Усиление стальных каркасов одноэтажных производственных зданий при их реконструкции - Валь В.Н., Уваров Б.Ю., Горохов Е.В.

Автор: Валь В.Н. Уваров Б.Ю. Горохов Е.В.
Теги: строительство строительные материалы строительно-монтажные работы строительные конструкции стальные конструкции реконструкция
Год: 1987
Похожие
Тайны стальных конструкций
Справочник конструктора металлических конструкций
Текст
                    НАУКА-СТРОИТЕЛЬНОМУ ПРОИЗВОДСТВУ
В.Н.Валь, Е.В. Горохов, Б.Ю. Уваров
УСИЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ КАРКАСОВ
ОДНОЭТАЖНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ
ЗДАНИЙ ПРИ ИХ РЕКОНСТРУКЦИИ
УДК 69.059.32 : 725.42.011.261
Валь В.Н., Горохов Е.В., Уваров Б.Ю. Усиление стальных
каркасов одноэтажных производственных зданий при их
реконструкции. — М.: Стройиздат, 1987. — 220 с.— (Нау-
ка — строит, пр-ву).
Обобщены материалы обследований, теоретических и экспери-
ментальных исследований действительной работы металлических
конструкций производственных зданий. Даны рекомендации по
натурному освидетельствованию конструкций, уточнению нагру-
зок и*воздействий, свойств стали и статической схемы сооружения
при реконструкции существующих зданий. Рассмотрены конструк-
тивные решения и методы производства работ по усилению метал-
лических конструкций.
Для научных и инженерно-технических работников проектных
и научно-исследовательских организаций.
Табл. 38, ил. 97, список лит.: 54 назв.
Печатается по решению секции литературы по строительным
конструкциям редакционного совета Стройиздата.
Рецензент — канд, техн, наук И.Л. Пименов.
п 3202000000 — 263
В -047 (01Г-’в"“-	87
©Стройиздат, 1987
ВВЕДЕНИЕ
Интенсификация народного хозяйства и на этой основе повы-
шение его эффективности является важнейшей задачей, выдви-
нутой ХХУП съездом КПСС на двенадцатую пятилетку. В промыш-
ленности повышение интенсификации связано с техническим пере-
вооружением и реконструкцией действующих предприятий. Из-
вестно, что при этом удельные капитальные вложения на единицу
прироста мощности (выпуска продукции) снижаются до 40%, а
продолжительность работ сокращается в 2—3 раза по сравнению
с новым строительством. К техническому перевооружению отно-
сится повышение технического уровня отдельных участков произ-
водства, агрегатов, установок благодаря внедрению новой техни-
ки и технологии, механизации и автоматизации производственных
процессов, модернизации и замене устаревшего и физически изно-
шенного оборудования новым, более производительным (без
расширения имеющихся площадей).
К реконструкции действующего предприятия относится осущест-
вляемое по единому проекту полное или частичное переоборудова-
ние и переустройство производства (без строительства новых и
расширения действующих цехов основного производственного наз-
начения, но со строительством при необходимости новых и расши-
рения действующих объектов вспомогательного и обслуживающе-
го назначения) с заменой морально устаревшего и физически из-
ношенного оборудования, механизацией и автоматизацией произ-
водства и т.д. К реконструкции действующего предприятия отно-
сится также строительство новых цехов и объектов взамен ликви-
дируемых цехов и объектов того же назначения, дальнейшая экс-
плуатация которых по техническим и экономическим условиям
признана нецелесообразной. Реконструкция действующего пред-
приятия может осуществляться также с целью изменения профи-
ля предприятия и организации производства новой продукции на
существующих производственных площадях.
Техническое перевооружение и реконструкция производства
приводят к изменению нагрузок и схем их приложения, по-иному
решаются объемная планировка и конструктивная схема здания.
К увеличению нагрузок, действующих на конструкцию, приводит
установка новых мостовых и подвесных кранов или повышение
грузоподъемности существующих, а также установка нового
вентиляционного оборудования для улучшения условий труда ра-
ботающих и охраны окружающей среды и т.д. Установка более
совершенного и мощного оборудования, изменение профиля
3
предприятия могут потребовать увеличения высоты и пролета
здания, шага колонн.
При сохранении эксплуатировавшихся конструкций создаются
условия для индивидуального подхода к каждому конкретному
объекту с учетом фактического состояния и действительной ра-
боты конструкций. В то же время для усиления конструкций мо-
гут быть разработаны типовые унифицированные решения.
Все работы по реконструкции можно разделить на несколько
этапов. На первом этапе производится обследование конструкций
и на основании его дается оценка физического износа конструк-
ций и возможности их дальнейшего использования. На втором
этапе по результатам исследования действительной работы конст-
рукций определяются резервы несущей способности каркаса зда-
ния, конструкции рассчитываются на новые нагрузки с учетом
результатов обследования (дефектов и повреждений) и резервов
несущей способности, выявляются конструкции, требующие усиле-
ния. На третьем этапе разрабатывается проект усиления, предусмат-
ривающий проведение работ по усилению конструкций без останов-
ки производства или с минимальной остановкой.
Глава 1. ОБСЛЕДОВАНИЕ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
КОНСТРУКЦИЙ
Первый этап работы по реконструкции производственных зда-
ний — определение их технического состояния и выявление на ос-
новании этого целесообразности дальнейшей эксплуатации конст-
рукций и необходимости усиления. Исходными материалами для
определения технического состояния конструкций служат резуль-
таты обследования.
При обследовании выявляются дефекты и повреждения конст-
рукций и выясняются причины их возникновения, уточняется
расчетная схема с учетом фактической жесткости узлов и степени
пространственной работы каркаса, оценивается качество материа-
лов и уточняются действующие нагрузки и воздействия. По ре-
зультатам обследования выполняются проверочные расчеты конст-
рукций с учетом выявленного фактического состояния, состав-
ляется заключение о возможности их дальнейшей эксплуатации
и в случае необходимости разрабатывается проект усиления.
1,1. ДЕФЕКТЫ И ПОВРЕЖДЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
КОНСТРУКЦИЙ
Качество изготовления и монтажа стальных конструкций; а так-
же правила их технической эксплуатации регламентируются СНиП,
ГОСТ и отраслевыми документами. Однако в результате несовер-
шенства норм и ошибок проектирования, низкого качества работ
по изготовлению и монтажу конструкций, нарушений правил тех-
нической эксплуатации в конструкциях появляются отклонения
от проектных размеров, формы и качества сверх допускаемых
пределов. Несовершенства, полученные конструкцией на стадии
изготовления и монтажа,, называются дефектами. Несовершенст-
ва, полученные в процессе эксплуатации, — повреждениями. Оча-
гами развития повреждений часто являются дефекты изготовле-
ния и монтажа. Дефекты характеризуют начальное состояние
конструкций. Повреждения возникают и развиваются во време-
ни и зависят от срока эксплуатации и интенсивности воздействий.
В зависимости от вызывающих их воздействий они могут быть
разделены на: 1) силовые (механические) — разрывы, трещины,
потеря устойчивости, искривления и местные погибы, расстройст-
во соединений, абразивный износ и т.п.; 2) температурные — ко-
робление и разрушение элементов при высоких температурах,
5
хрупкие трещины при отрицательных температурах, поврежде-
ния защитных покрытий при нагреве; 3) химические и электро-
химические — коррозия металла и разрушение защитных покры-
тий.
Повреждения от силовых воздействий возникают в результа-
те несоответствия расчетных предпосылок действительным усло-
виям работы конструкций и вызываются:
ошибками проектирования, связанными с неправильным
определением нагрузок и внутренних усилий и подбором сечения
элементов и узлов;
отличием фактического напряженного состояния от расчетного
вследствие неизбежного упрощения и идеализации расчетной схе-
мы конструкции, ее элементов, узлов и действующих нагрузок,
а также недостаточной изученности действительной работы конст-
рукций и характера воздействий;
пониженными прочностными характеристиками основного и на-
плавленного металла, дефектами, приводящими к концентрации
напряжений и способствующими усталостному и хрупкому раз-
рушению;
произвольным изменением сечений элементов, размеров свар-
ных швов, количества заклепок и болтов при изготовлении и мон-
таже по сравнению с проектным;
недопустимой перегрузкой конструкций при эксплуатации;
нарушениями при монтаже и эксплуатации взаимного располо-
жения конструкций (смещение прогонов, эксцентриситет и пере-
пады в стыках подкрановых рельсов и т.п.), которые приводят к
появлению дополнительных, не учитываемых расчетом, нагрузок
и динамических воздействий;
нарушениями правил технической эксплуатации: ударами транс-
портируемых грузов, использованием конструкций для подвески
блоков и опирания домкратов, подъема и перемещения грузов при
ремонтах без соответствующего расчета и необходимого усиления,
вырезкой отверстий в элементах конструкций для пропуска ком-
муникаций, удалением связевых элементов и т.д.
Нередко повреждения от силовых воздействий связаны с не-
удачным конструктивным решением узлов.
Для конструкций, подвергающихся действию подвижных дина-
мических нагрузок — подкрановых балок (особенно при кранах
тяжелого и весьма тяжелого режимов работы), балок рабочих
площадок, расположенных под путями железнодорожного транс-
порта, завалочных машин характерны усталостные повреждения.
Последние проявляются в виде трещин в основном металле, свар-
ных швах и околошовной зоне и в расстройстве болтовых и закле-
почных соединений.
Значительные повреждения металлических конструкций возни-
кают при нарушении правил технической эксплуатации здания и
сооружений.
Повреждениям от температурных воздействий в наибольшей
степени подвержены элементы, расположенные вблизи источников
тепловыделений. В горячих цехах при изменении температуры
появляются значительные температурные перемещения, приводя-
щие к отклонению конструкций от проектного положения. При
наличии связей, которые препятствуют свободным перемещениям,
6
в элементах конструкции возникают дополнительные напряже-
ния, имеющие циклический характер. При определенных усло-
виях эти напряжения могут привести к искривлению элементов
или появлению трещин. При нагреве стальных конструкций до
100°С разрушается защитное покрытие, при 300~400°С происхо-
дит коробление элементов, особенно тонкостенных.
Нарушения правил эксплуатации оборудования и возникнове-
ние аварийных ситуаций могут привести к проливам расплавлен-
ного металла, короблению и пережогу элементов перекрытий и
нижних частей колонн.
Повреждения от действия низких температур возникают, как
правило, в открытых сооружениях и неотапливаемых зданиях.
К таким повреждениям относятся хрупкие трещины в местах
концентрации напряжений (сварные швы, резкие изменения се-
чений, фасонки ферм и т.д.). Особенно подвержены хрупким
разрушениям конструкции, выполненные из кипящих сталей.
Большую опасность для конструкций представляет резкое охлаж-
дение элементов и возникновение "теплового удара".
Повреждения от действия агрессивных сред проявляются в виде
разрушения защитных покрытий и коррозии металла. Интенсив-
ность коррозионных повреждений, измеряемая скоростью (мм в
год) проникания коррозии по толщине элемента и относительной
площадью участков, пораженных коррозией, зависит от степени
агрессивности эксплуатационной среды, материала конструкций
(марки стали), конструктивной формы элементов, системы и
качества нанесения противокоррозионной защиты, а также соблю-
дения правил технической эксплуатации (своевременная ликвида-
ция протечек кровли, трубопроводов, контроль за герметичностью
оборудования и т.д.). Дефекты и повреждения противокоррозион-
ной защиты проявляются в виде шелушения, отслаивания, пор,
трещин и других нарушений защитных свойств.
Повреждения металла возникают вследствие химической и
электрохимической коррозии. Для стальных конструкций произ-
водственных зданий характерна электрохимическая коррозия.
Коррозионные повреждения металла разделяются на общие равно-
мерные или неравномерные по площади поверхности и местные
в виде отдельных питингов, язв, сквозных поражений. Местные
коррозионные поражения возникают при локальных воздейст-
виях, например при протечках кровли, нарушении герметичности
трубопроводов и т.д. Если общая поверхностная коррозия приво-
дит к уменьшению площади поперечного сечения элементов и повы-
шению уровня напряжений, то местная коррозия не только, ослаб-
ляет сечение, но и повышает концентрацию напряжений, что может
привести к хрупкому разрушению конструкций.
По виду дефекты и повреждения металлических конструкций
могут быть разделены на следующие группы:
1-я — ослабление поперечного сечения или отсутствие элемента.
К этой группе относятся такие дефекты и повреждения, как вырез
элемента или части сечения, отсутствие элемента, предусмотренного
проектом, абразивный износ, уменьшение сечения по сравнению
с проектом в результате замены при изготовлении, монтаже или
эксплуатации. В качестве измерителя дефектов и повреждений 1-й
7
группы можно принять отношение площади ослабленного сечения
к проектной;
2-я — трещины в основном металле. Для продольных измерите-
лем служит длина трещины, для поперечных — отношение длины
трещины к ширине элемента или отношение площади сечения, ос-
лабленного трещиной, к нормальной в процентах;
3-я — трещины в сварном шве имеют измеритель, аналогичный
измерителю повреждений 2-й группы;
4-я — дефекты сварных швов: неполномерность швов, пороки
сварки, отсутствие швов, За измеритель дефектов этой группы
можно принять степень ослабления шва (отношение фактической
и номинальной высоты шва, глубина подреза, отношение длины де-
фектного участка шва к полной и т,д.) ;
5-я — общее искривление элемента по всей длине, Измеритель —
прогиб элемента или отношение прогиба к длине;
6-я —местное искривление на части длины элемента или вмяти-
на. Эта группа повреждений характеризуется величиной и длиной
искривленного участка;
7-я — ослабление или отсутствие болтов или заклепок. Измери-
тель — отношение ослабленных болтов к общему их количеству в
соединении;
8-я — дефекты болтовых и заклепочных соединений, такие, как
трещиноватость, неполномерность головок, перекос стержня, не-
плотность пакета и т.д. Измеритель — отношение дефектных закле-
пок или болтов к их общему количеству;
9-я — отклонение или смещение конструкций относительно
проектного положения. Эти повреждения измеряются величиной
смещения или отношением смещения к характерному размеру
элемента;
10-я — взаимное смещение конструкций, К этой группе отно-
сятся: расцентровка элементов, внеузловое опирание и т.д. Изме-
ритель — величина взаимного смещения;
11-я — зазоры в местах сопряжения элементов, которые изме-
ряются величиной зазора;
12-я — коррозионные повреждения основного и наплавленного
металла, характеризуемые глубиной проникания коррозии;
13-я — повреждения защитного покрытия. Измеряются процен-
том поврежденной площади покрытия.
Детальный анализ несовершенств металлических конструкций
производственных зданий и причин их возникновения содержится
в работе [24].
Характерные дефекты и повреждения отдельных конструктив-
ных элементов приведены в табл. 1.1-1,3.
Конструкции покрытия (стропильные и подстропильные фермы,
прогоны, фонари и связи). Основным типом стропильных конст-
рукций эксплуатируемых промышленных зданий являются фермы
с элементами из парных уголков. Наличие тонкостенных гибких
стержней, сложная конфигурация сечений, повышенная концентра-
ция напряжений в узлах делает эти конструкции весьма чувстви-
тельными к общим и местным перегрузкам, механическим, темпе-
ратурным и коррозионным воздействиям.
Важным фактором, определяющим состояние ферм, является
качество их изготовления и монтажа. Наиболее грубая ошибка при
8
Таблица 1.1
Груп- па по-. вреж- дения	Стропильные фермы	Прогоны	Связи
1	Вырезы в элементах Отсутствие соединитель- ных прокладок	—	Вырез в элементе Отсутствие элемента
2	Трещина в элементе или в фасонке	—	-
3	Трещина в шве крепле- ния элемента	-	-
4	Неполно мерность и другие дефекты в швах крепления элементов или в монтажных узлах	—	—
5	Прогиб фермы в вер- тикальной плоскости Искривление сжатого элемента в плоскости или из плоскости фермы Искривление растянутого элемента в плоскости или из плоскости фермы	Прогиб в верти- кальной плоскости Искривление в плоскости ската	Искривление эле- мента в плоскости или из плоскости связей
6	Местный погиб элемента или фасонки	Местный погиб элемента	Местный погиб элемента
7	Ослабление или отсутст- вие болтов в опорных узлах	Ослабление или от- Ослабление или от- сутствие болтов сутствие болтов в крепления прогоновузлах крепления	
8	Дефекты заклепок в уз- лах ферм		-
9	Отклонение фермы от вертикальной плоскости	—	—
10	Смещение опорного узла фермы относительно оси колонны Перекос опорного флан- ца Расцентровка элементов, в узлах	Внеузловое опира- ние	Крепление элемен- тов связей вне узла ферм
11	Неплотное опирание опор- ного фланца на колонну Зазор между опорным фланцем и колонной (при опирании сбоку)		
изготовлении ферм — уменьшение сечения элементов по сравнению
с проектом. Нередко это вызывало аварии стропильных конст-
рукций [39].
9
Таблица 1.2
Груп-
па по-
вреж-
дения
Колонны
Вертикальные связи
1 Вырез в элементе
Вырез в элементе
Отсутствие элемента
2 Трещины в элементе колонны в мес- Трещины в элементе или в фа-
тах крепления подкрановых балок и сонкэ
вертикальных связей
Неполномерность и другие дефекты швов
5 Искривление колонны в плоскости Искривление элемента в плос-
или из плоскости рамы	кости или из плоскости связи
Искривление элемента решетки
6	Местный погиб полки (ветви) или элемента решетки	Местный погиб элемента
7	Ослабление анкерных болтов	Ослабление болтов в узлах крепления связей
8	Дефекты заклепок	—	
9	Смещение колонны от проектной отметки в уровне базы, уступа или верха Смещение базы относительно раз- бивочной оси в плоскости рамы или из плоскости	-
3	Отклонение колонны относитель- но вертикальной оси	-
Таблица 1.3
Груп- па по- вреж- дения	Подкрановые балки	Тормозные конст- рукции	Узлы крепления
1	Вырезы в элементах сечения (поясах, стен- ке, ребрах)	Вырезы в элементах Отсутствие элемента тормозной фермы	Вырезы в элементах
2	Продольная трещина в верхней зоне стенки Трещина в стенке прд коротким ребром жесткости Трещина в верхнем по- ясе	Трещина в элементе	Трещина в элементе
3	Трещина в верхнем поясном шве Трещина в шве креп- ления ребра жесткости	Трещина в шве крепления конст- рукции к верхнему поясу балки	Трещина в шве креп- леная элемента
Ю
Продолжение табл. 1.3
Груп- па по- вреж- дения	Подкрановые балки	Тормозные конст- рукции	Узлы крепления
4	Неполномерность и другие дефекты швов		
5	Прогиб в вертикаль- ной плоскости Искривление балки в горизонтальной плоскости	Искривление эле- ментов Прогиб окаймля- ющего элемента тормозной конст- рукции	
6	Местный погиб верхнего пояса, стен- ки или ребра	Местный погиб элемента	—
7	Ослабление заклепок верхнего пояса	Ослабление бол- тов и заклепок крепления конст- рукции к верхне- му поясу балКи	Ослабление болтов и заклепок в узлах
8	Дефекты заклепочных соединений
9	Смещение верхнего по- — яса относительно про- ектной отметки Смещение оси балки — относительно проект- ного положения в пролет и из пролета Отклонение балки от вертикальной плоскости	—
10	Смещение опорной	— части балки относи- тельно оси колон- ны	—
11 Неплотное опира-
ние опорного ребра
балки на колонну
Зазор между бал-
ками
Весьма распространенным дефектом изготовления, представляю-
щим серьезную опасность, является также искривление сжатых
элементов. Как показали обследования, выполненные на заводах
металлических конструкций [28], до 15% элементов ферм уже на
стадии изготовления имеют искривления, превышающие допусти-
мые по нормам. Основные причины искривления элементов
ферм — недостаточная правка проката и влияние сварки при несим-
метричном наложении швов, Чаще повреждаются средние гибкие
элементы решетки. Величина искривлений с увеличением гибкос-
ти также растет. Количество элементов, искривленных в плоскос-
11
ти и из плоскости фермы, при изготовлении примерно одинако-
во [28].
Искривление элементов ферм, приводит к перераспределению
дополнительных моментов, Увеличиваются прогибы фермы. Осо-
бенно опасно искривление сжатых элементов. Как показали ис-
следования [28], снижение критических напряжений в искривлен-
ных стержнях достигает 15—30%. Известны случаи аварий, вызван-
ных искривлениями сжатых раскосов.
Сварные соединения элементов ферм до недавнего времени вы-
полнялись ручной сваркой и поэтому имели большое количество
дефектов, наиболее существенные из которых — неполномерность
шва и подрезы. При выполнении швов полуавтоматической свар*
кой количество дефектов стало значительно меньше.
Неполномерные швы с уменьшенной, по сравнению с проектом,
высотой катетов снижают несущую способность узлов. Подрезы,
кратеры, неравномерная высота шва повышают концентрацию
напряжений и особенно опасны в случае эксплуатации ферм при
отрицательной температуре (в неотапливаемых зданиях) и при на-
личии динамических и вибрационных воздействий (например,
подвесных кранов). При изготовлении ферм нередко нарушается
указание норм о минимальном (не менее 40 мм) расстоянии меж-
ду торцами элементов решетки и поясами. Ограничение на этот
размер было введено в СНиП И-В.3-62, В таких фермах в резуль-
тате возможного при кантовках перегиба фасонок, локализуемо-
го на участках малой длины, отмечались трещины в узлах. Кроме
того, при близком расположении швов в фасонках создается поле
растягивающих сварочных напряжений, что повышает опасность
хрупкого разрушения [24, 39].
Расцентровка элементов ферм в узлах также нередко превышает
допуск на изготовление металлических конструкций [60], особен-
но при изготовлении ферм в полевых условиях или мастерских.
По данным обследования эксцентриситет иногда достигал 20 см.
Дополнительные моменты, возникающие в узлах, приводят к из-
гибу стержней и более раннему развитию пластических деформа-
ций вплоть до образования пластического шарнира. По длине
стержня пластические деформации быстро затухают. Если для
растянутых элементов ферм даже при значительной расцентров-
ке не происходит заметного снижения несущей способности, то
сжатые элементы могут преждевременно потерять устойчивость,
кроме того, на участках, примыкающих к узлу, при развитии
пластических деформаций возможна местная потеря устойчи-
вости полок.
Наконец, достаточно распространенным дефектом изготовления
ферм с элементами из парных уголков является пропуск соеди-
нительных прокладок. При отсутствии прокладок или постановке
только одной каждый уголок работает раздельно, что при сжатии
может привести к более ранней потере устойчивости.
Качество монтажа конструкций покрытий также не всегда соот-
ветствует требованиям нормативных документов. В результате
небрежной транспортировки, складирования и подачи конструк-
ций к месту монтажа увеличивается число и величина искривлений
стержней ферм. Если при изготовлении искривление элементов в
12
плоскости и из плоскости ферм равновероятно, то при монтаже
искривления направлены в основном из плоскости ферм.
Из других дефектов монтажа следует отметить пропуск накла-
док и некачественное выполнение сварных швов в монтажных
узлах, отклонение ферм от вертикальной плоскости, смещение
узлов ферм относительно'осей колонн, внеузловое опирание про-
гонов и плит. Наиболее серьезны дефекты монтажных узлов.
Так, пропуск накладок в опорных узлах ферм при неразрезной
расчетной схеме послужил причиной аварии покрытия мартенов-
ского цеха. Из-за отсутствия накладок в укрупнительном узле при
монтаже обрушились фермы.
Для ферм покрытий с восходящим опорным раскосом и переда-
чей опорного давления на уровне нижнего пояса отклонения от вер-
тикальной плоскости практически не сказываются на их работе,
поскольку диск кровли препятствует боковым перемещениям.
При нисходящем опорном раскосе и передаче давления на уровне
верхнего пояса под нагрузкой происходит нарастание отклонений,
и схема работы фермы изменяется.
Смещение опорных узлов ферм относительно колонны, не влияя
на работу ферм, приводит к появлению в колоннах дополнитель-
ных моментов, что должно быть учтено при расчете, Внеузловое
опирание прогонов и плит вызывает изгиб поясов, в то же время,
как показывают результаты исследований, если точка приложения
нагрузки не выходит за пределы фасонок, то дополнительные на-
пряжения в поясах невелики и практически не снижают несущую
способность ферм.
При креплении ферм к колоннам сбоку частыми дефектами
монтажа являются: перекос опорной поверхности фланца фермы
и внецентренная передача нагрузки на опорный столик; зазор меж-
ду фланцем и опорным столиком и "зависание" фермы на мон-
тажных болтах; зазор между фланцем и колонной и малая пло-
щадь опирания фланца на опорный столик. Все эти дефекты иска-
жают принятую при расчете схему работы опорного узла и при-
водят к перенапряжению его элементов. Особенно опасно отсутст-
вие опорного столика и передача опорного давления фермы на
колонну чере! нерасчетные монтажные болты. Это, например,
вызвало обрушение ферм на одном из металлургических заводов.
Основными видами повреждений ферм, возникающих при экс-
плуатации (рис. 1.1), являются искривления и местные погибы
элементов. Как и при изготовлении чаще повреждаются средние
гибкие элементы решетки, Большинство искривлений направле-
но из плоскости ферм. Среди причин, вызывающих искривле-
ния и местные погибы элементов при эксплуатации, следует вы-
делить следующие:
начальные несовершенства (искривления и местные погибы),
возникающие при изготовлении и монтаже;
нарушение правил технической эксплуатации (использование
ферм для подвески блоков при ремонте оборудования, крепле-
ние коммуникации между узлами и т.д,) ;
несоответствие фактической расчетной схемы принятой при
проектировании (ужесточение опорных узлов ферм при шарнир-
ной расчетной схеме, внеузловое опирание прогонов и плит, про-
13
Рис. 1.1. Характерные повреждения стропильных ферм
1 — искривление элемента; 2 — местный погиб; 3 — отклонение
фермы от вертикальной плоскости; 4 — погиб фасонки; 5 — трещи-
на в фасонке; 6 — расстройство опорных узлов
пуск связей, закрепляющих сжатые пояса из плоскости ферм,
и т.д.) ;
перегрузка ферм;
температурные воздействия в горячих цехах.
При работе ферм под нагрузкой начальные искривления сжа-
тых элементов увеличиваются, а растянутых — уменьшаются,
однако полного их исправления не происходит. Поэтому, если
при обследовании выявлено, что количество искривленных сжа-
тых и растянутых элементов приблизительно одинаково, то основ-
ной причиной их повреждений следует считать низкое качество
изготовления и монтажа.
При подвеске блоков и креплении коммуникаций общие ис-
кривления часто сопровождаются местными погибами, а на элемен-
тах остаются следы крепления тросов. Такие повреждения чаще
встречаются в поясах ферм. Ужесточение опорного узла ферм (уве-
личение толщины фланца, обварка узла) при шарнирной расчетной
схеме приводит к появлению дополнительного, не учитываемого
расчетом, опорного момента. Нижний пояс от горизонтальной сос-
тавляющей оказывается сжатым и при большой гибкости теряет
устойчивость. Нередко предусмотренные в проекте распорки
по верхним поясам ферм в подфонарном участке пропускаются
при монтаже или вырезаются в процессе эксплуатации. В результа-
те увеличивается расчетная длина пояса из плоскости фермы и он
может потерять устойчивость.
Перегрузка ферм возникает при возрастании собственного веса
покрытия (применение более тяжелых, чем принято в проекте плит
покрытия, увеличение толщины и утяжеление утеплителя и стяж-
ки, наложение дополнительных слоев гидроизоляционного ковра
и т.д.), подвеске дополнительных, не предусмотренных проектом
коммуникаций и оборудования, отложений пыли на кровле, боль-
ших снегоотложений, привышающих расчетное значение снеговых
нагрузок и образование снеговых мешков.
При увеличении нагрузок сжатые элементы, особенно если они
имели начальные искривления или погибы, теряют устойчивость,
что в конечном счете может привести к обрушению ферм. В растя-
нутых элементах при увеличении .нагрузки могут развиться плас-
14
тические деформации, в результате увеличивается прогиб фермы
и перераспределяются усилия в элементах. Однако, как пока-
зывают обследования, разрыв растянутых элементов — явление
чрезвычайно редкое даже при больших перегрузках, что свиде-
тельствует об определенных запасах их'несущей способности.
Повреждение и разрушение сварных и клепаных соединений ферм
от перегрузок при качественном их изготовлении также бывает
крайне редко.
В горячих цехах температура нагрева конструкций покрытия
достигает иногда 200-300°С. В этих условиях при стеснении темпе-
ратурных перемещений в нижних поясах появляются сжимающие
усилия, которые превышают критическую силу потери устойчи-
вости. В результате элементы нижнего пояса искривляются, и фер-
ма получает большие прогибы.
