60
II.7.	Горизонтальные воздействия мостовых кранов	....	66
II.8.	Динамические воздействия мостовых кранов........ 93
П.9. Температурные и прочие технологические воздействия	.	96
11.10.	Природные воздействия	  98
11.11.	Сочетания нагрузок..........•..................... 104
Глава III. Дефекты и повреждения стальных конструкций 108
III.1.	Общая характеристика ............................. 108
III.2.	Повреждения конструкций покрытия.................. 113
Ш.З. Повреждения колонн................v	...... .	122
Ш.4. Повреждения подкрановых конструкций .	.	.	126
Ш.5. Повреждения прочих конструкций ....	138
Глава IV. Анализ работы стальных конструкций каркаса промышленных зданий в условиях эксплуатации
IV	. 1. Действительная работа колонн каркаса промышленных зданий................................................... 141
I	V.2. Действительная работа	ферм покрытия.............. 146
IV	.3. Действительная работа подкрановых конструкций и повышение их долговечности	 ........................... 161
Глава V. Защита конструкций от воздействия агрессивных сред
V.I	. Срок службы металлических конструкций в агрессивных средах и методы обеспечения их долговечности .....	192
V.2.	Классификация зданий и сооружений по степени агрессивности эксплуатационной среды.......................... 196
Стр.
V.	3. Мероприятия по уменьшению агрессивности общезаводской и внутрицеховой среды ................................201
V	.4. Учет требований долговечности прн проектировании металлических конструкций . . . . . .........................204
V.	5. Влияние коррозионных разрушений па несущую способность конструкций..........................................217
V.6	. Выбор систем защитных покрытий......................225
Глава VI. Освидетельствование и усиление стальных конструкций
VI.1	. Последовательность работ.....................: .	233
VI.	2. Составление обмерочных чертежей, выявление дефектов и повреждений, анализ фактических нагрузок.................235
VI	.3. Оценка качества стали эксплуатируемых конструкций 237
VI.	4. Оценка состояния и степени износа конструкций . . .	245
VI.5	. Способы увеличения несущей способности конструкций и усиления их элементов . .....> ......................... 249
VI.6.	Устранение дефектов и повреждений....................265
VI.	7. Особенности расчета усиленных элементов и соединений 270
Глава VII. Техническая эксплуатация стальных конструкций промышленных зданий
VI	I.1. Организация технической эксплуатации............. 273
VI	1.2. Особенности технической эксплуатации металлических конструкций............................................... 280
Приложения
1. Дефекты и повреждения стальных строительных конструкций ...................................................... 287
2. Допустимые искривления элементов ферм из парных уголков .................................................  290
Список литературы ........................................... 291
[Александр Иванович Кикин], | Анатолий Александрович Васильев|» Борис Николаевич Кошутин, Борис Юльевич Уваров, |юрий Львович Больберг |
ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Редакция литературы по строительным материалам и конструкциям
Зав. редакцией П. И. Филимонов
Редактор А. В. Болотина
Внешнее оформление художника В. П. Вагулина
Технический редактор Ю. Л. Цихаикова
Корректор Бочагова Т. М.
ИБ № 2703
Сдано в набор 03.02.84.	Подписано в печать 21-09.84.
Формат 84X108/32. Бумага тип. № 2. Гарнитура «Литературная*. Печать высокая.
Усл. печ. л. 15,96 Усл. кр.-отт. 16,17 Уч.-нзд. л. 17,84 Тираж 14000 экз.
Изд. № AVI-9290.	Зак. 121	Цена 1 р. 10 к.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а
Подольский филиал ПО «Периодика» Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии н книжной торговли, 142ft 10, г. Подольск, ул. Кирова, 25