Трещины в фасонках и стыковых накладках ферм хотя и встре-
чаются редко, тем не менее представляют собой одно из наиболее
опасных повреждений. Их появление связано, как правило, с
низким качеством материала (применение кипящих сталей, силь-
но загрязненных вредными примесями), наличием острых кон-
центраторов (дефекты сварных швов, надрезы кромок и т.д.),
предварительным пластическим деформированием металла в
результате перегибов при кантовке ферм. В этих условиях тре-
щина может возникнуть и при достаточно низких рабочих напря-
жениях (для кипящих сталей при 4-5 кН/см2). Нередко трещины
возникают еще во время изготовления и монтажа ферм. При
эксплуатации конструкций при пониженной температуре (ниже
критической для данной марки стали) или увеличении нагрузки
трещины развиваются и могут привести к обрушению конструк-
ций.
Расстройство болтовых соединений в опорных узлах ферм встре-
чается довольно редко и связано в основном с повышенными дина-
мическими воздействиями кранов. Подстропильные фермы имеют
достаточно мощное сечение элементов и повреждаются в значитель-
но меньшей степени, чем стропильные.
Основным видом повреждений прогонов кровли являются оста-
точные прогибы, вызванные перегрузкой покрытий от чрезмер-
ного скопления снега, пыли й превышения собственного веса по-
крытия по сравнению с проектом. Особенно часты остаточные про-
гибь» в местах перепада высот и у фонарей, т.е, в зонах образования
снеговых мешков. Недостаточное раскрепление прогонов (удаление
или провисание тяжей по прогонам, отсутствие элементов крепле-
ния кровельного настила и т.д.) приводит к искривлению их в
плоскости ската.
Для конструкций фонарей наиболее частым повреждением яв-
ляется искривление раскосов стоечных фонарей с нисходящими
раскосами. В соответствии с принимаемой расчетной 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 возни-
кает сжимающее усилие, что вызывает потерю 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 частым повреждениям
15
связей относятся искривления и местные погибы, удаление связей
для пропуска коммуникаций, расстройство узлов крепления. При
этом снижается пространственная жесткость каркаса, увеличивает-
ся расчетная длина сжатых поясов ферм, нарушается проектное
положение конструкций. Особую опасность вызывает удаление
или повреждение распорок по верхним поясам ферм в подфонар-
ных участках, что может привести к потере устойчивости пояса и
вызвать обрушение покрытия. При малых зазорах между мосто-
выми 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 при-
вести 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 влаж-
ность воздуха, наличие агрессивных по отношению к металлу
компонентов приводят к развитию равномерной коррозии элемен-
тов. Протечки кровли и стенового ограждения, выделение пара
или конденсата из-за неисправностей стыков трубопроводов спо-
собствуют развитию местных коррозионных поражений. Особо
интенсивные местные коррозионные поражения возникают в
опорных узлах стропильных и подстропильных ферм, расположен-
ных вблизи воронок внутренних водостоков, в верхних поясах
ферм в местах опирания фонарей и у ендов кровли. Ускорению
коррозии способствует скопление пыли на элементах конструк-
ций, особенно в случае ее увлажнения. Наиболее высокая скорость
коррозии элементов покрытия отмечается в травильных, гальва-
нических и других производствах, связанных с агрессивными жид-
костями, находящимися в открытых емкостях.
Большая площадь поверхности решетчатых конструкций, труд-
ность доступа ко всем элементам, особенно к верхним поясам, за-
трудняет качественную подготовку и окраску их при эксплуата-
ции. В результате уже через 2, 3 года после дополнительной окрас-
ки защитные покрытия разрушаются и коррозионный процесс
интенсифицируется.
Колонны производственных зданий работают в более благо-
приятных условиях, чем другие элементы каркаса. Расчет колонн
выполняется на совместное действие нескольких нагрузок и в нор-
мальных условиях эксплуатации усилия в колоннах значительно
меньше расчетных. Мощные развитые сечения колонн лучше со-
противляются механическим и коррозионным воздействиям.
Преимущественная работа на сжатие и слабое воздействие динами-
ческих и вибрационных нагрузок не создают предпосылок для
возникновения хрупких разрушений. Как показывают обследо-
вания, даже при большом сроке эксплуатации состояние колонн
в основном удовлетворительное, а случаев обрушения колонн не
зафиксировано.
Дефекты изготовления (искривления и погибы отдельных
элементов, дефекты сварных швов), как правило, незначительны
16
и мало влияют на несущую способность колонн. Более существен-
ны дефекты монтажа, основными из которых являются отклоне-
ния от проектного положения (смещение в плане, отклонение от
вертикали), искривления колонн и слабая затяжка анкерных бол-
тов. Эти дефекты изменяют расчетную схему колонн, вызывают
дополнительные моменты вследствие эксцентричного приложе-
ния нагрузки от подкрановых балок и элементов покрытия и мо-
гут привести к преждевременной потере устойчивости. Кроме того,
отклонение колонн от проектного положения ухудшает работу
элементов стенового ограждения и нарушает геометрию подкра-
новых путей, что может мешать их нормальной эксплуатации.
Повреждения колонн при эксплуатации связаны в основном с
нарушениями правил технической эксплуатации (рис. 1.2). В
зонах проездов, складирования, работы кранов колонны часто
подвергаются ударам транспортируемыми грузами, магнитными
шайбами, грейферами и получают искривления и местные погибы.
Особенно повреждаются гибкие элементы решетки и полки под-
крановых ветвей. В стенках колонн устраиваются вырезы для
пропуска коммуникаций без усиления ослабленных сечений. При
опирании подкрановых балок на консоли колонн отмечались
случаи обрыва консолей, вызванные усталостным разрушением
швов их крепления.
В зданиях, возведённых на просадочных грунтах, наблюдаются
значительные осадки и повороты фундаментов, что нарушает
положение подкрановых путей и конструкций покрытия и может
вызвать повреждение узлов их крепления.
В горячих цехах на колонны действуют значительные темпера-
туры, в результате чего в нижних частях колонн вблизи тепловых
агрегатов и в зонах складирования горячего металла возникают
большие деформации. В зданиях большой длины при установке
двух дисков вертикальных связей разрушаются узлы крепления
связей, а в элементах связей появляются трещины. Общие корро-
зионные повреждения колонн сравнительно невелики.
В худших условиях находятся элементы решетки, ребра жест-
кости и диафрагмы из-за относительной тонкостенности сечения и
возможности скопления пыли на горизонтальных поверхностях,
что при увлажнении усиливает коррозию.
Значительной местной коррозии подвергаются отдельные узлы
и части колонн, особенно в случае соприкосновения их с грунтом,
мусором, вблизи ендов и внутренних водостоков с неисправной
гидроизоляцией, в местах возможных протечек технических жид-
костей и т.д. К таким узлам относятся оголовки колонн, узлы
опирания подкрановых балок и особенно базы колонн и узлы
крепления вертикальных связей, расположенные ниже отметки
пола и необетонированные. Периодическое увлажнение и воз-
действие агрессивных жидкостей в короткие сроки может привес-
ти к сквозному коррозионному поражению конструкций.
Подкрановые конструкции работают в наиболее сложных усло-
виях, значительно отличающихся от работы обычных балочных
конструкций и, как показывают обследования, уже через 2, 3 года
после начала эксплуатации в зданиях с кранами "особого" режима
работы в подкрановых балках появляются первые повреждения.
17
2—648
Рис. 1.2. Характерные повреждения колонн
1 — местный погиб; 2 — погиб элемента решетки;
3 — вырез в полке колонны; 4 — вырез в стенке
Рис. 1.3. Характерные повреждения подкрановых
балок
а — сварных; б — клепаных; 1 — трещина у торцов
балки; 2 — трещина у ребра жесткости; 3 — трещина
в середине панели; 4 — трещина в шве крепления реб-
ра жесткости к поясу; 5 — трещина в верхнем поясе;
6 - трещина под коротким ребром; 7 — местный по-
гиб верхнего пояса; 8 — ослабление заклепок верти-
кальных; 9 — то же, горизонтальных; 10 — трещина
по обушку уголка; 11 — трещина в верхнем поясе;
12 — местный погиб верхнего пояса
К основным факторам, способствующим возникновению по-
вреждений подкрановых конструкций, относятся: действие сосре-
доточенных подвижных нагрузок, достигающих 800 кН и нося-
щих динамический характер; переменный и знакопеременный
многократно повторяющийся цикл напряжений, который вызы-
вает усталость металла; сложный характер напряженного состоя-
ния; жесткость узлов крепления подкрановых конструкций к
18
колоннам и несоответствие их фактической работы принимаемой
расчетной схеме; дополнительные факторы, усложняющие работу
конструкции, такие, как эксцентриситет приложения нагрузки,
неравномерность давлений на колесах крана, неровности контакт-
ной поверхности рельса и пояса, сварочные напряжения и т.д.
Интенсивному развитию повреждений способствуют также дефек-
ты изготовления и монтажа. Анализ особенностей действительной
работы подкрановых конструкций изложен в [24].
Одной из причин повреждения подкрановых конструкций яв-
ляется низкое качество сварных соединений. Поясные швы, вы-
полняемые автоматом, в нарушение требований норм на изготов-
ление конструкций часто не доводятся до торцов балок на 150—
400 мм и завариваются полуавтоматической или ручной сваркой.
Низкое качество швов, выполненных вручную или полуавтоматом,
создает дополнительную концентрацию напряжений. Глубина
проплавления швов, даже выполненных автоматом, часто не превы-
шает 0,5 высоты шва и по линии сопряжения стенки и пояса
возникает непровар. Стыки поясов выполняются без выводных
планок и имеют кратеры. Все эти дефекты уменьшают предел
выносливости соединения и вызывают зарождение усталостных
трещин. Монтаж подкрановых конструкций нередко выполняется
с отклонениями от проектного положения, рельсы укладываются
с эксцентриситетом, что вызывает дополнительные, не учитывае-
мые при расчете воздействия. В швах крепления тормозных конст-
рукций к балкам также встречается много дефектов. Часто эти
соединения выполняются прерывистыми швами, отсутствует под-
варка и т.д.
Наиболее характерными повреждениями сварных подкрановых
балок являются (рис. 1.3, а): трещины в верхнем поясном шве и
в стенке в околошовной зоне, трещины в швах крепления ребер
жесткости к верхнему поясу, трещины в стенке под короткими
ребрами жесткости, поперечные трещины в верхнем поясе, мест-
ные погибы верхнего пояса и ребер жесткости, В балках с ребра-
ми, имеющими вырез, трещины в стенке развиваются от конца
выреза. Все трещины носят ярко выраженный усталостный харак-
тер и возникают под действием многократно повторяющейся мест-
ной нагрузки. Трещины в нижнем поясе подкрановых балок встре-
чаются крайне редко и возможны лишь при наличии существенных
дефектов (например, непровары, кратеры, глубокие подрезы в
стыках швов).
Местные прогибы верхнего пояса возникают от эксцентрично-
го приложения местной нагрузки и поворота пояса. Иногда поги-
бы пояса являются следствием потери местной устойчивости.
Кроме того, при ремонте кранов на верхние пояса балок опирают
домкраты для подъема крана, что также может вызвать местные
повреждения.
Отсутствие остаточных сварочных напряжений, меньшая кон-
центрация напряжений, утолщение верхней части стенки полками
поясных уголков, податливость заклепочных соединений облегчают
условия работы клепаных балок и делают их более долговечными.
Повреждения в них возникают значительно позже, чем в сварных
балках. Основные виды повреждений клепаных балок — ослабле-
ние и разрушение заклепок верхнего пояса, продольные и попе-
19
Рис. 1.5. Характерные повреждения узлов крепления подкра-
новых конструкций к колонне
1, 2, 3 — трещины в швах (ослабление болтов) крепления тормоз-
ной конструкции; 4, 5 — трещины в швах (ослабление болтов)
крепления горизонтальной накладки; 6, 7 — трещины в швах (ос-
лабление болтов) крепления диафрагмы; 8 — трещина в диафраг-
ме; 9, 10 — ослабление болтов
Рис. 1.4. Характерные повреждения тормозных
конструкций
1 — трещина в шве крепления тормозного листа
к балке; 2 — то же, в тормозном листе; 3 — то же,
в фасонке тормозной фермы; 4 — искривление эле-
мента тормозной фермы
речные трещины в верхних поясных уголках, местные погибы
верхнего пояса (рис. 1.3, б), Повреждений в нижнем поясе, как и
в сварных балках, практически не наблюдается.
В наиболее сложных условиях работают элементы решетчатых
подкрановых балок. Наличие острых концентраторов напряжений
в узлах, знакопеременный цикл напряжений в верхнем поясе при-
водят к ускоренному развитию повреждений усталостного харак-
тера [24]. Трещины возникают в продольных швах верхнего пояса
(аналогично сварным балкам) и в фасонках. Наблюдались случаи
разрыва раскосов.
Для тормозных конструкций характерны трещины в швах креп-
ления листов или фасонок к верхнему поясу балок и местные
погибы элементов (рис. 1.4). Часть повреждений тормозных конст-
рукций связана с грубыми нарушениями правил технической экс-
плуатации — складированием на тормозных площадках тяжелых
грузов, вырезкой отверстий и отдельных элементов тормозных
ферм и т.д.
20
Много повреждений возникает в узлах крепления подкрановых
конструкций к колоннам (рис. 1.5). Это трещины и ослабление
болтовых соединений в местах крепления тормозных конструк-
ций и балок, повреждения элементов крепления, ослабление бол-
тов взаимного соединения балок. Особенно часто повреждаются
узлы разрезных балок с жесткими элементами (диафрагмами,
горизонтальными накладками), препятствующими повороту и
продольному перемещению опорных сечений балок. В немалой
степени повреждения подкрановых конструкций зависят от состоя-
ния крановых путей: нарушение геометрии путей в плане и по
вертикали вызывает дополнительные усилия, смещение рельса с
оси балки способствует возникновению крутящего момента, не-
ровности пути и повреждения стыков рельса увеличивают динами-
ческий характер нагрузки.
Повреждения подкрановых конструкций общей поверхностной
коррозией незначительны благодаря мощности сечений и открыто-
му, хорошо обдуваемому профилю. При обследованиях старых
цехов иногда наблюдались отдельные очаги повышенной местной
коррозии у опорных узлов, в местах крепления к балке тормозно-
го листа, особенно при наличии в таких местах производственной
пыли и атмосферной влаги. Это относится чаще всего к подкра-
новым балкам крайних рядов при плохом состоянии бокового
остекления.
Основным фактором, определяющим развитие повреждений
и долговечность подкрановых конструкций, является интенсив-
ность крановых нагрузок, т.е. режим работы крана. В зданиях с
кранами легкого режима работы (группы режима 1К—ЗК по
ГОСТ 25541—82) интенсивность крановых нагрузок мала и уста-
лостные повреждения не успевают проявиться. Повреждения под-
крановых конструкций в таких зданиях достаточно редкие и воз-
никают в основном только при нарушениях правил технической
эксплуатации и грубых ошибках проектирования, изготовления
и монтажа.
При среднем режиме работы крана (группы режима 4К— 5К)
вероятность усталостных повреждений повышается. Однако в свя-
зи с невысокой интенсивностью крановых нагрузок первые уста-
лостные повреждения в подкрановых балках появляются через
20 лет после начала эксплуатации. В наиболее сложных условиях
работают подкрановые конструкции в зданиях с кранами тяже-
лого и весьма тяжелого режимов работы (группы режима 6К—8К).
В основном это здания металлургического производства. Повреж-
дения подкрановых конструкций в таких зданиях возникают
уже в первые годы эксплуатации и иногда через'5—10 лет балки
выходят из строя,
К основным повреждениям балок путей подвесных кранов отно-
сится абразивный износ по ширине и толщине ездовой полки и
толщине стенки [36]. Для кран-балок грузоподъемностью до 5 т
решающим является износ по ширине полки и толщине стенки.
Перекосы крана и сужения — расширения путей способствуют
ускоренному абразивному износу.
Из других повреждений балок путей следует отметить остаточ-
ные прогибы, которые возникают при подъеме грузов, превышаю-
щих грузоподъемность крана, отгибы полок балок, трещины и
21
расстройство болтовых соединений в узлах крепления балок к
вышележащим конструкциям.
Характерной особенностью эксплуатации рабочих площадок
цехов металлургического цикла является воздействие на них
динамических подвижных нагрузок от завалочных машин и желез-
нодорожных составов, а также высоких температур. Усталостные
повреждения главных балок, расположенных под путями, во мно-
гом аналогичны повреждениям подкрановых балок, однако в
связи с меньшей величиной и интенсивностью нагрузок накопление
повреждений в них происходит медленнее.
В цехах с горячим производством в результате температурных
воздействий элементы рабочих площадок часто получают искрив-
ления. Периодические нагрев и охлаждение конструкций расша-
тывают и повреждают опорные соединения. В элементах вертикаль-
ных связей возможны трещины.
Основными видами повреждений вспомогательных металли-
ческих конструкций зданий (площадки, лестницы, ограждения,
ворота и т.д.) являются механические повреждения и коррозион-
ный износ, обусловленные тонкостенностью сечений, а также выз-
ванные нарушениями правил технической эксплуатации (удары,
перегрузка, загрязнение и т.д.).
1.2. МЕТОДИКА ОБСЛЕДОВАНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
В общем случае обследование металлических конструкций
включает в себя: подготовительные работы (общее знакомство
с объектом, сбор и анализ технической документации, составление
рабочей программы обследования); натурное освидетельствова-
ние конструкций с уточнением геометрической схемы, обмером
элементов и узлов и выявлением дефектов и повреждений; уточ-
нение технологических и атмосферных нагрузок и воздействий,
а также собственного веса конструкций; оценку качества стали
эксплуатируемых конструкций; анализ результатов обследова-
ния и составление технического заключения.
В подготовительные работы входят сбор и анализ технической
документации, знакомство с объектом обследования и составле-
ние его рабочей программы. Сведения, необходимые для обследо-
вания стальных конструкций и оценки их технического состоя-
ния, содержатся в следующих документах: паспорте на здание
и сооружение; комплекте общестроительных и рабочих чертежей
КМ и КМД; актах промежуточного контроля и приемки работ;
журналах производства работ и авторского надзора; сертифика-
тах, технических паспортах и других документах, удостоверяющих
качество материалов, конструкций и деталей; материалах геоде-
зической съемки положения конструкций при монтаже и экспула-
тации; техническом журнале по эксплуатации здания и актах о
результатах периодических осмотров; материалы о текущих
и капитальных ремонтах, усилении и окраске; материалах, ха-
рактеризующих фактические технологические нагрузки и воз-
действия (паспорт на оборудование, крановые книги и т.д.) ;
отчетах и заключениях специализированных организаций о ранее
выполненных обследованиях.
22
Для получения дополнительных сведений о состоянии конст-
рукций и истории их эксплуатации производится также опрос
работников предприятия, занятых эксплуатацией строительных
конструкций, технологического оборудования и их ремонтом.
Материалы, полученные на основании анализа технической до-
кументации должны содержать:
паспортные данные (год проектирования, монтажа и сдачи
объекта в эксплуатацию, организацию — исполнителя технологичес-
кой и общестроительной частей проекта и чертежей КМ и КМД,
завода—изготовителя металлических конструкций и т.д.);
сведения о конструктивном решении здания (планы и разрезы
здания с указанием генеральных размеров, монтажные схемы
конструкций, чертежи КМ и КМД, состав перекрытий, покрытий
и стенового ограждения и т.д.);
расчеты основных несущих конструкций;
сведения о материалах, использованных в конструкциях (мар*
ках сталей, метизах, электродах, сварочной проволоке);
характеристики грунтов;
основные сведения о технологическом процессе и характерис-
тике технологического и подъемно-транспортного оборудования,
передающего нагрузки на стальные конструкции;
данные о внутрицеховой и общезаводской средах (температур-
но-влажностный режим, состав и концентрация агрессивных по от-
ношению к стали выделений, интенсивность и состав пылевыделе-
ний);
сведения о ремонтах и повреждениях конструкций, выявленных
при эксплуатации;
материалы о ремонте, окраске и уселении конструкций, выпол-
ненных за период эксплуатации;
сведения о предполагаемом при реконструкции и техническом
перевооружении изменении нагрузок и воздействий технологичес-
кого оборудования.
Объем и полнота полученной исходной информации во многом
определяют состав и характер обследования конструкций, сроки
его выполнения и стоимость работ.
При знакомстве с объектом обследования выявляется соответ-
ствие проектного и фактического объемно-планировочного и
конструктивного решения, предварительно оцениваются эксплуата-
ционные воздействия (выделение пыли, влаги, агрессивных реаген-
тов, температурные, динамические и вибрационные воздействия
и т.д.), выделяются участки с наиболее интенсивными воздейст-
виями и определяется способ доступа к конструкциям (возмож-
ность осмотра конструкций с мостовых и подвесных кранов, тех-
нологического оборудования, переходных мостиков и галерей,
передвижных подъемных механизмов, необходимость устройства
подмостей, люлек и других приспособлений).
На основании анализа технической документации и знакомства
с объектом составляется рабочая программа обследования, вклю-
чающая:
состав и объем работ по обследованию. Необходимость отдель-
ных видов работ определяется задачами обследования и зависит
от общего состояния конструкций, наличия технической докумен-
тации и интенсивности эксплуатационных воздействий;
23
разбивку здания на участки обследования. Каждый участок
составляет часть здания одной очереди строительства, имеющую
одинаковое конструктивное решение и однородную эксплуатацион-
ную среду (температурно-влажностный режим, состав агрессивных
выделений, режим работы кранов, уровень динамического воз-
действия оборудования и т.д.);
указания о способе доступа для осмотра конструкций со схема-
ми необходимых приспособлений;
методику его выполнения;
перечень необходимых приборов, инструментов и материалов;
маркировку элементов конструкций и заготовки (формы) для
записи результатов обследования;
мероприятия по технике безопасности при выполнении работ.
Натурное освидетельствование включает в себя общий осмотр
конструкций, детальный осмотр с инструментальной проверкой
состояния элементов и узлов, их замер и геодезическую съемку
положения конструкций. При общем осмотре уточняется конст-
руктивная схема элементов и узлов и устанавливается ее соот-
ветствие проекту, определяются общее качественное состояние
конструкций, характер повреждений и зоны наибольшей повреж-
даемости конструкций, выявляются отличные от проекта нагруз-
ки и воздействия. Особое внимание при общем осмотре следует
обратить на отсутствие (пропуск при изготовлении в монтаже,
удаление при эксплуатации) элементов несущих и связевых конст-
рукций. По результатам общего осмотра намечаются места для
детальной проверки состояния конструкций и уточняется рабо-
чая программа обследования.
Общий осмотр конструкций проводится с имеющихся мест
доступа (рабочих площадок, технологического оборудования,
мостовых кранов и т,д.) по возможности без устройства спе-
циальных подмостей. Для осмотра конструкций, расположенных
на большой высоте, могут использоваться полевые бинокли и оп-
тические трубы.
Детальный осмотр производится для количественной оценки де-
фектов и повреждений элементов и узлов, замера их величин и при-
вязки места расположения, В зависимости от состояния конструк-
ций, выявленного при общем осмотре, детальный осмотр может
быть сплошным или выборочным.
При сплошном осмотре проверяются все элементы и узлы на
обследуемом участке. При выборочном — на участке осматривают-
ся элементы и узлы в пределах 4,5 шагов основных рам (но не ме-
нее 20% площади участка) в зоне наиболее интенсивных техноло-
гических воздействий. Если при выборочном осмотре в конструк-
циях обнаружено большое количество повреждений или после ре-
конструкции предполагается увеличение нагрузок и воздействий,
то на участке проводится сплошной детальный осмотр. До прове-
дения осмотра конструкции должны быть очищены от пыли, грязи
и легко отслаивающихся продуктов коррозии,
Параллельно с детальным осмотром конструкций обмеряются
элементы и узлы для выявления соответствия их геометрических
характеристик проекту. При отсутствии технической документации
на основании обмеров, которые носят выборочный характер, сос-
тавляются обмерочные чертежи основных несущих конструкций
24
со всеми необходимыми для расчета и разработки проекта усиле-
ния размерами. Точность замеров должна быть не менее:
при линейных размерах свыше 1000 мм...............1	см
то же, от 100 до 1000 мм . .......................1	мм
" менее 100 мм ...............................0,1	мм
При наличии технической документации для каждой группы
однотипных конструкций (ферм, колонн, балок и т.д.) одного
типоразмера (марки) производится обмер не менее двух конст-
руктивных элементов.
При отсутствии технической документации на каждом участке
обследования для каждой группы конструкций обмеряются не ме-
нее трех конструктивных элементов. Для обеспечения необходи-
мой точности каждый элемент замеряется не менее чем в трех
местах.
Если при обмере обнаружены расхождения в сечениях элемен-
тов свыше допуска на прокат, то замеряются сечения всех наибо-
лее нагруженных элементов.
Для определения размера сечений элементов, узлов и поврежде-
ний используются материальные инструменты, обеспечивающие
заданную точность (рулетки, металлические линейки, штангенцир-
кули и т.д.). Толщина элементов при одностороннем доступе к
конструкциям замеряется ультразвуковыми толщиномерами или
сверловкой отверстия.
Для выявления прогибов и искривлений элементов между
концами элемента натягивается струна диаметром 0,2—0,4 мм и
штангенциркулем или металлической линейкой замеряются стрел-
ки искривления. Для измерения искривлений элементов большой
длины рекомендуется использовать геодезические методы.
Отклонение элементов от вертикали может измеряться отвеса-
ми. Угловые отклонения определяются оптическими квадрантами
или уровнями. Для выявления отклонений конструкций от проект-
ного положения применяются геодезические методы контроля с
использованием теодолитов, нивелиров, лазерных визиров и дру-
гих приборов, а также методы фотограмметрии. При выполнении
геодезических съемок мостовые и подвесные карны должны быть
удалены от места проведения замеров. По результатам геодезичес-
кой съемки составляются планы и профили крановых путей с ука-
занием расстояний между осями подкрановых рельсов и смеще-
нием рельсов с осей подкрановых балок, схемы отклонений ко-
лонн от вертикали и осадок колонн.
Состояние заклепок и болтов нормальной и повышенной точ-
ности контролируется молотком массой 0,2—0,3 кг. При ударе
ослабленные заклепки и незатянутые болты подают глухой, дре-
безжащий звук или перемещаются. Неплотности прилегания го-
ловок к пакету и между листами в пакете проверяются набором
щупов толщиной 0,1—0,5 мм. Для контроля натяжения высоко-
прочных болтов используются тарировочные ключи.
Для выявления состояния сварных швов их очищают от грязи
и пыли и специальными шаблонами замеряют катеты. Поверхность
шва тщательно осматривается особенно в местах возможного появ-
ления трещин. Для обнаружения мелких трещин можно использо-
25
вать лупу с 6—8-кратным увеличением. В сомнительных случаях
поверхность шва очищается от металлического блеска, протравли-
вается раствором азотной кислоты, промывается водой и просу-
шивается, после чего смазывается керосином. Через некоторое
время на поверхности шва проступает очертание трещины.
В наиболее ответственных конструкциях, работающих в тяже-
лых условиях, для выявления внутренних дефектов и трещин при
необходимости могут использоваться физические методы контро-
ля — просвечивание рентгеновскими и гамма-лучами, магнито-
графическая и ультразвуковая дефектоскопия. Трещины в основ-
ном металле определяются при наружном осмотре. В сомнительных
случаях для выявления трещины поверхность металла очищают и
обрабатывают с помощью керосина аналогично сварным швам.
Для уточнения наличия трещины можно хорошо заточенным зуби-
лом вдоль предполагаемой трещины снять небольшую стружку.
Раздвоение 'последней указывает на трещину. Для выявления
"дыхания” трещины и динамики ее развития на поверхность участ-
ка с трещиной наносится маркировка на основе канифольных тен-
зочувствительных (хрупких) лаков.
При определении степени коррозионного износа конструкции
визуально оценивают в общем состояние противокоррозионной
защиты — наличие дефектов и повреждений покрытия, их вид
[24] и относительную площадь участков с поврежденным покры-
тием. В местах с поврежденным покрытием устанавливается харак-
тер коррозионного поражения металла и замеряется глубина кор-
розии. Места замеров зачищаются от следов коррозии. При равно-
мерной коррозии толщина элементов замеряется штангенцирку-
лем или микрометром. При наличии питингов и язв замеры выпол-
няются с помощью измерительных скоб с острым наконечни-
ком. Каждый элемент замеряется не менее чем в трех сечениях,
в каждом сечении проводится не менее трех замеров толщины.
Результаты натурного обследования конструкций представляют-
ся в виде ведомостей дефектов и повреждений, таблиц результатов
замера элементов и узлов, схем расположения элементов по резуль-
татам геодезической съемки. При отсутствии технической докумен-
тации по результатам замеров составляются обмерочные чертежи
основных конструкций с детализацией, соответствующей ста-
дии КМ.
Ведомости дефектов и повреждений составляются по отдельным
видам конструкций (стропильные и подстропильные фермы,
колонны, подкрановые балки и т.д.) и включают геометрические
схемы конструкций с указанием сечений и маркировкой элементов
и узлов, а также таблицы с указанием места расположения, вида и
количественного показателя дефекта или повреждения (табл. 1.4).
В необходимых случаях ведомости дополняются эскизами элемен-
тов и узлов с дефектами и повреждениями, фотографиями.
Методические указания по осмотру конструкций. При осмотре
конструкций особое внимание следует обращать на места, наиболее
уязвимые с точки зрения возникновения дефектов и поврежде-
ний, элементы и узлы, повреждения которых представляют наи-
большую опасность, а также элементы и конструкции, в которых
после реконструкции увеличатся усилия от технологических нагру-
зок и воздействий.
26
Пролет/ось
Схема расположения
10/1
N
Таблица 1.4
Дефекты и повреждения			Примечания
	Дефект и повреждение	Значение	
1 — искривление раскоса из плос- f = 20 мм
кости фермы
2 — искривление стойки в плос- f = 30 мм
кости фермы
1 — местная вмятина раскоса f = 30 мм
I = 150 мм
2 — искривление раскоса из плос- х _ 4ЛЛ
кости фермы	f-100 мм
1.	Конструкции покрытия. При осмотре стропильных и подстро-
пильных ферм необходимо проверить:
соответствие фактических размеров сечений элементов и узлов
проектным;
прямолинейность стержней (наибольшую опасность представ-
ляют искривления сжатых стержней), соединительные прокладки
в сжатых стержнях;
остаточные прогибы конструкций;
трещины в стыковых накладках поясов и в фасонках, особенно
в местах примыкания элементов с большими растягивающими уси-
лиями. Опасность возникновения трещин, особенно в неотапливае-
мых зданиях, повышается, если зазоры между торцами элементов
решетки и поясами меньше 40 мм, при обварке торцов элементов,
в случае применения кипящей стали;
состояние опорных узлов ферм (наличие опорных столиков, а
также болтов, заклепок сварных швов, плотность опирания опор-
ных фланцев и т.д.);
состояние укрупнительных узлов ферм (монтажные наклад-
ки, качество монтажных соединений);
условия опирания панелей покрытия или прогонов (эксцентри-
ситет в передаче нагрузки, размер площади опирания, наличие
приварки плит покрытия или закрепления прогонов);
степень коррозионного износа, особенно в узлах опирания фо-
нарей, ендовах (из-за возможных протечек кровли), местах техно-
логических выбросов. В фермах с элементами из спаренных угол-
ков, эксплуатирующихся в агрессивных средах, возможно разви-
тие щелевой коррозии и отрыв элементов от фасонок.
При осмотре связей по покрытию устанавливается наличие всех
элементов по проекту и прежде всего связей, закрепляющих сжа-
тые элементы ферм (распорки по коньку, распорки в крайних
панелях нижнего пояса, при жестком сопряжении ферм с колон-
ной) , прямолинейность элементов и состояние узлов их закрепле-
ния. При осмотре прогонов следует проверить их прогибы в верти-
кальной плоскости и в плоскости ската, состояние связей (тяжей)
по прогонам, а также условия закрепления прогонов. В фонарных
конструкциях основное внимание обращается на прямолинейность
элементов и состояние болтовых узлов (наличие болтов и степень
их затяжки). При осмотре плоских, профилированных, волнистых
металлических листов покрытия основное внимание должно быть
обращено на выявление коррозионных повреждений и состояние
элементов крепления листов к несущим конструкциям (наличие
сварных швов, количество и качество постановки самонарезающих
винтов и т.д.).
2.	Колонны и вертикальные связи. При обследовании колонн
основное внимание следует уделять:
соответствию фактического сечения колонн проектному;
наличию искривлений колонн в плоскости и из плоскости по-
перечной рамы;
отклонению колонн от вертикали;
механическим повреждениям нижних частей колонн — в местах
проездов, зонах складирования, погрузки и разгрузки, на участках
работы кранов с грейферами и магнитными шайбами;
28
состоянию их в местах опирания подкрановых балок (смеще-
ние опорных ребер балки с оси колонн, качество выполнения и
состояние швов или заклепок крепления подкрановых консолей,
наличие необходимых зазоров между колонной и краном и т.д.);
коррозионным повреждениям, особенно в узлах опирания
конструкций покрытий, технологических площадок, подкрановых
балок и в базах колонн, где возможны скопление мусора, пыли,
увлажнения конструкций и протечка технологических жидкостей.
В горячих цехах следует обратить внимание также на состояние
колонн вблизи источников ъзпловыделений (коробление, искрив-
ление элементов, повреждение лакокрасочных покрытий и т.д.).
При осмотре связей следует выявить: соответствие фактической
схемы и места расположения связей проекту; искривленные эле-
менты; состояние узлов крепления связей, особенно в цехах с
большими тепловыделениями и динамическими воздействиями.
При наличии в температурном блоке двух дисков связей по ко-
лоннам следует обратить особое внимание на состояние диагона-
лей, восходящих к середине блока. В этих диагоналях при темпе-
ратурных воздействиях возникают повышенные напряжения.
3.	Подкрановые конструкции. При осмотре подкрановых балок
в первую очередь необходимо выявить:
соответствие сечения подкрановых балок проекту и качество
выполнения сварных швов (полномерность, дефекты);
трещины в верхних поясных швах и околошовной зоне, прежде
всего под стыками рельса и у опор балок. В балках с ребрами жест-
кости без вырезов трещины, как правило, зарождаются в местах
пересечения поясных швов и швов крепления ребер к верхнему
поясу; при ребрах с вырезами трещины часто появляются в стенке
от конца выреза;
трещины в стенке под короткими ребрами, если они не окаймле-
ны продольным ребром;
погибы и поперечные трещины верхнего пояса. Развитию попе-
речных трещин способствуют дефекты сварных стыковых швов,
отверстия для крепления рельса и другие концентраторы напря-
жений;
трещины в швах крепления ребер жесткости к верхнему поясу;
состояние сварных стыковых швов нижнего пояса и наличие в
них непроваров, подрезов и других концентраторов напряжений.
В клепаных подкрановых балках следует проверить состояние
заклепок и наличие трещин в обушках уголков верхнего пояса. В
решетчатых подкрановых балках основное внимание следует обра-
тить на состояние верхнего ездового пояса и трещины в фасонках,
швах крепления и элементах решетки, работающих на знакопе-
ременные нагрузки. На участках с кранами тяжелого и весьма
тяжелого режимов работы обследование подкрановых балок сле-
дует по возможности проводить как со стороны пролета, так и с
внешней стороны.
При обследовании тормозных конструкций и узлов крепления
балок к колоннам необходимо установить:
состояние крепления тормозного листа или фасонок тормоз-
ной фермы к верхнему поясу балки (трещины в швах, ослабле-
ние болтов или заклепок). Необходимо обратить внимание на под-
варку тормозного листа или фасонки снизу;
29
состояние узлов крепления тормозной конструкции к колонне
(трещины в накладках, разрушение швов крепления, слабление
болтов и т.д.);
трещины, вырезы, погибы в тормозном листе или тормозной
ферме;
состояние болтов крепления балок между собой и к колоннам;
состояние сварных швов (болтов, заклепок) в узлах крепления
балок к колоннам и наличие трещин в элементах крепления.
В узлах крепления балок к колоннам с передачей горизонталь-
ных усилий через упорные планки необходимо проверить степень
обмятия мест контакта и наличие зазоров.
В неотапливаемых зданиях и в цехах с избыточными тепловыде-
лениями необходимо обратить внимание на состояние температур-
ных швов в подкрановых конструкциях, величину зазора и воз-
можность продольных перемещений при изменении температуры
конструкций.
При обследовании кранового пути следует выявить:
состояние крановых рельсов и их стыков (износ головки, вы-
боины, трещины);
состояние креплений рельса;
эксцентриситет рельса относительно оси подкрановой балки;
план и профиль кранового пути.
По результатам геодезической съемки устанавливают прямоли-
нейность крановых рельсов, расстояние между осями рельсов в
пролете, высотные отметки головки рельса. Замеры проводятся в
створе колонн и в середине пролета подкрановых балок.
Коррозионные повреждения подкрановых конструкций возни-
кают, как правило, в местах скопления грязи, пыли, влаги (узлы
крепления балок к колоннам, нижние пояса), вблизи технологи-
ческих трубопроводов, над травильными ваннами и другими негер-
метичными агрегатами.
4.	Балки путей подвесных кранов. Обследование балок путей
подвесных кранов и монорельсов включает в себя:
выявление возможных остаточных прогибов балок;
определение степени абразивного износа по толщине и ширине
ездовых полок и толщине стенки в местах касания колес крана
(при перекосе каретки) ;
осмотр узлов крепления балок (состояние болтов, трещины и
т.д.);
установление положения путей в плане и по вертикали исходя
из результатов геодезической съемки. Замеры положения путей
выполняются на опорах и в середине пролета балок, при этом
определяется прямолинейность путей, расстояние между путями
и перепады высот в одном створе и на соседних опорах.
5.	Прочие конструкции. При обследовании рабочих площадок
особое внимание следует обратить на:
состояние верхней зоны стенки балок, непосредственно вос-
принимающих нагрузку от подвижного состава. В этих балках воз-
никают повреждения, аналогичные подкрановым балкам;
состояние узлов крепления второстепенных и главных балок
между собой и к колоннам;
ослабление сечения балок и настила различными вырезами для
пропуска коммуникаций;
зо
состояние стальных конструкций площадок (коробление, вы-
пучивание элементов и т.д,) и защитных экранов и футеровки в
местах интенсивности тепловых воздействий;
механические повреждения в стойках, особенно в зоне прохо-
дов и проездов;
состояние вертикальных связей, особенно в цехах с избыточ-
ными тепловыделениями;
коррозионные повреждения без колонн, опорных узлов балок,
а также балок и настилов в местах скопления мусора, пыли, вла-
ги и возможных проливов технологических жидкостей.
При обследовании площадок для обслуживания оборудова-
ния, посадочных площадок и мостиков, лестниц и других вспомо-
гательных конструкций необходимо провести общий осмотр
основных несущих элементов и узлов их крепления, обратив
внимание на механические повреждения и коррозионные пораже-
ния; проверить состояние ограждений площадок, лестниц и их
креплений.
Уточнение нагрузок и воздействий является составной частью
обследования. Оно производится на основании анализа технической
документации и технологического процесса, натурного осви-
детельствования и изучения данных ближайших метеостанций.
Фактические нагрузки могут существенно отличаться от проектных
как по значению, так и по характеру воздействия, что позволяет
выявить причины возникновения повреждений и разработать
мероприятия по повышению долговечности конструкций. Резуль-
таты уточнения нагрузок и воздействий представляют собой также
исходный материал для перерасчета конструкций. Нередко рас-
четные нагрузки при проектировании назначаются с большим
запасом, поэтому одной из задач уточнения нагрузок является
вскрытие резервов несущей способности конструкций. В необхо-
димых случаях для уточнения нагрузок и воздействий выполняют-
ся экспериментальные исследования.
Для прогнозирования нагрузок и воздействий проводится ана-
лиз технологической части проекта реконструкции, выявляется
расположение, величина и характер воздействия нового техноло-
гического оборудования, схема размещения коммуникаций, на-
правление и интенсивность грузопотоков и другие изменения тех-
нологического процесса. Следует также проанализировать опыт
эксплуатации предприятий, имеющих технологию, аналогичную
проектируемой.
Величина и интенсивность нагрузок и воздействий на различ-
ных участках цеха неодинаковы и зависят от расположения тех-
нологического оборудования. Для сокращения работ по усилению
конструкций исходя из результатов обследования целесообразно
провести зонирование производственных участков по величине
и интенсивности технологических воздействий и раздельно для
каждого участка определить расчетные значения нагрузок. Для
определения нагрузок от технологического оборудования сос-
тавляется схема его размещения. Вес оборудования принимается по
паспортам или рабочим чертежам.
Зоны складирования и нагрузки от складируемых материалов
устанавливаются по данным технологических служб. В необхо-
31
димых случаях производится замер и контрольное взвешивание
оборудования и складируемых материалов.
При динамическом характере нагрузок от оборудования экспе-
риментально определяются частота и амплитуда колебания конст-
рукций, воспринимающих эти нагрузки. По результатам экспери-
мента устанавливается значение динамического коэффициента для
расчета конструкций.
На предприятиях, имеющих производства с источниками пыле-
выделений (сталеплавильные, литейные, цементные, аглофабрики
и т.д.), толщина пыли на кровле может составить 20-30 см. Плот-
ность пылевых отложений колеблется в пределах 900-2400 кг/мЗ.
В результате дополнительная нагрузка на кровле достигает 2,3
кН/м2 и более. Скорость пылевых отложений в некоторых слу-
чаях доходит до 3 см/сут.
По способу образования различаются пылевые отложения от
внешних и внутренних источников пылевыделений. Интенсивность
накопления пыли от внутренних источников определяется характе-
ром технологического процесса, типом принятой системы вентиля-
ции, ее состоянием, профилем кровли и носит, как правило, харак-
тер сосредоточенных отложений. Интенсивность отложений от
внешних источников зависит от высоты здания, конфигурации по-
крытия, скорости и направления господствующих ветров.
При обследовании устанавливается вид пылевых отложений
(рыхлый, твердый), их плотность, толщина и скорость накопле-
ния. Для определения плотности пыли с каждого характерного
участка покрытия — у фонарей, ветроотбойных щитов, у перепада
высот, в ендовах берут по три пробы и результаты для каждой
группы участков осредняются. По замерам толщины строится про-
филь пылеотложений. Скорость накопления пыли определяется
по результатам повторного замера толщины пылеотложений спустя
некоторое время.
Вопрос об учете нагрузок от пыли при расчете конструкций за-
висит от местных условий и должен решаться в каждом конкрет-
ном случае отдельно. Очевидно целесообразнее, определив исходя
из несущей способности конструкций предельную допустимую
нагрузку от пыли, назначить, учитывая выявленную при обследо-
вании скорость накопления пылеотложений, периодичность очист-
ки.
Температурные воздействия в горячих цехах и неотапливаемых
зданиях нередко служат причиной возникновения повреждений.
Для неотапливаемых зданий, не имеющих источников тепловыде-
лений, температура конструкций определяется температурой на-
ружного воздуха и устанавливается по данным ближайшей
метеостанции. В горячих цехах температура нагрева конструкций
определяется по результатам замеров в течение нескольких (не
менее пяти, шести) технологических циклов в летнее время. Для
замера температуры используются термощупы, поверхностные дат-
чики в комплекте с самопишущей аппаратурой и другие средства
измерения.
Поскольку распределение температуры по длине и высоте цеха
носит, как правило, неравномерный характер, то замеры произво-
дятся в нескольких сечениях по длине цеха. В каждом сечении
определяется температура нагрева колонн, подкрановых балок,
32
стропильных и подстропильных ферм. Расчетные значения темпера-
тур могут быть установлены на основании анализа и статистичес-
кой обработки результатов замеров.
Внутрицеховая среда. Характер и величина коррозионного из-
носа металлических конструкций зависят от степени агрессивности
внутрицеховой среды, поэтому одной из задач обследования
является определение параметров температурно-влажностного ре-
жима, состава и концентрации агрессивных по отношению к стали
реагентов и классификация среды по степени агрессивности. Зная
эти характеристики среды, можно прогнозировать износ металли-
ческих конструкций и разработать мероприятия по защите конст-
рукций от коррозии.
Для изучения эксплуатационной среды требуются: анализ техни-
ческой документации и технологического процесса; измерение
параметров среды и обработка результатов измерений; анализ ре-
зультатов измерений, сведения о состоянии защитных покрытий и
коррозионных потерь металла и зонировании производственных
помещений по степени агрессивности среды. На основании анализа
технической документации и технологического процесса, а также
общего осмотра устанавливается схема расположения оборудова-
ния, связанного с выделением тепла, влаги, пыли и газов в воздуш-
ную среду цеха, интенсивность его работы, состав агрессивных по
отношению к металлу выделений, возможные нарушения в работе
оборудования, приводящие к интенсивным выбросам агрессивных
реагентов и т.д.
Одновременно устанавливается степень влияния близко распо-
ложенных производств на формирование среды рассматриваемого
объекта. По данным ближайшей метеостанции определяются пара-
метры внешней среды (температура и влажность). При наличии
в составе среды агрессивных выделений, а также обнаруженных
при осмотре коррозионных повреждениях конструкций замеряют-
ся параметры среды: температура; влажность, состав и концентра-
ция газов, агрессивных по отношению к металлу; степень запы-
ленности воздушной среды и количество осевшей на крнструкции
пыли, ее состав и свойства, определяются зоны и локальные участ-
ки возможного увлажнения металлических конструкций, а также
химический анализ проб жидкости. Необходимость определения
тех или иных параметров зависит от конкретных особенностей
производства.
Точки для замера параметров среды назначаются с учетом рас-
положения обследуемых конструкций, их коррозионного состоя-
ния, схемы размещения оборудования с агрессивными выделе-
ниями. На каждом участке здания с однородной средой намечает-
ся, как правило, три сечения, В каждом сечении параметры среды
замеряют в трех уровнях пола (рабочей площадки), подкрановых
конструкций и конструкций покрытия.
Измерение параметров температурно-влажностного режима сле-
дует проводить в течение 5, 6 сут при полной загрузке и нормаль-
ной работе оборудования. Одновременно фиксируются температу-
ра и влажность наружного воздуха. Как показал анализ результа-
тов замеров, наиболее неблагоприятное с точки зрения коррозии
стальных конструкций производственных зданий сочетание пара-
метров температурно-влажностного режима в большинстве слу-
33
3—648
чаев наблюдается в теплый период года. Тем не менее для получе-
ния осредненных характеристик среды целесообразно также заме-
ры параметров повторить и в холодный период года.
Дискретные измерения температуры и влажности воздуха осу-
ществляются аспирационным психрометром Ассмана, метеорологи-
ческими термометрами и волосяными гигрометрами. Для непре-
рывной записи температуры воздуха используются самопишу-
щие термографы и автоматические потенциометры. Запись относи-
тельной влажности воздуха проводится самопишущими гигрогра-
фами. Результаты измерений обрабатываются с использованием
статистических методов. В качестве исходных для оценки степени
агрессивности среды значений параметров принимаются их средне-
статистические значения, определенные с точностью не менее 5%.
Химический анализ состава среды должен быть согласован с
временем проведения замеров температуры и влажности. Для
экспресс-анализа среды возможно применение переносных газо-
анализаторов. В каждой точке следует провести не менее девяти
отборов проб. При анализе запыленности среды определяется
толщина слоя пыли, отложившейся на конструкции, и отбираются
не менее трех проб.
По анализу проб пыли устанавливаются химический и фазовый
состав, растворимость пыли в воде и гигроскопические свойства.
По результатам осмотра конструкций выявляются участки воз-
можного постоянного, переменного, систематического увлажне-
ния металлических конструкций и составляются карты увлажне-
ния с нанесенными на них местами увлажняемых участков. На
каждом участке для количественного и качественного анализа
состава жидкостей отбираются пробы — не менее двух на каждый
участок.
Степень агрессивности среды оценивается по всему комплексу
полученных параметров с учетом коррозионных повреждений
в соответствии со СНиП "Защита строительных конструкций от
коррозии". Согласно результатам оценки производственные по-
мещения зонируются по степени агрессивности с нанесением от-
дельных зон на плане цеха.
Качество стали эксплуатируемых металлических конструкций
определяется на основании анализа проектной и исполнительной
документации сертификатов. По содержащимся в них сведениям
устанавливаются марки стали, метизов и электродов, исполь-
зованных в конструкциях, выявляется соответствие свойств ста-
ли требованиям действующих норм проектирования для конст-
рукций данной группы и назначается расчетное сопротивление.
В случае недостаточности сведений — отсутствие чертежей КМД
с точными указаниями о марке стали, сертификатах, появлении
в конструкциях повреждений, связанных с низким качеством
металла (расслой, трещины), а также при необходимости выявле-
ния дополнительных резервов несущей способности конструк-
ций проводятся испытания металла.
Результаты обследования оформляются в виде научно-техни-
ческого отчета или пояснительной записки с соответствующими
чертежами, куда входят:
описание конструкций с приложением основных чертежей или
(при наличии проектной документации) ссылками на их номера
и места хранения;
34
краткое описание технологического процесса с учетом предпо-
лагаемых при реконструкции изменений;
общая характеристика эксплуатационных воздействий (техно-
логических нагрузок, их интенсивность, наличие выделений тепла,
пыли, агрессивных реагентов);
материалы освидетельствования конструкций с ведомостями
дефектов и повреждений и результатами геодезической съемки;
анализ материалов освидетельствования с указанием характер-
ных дефектов и повреждений, участков наибольшей повреждае-
мости конструкций, а также причин возникновения повреждений;
анализ эксплуатационных воздействий по результатам измере-
ний с зонированием производственных помещений по интенсивнос-
ти воздействий;
результаты анализа свойств стали и рекомендуемые значения
расчетных характеристик;
выводы и предложения по обеспечению дальнейшей нормальной
эксплуатации конструкций.
При аварийном состоянии конструкций составляется акт с ука-
занием временных мероприятий по предотвращению их обруше-
ния. Результаты обследования являются исходными данными для
проверочного расчета конструкций, оценки их технического состоя-
ния и разработки проекта усиления. Кроме того, на основании
результатов обследования могут быть установлены резервы несу-
щей способности конструкций (см. гл. 2).
1.3. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ КАРКАСОВ
ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ
Результаты обследования металлических конструкций произ-
водственных зданий позволяют выявить факторы, определяющие
их состояние, и наиболее характерные повреждения, которые
возникают при эксплуатации. Рассмотрим эти вопросы на примере
предприятий автомобильной промышленности, тяжелого машино-
строения, черной и цветной металлургии, т.е, наиболее металлоем-
ких отраслей народного хозяйства.
Для предприятий автомобильной промышленности характерны
одноэтажные многопролетные здания со сложным профилем кров-
ли (особенно в зданиях, построенных до 50-х годов). Перепады
высот в них достигают 16 м, что способствует образованию снего-
вых мешков. Ширина пролетов колеблется в пределах 9—30 м,
шаг колонн 4—6 м в зданиях старой постройки и 6—18 м — в новых
зданиях, построенных после 50-х годов. Строительная высота поме-
щений для большинства зданий составляет 10—12 м, Внутренние
перегородки между отдельными технологическими участками от-
сутствуют или имеют небольшую 3—3,5 м высоту, что способствует
хорошему воздухообмену и снижает агрессивность среды в местах
выделения агрессивных реагентов.
Замеры агрессивных компонентов воздушной среды, выполнен-
ные на некоторых заводах [23], показали, что по степени агрессив-
ности внутрицеховые среды большинства производственных поме-
щений (до 70%) относятся к неагрессивным и лишь отдельные
35
Рис. 1.6. Зависимость числа стропильных
ферм с повреждениями от срока эксплуатации
1 — для* зданий автомобильной промыш-
ленности; 2 — для цехов заводов тяжелого
машиностроения
участки (гальванические, зарядки аккумуляторов, мойки двига-
телей) имеют слабо- и среднеагрессивную среду.
Большинство зданий отапливаемые; источники тепловыделений
имеют небольшую мощность и температура нагрева конструкций
не превышает 20—30°С, лишь в литейных отделениях нагрев конст-
рукций достигает 50—60°С.
Кровля в зданиях, построенных до 50-х годов, выполнена по
прогонам с дощатым настилом или мелкоразмерными железобе-
тонными плитами. В более поздних постройках установлено покры-
тие из крупноразмерных железобетонных плит. В 70-х годах наибо-
лее распространенными стали покрытия с профилированным насти-
лом. Преобладающим видом внутрицехового транспорта являются
мостовые опорные краны грузоподъемностью 5—50 т и подвесные
краны грузоподъемностью 1—5 т. Режим работы мостовых кранов
средний, за исключением литейных отделений и складов продукций
прессовых и кузнечных цехов, где некоторые краны работают в
тяжелом режиме. В сборочных производствах, а также в отделе-
ниях мелкого литья и штамповки установлены подвесные конвейе-
ры, Малая скорость перемещения грузов и спокойный характер их
работы не приводят к сколько-нибудь существенным динамичес-
ким нагрузкам. Повышенная динамика наблюдается лишь на участ-
ках расположения опускных секций в сборочных цехах,
Таким образом, большинство зданий автомобильной промыш-
ленности характеризуются сравнительно низкой интенсивностью
технологических воздействий и основной причиной несовершенств,
возникающих в металлических конструкциях каркаса, является
низкое качество изготовления и монтажа и нарушение правил тех-
нической эксплуатации.
Наиболее повреждаемые элементы — стропильные фермы. По
результатам обследования 20 зданий предприятий автомобильной
промышленности около 20% стропильных ферм имеют поврежде-
ния. В основном это искривления и местные погибы элементов
решетки, вырезы для пропуска коммуникаций и отдельные
коррозионные поражения в местах протечек кровли и техно-
логических трубопроводов. В гальванических отделениях имеют-
ся и общие коррозионные повреждения, однако скорость корро-
зии невелика и не превышает 0,04 мм/год. С увеличением срока
эксплуатации число ферм, имеющих повреждения, и их величина
возрастают (рис. 1.6). Однако при ремонтах многие поврежде-
ния устраняются, поэтому получить четкую зависимость повреждае-
мости ферм от срока эксплуатации не представляется возможным.
36
в различных отраслях промышленности
а — покрытие; б — колонны; в— подкрановые балки; 1—пред-
приятия автомобильной промышленности; 2 — то же, заводов
тяжелого машиностроения; 3 — то же, цветной металлургии; 4 —
то же, черной металлургии
Подстропильные фермы, как правило, находятся в удовлет-
ворительном состоянии. Общее число ферм с повреждениями не
превышает 2—3%. Несколько больше повреждений обнаружено
в связях. Отдельные элементы связей при монтаже и эксплуата-
ции получили искривления и местные погибы или были удалены.
Повреждения прогонов в основном связаны с возникновением
остаточных прогибов и искривлений в плоскости ската. Чаще всего
эти повреждения возникали в местах образования снеговых меш-
ков (у фонарей, перепадов высот) и наиболее характерны для зда-
ний с покрытиями в виде мелкоразмерных железобетонных и ас-
бестоцементных плит и волнистых листов.
В колоннах основным типом повреждений являются местные
погибы ветвей и элементов решетки нижних частей колонн в зонах
проезда, возникающие от ударов транспортируемыми грузами.
Особенно часто эти повреждения встречаются в зданиях старой
постройки, где габариты проездов стеснены. Кроме того, нередко
вырезаются элементы решетки сквозных колонн для пропуска
коммуникаций.
Подкрановые балки в зданиях автомобильных заводов имеют
сравнительно мало повреждений даже при значительном сроке
эксплуатации. Отдельные встречающиеся трещины связаны, как
правило, с неудачным конструктивным решением балок. Напри-
мер, в случае применения прокатных балок с верхним поясом,
который усилен листом, в швах крепления листа при неплотном
его опирании вследствие возникновения распорных усилий появ-
ляются трещины. Местные погибы верхнего пояса носят случай-
ный характер и возникают в результате небрежнрй эксплуатации.
Больше повреждаются узлы крепления балок к колоннам. В
основном это ослабление и разрушение болтов. В зданиях с железо-
бетонными колоннами часто разрушается заделка закладных
деталей в местах крепления подкрановых балок. В зданиях ста-
рой постройки нарушается крепление балок к стенам (при переда-
че поперечных горизонтальных нагрузок через тяжи на стены).
Балки путей подвесных кранов при достаточно высокой интен-
сивности их работы (складские участки, автоматные цеха и т.д.)
имеют повышенный абразивный износ по ширине полки и толщи-
не стенки. Иногда соок службы балок путей не превышает 1—2 лет.
37
Отмечались также случаи падения кранов в связи с отрывом ездо-
вых полок в результате образования от абразивного износа трещи-
ны в стенке. Частота повреждаемости отдельных конструктивных
элементов (отношение конструкций с повреждениями к общему
числу) зданий заводов автомобильной промышленности дана на
рис. 1 Л, а.
Здания* предприятий тяжелого машиностроения по своему
конструктивному решению в основном подобны зданиям автомо-
бильной промышленности и отличаются лишь большей шириной
пролетов (в среднем ,30 м) и высотой (до 36 м). Вместе с тем
ряд зданий предприятий отрасли были построены еще в дореволю-
ционное время и имеют продолжительный срок эксплуатации. Для
таких зданий характерны небольшие пролеты (до 20 м) и малая
высота помещений (7,8 м).
Грузоподъемность мостовых кранов на заводах тяжелого ма-
шиностроения достигает 150 т, хотя преобладают краны грузо-
подъемностью 50 т. Интенсивность крановых нагрузок значитель-
но выше, чем на заводах автомобильной промышленности, и мно-
гие из кранов работают в тяжелом режиме.
Характерная особенность предприятий тяжелого машинострое-
ния — наличие цехов металлургического цикла с повышенными
температурными воздействиями, агрессивной средой и источни-
ками пылевыделений. Все это предопределяет и более сложные
условия работы металлических конструкций.
Как и в автомобильной промышленности, наиболее повреждае-
мыми элементами каркаса являются стропильные фермы. Анало-
гичен и характер повреждений, однако частота повреждаемости
значительно выше и достигает 55%, что связано с влиянием более
тяжелых условий эксплуатации (мощные источники тепло- и пы-
левыделений, более высокая агрессивность среды, интенсивная
работа кранов). Ярче проявляется и зависимость повреждаемости
конструкций от срока эксплуатации (см. рис. 1.6).
Повреждаемость подкрановых конструкций заводов тяжелого
машиностроения также значительно выше, что объясняется более
тяжелым режимом работы кранов. В некоторых цехах в верхней
зоне подкрановых балок были зафиксированы усталостные трещи-
ны [41]. Однако этот вид повреждений еще не носит массового
характера и основные несовершенства сосредоточены в узлах креп-
ления балок к колоннам [41 ]. Повреждаемость колонн достигает
в среднем 20%, характер повреждений тот же, что и в цехах авто-
заводов.
Возрастание производств с выделением агрессивных компонен-
тов увеличило размер коррозионных повреждений. В некоторых
цехах металлургического цикла и гальванических скорость корро-
зии достигает 0,5 мм/год, однако большинство участков имеют
неагрессивную и слабоагрессивную среду и потери от коррозии не
превысили 0,05 мм/год.
Предприятия цветной металлургии отличаются большим разно-
образием производств, что определяет и большой разброс парамет-
ров. Большинство зданий — многопролетные со сложным профи-
лем кровли. Часть производств размещается в многоэтажных (2—
5 этажей) зданиях с небольшими пролетами (3,8 м). Ширина про-
летов одноэтажных зданий колеблется в пределах 6—43 м. Для
38
предприятий медной промышленности преобладают здания проле-
том 18—24 м, для прочих - 12-20 м, шаг колонн 4—18 м. Строи-
тельная высота в среднем составляет 15—20 м. Отдельные произ-
водства размещены в помещениях высотой до 30 м. Капитальные
внутренние перегородки отмечены лишь на предприятиях золото-
извлекательной промышленности.
Кровля в зданиях, построенных до 50-х годов, выполнена из
мелкоразмерных плит по прогонам; в зданиях более поздней
постройки — из крупноразмерных железобетонных плит. Имеются
примеры покрытий из алюминиевых и стальных листов по прого-
нам. Большинство зданий — отапливаемые, за исключением пла-
вильных отделений и складов сырья. В некоторых производствах
имеются источники тепловыделений, однако температура нагрева
конструкций не превышает 30—40°С и лишь в медеплавильных
и электролизных отделениях достигает 50°С.
Основным видом внутрицехового транспорта являются мосто-
вые краны грузоподъемностью до 75 т и тельферы грузоподъем-
ностью до 5 т. Режим работы — средний, кроме плавильных отде-
лений, где установлены краны тяжелого режима работы. Однако
фактическая интенсивность работы этих кранов невелика и не вы-
ходит за пределы среднего режима работы.
Главным видом технологических воздействий, определяющим
состояние конструкций, является повышенная агрессивность
среды. Высокое содержание агрессивных компонентов в сочета-
нии с повышенной влажностью, достигающей 90% и более, приво-
дят к быстрому разрушению защитных покрытий и развитию
коррозионных повреждений. На состояние конструкции значитель-
но влияет также зона влажности, в которой расположен объект,
Скорость коррозии зависит от вида производств и иногда превы-
шает 1 мм/год. Особенно интенсивно корродируют стропильные
конструкции, что объясняется тонкостенностью элементов, слож-
ной конфигурацией узлов и сечений и большой площадью поверх-
ности конструкций. Особенно в неблагоприятном положении
оказываются фермы с элементами из парных уголков, имеющие
места, труднодоступные для окраски (узлы, зазоры между угол-
ками) . Так, по результатам замеров [27] скорбеть локальной кор-
розии стропильных ферм на предприятиях медной промышленнос-
ти достигает 0,58 мм/год, а равномерной — 0,32 мм/год; в цинко-
вой и свинцовой соответственно 2 и 0,6 мм/год. Среднее количест-
во стропильных конструкций, имеющих коррозионные поврежде-
ния металла, составляет около 30%, а в отдельных цехах достигает
100%. Большие коррозионные повреждения обнаруживаются также
в кровле, выполненной из стальных листов. Срок их службы порой
не превышает 5—6 лет.
Использование в качестве покрытий листов из алюминиевых
сплавов не всегда приводит к положительным результатам. Так,
в результате контактной коррозии покрытие медеплавильного це-
ха, выполненное из сплава АМцМ в виде волнистого листа толщи-
ной 0,8 мм, уже через два года эксплуатации имело сквозные пора-
жения [24].
Вертикальное расположение элементов и большая доступность
для окраски делают колонны менее уязвимыми для коррозионных
поражений. Их повреждаемость не превышает в среднем 10%. В
39
неблагоприятных условиях работают элементы рабочих площадок.
Сильная загазованность внутренних помещений, проливы техно-
логических жидкостей приводят к их ускоренному износу вплоть
до сквозных поражений. Механические повреждения металличес-
ких конструкций цехов цветной металлургии зависят в основном
от качества их изготовления и монтажа, соблюдения правил техни-
ческой эксплуатации и близки по характеру и частоте появления
к повреждениям в зданиях автомобильной промышленности.
Здания предприятий черной металлургии отличаются большим
разнообразием объемно-планировочных и конструктивных реше-
ний. Большая часть производств расположена в одноэтажных мно-
гопролетных зданиях. Размеры пролетов достигают 42 м, в среднем
же — 30 м. Высота колеблется в широких пределах 12—40 м. По
длине некоторые здания превышают 1000 мм и состоят из несколь-
ких температурных отсеков. Шаг колонн по крайним рядам 6—12 м
(в зданиях старой постройки часто использовался шаг 5,5 м). По
средним рядам расстояние между колоннами достигает 48 м. Мно-
гие здания имеют перепады высот.
Стропильные и подстропильные конструкции выполнены в ос-
новном в виде ферм различного очертания (треугольные, трапе-
циевидные, сегментные, с параллельными поясами) с элементами
из парных уголков.
Во многих зданиях, построенных в последние годы, применены
трубчатые фермы. В сталеплавильных цехах при увеличенном шаге
колонн по средним рядам установлены подкраново-подстропиль-
ные фермы.
В отапливаемых зданиях покрытие выполнено как по прогонам
(мелкоразмерные железобетонные и асбестоцементные плиты,
профилированный настил, кровля по деревянной обрешетке), так
и без прогонов с использованием крупноразмерных железобетон-
ных плит. В горячих цехах для покрытия в основном применены
плоские или волнистые стальные листы. Использование железобе-
тонных плит в таких цехах себя не оправдало и в некоторых слу-
чаях они были заменены на покрытия,более стойкие к воздействию
высоких температур. Колонны, как правило, ступенчатые, верх-
няя часть — сплошного, нижняя — сквозного сечения.
Почти все здания оборудованы мостовыми кранами. Грузо-
подъемность кранов достигает в сталеплавильных цехах 800 т.
В прокатном производстве широко используются краны с жестким
подвесом. Режим работы кранов во многих цехах тяжелый и весь-
ма тяжелый (6К—8К).
Характерная особенность цехов заводов черной металлургии —
мощные тепловые агрегаты, приводящие к нагреву металлических
конструкций до 150—200°С и выше, большое количество источ-
ников агрессивных выделений, пыли, блуждающих токов, приво-
дящее к ускоренному коррозионному износу (особенно в коксо-
химическом производстве).
Большинство зданий — неотапливаемые. Перепад температур при
остановке технологического процесса может достигать 100—150°С,
что повышает опасность хрупкого разрушения.
Наиболее повреждаемыми конструкциями цехов заводов черной
металлургии являются подкрановые балки. В зданиях с кранами
тяжелого и весьма тяжелого режимов работы их повреждаемость
40
Рис. 1.8. Зависимости числа подкра-
новых балок с трещинами от срока
эксплуатации (в зданиях с кранами
тяжелого и весьма тяжелого режимов
работы)
превышает 80% [52]. Основные виды повреждений — трещины в
верхней зоне стенки и разрушение узлов крепления балок и тор-
мозных конструкций. Первые трещины появляются уже через
1—3 года после начала эксплуатации, затем они быстро растут
и приобретают массовый характер (рис. 1.8).
Стропильные конструкций повреждаются также сильнее, чем
в зданиях других отраслей промышленности, что связано с более
интенсивным крановым режимом, повышенными температурными
воздействиями, частым использованием стропильных конструк-
ций при ремонте оборудования. Более интенсивный режим эксплуа-
тации зданий черной металлургии, непрерывный технологический
процесс затрудняют проведение профилактических мероприятий
по содержанию зданий, что безусловно ухудшает состояние метал-
лических конструкций. Характер повреждений не меняется, но
значительно увеличивается их число, и повреждаемость стропиль-
ных конструкций достигает 80%. В зависимости от срока эксплуа-
тации растет величина повреждений и число поврежденных элемен-
тов на одну ферму (рис. 1.9).
Колонны, как и в зданиях других отраслей промышленности,
находятся в более балгоприятных условиях и имеют немного по-
вреждений. В основном это погибы нижних частей и отклонения
колонн от проектного положения. В горячих цехах встречаются
также деформации колонн вблизи источников тепловыделений.
Скорость коррозии металлических конструкций заводов черной
металлургии меняется в широких пределах. Так, на агломерацион-
ных фабриках и в коксохимическом производстве средняя ско-
рость коррозии незащищенных конструкций составляет 0,4 мм/
/год, достигая в отдельных местах, где конструкции подвергаются
периодическому увлажнению, 1,6 мм/год. Срок службы противо-
коррозионной защиты, выполненной даже в виде многослойного
перхлорвинилового или эпоксидного покрытия, не превышает
1,5—2 лет [20]. В травильных отделениях прокатного производства
средняя скорость коррозии составляет 0,1—0,15 мм/год, а срок
службы защитных покрытий 3—5 лет. В большинстве же зданий
сталелитейного производства интенсивность коррозионного изно-
са несущих стальных конструкций невелика (0,02—0,04 мм/год)
и не представляет опасности для их долговечности [20].
Следует, однако, отметить повышенный коррозионный износ
баз колонн, расположенных вблизи агрегатов с агрессивными
41
Рис. 1.9. Зависимость повреждаемости
ферм покрытий заводов черной металлургии
от срока эксплуатации
а — величина искривлений; б — среднее
число поврежденных элементов на одну фер-
му; f — значение искривления; [ F ] —
допустимое искривление
выделениями. В результате проливов технологических жидкостей
базы колонн получают значительные коррозионные поврежде-
ния, вплоть до сквозных поражений. При этом обетонировка
колонн в связи с недостаточной плотностью бетона часто оказы-
вается неэффективной.
Обобщая результаты обследования, можно выделить конструк-
тивные элементы, срок службы которых определяется в первую
очередь физическим износом. К ним относятся подкрановые
конструкции в зданиях металлургического цикла с интенсивным
крановым режимом работы (режим 6К— 8К). Срок службы этих
конструкций не превышает 8—10 лет, а их усиление, как пока-
зывает опыт эксплуатации, малоэффективно и спустя непродолжи-
тельное время в них снова появляются повреждения. В связи с
этим при реконструкции таких зданий рационально заменить под-
крановые балки на новые, выполненные с учетом особенностей
их действительной работы [24].
При кранах легкого и среднего режимов работы долговечность
подкрановых конструкций достаточно велика и превышает 40 лет.
Ликвидация отдельных повреждений и усиление подкрановых
конструкций в этих зданиях не представляет существенных труд-
ностей и может, как правило, выполняться без остановки техно-
42
Рис. 1.10. Относительная частота по-
вреждений стропильных ферм
1 — искривление из плоскости фер-
мы сжатого элемента; 2 — то же, рас-
тянутого элемента; 3 — в плоскости
фермы растянутого элемента; 4 — то
же, сжатого элемента; 5 — остаточный
прогиб фермы; 6 — местный погиб
сжатого элемента; 7 — местный прогиб
растянутого элемента
логического процесса, поэтому их сохранение и использование для
дальнейшей эксплуатации,, даже в зданиях с продолжительным сро-
ком службы, рационально.
Состояние стропильных ферм определяется видом и интенсив-
ностью технологических воздействий. При неагрессивный и слабо-
агрессивной средах основным видом повреждений стропильных
ферм являются искривления элементов решетки (рис. 1.10),
что может привести к преждевременной потере устойчивости.
Однако в большинстве зданий даже при значительном сроке экс-
плуатации надежная работа стропильных ферм может быть обеспе-
чена при сравнительно небольших затратах, связанных в основ-
ном с усилением сжатых искривленных элементов решетки.
В зданиях с сильно и частично среднеагрессивной средой (аг-
лофабрики, отдельные цеха заводов цветной металлургии и т.д.)
основным видом повреждений становится коррозионный износ.
Потери от коррозии после 15—20 лет эксплуатации могут достигать
50% и более.
Существующие методы защиты от коррозии, особенно при вы-
полнении работ на месте чаще всего дорогостоящи и малоэф-
фективны. Усиление конструкций, имеющих значительные корро-
зионные поражения, также весьма трудоемко, поэтому при ре-
конструкции зданий со сроком службы более 20 лет рациональна
замена конструкций покрытия.
Колонны большинства зданий рассмотренных отраслей промыш-
ленности находятся в удовлетворительном состоянии и имеют
незначительные легко устраняемые повреждения, их сохранение
при реконструкции вполне обосновано.
Из проведенного анализа можно сделать вывод, что при ре-
конструкции большинства зданий рассмотренных отраслей про-
мышленности возможно использование существующих конструк-
ций. Это позволит сократить сроки работ по реконструкции и
повысить ее эффективность.
Глава 2. РЕЗЕРВЫ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
Результаты исследования действительной работы стальных кар-
касов промышленных зданий свидетельствуют о существенных
запасах несущей способности конструкций [3, 4, 5, 11]. Выявле-
ние и использование этих запасов приводят к уменьшению объе-
ма усиления, а следовательно, и к снижению материальных и трудо-
43
вых затрат при реконструкции. На рис. 2.1 представлена схема
выявления резервов несущей способности стальных каркасов
промышленных зданий. Резервы несущей способности опреде-
ляются в результате уточненных расчетов, в которых более пол-
но и правильно, чем на стадии проектирования, учитываются фак-
торы, определяющие несущую способность конструкций — нагруз-
ки, прочность стали, расчетная схема.
Наиболее простым представляется перерасчет конструкций на
основе современных нормативных документов без проведения
дополнительных исследований. На этом этапе резервы несущей
способности могут быть получены в результате совершенствова-
ния методов определения нагрузок и расчета конструкций со вре-
мени проектирования здания, что находит отражение в норматив-
ных документах.
44
2.1.	АНАЛИЗ НОРМАТИВНЫХ ДОКУМЕНТОВ
С 1955 г. расчет конструкций выполняется по методу пре-
дельных состояний. До этого времени применялась методика
расчета по допускаемым напряжениям. Суть расчета заключа-
лась в сравнении напряжений, действующих в элементах конст-
рукций, с допускаемыми напряжениями
о<[о].	(2.1)
За допускаемое напряжение принималось отношение расчетного
предела текучести от к коэффициенту запаса к
[ о ] = ат / к.	(2.2)
Для стали СтЗ значение ат принималось 24 кН/м2 [49]. Коэффи-
циент запаса к > 1 учитывал много факторов, неблагоприятно
влиявших на работу конструкций. Коэффициент запаса зависел от
числа и характера нагрузок, на которое рассчитывалась конструк-
ция. До 1942 г. наибольший коэффициент запаса к = 1,7 и наимень-
шее допускаемое напряжение [ о ] =14 кН/см2 принимались при
расчетах на нагрузки, действовавшие постоянно или часто совпадав-
шие, например постоянные нагрузки и снег. При учете большего
числа и более случайных нагрузок (ветер ураганной интенсивности,
влияние температуры) допускаемое напряжение принималось
[а ] =17 кН/см2, а к = 1,4. В 1942 г. значения допускаемых напря-
жений были повышены до 16 и 18 кН/см2. Коэффициенты запаса
принимались соответственно 1,5 и 1,33. Эти коэффициенты запаса
и допускаемые напряжения были приняты в НиТУ 1-46, действо-
вавших до 1955 г., до введения НиТУ 121-55, основанных на ме-
тоде предельных состояний.
Предельное неравенство для первой группы предельных состоя-
ний можно записать в виде
27incncKpajH<RH7/VM7H,	(2.3)
где У| — коэффициент надежности по нагрузке; пс- коэффициент сочета-
ния кратковременных нагрузок; Пскр — коэффициент сочетания крановых
нагрузок; н — напряжение в элементе от нормативной нагрузки; RH — нор-
мативное сопротивление, равное браковочному значению предела текучести
®т; 7 — коэффициент условий работы; 7М — коэффициент надежности по ма-
териалу; 7Н — коэффициент надежности по назначению.
Обе части неравенства (2.3) разделим на он (ан — напряжение
в конструкции от нормативных нагрузок) и после некоторых
преобразований получим
=	(2 4)
ан	ан	'
45
^сн/у
Рис. 2.2. Изменение коэффициента запаса
для стропильных ферм
--------- — сжатых стержней решетки с гиб-
костью Х> 60;
------- —остальных стержней фермы; 1 —
1975 г.; 2 - 1962-1974 гг.; 3 - 1931-
1942 гг.; 4 - 1975 г.; 5 - 1942 - 1955 гг.;
6- 1962-1974 гг.; 7- 1955-1961 гг.
По аналогии с методом расчета по допускаемым напряжениям
отношение ат / ан (RH = ат) условно назовем коэффициентом за-
паса к. Для различных конструкций он будет Меняться в зависи-
мости от соотношения действующих нагрузок. Со временем коэф-
фициент запаса, как правило, снижается. Анализ изменения этого
коэффициента во времени позволяет выявить резервы несущей
способности конструкций промышленных зданий, запроектирован-
ных в разные годы.
Стропильные фермы рассчитывают в основном на совместное
действие постоянной и снеговой нагрузки. С 1955 по 1981 г. были
несколько увеличены коэффициенты перегрузки для кровли и
снега и снижен коэффициент перегрузки для собственного веса
маталлических конструкций. В 1962 г. в связи с участившимися
случаями повреждений и аварий стропильных ферм были введе-
ны коэффициенты условий работы ус = 0,8 для сжатых стержней
решетки с гибкостью X > 60 (кроме опорных раскосов) [43].
В СНиП П-23-81 были несколько повышены расчетные сопротивле-
ния сталей. Повышение расчетного сопротивления сталей для стро-
пильных ферм частично компенсируется введением коэффициента
условий работы ус = 0,95 для всех стержней ферм. На рис. 2.2
представлены графики изменения коэффициента запаса для стерж-
ней стропильных ферм в зависимости от соотношения снеговой
и полной нагрузки. Расчеты выполнены для тяжелых и легких
кровель с отношением дпост / 9сн < 1- Более тяжелой кровле
соответствует меньшее значение коэффициента запаса. С увели-
чением доли снеговой нагрузки возрастает коэффициент запаса,
достигая значений 1,7 и 1,9 (для сжатых стержней решетки с гиб-
костью X > 60), Как видно из графиков, переход в 1955 г. на метод
расчета по предельным состояниям привел к существенному сниже-
нию коэффициента запаса во всем диапазоне соотношения нагру-
зок. С 1962 г. коэффициент запаса увеличивается. Расчет стропиль-
ных ферм, запроектированных до 1974 г„ по действующим нормам
в большинстве случаев не приводит к выявлению резервов несущей
способности. Только в поясах ферм, растянутых и сжатых стерж-
нях решетки при X < 60, запроектированных до 1954 г., перерасчет
выявляет резервы несущей способности. Наиболее значительные
резервы (15—30%) могут быть получены для ферм, запроекти-
рованных до 1943 г. при относительно небольшой снеговой нагруз-
ке qCn / (qCH + qnocr) = 0,2—0,4.
Колонны одноэтажных промышленных зданий, оборудованных
мостовыми кранами, как правило, рассчитывают на нагрузки:
46
Рис. 2.3. Изменение коэффициен-
та запаса для колонн промышлен-
ных зданий
Рис. 2.4. Изменение коэффициента
запаса для подкрановых балок
постоянные, снеговые, ветровые и крановые. Если не рассматри-
вать изменения нормативных значений ветровой и снеговой нагруз-
ки. к более существенному снижению коэффициента запаса для
колонн привело уменьшение расчетного значения нагрузок от-мос-
товых кранов. В 1954 г. коэффициент перегрузки (надежности)
для мостовых кранов был принят 1,3, в 1962 г. он был снижен до
1,2 для кранов грузоподъемностью Q >5 т; в 1974 г, коэффи-
циент перегрузки был принят 1,2 для всех кранов независимо от
грузоподъемности, кроме того, введен коэффициент сочетания
крановой нагрузки ngKP < 1 (для двух кранов легкого и средне-
го режима работы По = 0,8). Наконец, в 1982 г. коэффициент
перегрузки был принят 1,1.
На рис, 2.3 представлены графики изменения коэффициента
запаса колонн в зависимости от соотношения крановой и суммар-
ной нагрузок (крановая нагрузка принималась от двух кранов).
Интервалы, изменения коэффициента запаса для каждого периода
проектирования и принятого соотношения оКр / ан определяются
значением снеговой нагрузки, Видим, что перерасчет колонн по
действующим в настоящее время нормам во всех случаях приводит
к выявлению резервов несущей способности в результате снижения
коэффициента запаса. Наибольшие резервы (30—60%) могут быть
получены в колоннах, запроектированных до 1942 г!
Подкрановые балки рассчитывают в основном на нагрузки от
мостовых кранов, поэтому снижение коэффициента перегрузки
и введение коэффициента сочетания привело к существенному
уменьшению коэффициента запаса подкрановых балок (рис. 2.4).
При определении коэффициента запаса принималась нагрузка от
двух кранов легкого и среднего режимов работы. Как показано
в гл. 1, физический износ подкрановых балок под краны тяжело-
го и весьма тяжелого режимов работы, как правило, наступает
раньше морального, поэтому они здесь не рассматриваются.
Для подкрановых балок, запроектированных до 1982 г., пере-
расчет по действующим нормам приводит к выявлению резервов
47
Таблица 2.1
Годы	Г ибкость X						
	40	60	80	100	120	140	160
1934-1939	0,893	0,798	0,683	0,568	0,454	0,353	0,287
1939-1972	0,92	0,86	0,75	0,6	0,45 .	0,36	0,29
1973- по настоящее время	0,905	0,82	0,715	0,582	0,448	0,348	0,27
несущей способности (имеется в виду общая прочность балки).
Для балок, запроектированных в 1931—1942 гг7 эти резервы
составляют 70%, в 1942—1955 гг, — 50%.
Анализ изменений коэффициента запаса для основных несущих
конструкций промышленных зданий указывает на значительные
резервы несущей способности подкрановых балок и колонн,
запроектированных до 1974 г., во всем диапазоне нагрузок.
Несущая способность сжатых стержней стропильных ферм и
колонн определяется, как правило, их устойчивостью, поэтому
анализом изменения коэффициентов и ^вн в разные периоды
проектирования также могут быть показаны резервы несущей
способности конструкций.
В табл. 2.1 и на рис. 2.5 приведены значения коэффициента
продольного изгиба в зависимости от гибкости X. Кривая зави-
симости = f ( X ), построенная по СНиП П-В.3-72, занимает про- (
межуточное положение между кривыми 1934 г. и 1942 г. Измене-
ние коэффициентов у в разные периоды проектирования вызвано
уточнением случайных эксцентриситетов при определении аКр,
Расчет центрально сжатых стержней, запроектированных в пе-
риод от 1931—1942 гг., по действующим нормам может выявить
дополнительные резервы несущей способности в пределах 5% в
области средних гибкостей ( X = 40 ... 100). Расчет стержней,
запроектированных в 1942—1972 гг., приводит к увеличению ус-
ловных напряжений на 2—5%.
Внецентренно сжатые стержни до 1942 г. рассчитывались по
двучленной формуле
о = N / <р А + М / W < [а].	(2.5)
С 1942 г. расчет таких стержней производится по одночленной
формуле
а = N / <рвн А < [ а ].
(2.6)
Для удобства сравнения результатов расчета внецентренно сжа-
тых стержней в разные периоды проектирования приравняем вы-
ражения (2.5) и (2.6) и преобразуем следующим образом:
N / А + М Z W = N / ^вн А;
48
откуда
<РВн =V’/ 1 +<Рт,
(2.7)
где m = MA / N W — относительный эксцентриситет.
Соотношения коэффициентов <рвн, определенных по СНиП
11-23*81, и коэффициентов <рвн по ТУ и нормам периода проекти-
рования позволяют определить возможности выявления резервов
несущей способности. В табл. 2.2 приведены значения коэффи-
циента <рвн в зависимости от относительного эксцентриситета m и
гибкости для сплошных двутавров. По СНиП П-В.3-62, СНиП
П-В.3-72 и СНиП П-23-81 значение <рвн определялось по приведен-
ному эксцентриситету mi = т? m. Неодинаковые значения <рвн
в СНиП разных лет при одинаковых исходных гибкостях и отно-
сительных эксцентриситетах объясняются в основном различиями
в определении коэффициента влияния формы сечения 17. Из табл.
2.2 видно, что во внецентренно сжатых сплошностенчатых стержнях
двутаврового сечения, запроектированных до 1955 г., расчет на
устойчивость по СНиП П-23-81 выявляет резервы несущей способ-
ности в диапазоне наиболее характерных гибкостей и относитель-
ных эксцентриситетов 10—12%. Перерасчет стержней, запроектиро-
ванных в 1955—1972 гг., приводит к увеличению условных напря-
жений на 2—8%, что компенсируется коэффициентом надежности
по назначению ун = 0,95.
Выявлению резервов несущей способности колонн способ-
ствует также применение уточненного способа определения расчет-
ных усилий, приведенного в СНиП 2.03.01—84. Расчетное усилие
в колонне от кратковременных нагрузок можно определить по
формуле
m	/н ~
x=S XjH+x/S х,” (7j-1)2,
i=1	i=1
(2.8)
где xjH — усилие, определяемое по нормативному значению каждой отдель-
ной нагрузки с учетом коэффициентов сочетаний, принимаемых для кратко-
49
4—648
g	Таблица 2.2												
m	0,5			1			2			4		
X	40	60	80	40	60	80	40	60	80	40	60	80
1931-1942	0,617	0,57	0,509	0,472	0,444	0,405	0,321	0,307	0,289	0,195	0,19	0,183 1942-1955	0,61	0,56	0,49	0,46	0,43	0,38	0,31	0,29	0,27	0,19	0,18	0,17 Годы 1955-1962	0,68	0,63	0,57	0,55	0,49	0,43	0,38	0,36	0,33 1962	0,693	0,63	0,563	0,55	0,49	0,43	0,38	0,35	0,32	0,23	0,22	0,21 1972	0,67	0,6	0,536	0,51	0,467	0,42	0,355	0,32	0,3	0,21	0,196	0,19 1982	0,67	0,6	0,54	0,51	0,47	0,42	0,36	0,32	0,3	0,24	0,22	0,21												
временных нагрузок; у, — коэффициент перегрузки каждой нагрузки; i —
число одновременно учитываемых кратковременных нагрузок,
Как показал анализ, используя формулу 2.8, можно получить
снижение расчетных усилий в колоннах до 5%.
Таким образом, только в результате перерасчета колонн про-
мышленных зданий по современным нормам в них можно выя-
вить до 75% резервов несущей способности. Столь существенные
резервы находятся в результате уменьшения коэффициента пере-
грузки и введения коэффициентов сочетаний крановой нагрузки,
увеличения коэффициента <рвн, использования рекомендаций
приложения 1 [43].	_
2.2.	УЧЕТ КОНКРЕТНЫХ ОСОБЕННОСТЕЙ РЕКОНСТРУИРУЕМОГО
ОБЪЕКТА
Дополнительные резервы несущей способности могут быть
выявлены учетом индивидуальных особенностей реконструируе-
мого здания: места постройки, конкретной технологии произ-
водства, особенностей конструктивного решения, прочности стали.
Учет этих конкретных обстоятельств может привести к умень-
шению расчетных значений технологических, снеговых и ветро-
вых нагрузок, повышению расчетного сопротивления стали, сниже-
нию расчетных усилий в конструкциях.
Как уже отмечалось, за последние годы Нормы значительно
снизили расчетные вертикальные нагрузки от мостовых кранов.
Учитывая универсальный характер норм, коэффициент надежности
вертикальной крановой нагрузки = 1,1 следует считать близ-
ким к минимально возможному1. Тем не менее возможности сни-
жения расчетных вертикальных нагрузок от мостовых кранов при
реконструкции во многих цехах далеко не исчерпаны. Об этом
свидетельствуют значения коэффициентов надежности, определен-
ные на основании статистической обработки, результатов натурных
испытаний в цехах заводов тяжелого машиностроения и металлур-
гических (табл. 2.3). Возможности снижения расчетных вертикаль-
ных нагрузок от кранов определяются особенностями технологи-
ческого процесса. Нередко на заводах используются мостовые кра-
ны, грузоподъемность которых превышает требуемую, что объяс-
няется их унификацией, в результате чего краны работают с недо-
грузкой.
Значение конкретного места размещения реконструируемого
здания может позволить снизить расчетную ветровую нагрузку
(например за годы эксплуатации промышленное здание оказалось
окруженным застройкой). Уточнение снеговой и ветровой нагруз-
ки по данным ближайшей метеостанции также может привести к
снижению их расчетных значений. Кроме того, к дополнительному
снижению расчетных значений нагрузок может привести учет про-
1 С нашей точки зрения нормативный коэффициент перегрузки должен
быть дифференцирован в зависимости от грузоподъемности крана, снижаясь
с увеличением грузоподъемности. Для кранов грузоподъемностью Qs>200 т
7f = 1,05.
51
Таблица 2.3
Заводы	Цех	' Пролет, участок отделение	Коэффициент надежности
Тяжелого машино- строения	Чугунолитейный Фасоностал ел итейны й	Крупного литья Разливочный	0,52-0,58 0,61-1,03
	Кузнечнопрессовый	Склад заготовок Легкопрессовый Т яжелопрессовый	0,91-0,93 0,46-0,57 0,75-1,14
	Механосборочный Металлоконструкций	Механический Сборочный Сборно-сварочный	0,54-0,61 0,52-0,65 0,52—0,87
	Эл ек тростал епл а вил ь- ный	Разливочный	0,6-0,97
Черной металлургии	Конверторный	Разливочный Загрузочный	0,7—0,95 0,83
	Мартеновский	Разливочный	0,58—1,03 Печной	0,55—1,06 Шихтовый	1,05 Подготовка изложниц 0,81—1 Склад изложниц	0,71—0,81	
	Листопракатный Сортопрокатный Трубоэлектро- сварочный	Склад заготовок То же, готовой продукции Склад проката Склад листа То же, труб	0,86—0,93 0,83—0,87 0,94 0,61-0,75 0,63-0,91
шедшего и планируемого срока эксплуатации здания после ре-
конструкции.
Проведение исследований прочности стали, примененной в конк-
ретной конструкции, может позволить увеличить расчетное сопро-
тивление материала. Это объясняется методом получения расчет-
ных сопротивлений, приведенных в Нормах. По принятой методике
расчетное сопротивление R определяется по формуле R = RH /
/ Ум <Тм ~ коэффициент надежности по материалу). Исходными
данными для назначения ?м служат результаты приемо-сдаточных
испытаний, проводимых на металлургических заводах, которые
включают в себя результаты испытаний различных видов проката
и обобщаются по нескольким заводам за определенный промежу-
ток времени. Как показывает статистический анализ результатов
испытаний, значения прочностных показателей стали по заводам
в разные годы неодинаковы. Генеральная совокупность, на базе ко-
торой определено расчетное сопротивление стали, объективно
имеет ббльший разброс показателей прочности, чем материал одно-
типных элементов одного объекта (частные совокупности)
(рис. 2.6).
Значительные резервы несущей способности стальных конструк-
ций производственных зданий могут быть выявлены в результате
уточнения расчетной схемы каркаса. Стальные каркасы одноэтаж*
52
Рис. 2.6. Кривые р
распределения проч-
ности стали
1 — генеральная
совокупность; 2 —
частные совокупнос-
ти
ных промышленных зданий, находящихся в эксплуатации, в основ-
ном были рассчитаны как плоские поперечные рамы. Стойки рам
считались жестко защемленными на уровне верхнего уступа фунда-
мента; решетчатые ригели заменялись сплошными и принимались
жестко или шарнирно соединенными со стойками. Наиболее полное
представление о фактической схеме работы каркаса получается
в результате проведения натурных испытаний конструкций, в ре-
зультате которых могут быть получены данные фактических сме-
щений поперечных рам в уровне верхнего пояса подкрановых ба-
лок, низа стропильных ферм, угла поворота фундамента и т.д.
Испытания эксплуатирующихся конструкций позволяют выявить,
прежде всего индивидуальные особенности здания, но некоторое
уточнение работы конструкций может быть выполнено расчетом.
При расчете поперечных рам обычно не учитывают влияние по-
датливости основания. Стойки рам считают жестко защемленными
на уровне верхнего уступа фундамента. Испытания крупноразмер-
ных моделей и натурных каркасов промышленных зданий свиде-
тельствуют о значительном влиянии поворотов фундаментов на
распределение изгибающих моментов по длине колонны и на ее
горизонтальные поперечные смещения. В испытаниях [3] поворот
фундамента приводил к снижению моментов в уровне базы колон-
ны на 54—66%, в уровне фундамента на 35—40%. При этом гори-
зонтальное перемещение посередине высоты колонны увеличи-
валось в 1,8—2,4 раза.
В работе [5] отмечается, что смещения плоской рамы, получен-
ные на основании данных испытаний, близки к теоретическим и,
как правило, чуть больше их. Автор объясняет это расхождение
деформативностью соединений колонн с фундаментами и фермами,
а также поворотом фундаментов. Конструктивная поправка по пе-
ремещениям 1,15, т.е. фактические смещения в уровне низа стро-
пильных ферм на 15% превышают теоретические, полученные без
учета податливости сопряжения, При этом уменьшение деформа-
тивнести креплений опорных элементов фермы к колоннам
вследствие замены болтовых креплений сварными снизило по-
перечные смещения нагруженных рам приблизительно на 5%. Та-
ким образом деформативность основания приводит к увеличе-
нию смещения примерно на 10%. Испытания показали, что обето-
нирование башмаков колонн существенно увеличивает жесткость
заделки. В результате автор делает вывод о том, что в промышлен-
ных зданиях величина поворотов обетонированных башмаков
колонн, имеющих место при обычных .грунтах, практически не
53
влияют на значения поперечных смещений и напряжений в сече-
ниях колонн этой рамы.
При теоретических исследованиях совместной работы конструк-
ций и оснований в расчетных схемах обычно рассматривают фунда-
мент и колонну как единый элемент, имеющий в пределах высоты
фундамента бесконечную жесткость. В расчетах рам с учетом по-
ворота фундаментов весьма важно правильно установить центр
поворота фундамента. Последний рассматривается как точка,
расположенная на вертикальной оси, проходящей через центр
тяжести подошвы и не перемещающейся в горизонтальном направ-
лении. Опытное определение центра поворота фундамента, выпол-
ненное в работе [2], показало, что его положение зависит от
комбинации горизонтальной силы и момента в уровне подошвы,
условия закрепления верхнего конца колонны и, следовательно,
от очертания эпюры моментов, В поперечных рамах стальных кар-
касов наиболее вероятна такая работа колонн, когда центр поворо-
та располагается ниже подошвы фундамента.
Примеры расчета показали, что при обычных для колонн попе-
речных рам соотношениях между моментами и поперечными си-
лами, возможные отклонения центра поворота фундамента от его
подошвы несущественно сказываются на работе колонн. Поэтому
для упрощения расчетной схемы авторы [2] рекомендуют прини-
мать центр поворота на уровне подошвы фундамента. В разрабо-
танной ими методике расчета в качестве количественной оценки де-
формативности основания используется характеристика поворота
ф. Последняя представляет собой угол поворота фундамента от
единичного момента в уровне подошвы фундамента и зависит
при данных размерах фундамента только от механических
свойств грунта. Они же в основном определяют степень влияния
совместной работы конструкций и оснований на характер распре-
деления моментов и смещений по длине колонны. Очевидно этим
и объясняется большое различие в оценках этого влияния, получен-
ное в работах [2, 5]. Механические свойства грунта основания за-
висят от многих факторов и, прежде всего, от режима нагружения,
меняясь со временем. Нам представляется, что наиболее достовер-
ные значения характеристики могут быть получены на основе
исследований фактических поворотов опорных сечений колонн в
процессе эксплуатации промышленных зданий, что позволит более
точно оценить влияние этого фактора на работу колонн.
В расчетных схемах поперечных рам стальных каркасов произ-
водственных зданий решетчатый ригель заменяется сплошным с
эквивалентным моментом инерции, расположенным в уровне
нижнего пояса. Сопряжение ригеля с колонной принимается либо
шарнирным, либо жестким, В конструктивной схеме шарнирное
сопряжение обеспечивают опиранием стропильной фермы на колон-
ну сверху или при опирании на колонну сбоку с помощью податли-
вого фланца. Конструкция жесткого сопряжения предусматривает
обязательное крепление фермы к колонне сбоку горизонтальной
накладкой или фланцем. При креплении фермы к колонне сбоку
фланцем разделение узлов на шарнирные и жесткие становится
достаточно условным и зависит от толщины фланца и расстояния
между болтами крепления его к колонне. Как показали испыта-
ния [5], обварка фланца, рассчитанного на жесткое сопряжение
54
ригеля с колонной, уменьшает поперечные смещения нагруженных
рам на 4,4—7%, что снижает и изгибающие моменты в опорных
сечениях колонн. В работе [3] показано, что в узле, выполненном
с помощью гибкого фланца, момент может составлять до 60% мо-
мента, возникающего при жестком сопряжении. Момент, образую-
щийся в узле сопряжения ригеля с колонной вследствие изгибной
жесткости фланца, можно определить по формуле
М = F h0,
где F — предельное растягивающее усилие, которое может выдержать гибкий
фланец; ho — высота фермы на опоре.
Из условия работы фланца на изгиб без учета защемления его
болтами значение F вычисляется по формуле
F = 2 а 1ф2 R 7Т / 3 Ь,	(2.9)
где а — высота фланца; 1ф — толщина фланца; Ь — расстояние между болта-
ми; R — расчетное сопротивление стали; ?т — коэффициент, учитывающий
разброс фактических значений предела текучести стали. Если момент догру-
жает конструкцию или соединение, ?т - 1,3; при учете разгружающего влия-
ния момента 7Т = 1.
В проектной практике в соответствии с рекомендациями [30,
31] усилия в стержнях ферм, жестко сопряженных с колоннами,
получают суммированием усилий от вертикальных нагрузок, при-
ложенных к ригелю, с усилиями от опорных моментов. При этом
усилия от моментов учитывают только в том случае, если они
догружают стержень или приводят к появлению в стержне сжимаю-
щего усилия. Разгружающее влияние опорных моментов в поясах
не учитывается. Во многих случаях это приводит к неоправданно-
му усилению поясов стропильных ферм при реконструкции, свя-
занному с увеличением нагрузок на ферму. С нашей точки зрения
при жестком сопряжении ригеля с колонной в расчетах новых
конструкций и тем более в проверочных расчетах существующих
стропильных ферм при условии удовлетворительного состояния
узлов сопряжений и поясов ферм следует учитывать разгружаю-
щее влияние опорных моментов от нагрузок, приложенных к ри-
гелю. Кроме того,, определенный резерв несущей способности
может быть получен в результате учета фактической жесткости
крепления фермы к колонне с помощью гибкого фланца. Расчеты
показывают, что уменьшение усилий в поясах ферм может состав-
лять 10—20%.
Замена сквозного ригеля сплошным, соединенным с колонной
в одной точке, также приводит к значительному отличию действи-
тельной работы от расчетной схемы. Это объясняется приближен-
ным определением эквивалентного момента инерции ригеля и фак-
тическим креплением его к колонне в двух точках по высоте,
расстояние между которыми составляет 1/5—1/10 высоты колон-
ны, что вполне соизмеримо с ее высотой.
Принятие в расчетной схеме соединения ригеля с колонной в
двух точках по высоте посредством шарнирных прикреплений
55
приводит к значительному снижению изгибающих моментов в
колоннах. При расчете рамы с колоннами постоянного сечения на
вертикальные нагрузки, приложенные к ригелю, это снижение
зависит в основном от отношения высоты ригеля на опоре к вы*
соте колонны и составляет 10—20% для верхних сечений колонн
и 5—10% для нижних сечений. Для рам со ступенчатыми колонна-
ми влияние расчетной схемы узла зависит как от отношения высо-
ты ригеля на опоре к высоте верхней части колонны, так и от
отношения геометрических характеристик верхней и нижней
частей колонны. В рамах этого типа неправильный учет характера
сопряжения ригеля с колоннами может дать заниженные расчет-
ные значения моментов для верхнего сечения колонны до 15%,
а для нижнего до 50% или завышенные значения — соответствен-
но на 40 и 20%. При расчете на нагрузки, приложенные к колон-
нам, уточнение расчетной схемы не имеет столь существенного
значения [3].
Стальной каркас промышленных зданий представляет собой
сложный конструктивный комплекс, который при нагружении
работает как пространственная система. Пространственная работа
каркаса наиболее эффективно проявляется при действии крановых
нагрузок, которыми непосредственно загружается только не-
сколько колонн каркаса. Остальные колонны, соединенные с на-
груженными рядом продольных конструкций (кровельным по-
крытием, продольными связями по нижним поясам ферм, тормоз-
ными конструкциями, ригелями фахверка, стеновыми огражде-
ниями и т.д.), в значительной степени разгружают расчетную раму
и создают отпор, уменьшая перемещение наиболее нагруженной
колонны.
Испытания стальных каркасов одноэтажных производственных
зданий в натурных условиях и их большеразмерных моделей,
проведенные в ЦНИИПСК, ЦНИИСК, МИСИ им. В.В, Куйбышева,
показали, что фактические смещения нагруженных поперечных
рам в 5—10 раз меньше теоретических смещений, определенных
для плоской рамы [3, 5, 11]. Обычно отличие действительной ра-
боты конструкций от расчетной схемы оценивается конструктив-
ной поправкой по напряжениям или перемещениям (к = аэкс /
/ атеор или к = ^экс / $ теор) • Она' как правило, меньше единицы
и значение ее колеблется в достаточно широком диапазоне, отра-
жая степень приближения расчетной схемы к фактической работе.
Чем сложнее конструктивная схема, тем больше неучтенных факто-
ров и меньше конструктивная поправка. По существующей методи-
ке учета пространственной работы каркаса [30] в качестве распре-
делительного диска учитываются либо продольные связи по ниж-
ним поясам стропильных ферм, либо жесткая кровля.
Испытания поперечных рам стальных каркасов промышленных
зданий по определению смещений от действия горизонтальной на-
грузки показывают значительное отличие фактических смещений
от теоретических, определенных с учетом пространственной работы
по принятой методике. На рис. 2.7 представлены графики факти-
ческих и теоретических смещений поперечной рамы в уровне ниж-
него пояса стропильных ферм шлакового отделения и главного
здания мартеновского цеха. Расчет выполнен как по плоской схе-
ме, так и с учетом пространственной работы (в качестве распреде-
56
a)	6)
Рис. 2,7. Смещение колонн в уровне нижнего пояса стропильных ферм
от действия горизонтальной поперечной силы
а — мартеновский цех; б — шлаковый двор;----------расчетное смеще-
ние плоской рамы; —----— — расчетное смещение рамы с учетом прост-
ранственной работы;----— фактическое смещение
лительного диска приняты связи по нижним поясам стропильных
ферм). Из рис. 2.7 видна существенная разница эксперименталь-
ных и теоретических смещений. Конструктивная поправка для
плоской рамы составляет 0,2 а с учетом пространственной работы
к = 0,5. Конструктивная поправка 0,5 свидетельствует о недоста-
точном приближении принимаемой расчетной схемы к фактичес-
кой.
Столь большое расхождение экспериментальных и теоретичес-
ких смещений может объясняться неучетом жесткости кровли
и других продольных элементов и прежде всего тормозных конст-
рукций. Последние обладают в горизонтальной плоскости достаточ-
ной жесткостью; крановые нагрузки, при действии которых учи-
тывается пространственная работа каркаса, приложены в уровне
этих конструкций, поэтому можно ожидать значительного влияния
их на перераспределение крановых нагрузок между соседними
рамами и уменьшения смещений (и изгибающих моментов) в рас-
считываемой колонне. Оценка влияния тормозных конструкций
на величину и распределение изгибающих моментов по длине
колонны проведена в соответствии с расчетной схемой, представ-
ленной на рис. 2.8.
Значения коэффициентов упругой податливости 51 и 52 можно
получить в результате дифференцированных испытаний поперечных
рам на горизонтальные нагрузки, прикладываемые в уровне упру-
го смещающихся опор. В 50-е годы такие испытания были проведе-
ны в ЦНИИПСК под руководством М.М. Бердичевского [5]. По
результатам этих испытаний можно получить значения и 52,
соответствующие конкретному конструктивному решению карка-
са здания и типу кровельного покрытия. Приведенные в табл. 2.4
результаты испытаний получены на однопролетном здании с про-
дольными связями по нижним поясам ферм и с кровлей из ар-
мопенобетонных плит, уложенных по прогонам. В табл. 2.5 даны
57
Рис. 2.8. К расчету колонны
а — расчетная схема; б - основная
система
Таблица 2.4
До монтажа связей и плит покрытия				После приварки связей и монтажа плит покрытия			
Т, кН	Д, см	6	= Д /т	Т, кН	Д см		S = Д / т
36,2	1		0,0276	45	0,55	0,0122 Т а б л и ц а 2.5	
Тормозные фермы							
на черных болтах				приклепаны			
Т, кН	Д, см		6=Д/Т	Т, кН	j Д, см		| 6=Д/т
91	0,7		0,0077	43,2	0,3		0,0069
результаты испытаний другого однопролетного здания, имею-
щего тормозные листы, приклепанные к колоннам.
Податливость до монтажа связей и плит покрытия (или до при-
клепки тормозных ферм) можно рассматривать как начальную
податливость 80, а податливость — после приварки связей и мон-
тажа плит (или после приклепки тормозных ферм) как суммарную
L с.
Суммарную податливость можно записать в виде
2 6 = 50 5Д/( 50+5Д),	(2.10)
где 6Д — податливость дополнительной связи (продольных связей и кровли
или тормозных листов).
Из формулы (2.10) определяем податливость 5Д (51 и 62)
(61 = 0,02; 62 = 0,06). Естественно, полученные значения 6Х и 62
отражают лишь частный случай, но так как они определены по
результатам натурных испытаний, то позволяют получить реаль-
ную оценку влияния тормозного листа на напряженно-деформи-
рованное состояние колонны.
58
Рис. 2.9. Экспериментальные
горизонтальные перемещения
колонны, мм
а — схема колонны и сечений;
б — тормозные конструкции от-
сутствуют, подкрановые балки
не закреплены; в — подкрано-
вые балки и тормозные конст-
рукции закреплены; ——— — на-
грузка 26 кН;------ — нагруз-
ка 41 кН
Учет влияния тормозного листа, включающего в работу на кра-
новые нагрузки соседние колонны, значительно уменьшает изги-
бающие моменты в сечениях колонны. При сх = 0,02 и с2 = 0,06,
полученным по результатам испытаний, это уменьшение состав-
ляет: от действия Т около 20%, а от совместного действия Т и
М - до 50%.
Существенное влияние тормозных конструкций'на напряженно-
деформированное состояние колонн при загружении их горизон-
тальной нагрузкой было подтверждено при испытаниях каркаса
экспериментального корпуса, проведенных ЦНИИПСК (с участием
МИСИ им. В.В. Куйбышева) [54].
Корпус представляет собой двухпролетное здание с металли-
ческим каркасом 2x24 м длиной 72 м. Шаг колонн 6 м. Кровля
теплая по крупнопанельным железобетонным плитам 3x6 м. Ко-
лонны ступенчатые со сплошной верхней и решетчатой подкра-
новой частями. Подкрановые балки неразрезные, сплошного се-
чения.
Загруженные колонны в плоскости рамы горизонтальной силой
производилось в уровне нижнего пояса фермы и в уровне подкра-
новых путей. На рис. 2.9 приведены графики смещений колонны
крайнего ряда от горизонтальных поперечных сил, приложенных
в уровне верхнего пояса подкрановых балок, при двух конструк-
тивных схемах — с незакрепленными и прикрепленными к колон-
не тормозными конструкциями. Видно, что включение в работу
тормозных конструкций уменьшает смещения колонны в разных
сечениях на 30—50% [54].
Таким образом, результаты испытаний и расчетные оценки сви-
детельствуют о существенном влиянии тормозных конструкций
на пространственную работу каркаса и возможности выявления
59
дополнительных резервов несущей способности колонн одноэтаж-
ных промышленных зданий.
Как уже отмечалось, по принятой в настоящее время методике
учета пространственной работы каркаса в качестве продольного
распределительного диска учитываются горизонтальные продоль-
ные связи по нижним поясам стропильных ферм (при нежесткой
кровле) или покрытие, принимаемое бесконечно жестким (при
жесткой кровле из железобетонных плит). Теоретическая модель,
на основе которой разработаны методики, представляет собой
балку конечной или бесконечной жесткости, опирающуюся на
упругоподатливые опоры (поперечные рамы). При учете продоль-
ных связей за расчетную раму принимается промежуточная, а при
учете жесткого диска вторая рама от торца (или температурного
шва) здания. Это приводит к тому, что коэффициент апр, которым
учитывается уменьшение смещения плоской рамы в результате
пространственной работы [30], при нежесткой кровле иногда
оказывается меньше, чем коэффициент аПр, определенный для
жесткой кровли. Кроме того, разделение кровель на жесткие и
нежесткие следует признать весьма условным, так как эффектив-
ность влияния продольного диска зависит не только от жесткости
покрытия, но и от жесткости поперечных рам.
С нашей точки зрения, наиболее близко соответствует действи-
тельной работе каркаса расчетная схема, представляющая собой
пространственную систему, состоящую из плоских поперечных
рам, соединенных продольными элементами конечной жесткости
в уровне* нижних поясов стропильных ферм и подкрановых конст-
рукций. За расчетную раму целесообразно принять промежуточ-
ную, как рекомендуется в работе [3]. Это объясняется повышен-
ной жесткостью торцов здания, а также рядом продольных эле-
ментов (ригелей фахверка, распорок, стенового ограждения), не-
учитываемых в расчете, но снижающих горизонтальные попереч-
ные смещения колонн.
Следует обратить внимание еще на одну условность расчета
колонн, приводящую к необоснованным запасам их несущей спо-
собности. Как известно, внецентренно сжатые сквозные колонны
рассчитываются в целом на внецентренное сжатие и, кроме того,
рассчитываются ветви на центральное сжатие. Как правило, опре-
деляющим является расчет отдельных ветвей на сжатие под дейст-
вием максимальной сжимающей силы. Сила, которая действует
в ветви, меняется по длине, а расчет производится на ее максималь-
ное значение, что позволяет говорить об определенных резервах,
которые можно выявить на стадии уточненных проверочных расче-
тов. Изменение сжимающей силы по длине можно учесть введе-
нием коэффициента приведения длины g < 1 в проверке устойчи-
вости ветви из плоскости рамы (в настоящее время ветви колонн
считаются шарнирно закрепленными по концам из плоскости д =
= 1). Примем, что сила меняется по длине ветви колонны по ли-
нейному закону. Максимальное значение равно Nmax и минималь-
ное Nm-rn.
Зададимся кривой изгиба в виде
у = a sin (я х / D.
60
Из решения уравнения устойчивости получим
NKp = тг2 Е1/ (MW2,
(2.11)
где [1 — коэффициент приведения длины, учитывающий уменьшение силы
по длине стержня
Д - V ( Nmax + Nmjn) / 2 Nmax .	(2.12)
В нормах ГДР (TGZ) в расчетах внецентренно сжатых стержней
учитывается характер распределения продольных сил по длине
стержня при определении его расчетной длины
ъ = 1д J _,	(2.13)
1 +7о
где I— геометрическая длина стержня; д — коэффициент приведения длины,
зависящий от условий закрепления; ?о — коэффициент, зависящий от вида
закрепления концов стержня и формы эпюры продольных сил (для ветвей
колонны Уо = 0,88); N mjn, — минимальное и максимальное значения
продольный силы по длине стержня.
Результаты расчета по формулам (2.12) и (2.13) очень близки.
Например, для ветви колонны при ц - 1 и Nmjn = 0 по формуле
(2.13) К) = 0,7 а по формуле (2.14) 1о = 0,73 I Представляется,
что расчетную длину колонны из плоскости не следует принимать
менее 0,7 I.
В соответствии с рис. 2.8 колонны промышленных зданий,
оборудованных мостовыми кранами, имеют упругое закрепление
в уровне тормозных конструкций. Учет этого факта не только
меняет распределение изгибающих моментов по высоте колонн,
но и снижает коэффициент приведения длины для верхнего и ниж-
него участков колонны на 10—30%, а следовательно, и создает
дополнительные возможности выявления резервов несущей спо-
собности колонн (в основном верхней части колонн) — до 5—
10%.
Глава 3. УТОЧНЕНИЕ НАГРУЗОК
Уточнение действующих нагрузок и воздействий проводится на
основании анализа технической документации и технологического
процесса, данных ближайших метеостанций и натурного обследова-
ния. Фактические нагрузки могут значительно отличаться от
проектных как по величине, так и по характеру воздействий. Уточ-
нение нагрузок обычно способствует выявлению резервов несущей
способности, хотя в некоторых случаях (например, нагрузки от
кровли) фактическая нагрузка может превышать проектную. Про-
61
верочные расчеты эксплуатирующихся конструкций, как правило,
следует выполнять на уточненные нагрузки, максимально прибли-
женные к фактическим. Анализ работ по исследованию нагрузок,
действующих на каркас промышленных зданий, приведен в [24]
и здесь не рассматривается.
3.1.	ПОСТОЯННЫЕ НАГРУЗКИ
Согласно СНиП 2.03.01—84 нормативные нагрузки от веса кон-
струкций должны определяться по данным стандартов и заводов-
изготовителей или по проектным размерам и плотности материалов
с учетом их весовой влажности для предусмотренных условий
возведения и эксплуатации зданий и сооружений. Применение это-
го положения СНиП для определения нагрузок в условиях эксплуа-
тации и реконструкции производственных зданий требует конкре-
тизации весовых характеристик несущих и ограждающих конструк-
ций. Использование определенных справочных и проектных данных
может дать значительные отклонения (часто в меньшую сторону).
Далее рассмотрим определение расчетных нагрузок от собственно-
го веса металлических конструкций, железобетонных плит покры-
тия и других нагрузок от кровли.
Собственный вес стальных конструкций. В соответствии с дейст-
вующими нормами коэффициент надежности для нагрузки от
собственного веса металлоконструкций принимается 1,05. Измен-
чивость плотности стали и геометрических характеристик проката
достаточно изучена и хорошо согласуется с принятым коэффи-
циентом перегрузки. Нормативная нагрузка определяется по черте-
жам КМД (с учетом контрольных замеров сечений), а при отсутст-
вии рабочих чертежей — по результатам обмеров основных элемен-
тов конструкций.
Вес конструкций по результатам обмеров определяется по фор-
муле
G = i//G0,	(3.1)
где ф — строительный коэффициент веса, принимаемый по табл. 3.1; Go —
вес основных элементов конструкций (табл. 3.1).
Собственный вес железобетонных плит покрытия, утеплителя,
цементной стяжки, рубероидного ковра. Обследования широко
применяемых для промышленных зданий сборных железобетон-
ных плит типа ПКЖ или ПНС размером 1,5x6 м, 3x6, 3x12 м пока-
зали, что проектный допуск ± 3 мм для этих плит толщиной 30 мм,
как правило, не выдерживается. Оказывается, что толщина их сос-
тавляет 35—40 мм, а в некоторых случаях доходит и до 50 мм.
Утолщение на 10 мм увеличивает объем бетона на 0,09 м3 при
проектном объеме 0,563 м3. Таким образом, собственный вес плит
ПКЖ и ПНС в натуре часто превосходит проектное значение на
10—20%, а иногда до 30%.
В качестве утеплителя для покрытий широкое распространение
получили пенобетон, пеносиликат и другие материалы плотностью
до 300—500 кг/мЗ. Применение плитного утеплителя позволяет
соблюсти нужную толщину слоя укладки, облегчить и ускорить
62
Таблица 3,1
Конструкция.	Основные элементы	ф для конструкций	
		сварных	клепаных
Фермы: (стропильные, по дстро пил ьн ые, подкрановые)	Пояса и стержни ре- шетки	1,25-1,35	1,35-1,4
Колонны: сплошные сквозные	Пояса и стенка Пояса	1,3 1,7	1,35 1,8
Балки: прокатные составные	Пояса и стенки	1,05 1,2	1,25
Тормозные конструк- ции: сплошные	Пояс и горизонталь- ный лист	1,2	1,25
сквозные	Пояс и решетка (по- яс подкрановой бал- ки не учитывается)	1,35	1,4
производство работ. Значения плотности этих материалов имеет
большой разброс и зависит от многих причин как технологичес-
кого порядка, так и условий хранения и монтажа. Попадая во
влажную среду, иногда даже под осадки при неправильном хране-
нии или укладке в покрытие, эти материалы насыщаются влагой,
ухудшая при этом свои теплотехнические свойства и увеличивая
плотность до 700-1000 кг/мЗ. Иначе говоря, вес утеплителя может
возрасти почти вдвое. К повышению влажности и утяжелению утеп-
лителя при эксплуатации здания приводят дефекты гидроизоля-
ционного ковра или пароизоляции. Часто утеплитель утяжеляется
и вследствие увеличения толщины слоя укладки материала на
покрытии (10—40%). Наибольшие отклонения от проекта наблю-
даются при насыпном материале. Встречаются случаи, когда из-за
отсутствия на строительстве предусмотренных проектом утеплите-
лей для теплоизоляции кровли применялись имеющиеся в наличии
материалы с большой плотностью. Например, на некоторых об-
следованных объектах для утепления кровли вместо пенобетона
использован топливный шлак плотностью 800—1000 кг/мЗ. Вырав-
нивающие асфальтовые и цементно-песчаные стяжки чаще всего
задаются в проектах 20 мм. Однако же средняя толщина слоя
составляет фактически 25—30 мм (иногда 50—80 мм) и коэф-
фициент перегрузки возрастает до 1,3-1,5 и более. Измере-
ниями более 800 проб установлено, что распределение толщин
и плотности слоев кровли подчиняется нормальному закону.
К увеличению нагрузки приводит и нарушение правил ре-
монта кровли. Его часто производят наложением дополнитель-
ных слоев рубероида без снятия поврежденных. Как показывают
обследования, число слоев рубероида доходит до 8—10, а нагруз-
ка от них до 0,04-0,5 кН против 0,1—0,15 кН по проекту.
63
Аналогичные данные по фактическим значениям веса кровли
приводятся в работе [13]. Для исследования были отобраны про-
бы элементов кровли в 24 случайных точках. В каждой точке
вскрытия отбирались пробы и замерялась толщина элементов по-
крытия. Толщина пенобетона изменялась в пределах 177—255 мм.
Отклонение от проектной толщины носило случайный характер.
В этой же работе показано, что в каждой точке толщина может
отличаться одна от другой на любую малую величину, Плотность
пенобетона, определенная по среднему значению плотности куби-
ков из проб, составила 718 кг/мЗ, что На 43% превысило проектное
значение, равное 500 кг/мЗ. Толщина стяжки изменялась в преде-
лах 25—58 мм (против 20 мм по проекту).
Учитывая, что фактический вес кровли часто превышает проект-
ное значение, следует признать необходимым определять расчетную
нагрузку от кровли по результатам вскрытия. Предлагается сле-
дующая методика вычисления расчетной нагрузки от кровли при
реконструкции. Собственный вес несущих элементов покрытий
(железобетонных плит, асбестоцементных листов, армоцементных
плит и т.д.) определяется по чертежам и каталогам, действовавшим
в период строительства обследуемого объекта. Коэффициенты пе-
регрузки принимаются по [46] за исключением железобетонных
плит, для которых либо производятся контрольные замеры, либо
коэффициент перегрузки принимается 1,2. При отсутствии техни-
ческой документации и в случае применения нестандартных плит
покрытия конструкции измеряются и определяется средняя плот-
ность материала. Для этого в элементе покрытия пробивается
шлямбуром отверстие диаметром не менее 30 мм, измеряется
толщина плиты и отбирается проба для определения плотности
материала.
Для вычисления веса утеплителя, выравнивающей стяжки и
гидроизоляционного ковра вырезается проба размером в плане
не менее 10x10 см, находится толщина каждого слоя кровли и
плотность материалов (вес одного слоя рубероида на битумной
мастике может быть принят 0,05 кН/м2). Общее число мест вскры-
тия кровли одной очереди строительства здания из условия обес-
печения необходимой достоверности среднего значения должно
быть не менее 10.
По результатам замеров толщин и плотности материалов слоев
кровли определяют среднее значение нагрузки на 1 м2 от каж-
дого слоя
п
Э'/П	(3.2)
и среднее квадратичное отклонение
А / s <9i -g)
g=v-------------------------•	(з.з)
n — 1
где gj - нагрузка на 1 м2 от одного слоя кровли для i-ro места вскрытия;
П — число мест вскрытия.
64
к кр
Нормативная нагрузка от каждого слоя кровли определяется
по формуле
gH=g + kg,	(3.4)
где
1,28	1,5 \
1 +--------+-------J
\/гГ	п /
Приняв, что нормативная нагрузка имеет обеспеченность 0,95,
получим коэффициент кр = 1,65. Коэффициенты надежности для
нагрузки от утеплителя, выравнивающей стяжки, рубероидного
ковра принимаются по СНиП 2.03.01—84 Нагрузки и воздействия.
Учитывая малую вероятность совпадения расчетных значений
нескольких нагрузок, а также зависимость полной расчетной наг-
рузки от размеров грузовой площади, определим приведенный
коэффициент надежности по нагрузке дифференцированно для
каждого конструктивного элемента: прогона, стропильной и под-
стропильной фермы, колонны. Очевидно, чем меньше грузовая
площадь элемента, тем больше должен быть приведенный коэф-
фициент надежности. Методика учета совместного действия раз-
ных нагрузок, каждая из которых распределена по нормальному
закону, может быть принята в соответствии с [40]. В основе
указанного подхода лежит известное свойство суммы несколь-
ких нагрузок — изменчивость суммарной нагрузки меньше измен-
чивости нагрузок, ее составляющих. Формула для вычисления
приведенного коэффициента надежности по нагрузке урпр, неоди-
накового для разных конструктивных элементов,имеет вид:
9i
где cj-------------доля »-й нагрузки в усилии, действующем в рассмат-
Е Pi
риваемом элементе; р, — ордината линии влияния, усилия; — коэффи-
циент надежности по нагрузке для i-й нагрузки (принятый по СНиП 2.03.01—
84 Нагрузки и воздействия ),
Расчеты показывают, что значение приведенного коэффициента
надежности (при = 1,2) для ферм пролетом 24 м составляет
1,08, для ферм пролетом 36 м — 1,07, а для средней колонны при
пролетах 24 м — 1,08,
3.2.	СНЕГОВЫЕ НАГРУЗКИ1
В соответствии с нормами на нагрузки воздействия нагрузки
от снега определяются в зависимости от района расположения
объекта. По весу снегового покрова вся территория страны разби-
1 В написании раздела принимал участие канд. техн, наук П.Д. Окулов.
5—648
65
Рис. 3.1. Изменение снеговой нагрузки на поверхности земли и на
кровле (теплой)
1 — на земле; 2 — средняя эквивалентная нагрузка на кровле; 3 —
эквивалентная нагрузка для элемента решетки; 4 — то же, для опорного
раскоса
та на шесть районов, при этом каждый район охватывает огромную
территорию, изменчивость снеговой нагрузки в пределах каждого
района весьма значительна. Учет местных метеорологических ус-
ловий позволяет уточнить снеговую нагрузку и в некоторых слу-
чаях снизить ее расчетное значение. Дополнительное снижение сне-
говой нагрузки может быть получено при учете фактических усло-
вий формирования снежного покрова на кровле, наличия под-
таивания, интенсивности сдувания и переноса снега. Весьма осто-
рожные рекомендации норм по учету этих факторов в каждом
конкретном случае могут быть уточнены на основе наблюдений
за состоянием снегового покрова на кровле.
Как известно, накопление снега на земле представляет собой
нестационарный случайный процесс [40], что вызывает определен-
ные трудности при теоретическом анализе снеговых нагрузок.
Изменчивость снеговых нагрузок крайне велика и ежегодные реа-
лизации снеговой нагрузки существенно различаются, что не поз-
воляет использовать для их аппроксимации какую-либо одну кри-
вую распределения. Исключение составляет распределение ежегод-
ных максимумов, достаточно хорошо описываемое законом Гум-
беля. Однако использование годовых максимумов для определе-
ния расчетных значений снеговых нагрузок требует большой дли-
тельности наблюдений — не менее 40 лет, что не всегда может быть
получено на местных метеостанциях. Кроме того, использование
для анализа снеговой нагрузки годовых максимумов не позволяет
проанализировать вопросы сочетания снеговой нагрузки с другими
кратковременными нагрузками.
Как показали исследования [46], накопление снега на покры-
тиях производственных зданий значительно отличается от накопле-
ния снега на земле (рис. 3.1). Для отапливаемых зданий и горя-
чих цехов при нормальной работе системы водоотвода это разли-
чие обусловлено прежде всего подтаиванием снега на кровле.
66
Рис. 3.2. Модель сне-
говой нагрузки
Стаивание снега приводит к саморегуляции нагрузки на кровле,
При достижении снежным покровом определенной высоты (в
зависимости от температуры наружного воздуха, плотности снега,
внутренней температуры помещения и теплопроводности кровли)
точка нулевой температуры перемещается в толщу снегового по-
крова и начинается стаивание. После уменьшения толщины покрова
стаивание прекращается до следующего снегопада или повыше-
ния температуры. Для плоских кровель без перепада высот важную
роль играет перенос и сдувание снега, зависящие от температуры
наружного воздуха, скорости ветра и высоты здания.
В результате действия перечисленных факторов нагружение
конструкций снеговой нагрузкой после установления устойчивого
снежного покрова приближается к стационарному со случайными
колебаниями около среднего значения.
На основании результатов экспериментальных исследований бы-
ла предложена модель снеговой нагрузки. При этом снеговая наг-
рузка на покрытие производственного здания представлена как
сумма импульсной функции с периодом повторяемости один год
и стационарного случайного процесса отклонений нагрузки от мно-
голетнего среднего значения (рис. 3.2), Амплитуда импульсной
функции равна максимальному из средних пятисуточных значений
нагрузки, а длительность ее действия А — среднему времени за-
легания устойчивого снежного покрова. Как показал анализ [34],
распределение отклонений нагрузки от среднего значения удовлет-
ворительно аппроксимируется нормальным законом, что значитель-
но упрощает задачу.
При использовании изложенной модели расчетный уровень сне-
говой нагрузки может быть определен по формуле
Ро = А + 7 S,	(3.6)
67
где А - max (р) — максимальное из средних значений снеговой нагруз-
ки; § — стандарт распределения отклонений снеговой нагрузки от много-
летнего среднего; 7 — характеристика безопасности, назначаемая в зависи-
мости от заданного уровня надежности и допускаемого числа выбросов
снеговой нагрузки за рассматриваемый период времени.
В большинстве статистических исследований нагрузок корреля-
ционная связь между случайной величиной нагрузки и скоростью
ее изменения не учитывается. Однако при изучении снеговых на-
грузок подобной связью пренебрегать нельзя, так как максималь-
ные отклонения снеговой нагрузки от среднего уровня связаны с
выпадением большого количества осадков в короткий срок, т.е.
с увеличением скорости изменения снеговой нагрузки. Хотя коэф-
фициент корреляции р между отклонением снеговой нагрузки и
скоростью ее изменения мал и составляет 0,10—0,4, его влияние
на интенсивность выбросов весьма сильно.
Точное решение задачи о влиянии коэффициента корреляции на
число выбросов весьма трудоемко и не может быть рекомендовано
для практических расчетов. В работе [34] приводится приближен-
ное решение этой задачи; различия с точным решением не превы-
шают 2,3%. В результате получена формула для определения числа
выбросов с учетом коэффициента
Vs	/ 4,85 (0,25-р) - (0,7-у)2-6Л
п«--------------ехр(----------------------------]. (3.7)
2»rS	'2	'
Решая полученное выражение относительно у, получим
у = 1,43 -2 In
2 я n S \	J Л , _ е
----------+4,85 (р-0,25) °'375.
(3.8)
Vs
где п — допускаемое число выбросов случайного процесса за расчетный уро-
вень; Vs — стандарт распределения скорости изменения случайного процесса.
Исходя из периода повторяемости расчетной нагрузки 1 раз за
10 лет, значение расчетной нагрузки определится из выражения
Д Vs
р0 =А+1,43 [2,49+ 2 In--------------+
S
+ 4,85 (р-0,25)] °’37 5 ,	(3.9)
где Д — средняя продолжительность залегания снежного покрова по резуль-
татам многолетних наблюдений.
Для 2, 3 и 4-го снеговых районов значение Д с достаточной для
практики точностью может быть определено по формуле, получен-
ной в результате аппроксимации данных 25 метеостанций
л
Д = 64 + 30 А, сут,	(3,10)
где значение А принимается в кН/м^.
68
При практических расчетах снеговые нагрузки на покрытие зда-
ний уточняются на основании данных ближайшей метеостанции,
расположенной на расстоянии не более 20 км от реконструируе-
мого объекта и имеющей срок наблюдений за снеговой нагрузкой
не менее 15—20 лет. Если в регионе в радиусе до 100 км находится
несколько метеостанций, то нагрузка в месте расположения объек-
та определяется интерполяцией.
В качестве исходной информации для уточнения снеговых на-
грузок используются данные снегомерных съемок на "защищен-
ных" участках, к которым относятся "лес" и "поляна в лесу".
Данные снегосъемок "в поле" могут дать заниженные значения
снеговой нагрузки, особенно для зданий, которые . находятся в за-
щищенных условиях. Данные по снегомерным съемкам могут быть
получены в территориальных управлениях Госкомгидромета и его
специализированных организациях. Кроме того, можно пользовать-
ся материалами, содержащимися в метеорологических ежегодни-
ках "Снегомерные съемки", издаваемые территориальными гидро-
метеорологическими организациями.
Снеговая нагрузка на поверхности земли р определяется по
формуле
р = 0,01 hB,	(3 11)
где hg — запас воды в снежном покрове, мм.
Если метеостанция не располагает данными о запасе воды, то
можно использовать результаты замеров высоты снежного покро-
ва, определенной по рейкам, и средней плотности снега в рас-
сматриваемый интервал времени.
В этом случае значение р можно вычислить по формуле
р = 0,1 hcpc,	(3.12)
где hj. — высота снежного покрова, см; рс — средняя плотность снега, г/см^.
Обычно снегомерные съемки проводятся не реже чем через 5
сут, поэтому весь период tj залегания снежного покрова в i-м году
разбивается на пятисуточные интервалы и для каждого года наблю-
дений в рассматриваемый интервал времени определяется значе-
ние снеговой нагрузки Prj. В многоснежных районах интервал
снегосъемок может быть увеличен до 10 сут. В этом случае для по-
лучения однородной информации определяется промежуточное
значение снеговой нагрузки
Pri = (Рт - 5, i + Рт + 5, i / 2’
Для каждого интервала времени т по всем годам наблюдений
Т вычисляются:
средние значения
т
pT=S Prj/T;	(3.13)
i=1
69
отклонения замеренных значений снеговой нагрузки от средне-
го
§л=Рп~Рл	(3.14)
приращения отклонений за пятисуточный интервал (скорость
изменения нагрузки)
+ 5, i "*	(3.15)
А А.
произведения STj VTj.
По результатам статистической обработки полученных данных
определяются:
максимальное из средних значений нагрузки
А = max (рт);	(3.16)
стандарт распределения отклонений нагрузки от среднего
S=V SSTj2 / nx ;
(3.17)
стандарт распределения скорости изменения снеговой нагрузки
V=v S (VTj) 2 /пг ;
(3.18)
коэффициент корреляции отклонений нагрузки и скорости ее
изменения
ssrivTi
р = —------------,
S Vn£
где п^ — общее число пятисуточных значений снеговой нагрузки за период
наблюдений.
Расчетное значение снеговой нагрузки на земле определяется по
фрмуле (3.12). Обработку результатов замеров снеговой нагрузки
удобно проводить в табличной форме (табл. 3.2). Определив рас-
четную снеговую нагрузку на земле, вычисляют нагрузку на покры-
тие здания
р = сРо-	(3.19)
Коэффициент перехода от веса снегового покрова на поверхнос-
ти земли к снеговой нагрузке на покрытие с принимается в соот-
ветствии с нормами проектирования.
70
I q о л и i, a J,2
Год на- блюдений	Ноябрь					Декабрь					Январь						Обозна- чение
	5	10 | 15	20	25	30	5	10	15 [ 20	25	30	5	10	15	20	25	30	
4"i
«гЛ|
1984- 1985	®ri Vri Yri Pri
м
Продолжение табл. 3.2
Год на- блюдений	Февраль						Март						Апрель						Обозна- чение
	5	10	15	20	25	30	5	10	15	20	25	30	5	10	15	20	25	30	
1983- 1984																			?ri
																			
																			Ч-i
																			Vri
1984- 1985																			pri
При обеспечении удовлетворительной работы водоотводящих
устройств учет стаивания снега возможен, однако интенсивность
стаивания зависит от многих факторов и требует дополнительного
изучения, Более детально исследован вопрос о сдувании и переносе
снега на плоских кровлях. Основными факторами, определяющи-
ми этот процесс, являются скорость ветра и температура воздуха.
В настоящее время известны значения коэффициентов снижения
снеговой нагрузки км в зависимости от климатических характе-
ристик района. Исходя из средней скорости ветра за три наиболее
холодных месяца и средней январской температуры воздуха полу-
ченные значения составили 0,4—0,75 [42].
Поскольку с увеличением высоты скорость ветра возрастает,
получены также дополнительные коэффициенты снижения снего-
вой нагрузки для зданий высотой более 10 м — кн. Суммарное
снижение снеговой нагрузки для плоских кровель может дости-
гать 70%, однако малый объем натурных наблюдений не позволяет
рекомендовать эти результаты для широкого использования и тре-
бует дополнительной проверки.
3.3,	ВЕТРОВЫЕ НАГРУЗКИ
Скорректировать ветровую нагрузку, принимаемую при расче-
те реконструируемого промышленного здания, можно уточнением
аэродинамических коэффициентов и скорости ветра. Уточнить же
аэродинамические коэффициенты можно только в результате про-
ведения сложных испытаний модели здания в аэродинамической
трубе, что вряд ли применимо в практике работ по реконструкции,
Учет местных метеорологических данных о скорости ветра поз-
воляет достаточно просто уточнить ветровую нагрузку на здания,
причем, как правило, в сторону ее снижения по сравнению с дейст-
вующими Нормами. Основные исходные данные о скорости ветра
следует получать только от организаций Гос ком гидромета. В справ-
ке, выдаваемой по запросу заказчика территориальными управле-
ниями Госкомгидромета и его специализированными организация-
ми, должны быть приведены: а) название и место расположения
метеостанции, характеристика условий ее защищенности и типа
местности; б) способ и условие скорости ветра — тип ветроизме-
рительного прибора (флюгер с легкой или тяжелой доской, ане-
мометр) , высота его установки над уровнем земли, интервал
осреднения скорости ветра (2 или 10 мин), число срочных наблю-
дений скорости ветра в сутки; в) продолжительность непрерывно-
го ряда наблюдений скорости ветра (не менее 15 лет); г) расчет-
ные данные о наибольшей скорости ветра Vs с пятилетним перио-
дом повторяемости (период, в течение которого указанная ско-
рость ветра появляется или превышается в среднем один раз) ;
д) статистические данные о скорости ветра, необходимые для уста-
новления функции распределения скорости ветра и уточнения ско-
рости V5,
Для уточнения скоростного напора ветра нужно знать скорость
ветра V5 с пятилетним периодом повторяемости. Данные об этой
скорости также могут быть выданы организациями Госкомгидро-
73
мета. Поскольку применяемые климатологами способы статисти-
ческой обработки приводят к некоторому завышению скорости
ветра, более целесообразно определить скорость ветра V5 на осно-
вании обработки исходной статистической информации.
Статистическая информация о скорости ветра за Т лет метеоро-
логических наблюдений может быть получена в виде выборок:
а) скоростей ветра по результатам всех срочных наблюдений
(объем выборки N = 365 со Т, где со — число срочных наблюдений
скорости ветра в каждые сутки, со = 4; 8; 24); б) месячных
максимумов скорости ветра (N = 12 Т); в) годовых максимумов
скорости ветра ( N = Т).
Данные всех срочных наблюдений скорости ветра представляют-
ся в виде таблицы повторяемости (относительная частота появле-
ния в %) по интервалам скорости ветра. Последовательным сум-
мированием повторяемости р; от наименьших значений скорости к
наибольшим определяется интегральная повторяемость (в %), ко-
торая представляет собой статистическую оценку F (Vк) функции
распределения скорости ветра и относится к значению скорости
V|< на верхней границе соответствующего интервала.
Выборки месячных и годовых максимумов скорости ветра
представляются в виде упорядоченной по возрастанию скорости
последовательности 'наблюдаемых значений Vlr V2, Vm, . . ., VN.
Если в этой последовательности некоторые значения скорости
встречаются в наблюдениях по нескольку раз, то каждому наблю-
даемому значению присваивается отдельный порядковый номер.
Статистическая оценка Ф (vm) функции распределения месячных
или годовых максимумов скорости ветра определяется для каждо-
го члена выборки по формуле
фп/т) =т/(N + 1),	(3.17)
где т — порядковый номер члена выборки; N — объем выборки за весь
срок наблюдений.
Повторяемость месячных максимумов скорости ветра в интер-
вале i вычисляется по формуле
ni
р. ------------100%,	(3.18)
N + 1
где П| — число месячных максимумов скорости ветра, относящихся к интер-
валу <.
Статистическая оценка Ф(ук) Функции распределения месяч-
ных максимумов для скорости Vk на границе интервала
к
*(Vk) =	р5.	(3.19)
Для аппроксимации статистической функции F (Vk) срочных на-
блюдений скорости ветра применяется функция распределения
Вейбулла:
74
-(V/0)T ч
F (у) = 1 - e
V>0; 7>0;	0>O,
(3.20)
где F (\/) — вероятность того, что в произвольно выбранном интервале наблю-
дения At = 1 / w ( A t = 6; 3; 1 ч) скорость ветра будет меньше V; 0, ,у —
параметры масштаба и формы распределения.
Применимость функции распределения Вейбулла к сглаживанию
результатов срочных наблюдений скорости ветра подтверждена ре-
зультатами массовой обработки для нескольких тысяч метеостан-
ций СССР.
Для аппроксимации статистической функции распределения
Ф (vm) Ф (Vk) месячных или годовых максимумов скорости ветра
применяется функция распределения Гумбеля
v — и
л "е" ~еТ
4>(V) =е
(3.21)
- оо < V < оо; 01 > 0; и > 0,
где Фу — вероятность того, что в произвольно выбранном месяце (году)
скорость ветра будет меньше V; 0i, U — параметры масштаба и формы
распределения.
Обоснованность применения двойного экспоненциального рас-
пределения Гумбеля для сглаживания выборок месячных и годо-
вых максимумов скорости ветра подтверждена исследованиями
Главной геофизической обсерватории им. А.И. Воейкова и
ЦНИИСК [19, 25]. Следует отметить целесообразность использо-
вания выборок месячных и годовых максимумов скорости ветра,
поскольку их получение и обработка требуют меньших затрат вре-
мени, а точность оценки скорости V5 по этим выборкам не ниже,
чем по результатам всех срочных наблюдений.
Сглаживание статистических данных выполняется с помощью
вероятностной бумаги выбранного распределения, на которой тео-
ретическое распределение изображается прямой линией. Сглажи-
вающая прямая с достаточной для практических целей точностью
выбирается визуально.
Скорость ветра Vs с пятилетним периодом повторяемости уста-
/ навливается по сглаживающей прямой как значение скорости,
вероятность непревышения которой:
/ A t \
P(VS) =Д1------------у 100%,	(3.22)
где At — интервал времени, представителем которого является одно наблю-
дение в выборке рассматриваемого вида [например, при четырех срочных
наблюдениях в сутки A t = 1 / (4- 365) года].
75
Значения Р(у5) следующие: для срочных наблюдений 4 раза в
сутки — 99,98оЗ; месячные максимумы — 98,33, годовые макси-
мумы — 80.
Определив скорость ветра V5 с пятилетним периодом повторяе-
мости, вычисляют нормативную скорость ветра Vo в зависимости
от способа получения исходных данных:
а)	по данным флюгера (с двухминутным осреднением скорос-
ти) Vo = a V$A ; а - 0,75 + (5 / М ), но не более 1 ;
б)	по данным анемометра с двухминутным осреднением ско-
рости
в)	по данным анемометра с 10-минутным осреднением скорос-
ти
ан
Vo = 1,1 V5 .
Нормативный скоростной напор ветра q0 на высоте 10 м над
поверхностью земли определяется по формуле
qo =V02 /16.
(3.23)
3,4. НАГРУЗКИ ОТ МОСТОВЫХ КРАНОВ
В соответствии с действующими нормами [46] усилия от мосто-
вых кранов определяются с помощью ряда коэффициентов, учи-
тывающих особенности крановых нагрузок: надежности ург со-
четания пс, динамичности пд и коэффициента, учитывающего
местное увеличение давления колеса крана nt. Учитывая много-
образие факторов, влияющих на усилия от мостовых кранов, сле-
дует отметить относительно малую дифференциацию этих коэф-
фициентов ^например, yF принимается 1,1 для всех кранов).
Унифицированный подход к определению нагрузок при новом
проектировании естествен и в какой-то степени является вы-
нужденным (хотя, с нашей точки зрения, и в рамках существую-
щих норм возможна большая дифференциация рекомендуемых
коэффициентов),
СНиП 2.03.01—84 "Нагрузки и воздействия" предусматривает
большее число значений коэффициентов пд и пх по сравнению с нор-
мами СНиП II-6-74. При расчете подкрановых балок коэффициент
пд принимается: 1,2— при шаге колонн не более 12 м для мосто-
вых кранов режима 8К; 1,1 — для мостовых кранов режима рабо-
ты 6К и 7К, а также для подвесных кранов; 1 — во всех остальных
случаях. При учете местного и динамического действия сосредото-
ченной вертикальной нагрузки от одного колеса крана полное нор-
мативное значение этой нагрузки следует умножать при расчете ба-
лок крановых путей на дополнительный коэффициент п1# равный:
1,6 — для кранов режима работы 8К с жестким подвесом груза;
1,4 — для кранов режима 8К с гибким подвесом груза; 1,3 — для
кранов режима 6К и 7К; 1,1 — для остальных кранов.
76
Как показывают исследования крановых нагрузок, выполнен-
ные в условиях действующего производства, фактические значе-
ния нагрузок намного отличаются от нормативных и, как прави-
ло, в меньшую сторону и имеют большой разброс. Поэтому при
реконструкции следует использовать возможность индивидуаль-
ного подхода к назначению расчетных нагрузок от мостовых кра-
нов, что обычно позволяет выявить значительные резервы несу-
щей способности. В то же время конкретные особенности реконст-
руируемого производственного здания, использование резервов
несущей способности конструкций могут потребовать для обеспе-
чения их надежности учета некоторых факторов, неблагоприятно
влияющих на работу конструкций и не учитываемых обычно в
расчетах (неравномерное распределение вертикальных давлений
колес мостовых кранов, динамический характер крановой на-
грузки) .
Вертикальные усилия колес мостовых кранов определяются
следующими основными факторами: изменчивостью веса крана,
веса груза, приближением тележки к балке; неравномерным
распределением вертикальных давлений между колесами крана;
динамическим характером нагрузки от мостовых кранов.
Каждый из этих факторов может быть учтен соответствующим
коэффициентом по отношению к нормативному давлению коле-
са — коэффициентом надежности вертикальной крановой нагруз-
ки 7Г , коэффициентом неравномерности пн и коэффициентом ди-
намичности Пд.
Определение коэффициента перегрузки вертикальной крановой
нагрузки. Вертикальное нормативное давление колеса крана при
условии равномерного распределения веса моста между всеми
колесами можно определить по формуле
1	GM	/ Liz> — а \
FH =----------------+ (QH + GT) I—-------------)
п0 L 2	\ LK !
(3.24)
где По — число колес с одной стороны крана; GM — вес моста крана; QH —
грузоподъемность крана (номинальная); GT — вес тележки; 1^ — пролет
крана; а — приближение тележки к ряду.
Из формулы (3.24) видно, что фактическое давление колеса
крана может отличаться от нормативного вследствие изменчивости
веса моста и тележки, изменчивости веса груза и положения тележ-
ки. Все экспериментальные исследования по изучению крановых
нагрузок можно разделить на две группы: I — усилие на колесо
крана определялось с помощью дифференцированного изучения
факторов, определяющих его значение (вес моста и тележки, вес
груза, положение тележки); (I — для вычисления усилия на колесе
крана в качестве динамометра использовались элементы конструк-
ций крана или каркаса цеха, при этом не фиксировались вес подни-
маемых грузов и положение тележки. Исходные данные, получае-
мые при испытаниях, в первом случае дают более обширную и
полезную информацию, позволяющую сделать выводы о величи-
нах поднимаемых грузов и характере i$x изменения, о фактичес-
ком приближении тележки крана и возможности ограничения
этого приближения.
77
Рис. 3.3. Взвешивание мос-
тового крана
1 — концевая балка кра-
на; 2 — устанавливаемые
опорные столики; 3 — гид-
равлические домкраты; 4 —
манометр; 5 — рельс; 6 —
подкрановая балка
При проведении расчета конкретного здания при реконструк-
ции нет необходимости определять коэффициент надежности по
нагрузке, можно сразу вычислить расчетное усилие колеса крана
по формуле:
(3.25)
где пм, а,. — коэффициенты перегрузки собственного веса крана и тележки;
Q — расчетный вес поднимаемого груза; а — фактическое приближение
тележки к ряду.
Если вес моста крана и тележки определяются по паспортным
данным, то коэффициент перегрузки может быть принят 1,05.
При этом в нормативную нагрузку следует включить вес элементов
усиления крана, произведенного за период эксплуатации.
Если вес моста крана и тележки устанавливается по результа-
там взвешивания крана, то коэффициент перегрузки может быть
принят 1. Взвешивание производится со стороны кабины крана
с помощью гидравлических домкратов, оборудованных манометра-
ми. Домкраты в сборе с манометрами тарируются на прессе. Взве-
шивание следует проводить на участке путей с минимальными
уклонами, располагая кран так, как показано на рис. 3.3, чтобы
избежать перекоса моста крана, влияющего на давление колес.
Взвешивание производится при двух положениях тележки — макси-
мально приближенной и максимально удаленной от путей, на ко-
торых установлены домкраты.
Взвешиванием определяют усилия на колесах крана FP134 и
Fmin:	G
Fmax= (F{nax + FrnaX| /По;
Fmin = (Fimin +Fmin| /По,
(3.26)
где r*i и F? — усилия на домкратах, замеренные при максимальном
Frnin	г- min
1 и г2	— усилия на домкратах, замеренные
при максимальном удалении тележки.
78
Рис. 3.4. К определе-
нию веса тележки кра-
на
1, 2 - упоры тележ-
ки
Рис. 3.5. Схема роликового датчика
а — конструктивная схема; б ~ электрическая схема; 1 — при-
жимной винт; 2 — элемент ограждения моста крана; 3 — струна; 4 —
ролик; 5 — ползун реостата; 6 — реостат; 7 — ось ролика
Вес тележки вычисляется по формуле
п /стах cmim
________________________
1 - (aj +а2 +а3 +з4) / LK
(3.27)
где 1^ — пролет моста крана; aj, а2, а3, 34 — размеры, определяемые в соот-
ветствии с рис. 3.4.
Для измерения веса груза может применяться горизонтальная
скоба, оборудованная электроконтактным дискретным датчиком
перемещения. Скоба устанавливается на неподвижном грузовом ка-
нате в удобном для крепления месте. Для регистрации положения
тележки по длине крана может быть применен структурно-ролико-
вый датчик перемещения (рис. 3.5), который прикрепляется на
конструкциях ограждения крана и соединяется с грузовой тележ-
кой.
79
Рис. 3.6. Фрагмент за-
писи на диаграммной
ленте самописца
Для регистрации показаний целесообразно применять само-
писцы типа Н 327 с числом каналов не менее двух (рис. 3.6). По
результатам испытаний выявляется максимальное приближение
тележки к оси кранового пути а и расчетное значение веса груза Q.
Нормативное вертикальное давление колеса вычисляется по
формуле (3.18) (если вес крана принимался по каталогу или пас-
портным данным) или по формуле (3.28) (если вес определялся
по результатам взвешивания)
QH
pH _ ртах ,
G
по
(3.28)
Расчетное вертикальное давление колеса определяется по фор-
муле (3.25) (если вес крана принимался по каталогу и паспортным
данным) или по формуле (3.29) (если ‘ вес крана вычислялся по
результатам взвешивания)
Q
F = Fg+----
По
(3.29)
Расчетный вес груза определяется или по результатам испыта-
ний и последующей статистической обработки, или может быть
найден по формуле
Q = QHnQ ,	(3.30)
где Пц — коэффициент перегрузки веса груза, принимаемый по табл. 3.4
для мостовых крюковых кранов и 3.5, для грейферных и магнитных кра-
нов в соответствии с нормами расчета мостовых кранов.
Определенное с учетом конкретной технологии по формулам
(3.25), (3.29) расчетное усилие колеса крана, как правило, мень-
ше расчетного усилия, вычисленного по нормам.
Перераспределение вертикальных давлений между колесами
(неравномерность вертикальных давлений) присуще не только
мостовым кранам, но и любым другим механизмам, которые
80
Таблица 3,3
Грузо- подъем- ность, т	Режим по правилам Г осгортехнадзора			Режимная группа			
	Л	С	Т, ВТ	1К; 2К	ЗК; 4К	5К	6К; 7К
До 5 вклю-	1,15	1,35	1,5	1,15	1,25	1,35	1,5
чительно Свыше 5	Ы	1,25	1,5	1,1	1,2	1,25	1,5
до 12,5 включи- тельно Свыше 12,5	1,1	1,2	1,4	1,1	1,15	1,2	1,4
до 20 вклю- чительно Свыше 20	1,1	1,15	1,3	1,1	1,1	1,15	1,3
Таблица 3.4
Г рузозах- ватный ор- ган	Вид груза	Условия пере- грузки	Режим по пра- вилам Госгор- технад- зора Т, ВТ	Режимная группа по ГОСТ 25546-82	
				ЗК-5К	6К-8К
Г рейфер	Щебень, уголь, окалина и дру- гие нелипкие и не обладаю- щие повышен- ной связан- ностью мате- риалы	Из штабеля Из приямка или из ем- кости, за- полненной водой	1,1 1,4	1,1 1,4	1,2 1,5
Подъемный Скрап стальной, электро- чугун в чушках магнит		С неметал- лического основания	1,3	1,3	1,5
		С металли- ческого основания	1,5	1,5	1,7
		С неметал- лического основания	1,2	1,2	1,4
	Стальной прокат	С решетча- того осно- вания	1,4	1,4	1,6
		Со сплош- ного метал- лического основания	1,6	1,6	13
П римечание. Коэффициент Hq для магнитных и грейферных кра-
нов легкого и среднего режимов работы (режимная группа 1К—2К) при-
нимается 1,3.
81
6—648
представляют собой плоские или пространственные рамы с жест-
кими узлами и опираются на четыре и более опоры. Оно объясняет-
ся статистической неопределимостью рамы и разностью отметок
опирания колес. Неравномерность вертикальных давлений колес
крана удобно оценивать коэффициентом неравномерности.
пн 1 + Д F / FCpr
(3.31)
где Д F = (Fj -F2) /2; Fcp =(F, + F2)/2;
Fi, F2 — давление колес на одной стороне крана.
При Fcp = FH (FH — нормативное давление колеса крана) полу-
чим расчетное значение коэффициента неравномерности. Учитывая
линейную зависимость изменения давления на колесо от его верти-
кального перемещения, коэффициент неравномерности можно
представить
и Д
пн = 1+--------,	(3.32)
FH
где U — изменение давления колеса при вертикальном перемещении его на
1 см; Д — параметр, характеризующий неточности монтажа крана, разность
уклонов подкрановых путей, прогибы подкрановых балок и другие факто-
ры, в результате которых происходит вертикальное перемещение колеса.
Значение и можно определить теоретически в результате расче-
та моста крана как плоской рамы на смещение одной из опор в
вертикальной плоскости. Используя методику расчета, предложен-
ную Спенглером И.Е. и Иванковым О.Ф., получим выражение для
определения ит:
2G / lKn	6-а
ит =---------------I-----н-----------+
LK ( k + 2f) X к 6 + 2а
1кр 6/3-1\
+-----------------, (3
LK 6(3 + 1 /
где G — модуль сдвига; L* — пролет крана; к — расстояние между главными
балками; f - расстояние между узлом соединения главной и концевой балок
и осью колеса; 1Кр — момент инерции кручения главной балки; 1цр — мо-
мет инерции кручения концевой балки
•кр	к
а = 0,386----------------;
»Х	к
0 = 2,59-----------------;
*кр
lx, •х* ~ моменты инерции главной и концевой балок.
82
Т а б л и ц а 3,5
Но- ме- ра кра- нов	Lk, см	В, см	К, см	lXf см4	1х г см4	lKp, см*	1кр,см4	U^, кН/см	Ц, кН/см	t
1	1840	740	500	488 500	116 600	263 000	.69 000	6,1	4,5	0,74
2	2840	740	500	1 043 000	112 000	439 000	67 400	6,1	4,5	0,74
3	2840	500	200	907 700	83 900	407 000	59 700	17,5	6,3	0,36
4	2400	450	250	806 000	123 100	341 000	75 700	19	8,3	0,44
5	2200	400	140	440 000	54 200	202 000	38 000	25,8	7,1	0,274
6	2200	350	140	430 000	55 000	202 000	45 000	28,8	6,8	0,238
7	2200	350	140	352 000	53 500	189 960	29 140	28,3	7,1	0,25
8	1650	400	200	226 000	72 000	143 600	51 000	16,2	5,3	0,33
9	1020	440	200	255 000	80 000	156 000	55 000	27,6	9,45	0,342
10	2500	400	200	631 000	136 200	280 000	71 000	21,8	7,25	0,334
11	2200	400	200	380 000	50 000	250 000	35 000	20,6	7	।	0,342
12	1300	440	200	170 000	80 000	121 000	53 000	17,3	6,1	0,352
13	2200	500	200	500 000	50 000	300 000	38 000	20	7,2	।	0,36
14	2000	440	200	299 700	64 800	209 700	31 500	18	6,7	।	0,372
15	2850	500	250	1 052 000	109 000	453 000	42 000	19,7	8,2	।	0,42
16	2500	440	200	735 000	140 500	413 000	67 800	29,4	9,8	।	0,334
17	2850	750	500	1 620 000	158 000	555 000	67 200	7,9	5,7	।	0,72
18	2600	500	200	1 274 000	84 900	480 500	62 800	26,9	9,5	।	0,354
19	2200	400	200	661 600	116 290	400 000	57 260	33,65	11,2	0,334	
20	2500	440	200	1 136 000	125 000	352 000	68 000	25,6	9,2	0,358	
21	2200	410	200					28,5	10,6	0,372	
Рис. 3.7. Зависимость конструктивной по-
правки t от расстояния между главными бал-
ками моста к
Рис. 3.8. Экспериментальные
гистограммы и теоретические
кривые распределения
а- Дп; б- Дкр
Для сравнения результатов расчета с действительными значения-
ми и были проведены испытания 21 крана грузоподъемностью
5—20 т. Все краны — четырехкатковые с главными и концевыми
балками коробчатого сечения. При испытаниях определяли изме-
нение давления колес при их вертикальном перемещении. Подъем
колес и регистрация изменения их давления осуществлялись гид-
равлическими домкратами, оборудованными прецизионными ма-
нометрами. Высоту подъема, фиксировали прогибомерами Мак-
симова. За неподвижную точку принимался тормозной лист, тем
самым исключалось влияние прогиба подкрановых балок на вели-
чину вертикального перемещения колеса.
В результате сравнения экспериментальных и теоретических зна-
чений и получены конструктивные поправки (табл. 3.5), изменяю-
щиеся в широком диапазоне — 0,238-0,74. Значительное отличие
конструктивной поправки от единицы можно объяснить податли-
востью узлов соединений главных и концевых балок, принятых
в расчете абсолютно жесткими.
Анализируя данные табл. 3.5, можно заметить зависимость меж-
ду конструктивной поправкой и расстоянием между главными
балками. Наименьшему расстоянию между главными балками мос-
та, равному 1,4, соответствует минимальная конструктивная
поправка, меняющаяся в пределах 0,237—0,274. С увеличением рас-
стояния между главными балками растет и конструктивная поп-
84
равка. На рис. 3.7 приведены конструктивные поправки, соответ-
ствующие определенному расстоянию между главными балками
моста. В первом приближении зависимость между конструктивной
поправкой и расстоянием между главными балками можно выра-
зить линейным уравнением у = А + Вх. Коэффициенты этого урав-
нения найдены по способу "наименьших квадратов"; А = 0,086;
В= 0,13.
Таким образом, для кранов с расстоянием между главными бал-
ками 1,4—5 м значение изменения давления колеса при его верти-
кальном перемещении на 1 см может быть получено из выражения
u = t ит,	(3.34)
где t = 0,086 + 0,13 k (к, м).
Значение вертикального перемещения колеса Д получено ста-
тистическим суммированием Д п и Дкр,
где Дп — определяется уклонами подкрановых путей при эксплуатации;
Дкр “ определяется неточностями монтажа кранов, которые, в свою оче-
редь, зависят от уклонов подкрановых путей к моменту сдачи цеха в эксп-
луатацию.
На рис. 3.8 приведены. экспериментальные гистограммы Дп и
Дкр» Так как представляет интерес величина отклонения Д от нуля
независимо от знака этого отклонения, экспериментальная гисто-
грамма аппроксимирована теоретической кривой распределения
модуля случайной величины, распределенной по нормальному за-
кону. Распределение модуля Д определяется теми же параметрами,
которые характеризуют исходное нормальное распределение.
Суммарное распределение двух случайных величин по нормаль-
ному закону также будет нормальным со стандартом
а = \/ <стп)2 + (Окр)2; Д = 0.
Таким образом, в результате анализа состояния более 10 км
подкрановых путей получено расчетное значение Д, равное
35 км {для условной базы крана 6 м).
Как уже отмечалось, на значение изменения давления колеса
влияют прогибы подкрановых балок, Причем разная податливость
подкрановых балок может и увеличивать имеющуюся неравномер-
ность давлений колес и уменьшать ее. С расчетной точки зрения нас
интересует случай увеличения давления колеса.
Изменение давления колеса, вызываемое разными прогибами
подкрановых балок, зависит от ряда параметров: пролетов балок
по двум противоположным рядам, соотношения базы крана и про-
лета балки; положения тележки на мосту, веса груза на крюке.
Оценим влияние податливости путей на значение давления ко-
леса для случая загружения их одним краном в соответствии со
схемой, приведенной на рис, 3.9, причем балки противоположных
рядов имеют разные пролеты (что характерно для двух и много-
пролетных зданий), два колеса располагаются в пролете, два — над
опорами. Для этого случая изменение давления колеса определится
из выражения
85
Рис. 3.9. К учету влия-
ния прогибов подкрановых
балок на неравномерность
вертикальных давлений
1	— подкрановые балки;
2	— мост крана; 3 — тележ-
ка крана
Fmax сб u — Fmin ci 2 u
д F' =------------------------------------------,	(3.35)
Cl 2 c6 + C6 U + Cl 2 u
где се — коэффициент жесткости балки пролетом 6 м в сечении, расположен-
ном под колесом крана; С12 — то же, для балки пролетом 12 м; ^ах— мак-
симальное нормативное давление колеса крана; F — давление колеса кра-
w	пнп	г
на с противоположной стороны.
В результате коэффициент неравномерности может быть получен
по формуле
пн = 1 + (0,0058 и В + Д F') / FH,	(3.36)
где В — база крана, см.
На основе этой методики получены коэффициенты неравномер-
ности вертикальных давлений колес мостовых кранов грузоподъ-
емностью 5—50 т (табл. 3.6).
При перераспределении вертикальных давлений между колеса-
ми усилие на одном колесе увеличивается, а на другом (с одной
стороны крана) уменьшается. Поэтому, если при расчете местной
прочности стенки балки или поясных швов коэффициенты неравно-
мерности можно принять по табл. 3.7, то при определении усилий
М и Q в подкрановых балках приведенный коэффициент неравно-
мерности пн должен быть уменьшен и принят по табл. 3,7.
Определение динамических коэффициентов. Увеличение давле-
ния колес в результате динамического характера крановой нагруз-
ки может произойти вследствие трех основных причин: ударного
действия нагрузки при движении крана по стыкам рельсов, из-за
неровностей пути и крановых колес, влияния инерционных сил
неуравновешенных частей механизмов крана и груза, влияния
движения массы крана при идеально гладких путях.
Согласно некоторым исследованиям [24], можно утверждать,
что инерционные силы неуравновешенных частей механизмов кра-
на и груза и масса крана при своем движении по идеально гладким
86
Т а б л и ц а 3.6
Q	Lk-cm	К, см	В, см	U, кН/см	Д F', кН	FH, кН	
5	1050	200	440	4,8	2,5	70	1,22
	1950	200	440	6	2,1	89	1,2
	1100	200	440	6,4	5,8	115	1,193
10/3	2000	200	440	6,4	3,2	135	1,152
	2900	200	485	7,4	5,6	170	1,17
	11 000	200	440	8,1	4,2	157	1,16
15/3	2000	200	440	8	3,9	189	1,13
	2900	200	500	7,7	4	214	1,126
	1050	200	440	8,5	4,3	179	1,15
20/5	1950	200	440	8,4	4,4	208	1,125
	2850	200	500	8,5	5,1	242	1,13
	1050	250	510	13,2	7,25	255	1,185
30/5	1950	250	510	8,9	4,5	310	1,1
	2850	250	510	14,7	7,7	355	1,15
	1050	250	525	15,7	7,7	320	1,175
50/10 1950		250	525	9,1	5,3	430	1,09
	2850	250	525	13,2	7,7	470	1,12
Таблица 3.7
О,Т	в / г	Пн'		
		М	Q	Рк
<50	0,2 0,4 0,6 оз 1	1,05 1,1 1,2 1,2 1,2	1 1,05 1,1 1,1 1,2	1,2
50<О<200	0,4 0,4 0,6 03 1	1 1,05 1,1 1,1 1,1	1, 1,05 1,05 1,05 1,1	1,1
>200	0-1	1	1	1
Примечание. В - база крана; 1— пролет балки; Q— грузоподъемность
крана; М — изгибающий момент; Q— поперечная сила подкрановой балки;
f"K — расчетное давление колеса для расчета верхней зоны стенки.
путям практически не влияют на вертикальное давление колеса.
Основным фактором, определяющим динамический коэффициент
вертикального давления колеса, является удар колеса при про-
хождении краном стыка рельса.
Следует различать динамические коэффициенты, полученные
по прогибам подкрановых балок (или напряжениям dx по нижнему
поясу балок) и динамические коэффициенты, полученные по
отношениям динамических и статических давлений колес крана
87
Рис. 3.10. Фрагменты осциллограмм напряжений при проезде коле-
са крана через препятствие
1—7 — номера тензодатчиков
(или напряжений в стенке балки под колесом). В первом случае
динамический коэффициент можно назвать общим, а во втором,
учитывая локальное действие местных сжимающих напряжений
местным динамическим коэффициентом. В общем виде мест-
ный динамический коэффициент может быть получен по формуле
пд = 1 + Един f Ест,	(3.37)
где Един — динамическая добавка при ударе; FCT — статическое давление
колеса (расчетное значение получается -при FCT = FH).
Таким образом, задача сводится к определению динамической
силы, возникающей при ударе колеса крана о рельс. Решение за-
дачи можно разбить на два этапа. Первый этап — заданное движе-
ние колеса, прикрепленного к главной балке моста, с момента
съезда с препятствия до начала контакта с рельсом. В результате
этого перемещения образуется динамическая поперечная сила,
направленная вверх. Второй этап — удар колеса крана о рельс.
Динамическая сила Един получается как сумма двух сил —
динамической поперечной силы Один и силы удара FyA. Такой
метод решения хорошо подтверждается экспериментом. На рис.
3,10 представлены осциллограммы записей напряжений, измеряе-
мых тензодатчиками, наклеенными на стенке балки и на нижнем
поясе балки, из которых ясно видно, что сначала давление колеса
уменьшается (съезд с препятствиями — образование силы Один) / а
затем резко возрастет (удар - сила Руд).
88
Как показали исследования, замена в расчетной схеме балки
моста крана с равномерно распределенной массой невесомой бал-
кой с одной сосредоточенной массой в середине пролета при поло-
жении тележки, максимально приближенной к упору, упрощает
расчет и приводит к весьма незначительной погрешности (около
3%), В этом случае рассчитывается балка с двумя сосредоточен-
ными массами — тележки Мт и балки Мб, один конец которой
совершает заданное движение в соответствии с уравнением
(3.38)
2 R
где vK — скорость крана; R— радиус колеса, h— высота препятствия.
Определяем силы Fx и F2, приложенные к массам, В результа-
те динамическая сила Один находится из уравнения
где хт и хе — координаты масс.
Сила удара Руд определяется из условия равенства кинетичес-
кой энергии массы колеса и потенциальной энергии деформации
рельса в месте контакта и упругого перемещения балки (массой
балки пренебрегаем) Т = Пк + Пс,
В результате получается нелинейное уравнение
2 mK vK2 h
(3.40)
Коэффициент к учитывает геометрические и физические параметры
соударяемых тел; с — коэффициент жесткости балки.
Проведеные испытания по определению динамических напряже-
ний в стенке подкрановой балки качественно хорошо подтвердили
результаты теоретического исследования. Для оценки местного
динамического коэффициента подсчитаны его значения в зависи-
мости от жесткости подкрановых балок. Вычисления приведены
для крана грузоподъемностью 15 т при максимальном давлении
на колесо. Расчеты показали, что жесткость балок в значитель-
ной степени определяет динамический коэффициент. На рис. 3.11
представлен график изменения местного динамического коэффи-
циента в зависимости от жесткости с. Наибольшая жесткость соот-
ветствует опорному сечению балки, а ни меньшая — середине про-
лета.
Под общим динамическим коэффициентом условимся понимать
коэффициент увеличения давления колеса крана при расчете общей
прочности балки. В соответствии с существующим методом расче-
89
Рис. 3.11. Зависимость
местного динамического
коэффициента от жесткости
балки (места удара)
Рис. 3.12. Зависимость динами-
ческих коэффициентов для опреде-
ления изгибающих моментов М
(-----) и поперечных сил Q
(-----) в зависимости от пролета
балки
1 — стык рельсов на опоре
балки; 2f 3 — стык рельсов в 1/4
олета
та этот коэффициент принимается для всех катков крана, находя-
щихся на балке, что в принципе неправильно, так как практически
исключен случай одновременного удара колес, расположенных с
одной стороны крана. Его следует рассматривать как коэффициент,
увеличивающий расчетные усилия в балке (изгибающий момент
и поперечную силу) вследствие динамического характера нагруз-
ки.
При определении общего динамического коэффициента надо ис-
ходить из того, что удар вызывается одним колесом независимо от
того, сколько колес находится на балке. При таком подходе можно
проанализировать изменение значения общего динамического коэф-
фициента в зависимости от места удара, пролета балки, количества
90
Рис. 3.13. Зависимость общего динамического коэф-
фициента от состояния путей и грузоподъемности кра-
нов
о — пути в неудовлетворительном состоянии;
• — пути в удовлетворительном состоянии
колес на балке по отношению к максимальной поперечной силе
и максимальному изгибающему моменту. На рис. 3.12 представле-
ны графики изменения динамических коэффициентов по отноше-
нию к изгибающему моменту в середине пролета и поперечной
силе на опоре для однопролетных размерных подкрановых балок
в зависимости от пролета.
Динамические коэффициенты вычислены при условии, что удар
происходит в наиболее неблагоприятном для рассматриваемого
усилия месте по длине балки. Для поперечной силы — это опора
и этому сечению соответствует наибольший местный динамический
коэффициент, чем объясняется большой общий динамический
коэффициент для поперечной силы, достигающий 1,5 для балок
пролетом 6 м. Если стык рельсов находится не на опоре, а сме-
щен в 1/4 пролета, то динамический коэффициент по отношению
к поперечной силе существенно снижается и его величину можно
принимать по графику динамического коэффициента для момента.
Экспериментально общие динамические коэффициенты обычно
получают по прогибам подкрановых балок. Подавляющее боль-
шинство экспериментальных значений этих коэффициентов опреде-
лены по результатам заездов одного крана с грузом и без груза,
так как даже в условиях эксперимента провести заезд двух сбли-
женных груженных кранов весьма сложно. На рис. 3.13 приведены
значения общих динамических коэффициентов, полученных при
проездах одного крана без груза или с неполным грузом, в зави-
симости от грузоподъемности кранов и состояния подкрановых
путей. Грузоподъемность кранов принята в качестве исходного
91
параметра, так как были испытаны в основном балки пролетом
6 м, кроме того, коэффициенты перегрузки и неравномерности
дифференцированы также в зависимости от грузоподъемности кра-
нов. Состояние путей считалось удовлетворительным, если оно
отвечало требованиям Госгортехнадзора. В первом приближении,
задавшись линейной зависимостью между грузоподъемностью кра-
нов и динамическим коэффициентом, пользуясь способом "наи-
меньших квадратов", можно получить два уравнения соответствен-
но для путей удовлетворительного и неудовлетворительного
состояния:
пд = 1,095 - 0,000335 Q;
Пд = 1,223 - 0,00078 0.
(3.41)
Эти уравнения можно использовать для кранов грузоподъем-
ностью 5—300 т. Учитывая, что экспериментальные динамические
коэффициенты получены при проездах одного крана, их нельзя
рассматривать как расчетные.
Расчетное значение динамического коэффициента может быть
получено только по отношению к максимальному прогибу от нор-
мативной нагрузки при двух сближенных кранах
пд = 1 + ^ДИН /
где 5ДИН “ динамическая добавка прогиба; 5СТ — статический прогиб.
Исследования показывают, что динамическая добавка прогиба
с увеличением нагрузки не возрастает (а может и уменьшаться,
см. табл. 3.8).
Об этом же свидетельствуют и результаты испытаний по опреде-
лению местных динамических коэффициентов. Во всех случаях
динамическая добавка к сжимающим напряжениям в стенке ока-
залась больше при положении тележки у противоположной сторо-
ны (табл. 3.9).
Статический прогиб от нормативной нагрузки двух сближенных
кранов в 1,6—2 раза превышает статический прогиб при проездах
одного крана с грузом или без груза. Таким образом, общий ди-
намический коэффициент практически всегда меньше 1,1 и в боль-
шинстве случаев (состояние путей, отвечающее требованиям Гос-
гортехнадзора, краны большой грузоподъемности, балки пролетом
12 м и больше) близок к единице.
При проведении проверочных расчетов подкрановых балок
при реконструкции в большинстве случаев можно пользоваться ре-
комендациями норм. Если обследования подкрановых балок выя-
вили повреждения поясных швов, верхней зоны стенки, некачест-
венные стыки рельсов, то коэффициенты динамичности следует при-
нимать с учетом приведенных выше результатов исследований в за-
висимости от состояния и расположения стыков рельсов, грузо-
подъемности кранов и пролета балок. При эксплуатации подкрано-
вых балок следует обращать внимание на состояние стыков рель-
сов, не допуская ударов при прохождении кранов через стыки.
92
Таблица 3.8
Координа- та тележки	Поднимае- мый груз Р, кН	5дин		Примечания
		К!	к2	
0,1	90	0,1	0,1	Координаты тележки даны
0,5	0	0,23	0,66	в долях от пролета крана.
0,5	90	0,17	0,37	Начало координат у испы-
0,9	0	1,1	1,2	тываемой балки. Ki и К2 —
0,9	90	1,0	0,73	колеса одной стороны крана
Таблица 3.9
Положение тележки	Один						Примечание
	сечение 1		сечение 11		сечение 111		
	К1	к2	Ki	к2	К1	к2	
У испытывае- мой балки	147	137	137	127	136	108	Сечение I — у опоры, сечения II — в 1/4 про- лета;
С противо- положной стороны	192	178	180	168	173	151	сечение III — в 1 /2 пролета
Таблица 3.10
Факторы
определяемые краном
Отношение пролета к базе крана
(Ц</В)
Тип привода (раздельный или
центральный)
Тип подшипников (скольжения
или качения)
Перекос моста в плане
Перекос колес
Разность диаметра колес
Нагрузка на колесо
Тип подвеса груза
определяемые подкрановыми путями
Положение путей в плане и по вертика-
ли
Горизонтальная жесткость путей, зави-
сящая от конструкций крепления рель-
сов к подкрановым балкам, крепления
балок к колоннам, типа и состояния
тормозных конструкций, жесткости
колонн
Состояние путей, значительно опреде-
ляемое режимом работы кранов
Сужение и расширение путей
Горизонтальные поперечные воздействия мостовых кранов. Изу-
чение горизонтальных поперечных воздействий мостовых кранов
в нашей стране началось в 30-е годы. С тех пор выполнено большое
число работ, посвященных этому вопросу [13]. Большой интерес
к горизонтальным поперечным силам объясняется сложностью
задачи, множеством факторов, влияющих на величины сил. При
этом одни факторы связаны с конструкцией и работой механизмов
крана, а другие — с устройством и состоянием подкрановых путей.
На основании анализа результатов выполненных работ можно
выделить следующие факторы, влияющие на значение горизонталь-
ных поперечных сил, возникающих при движении крана (табл.
3.10).
93
Рис. 3.14. Г рафики изменения горизонтальной поперечной
силы на трех смежных колоннах при проезде одного крана
а — направление движения "туда"; б — направление движе-
ния "обратно", 1,2, 3 — номера колонн
Перечисленные в табл. 3.10 факторы, влияющие на величину
боковых сил, свидетельствует о сложности явления. При этом сле-
дует учесть, что большинство из указанных факторов носит слу-
чайный характер, что еще больше усложняет задачу.
Подробный анализ исследований горизонтальных поперечных
сил от мостовых кранов выполнен в [24]. Здесь справедливо от-
мечается, что при различии результатов, получаемых по этим фор-
мулам, они хорошо совпадают с экспериментальными данными
авторов. Это объясняется неодинаковым состоянием подкрановых
путей и кранов, а также методом измерения боковых сил. Так,
наибольшее значение боковой силы на колесе получается по фор-
муле, предложенной В.П. Балашовым. В испытаниях автора этой
формулы боковая сила фиксировалась на колесе и ее значение
составляло 0,4—0,5 F (F — вертикальное давление колеса). Как
показывают исследования, боковые силы на колесах крана отли-
чаются не только величиной, но и направлением, что крайне затруд-
няет определение усилий от них в подкрановых балках и колон-
нах. И если для четырехколесных кранов при некотором допу-
щении их можно подсчитать, то для многоколесных — практически
невозможно. На рис. 3.14 приведены графики изменения горизон-
тальной поперечной силы на трех смежных колоннах при проездах
одного крана в зависимости от вертикального давления на колон-
ну. Из них видно, что боковые силы, передаваемые на одинаковые
колонны от одного и того же крана, могут отличаться более чем
в 10 раз по величине и даже менять направление (при изменении
направления движения крана).
Этот пример показывает, что любая формула, любой статисти-
чески полученный коэффициент перегрузки по отношению к нор
94
Рис. 3.15. Зависимость коэффициента f от угла перекоса колеса и верти-
кального давления колеса
1 - 100 кН; 2 — 200 кН; 3-300 кН; 4 - 400кН; 5 - 500 кН
мативному значению боковой силы всегда будет приводить к ре-
зультатам, отличающимся от экспериментальных в большую или
меньшую сторону. Производить нормирование по максимальному
значению боковой силы принципиально неправильно, так как бо-
ковые силы существенно возрастают при некачественном состоя-
нии путей и кранов. Исследования показывают, что боковая сила
на колесе крана в основном определяется коэффициентом тре-
ния между колесом и рельсом и вертикальным давлением коле-
са [23].
Если не учитывать возможные случаи касания ребордами колес
крана рельсов, то максимальная горизонтальная поперечная сила,
передаваемая в месте контакта колеса с рельсом, независимо от
причин возникновения, будет
Тк = ^к-
где f — коэффициент трения; FK — вертикальное давление колеса.
Испытания, выполненные в МИСИ им. В.В. Куйбышева и
МакИСИ, свидетельствуют о зависимости коэффициента f от угла
перекоса колеса крана относительно рельса и вертикального давле-
ния колеса (рис. 3.15). Как видно из приведенных графиков,
коэффициент f возрастает с увеличением угла перекоса а и умень-
шением силы вертикального давления колеса. Для кранов легкого
режима его значение достигает f = 0,4 . . . 0,5, что и может объяс-
нить большие значения экспериментальных боковых сил на колесе.
Но большая величина боковой силы на колесе не означает большую
боковую силу на колонне. При этом, чем меньше колес на кране,
тем больше вероятность реализации больших значений боковых
сил, передаваемых на колонну. В силу этого нам представляется
95
целесообразным нормировать боковые силы раздельно для че-
тырехколесных и многоколесных кранов, а также дифференциро-
ванно для колонн и балок (в зависимости от линии влияния).
Рекомендуемые в действующих нормах формулы вычисления
боковой силы на колесе крана Ткн = 0,1 FH и тем более Тк =
= 0,05 (GT + Q) / п0 условны. При определении усилий в балке и
колонне исходят из равенства и равнонаправленности боковых
сил на всех колесах крана, что практически невозможно. Тем не
менее, нам представляется, что при проверочных расчетах конст-
рукций следует пользоваться формулами СНиП, не проводя допол-
нительных испытаний по определению боковых сил от кранов,
так как испытания весьма трудоемки, а полученные результаты
по отдельным колоннам или кранам не приводят к получению
достоверных исходных данных для расчета.
Глава 4. ОЦЕНКА КАЧЕСТВА СТАЛИ
Оценка качества стали, составляющая один из этапов обследо-
вания зданий при реконструкции, включает в себя определение
свойств стали, выявление соответствия этих свойств условиям
эксплуатации металлических конструкций и назначение расчетных
сопротивлений.
К основным свойствам стали, важным с точки зрения ее работы
в строительных металлических конструкциях, относятся: проч-
ность, пластичность, склонность к хрупкому разрушению, уста-
лостная прочность, свариваемость, коррозионная стойкость.
Зависимость тех или иных свойств зависит от конкретных усло-
вий работы конструкций. Так, при эксплуатации конструкций при
пониженных температурах особую важность приобретает склон-
ность стали к хрупкому разрушению. Для подкрановых балок важ-
ны характеристики усталостной прочности.
Исходными материалами для оценки качества стали служат
техническая документация и результаты испытаний. По чертежам
КМ устанавливаются марки стали, электродов, метизов и других
изделий, принятые при проектировании. По деталировочным
чертежам КМД выявляются возможные замены марок в про-
цессе изготовления конструкций. Данные сертификатов позволяют
уточнить свойства материалов, заложенных в конструкцию, и сте-
пень соответствия этих свойств действующим ГОСТ и техническим
условиям на поставку стали. Следует отметить, что сведения, со-
держащиеся в сертификатах, не полностью отражают свойства
материала, использованного в конструкциях.
Как известно, свойства стали обладают определенной изменчи-
востью и единичные испытания (1—2 образца на партию проката)
не могут дать полной характеристики качества стали. Нередко
характеристики металла, получаемые при испытании образцов,
вырезанных из конструкций, на 10—15% отличаются от указанных
в сертификатах. Кроме того, существующая на металлургических
заводах практика отбора проб для контрольных испытаний в пото-
ке приводит к разным условиям охлаждения металла образцов
и готового проката. По исследованиям, выполненным в ЦНИИСК,
это может привести к завышению результатов контрольных испы-
96
таний на 5—10%, поэтому данные сертификатов следует рассмат-
ривать лишь как качественную оценку свойств стали и указанные
в них значения предела текучести и временного сопротивления не
могут быть приняты в качестве расчетных сопротивлений. Если
значения механических характеристик, приведенные в сертифика-
тах, близки к нижним пределам, установленным в стандартах, а
содержание углерода, серы и фосфора — к верхним, то существует
достаточно большая вероятность появления в конструкциях метал-
ла, не отвечающего требованиям норм.
Дополнительные сведения о качестве металла можно получить,
зная период его производства.
В дореволюционных строительных металлических конструк-
циях в основном применялось сварочное и литое железо. Норми-
ровались значения временного сопротивления и относительного
удлинения. Сварочное железо отличалось малой однородностью.
Значение временного сопротивления в сечении проката колеба-
лось в пределах 267—378 МПа. Прочность железа в направлении
поперек проката была на 20—30% ниже, чем прочность вдоль про-
ката. Структура волокнистая, с ярко выраженными шлаковыми
включениями.
Временное сопротивление при нормированном значении 320 МПа
изменялось в пределах 230—490 МПа, а относительное удлинение
порядка 10—30%. Ориентировочное значение расчетного сопротив-
ления сварочного железа не превышало 120—140 МПа и в каждом
конкретном случае должно быть уточнено.
Литое железо отличалось большей однородностью и прочностью.
Временное сопротивление составляло 350—450 МПа, а относитель-
ное удлинение было не менее 20%; структура однородная, мелко-
зернистая. По исследованиям литое железо как по химическому
составу, так и по механическим свойствам близко к современной
стали, марки СтЗкп, но имеет несколько меньшую однородность,
коэффициент вариации по пределу текучести достигает 13%.
В 20-е годы в связи с острой нехваткой металла строительные
конструкции нередко выполнялись из случайного материала. Ме-
ханические свойства этого материала были чрезвычайно неодно-
родны, Для применения в конструкциях иногда достаточно было
провести испытания на холодный изгиб в полевых условиях.
Достаточно широко использовались немецкие стали, имевшие
повышенное содержание фосфора. Допускалось применение томас-
совских сталей. Отмечались, случаи, когда при испытании образцов,
вырезанных из конструкций, значение временного сопротивле-
ния составляло всего 130 МПа, а в месте разрыва обнаруживались
объемные шлаковые влкючения. В то же время на многих объек-
тах, сооруженных в этот период, испытания конструкций показа-
ли вполне удовлетворительные результаты. В большинстве случаев
металл конструкций этих лет можно классифицировать как сталь
0 с расчетным сопротивлением R = 170 МПа.
В 30-х годах разработка и внедрение ОСТов на производство
стали способствовали использованию в конструкциях более ка-
чественного металла. Исследования показали высокую стабиль-
ность свойств стали и хорошую отработку технологии ее изго-
товления. В строительстве в основном стала использоваться сталь
марки СтЗ. Однородность значительно улучшилась и коэффициент
97
7—648
вариации по пределу текучести и временному сопротивлению
составил 6—9%. Среднее значение предела текучести составляло
261 МПа, временного сопротивления 400 МПа, относительного
удлинения 26,3%. Следует сказать, что содержание фосфора и серы
немного превышало современные требования и достигало 0,06—
0,08%, но значение ударной вязкости, даже при t = — 20°С в сред-
нем составило 0,56 МДж/м2.
С 1937 г. углеродистую прокатную сталь поставляли по ОСТ
2897. Повысилось качество стали и особенно улучшилась ее од-
нородность. Химический состав приблизился к современной стали
марки СтЗкп. Применение томассовских сталей было ограничено
второстепенными нерасчетными элементами.
Испытания образцов, вырезанных из конструкций, цехов, по-
строенных в 30-х годах, показали значения предела текучести
250—310 МПа, а временного сопротивления не ниже 380 МПа.
Порог хладноломкости по результатам испытаний на ударную
вязкость составил —10 ... — 20°С. Вместе с тем в конструкциях,
выполненных в ЗО-е годы, еще применялась некондиционная
сталь пониженного качества. Большое количество конструкций
изготовлялось из немецкой стали с повышенным содержанием
серы и фосфора. Все эти факторы необходимо учитывать при
оценке качества материала. Появившиеся в это время отечествен-
ные стали повышенной прочности были использованы только на
уникальных объектах и широкого распространения не получили.
В условиях военного времени требования к сталям для строи-
тельных конструкций были понижены. Было допущено применение
бессемеровских и томассовских сталей. Ряд объектов на Урале,
в Сибири и в других районах был выполнен из обезличенной ста-
ли, вывезенной из зон боевых действий. Испытания металла произ-
водились упрощенным способом на изгиб в холодном состоянии
и твердость. Этой стали присваивалась марка СтО.
В конструкциях, построенных в 40-е годы, а также восстанов-
ленных после войны, нередко использовались поставленные по
репарации из Германии томассовские стали с повышенным содер-
жанием углерода, серы и фосфора. Эти стали при достаточно высо-
кой прочности обладают повышенной хрупкостью и низкой сва-
риваемостью.
Особенностью отечественной стали, выпущенной в период 1943—
1946 гг., является широкое использование легированного метал-
лолома военных лет. Это привело к повышению средних значений
прочностных характеристик при увеличении разброса. Среднеста-
тические значения предела текучести повысились до 300—310 МПа,
а временное сопротивление до 440 МПа. Коэффициент вариации
увеличился до 9—10%. В 50-х годах эти значения понизились и сос-
тавили для предела текучести: среднее значение 270-280 МПа, при
среднем квадратичном отклонении 20—25 МПа; для временного
сопротивления соответственно 430—440 МПа и 20-23 МПа.
В последующие годы статистические характеристики распреде-
ления свойств малоуглеродистой стали оставались приблизительно
на том же уровне. Как правило, спокойная сталь имеет прочност-
ные характеристики на 20-25 МПа выше, чем кипящая, Полу-
спокойная сталь занимает промежуточное положение. Существен-
ная разница (до 10%) отмечается между свойствами металла,
98
Рис. 4.1. Полигоны распределе-
ния передела текучести стали марки
СтЗ для разных профилей проката
1 — листовая сталь; 2 — угловая
сталь; 3 — балки и швеллеры; 4 —
общий полигон
Рис. 4.2. Влияние толщины проката на свойства стали
марки 10Г2С1
1 — линия регрессий фактическая; 2 — то же, теоре-
тическая
поставленного с разных заводов [33]. Фасонный прокат обладает
повышенными прочностными характеристиками (рис. 4.1). С
уменьшением толщины проката предел текучести и временное
сопротивление увеличиваются, особенно при толщинах менее
10 мм [33]. В диапазоне толщины 4—10 мм на каждый милли-
метр увеличения толщины значение предела текучести падает на
4-12 МПа.
Начиная с 60-х годов широкое применение в строительных кон-
струкциях получили стали повышенной и высокой прочности. По
результатам статистических исследований средние значения предела
текучести большинства низколегированных сталей намного выше
нормируемых величин, значения нормативных сопротивлений,
установленные в стандартах, имеют обеспеченность выше 95%.
Исключение составляет сталь марки 09Г2С, для которой среднее
значение предела текучести близко к нижнему пределу и норматив-
ное сопротивление имеет недостаточную обеспеченность. Как и для
малоуглеродистых сталей профильный прокат обладает более вы-
сокой прочностью. С увеличением толщины проката предел теку-
чести уменьшается. Так, для стали марки 10Г2С1 среднее умень-
шение предела текучести на 1 мм толщины в диапазоне толщин
16—80 мм составляет 0,85 МПа (рис. 4.2). Значительно сильнее
99
влияние толщины проявляется в диапазоне 4—10 мм. По исследо-
ваниям, выполненным для стали марки 09Г2 [45], снижение пре-
дела текучести для этих толщин составляет 7—10 МПа на 1 мм.
Указанные в нормах проектирования расчетные сопротивления
устанавливались исходя из анализа всей совокупности свойств ме-
талла данной марки. При этом не учитывались особенности отдель-
ных заводов-поставщиков, различия в свойствах металла разных
профилей и толщин. При индивидуальном же подходе к каждому
конкретному сооружению, выполненному из ограниченного набора
профилей и толщин, представляется возможным уточнить значе-
ния расчетных сопротивлений, что во многих случаях позволит
выявить определенные резервы несущей способности. Это можно
сделать на основании испытаний образцов металла, отобранных из
конструкций. Кроме того, испытания необходимы, если в техничес-
кой документации отсутствуют сведения о марках стали, исполь-
зованных при изготовлении конструкций, и сертификаты, а также в
случае, если в конструкциях обнаружены повреждения, связанные
с низким качеством стали (хрупкие трещины, расслой и т.д.).
Как показывают результаты обследований, в конструкциях, из-
готовленных после 1931 г„ прочностные характеристики металла
не ниже, чем регламентируемые для стали марки СтО. Поэтому,
если конструкции эксплуатируются при статических нагрузках и
положительной температуре, если напряжения в них не превышают
170 МПа и после реконструкции не предполагается увеличения
нагрузок и интенсивности воздействий, то испытания образцов
металла можно не проводить.
Учитывая, что свойства проката зависят от типа профиля и
толщины, а также завода — поставщика металла, все конструкции
разделяются на партии. В одну партию включается прокат одного
профиля и толщины, входящий в состав однотипных конструкций
(балки, фермы, колонны и т.д.) одного периода строительства.
Объем партии не должен превышать 60 т или 100 шт. конструк-
ций. При этом предполагается, что для однотипных конструкций
одной очереди строительства каждый вид проката поставляется
с одного металлургического завода.
В общем случае комплекс показателей, устанавливаемых при
испытании металла эксплуатируемых конструкций, включает в
себя определение:
содержания в стали углерода, кремния, марганца, серы и фосфо-
ра (для низколегированных сталей дополнительно выявляется
содержание легирующих элементов);
временного сопротивления разрыву, предела текучести и отно-
сительного удлинения при статическом растяжении;
ударной вязкости при различных температурах в зависимости
от условий эксплуатации и после механического старения;
распределения сернистых включений способом отпечатков по
Бауману (для кипящих сталей).
Все испытания проводятся в соответствии с действующими
стандартами. Образцы и пробы должны быть замаркированы с
указанием мест их отбора. Стружка для химического анализа от-
бирается сверлением на всю толщину проката в трех местах по
длине элемента и смешивается. Масса готовой пробы должна быть
не менее 50 г. Перед отбором пробы поверхность элемента следует
100
очистить от загрязнений, краски и окалины до металлического
блеска.
Испытание на растяжение рекомендуется проводить на плоских
образцах с записью диаграммы (ГОСТ 1947—84), При невозмож-
ности изготовления плоских образцов эти испытания можно про-
вести на малых точеных образцах, Ударная вязкость определяется
на стандартных образцах с надрезом. Элементы для испытания на
растяжение и ударную вязкость следует вырезать по направлению
действия основного силового потока. При вырезке должны быть
обеспечены припуски, предохраняющие образец от влияния накле-
па и нагрева.
Наибольший интерес представляет изучение свойств металла
наиболее нагруженных элементов конструкций, поэтому предва-
рительно следует выявить элементы, которые имеют наибольший
уровень напряжений. Образцы вырезаются из малонапряженных
зон этих элементов. Например в элементах ферм из уголков образ-
цы отбираются из выступающих полок уголков в узлах, для поясов
разрезных балок — в приопорных сечениях (рис. 4.3). Вырез дол-
жен быть плавным, без надрезов, в необходимых случаях места
вырезки образцов должны быть усилены,
Темплеты для снятия отпечатков по Бауману вырезаются из
листовой и широкополосной стали — вдоль направления прокатки,
из сортового и фасонного проката — поперек направления прокат-
ки. Рабочая поверхность 'шлифа должна лежать в плоскости, пер-
пендикулярной направлению прокатки. Для листовой и широкопо-
лосной стали шлиф должен иметь поверхность 150xt (t — толщи-
на проката, мм); для сортового и фасонного проката поверхность
шлифа должна быть равна поперечному сечению профиля или поло-
вине профиля от кромки до оси симметрии.
Необходимость проведения тех или иных испытаний зависит от
условий работы конструкций.
Для конструкций 1 и 2 (СНиП 11-23-81, табл. 50), работающих в
наиболее тяжелых условиях, проводится весь комплекс испытаний.
Температура испытаний на ударную вязкость определяется клима-
тическим районом расположения объекта и должна соответство-
вать табл. 50 [43]. Если конструкции выполнены из кипящей ста-
ли, то рекомендуется также для выявления размеров зерна опре-
делить микроструктуру. В конструкциях групп 3 и 4, эксплуати-
рующихся в отапливаемых помещениях, можно ограничиться толь-
ко установлением химического состава и испытаниями на растя-
жение, поскольку опасность хрупкого разрушения таких конст-
рукций мала.
Важным вопросом является определение количества проб и
образцов для испытаний. Естественно, что достоверность результа-
тов испытаний при увеличении их числа возрастает. Однако слож-
ность вырезки образцов и усиления этих мест в условиях действую-
щего производства, дополнительные затраты на изготовление об-
разцов и проведение испытаний заставляют ограничить их число
минимально необходимым, установленным на основании практи-
ки обследований (табл. 4,1).
Для получения наиболее полной информации о механических
свойствах стали можно воспользоваться косвенными методами
оценки прочности без вырезки образцов. Одним из таких методов
101
4-4
F Н Н
ЮОЗОП 50.150^50
I Н fF
г
Рис. 4.3. Места отбора образцов
а — в фермах; б — в балках; 1 — образцы; 2 — образец у
опоры
является оценка прочности стали по результатам измерения твер-
дости. Под твердостью понимается сопротивление, которое данный
материал оказывает проникновению в него другого, более твердо*
го. В отличие от других методов механических испытаний опреде-
ление твердости не приводит к разрушению образцов или элемен-
тов конструкций. Существующие приборы отличаются простотой
и компактностью и позволяют проводить испытания непосредст-
венно на конструкциях.
Наиболее распространенными способами оценки твердости
являются методы Бринеля и Польди. Интересная методика оцен-
ки твердости стали была разработана в ЦНИИПпроектстальконст-
рукции, Волгоградском'политехническом институте и ВНИИФТРИ,
По результатам определения твердости по эмпирическим зависи-
мостям вычисляется значение временного сопротивления бв и
условного предела текучести Oq^. Для строительных сталей твер-
102
Таблица 4.1
Испытание	Количество элементов от партии	Количество проб (образцов)	
		от элемента	всего в пар- тии
Химический анализ	3	1	3
На растяжение	2	1	2
На ударную вязкость	2*	3*	6*
Отпечаток по Бауману	2	1	2
* Для любой температуры и после механического старения.
дость по Бринелю НВ обычно не превышает 260 и значения проч-
ностных характеристик могут быть определены по формулам [22]:
% = 10,55 (V122 +НВ - 11,05);	(4.1)
ао,2 = 0,244 НВ.	(4.2)
Однако из-за недостаточной точности этого метода его можно
использовать только для предварительной оценки прочности стали
и выбора наиболее слабых элементов для последующих испытаний
более точными методами. В то же время простота и возможность
испытаний практически всех наиболее нагруженных элементов
делают этот метод весьма полезным при проведении обследова-
ния.
Другая методика для определения механических свойств стали
была разработана в МИ СИ им. В.В, Куйбышева и в Коммунарском
горно-металлургическом институте [22, 35]. Она основана на
определении усилия, необходимого для среза резьбы с записью
диаграммы деформирования и позволяет получить характеристику
прочностных и пластических свойств стали. По результатам ста-
тистической обработки материалов массовых испытаний получены
уравнения для определения стандартных характеристик 5ooi,
602, $в- Площадь диаграммы деформирования дает оценку пласти-
ческих свойств стали. Анализ результатов испытаний стандартных
образцов на растяжение и по предложенной методике выявил тес-
ную корреляционную связь между характеристиками, получаемьь
ми по обеим методикам. Коэффициент корреляции составляет 0,8—
0,9. К достоинствам методики следует отнести определение механи-
ческих характеристик практически без разрушения элементов
(диаметр отверстий не превышает 5 мм, глубина составляет не-
большую часть толщины проката), возможность изучения свойств
металла в малых зонах, например в угловых швах, быстроту про-
ведения испытания и низкую трудоемкость работ.
Склонность стали к хрупкому разрушению оценивается по ре-
зультатам испытаний на ударную вязкость. Использование сило-
вых, деформационных и энергетических критериев, основанных на
линейной механике резрушения, требует специального оборудова-
ния; кроме того, толщина металлопроката, применяемого в конст-
юз
рукциях из обычной строительной стали, не позволяет изготовлять
образцы для таких испытаний. Поэтому такие методы не могут
быть рекомендованы для широкого применения.
Основным типом образцов для ударных испытаний являются об-
разцы с U-образным надрезом. Для наиболее ответственных конст-
рукций могут использоваться образцы с V-образным надрезом.
По результатам испытаний при разных температурах определяют
порог хладноломкости и сопоставляют его с условиями работы
конструкций.
Свариваемость стали является комплексной характеристикой,
включающей в себя прочность соединения при различных условиях
работы, сопротивляемость образованию холодных и горячих тре-
щин, хладноломкость и т.д. В эксплуатируемых сварных конструк-
циях косвенной оценкой свариваемости материала является сос-
тояние сварных соединений. Если при обследовании не обнаруже-
но трещин, вызванных самой сваркой, то дополнительных оценок
свариваемости можно не проводить. В клепаных и других конст-
рукциях, не имеющих сварных соединений, оценка свариваемости
необходима в том случае, если при их усилении предполагается
использование сварки.
Использование специальных технологических проб требует вы*
резки заготовок из конструкций и достаточно трудоемких испыта-
ний, поэтому их применение может быть рекомендовано только в
исключительных случаях. Обычно свариваемость стали эксплуати-
руемых конструкций оценивают по углеродному эквиваленту,
определяемому по формуле
Сэ = С + 0,167 Мп + 0,2 Сг + 0,2 V + 0,25 Мо + 0,06/ Ni +
+ 0,072 Си + 0,5 Р,
где С, Мп, Сг, V, Mo, Ni , Си, Р — содержание элементов, %.
Сталь считается хорошо свариваемой при Сэ < 0,45%. Углеродис-
тая сталь хорошо сваривается при содержании углерода С < 0,22,
серы S <0,055, фосфора Р < 0,050 и кремния Si < 0,22%.
Коррозионную стойкость стали эксплуатируемых конструкций
также можно оценить по их состоянию, т.е, виду и степени разви-
тия коррозионных повреждений. Косвенно коррозионную стой-
кость определяют по ее химическому составу. Так, при добавках
в стали никеля, хрома и меди ее коррозионная стойкость в про-
мышленной атмосфере повышается. Все строительные стали по
коррозионной стойкости можно разделить на три группы [27].
Наименее стойкие марганцовистые стали 09Г2; 14Г2; 14ГСМФР
входят в первую группу и в средне- и сильноагрессивной среде
имеют повышенную скорость коррозии. Медистые и атмосферо-
стойкие стали 10ХСНД, 15ХСНД, 10ХНДП и другие имеют повы-
шенную коррозионную стойкость И в слабоагрессивных открытых
атмосферах могут применяться без специальных защитных меро-
приятий. Прочие стали, в том числе и малоуглеродистые, имеют
промежуточную коррозионную стойкость.
По результатам комплексных испытаний стали и их сопоставле-
нию с нормативными требованиями выявляется соответствие
свойств материала новым условиям эксплуатации после проведе-
104
ния реконструкции. В необходимых случаях вводятся ограниче-
ния на эксплуатацию, например в горячих цехах с конструкция-
ми, выполненными из кипящих сталей и имеющих пониженную
хладостойкость, не допускается остановка технологического обо-
рудования в зимний период; в зимний период на эстакадах для
снижения уровня напряжений ограничивается сближение и величи-
на грузов для мостовых кранов и т.д.
При разработке проекта усиления учитывается свариваемость
стали. Способ защиты конструкций от коррозии назначается с уче-
том не только среды, но и коррозионной стойкости стали. Если
металл конструкций не удовлетворяет нормативным требова-
ниям и в конструкциях обнаружены серьезные повреждения (тре-
щины, расслой), может быть поставлен вопрос об их замене.
Одним из основных результатов оценки качества материала яв-
ляется назначение расчетных сопротивлений. При ограниченном
числе испытаний, указанном в табл. 4.1, не представляется воз-
можным использовать их результаты непосредственно для назна-
чения расчетного сопротивления. В этом случае по материалам
испытаний устанавливается марка стали или ее аналог в действо-
вавших в период строительства ГОСТах и технических условиях и
расчетные характеристики назначаются исходя из опыта эксплуа-
тации конструкций, выполненных из аналогичных сталей.
Расчетное сопротивление основного металла рекомендуется
определять делением нормативного значения предела текучести
RH на коэффициент надежности по материалу ум, Для сталей,
у которых приведенные в сертификатах или полученные при испы-
таниях значения предела текучести соответствуют требованиям
стандартов, действовавших в период строительства, в качестве
нормативного принимается минимальное значение предела теку-
чести, указанное в этих документах.
Если приведенные в сертификатах или полученные при испыта-
ниях значения предела текучести ниже указанных в стандартах, то
за нормативное принимается минимальное из данных сертифика-
тов или результатов испытаний значение предела текучести.
Стали, применявшиеся до 1932 г. (срока введения первых об-
щесоюзных нормативных документов), имели весьма большой
разброс свойств, поэтому для них коэффициент надежности по
материалу следует принимать не ниже 1,2.
После введения ОСТа на производство стали однородность ме-
таллопроката улучшилась и значение коэффициента ум для конст-
рукций, выполненных в период 1932—1982 гг., можно снизить.
По результатам статистических исследований для малоуглеродис-
тых и низколегированных сталей повышенной прочности с преде-
лом текучести dT < 380 МПа можно принять ум = 1,1. Для сталей
более высокой прочности, как правило, прошедших термообработ-
ку, разброс свойств увеличивается, поэтому значение ум следует
назначить 1,15. Наконец, для зданий, построенных после 1982 г. и
запроектированных по СНиП П-23-81, коэффициент надежности
по материалу принимается в соответствии с нормами.
Расчетные сопротивления сварных соединений з конструкциях,
изготовленных до 1982 г., можно определять в соответствии с
действующими нормами на проектирование стальных конструкций,
принимая для угловых швов временное сопротивление разрыву
105
металла шва RBB,H равным нормативному значению временного
сопротивления основного металла RBH и умсв = 1'25- Если способ
сварки установить не представляется возможным, то значения
коэффициентов полноты шва /Зуш и /Зус принимаются как для
ручной сварки,
В конструкциях, выполненных до 50-х годов, для сварки не-
редко использовались электроды с ионизирующей обмазкой.
В этом случае, учитывая пониженное качество шва, следует вво-
дить коэффициент условий работы усв = 0,8.
Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов устанав-
ливаются в зависимости от класса болтов, указанного в сертифи-
катах, по табл, 58 [43]. При отсутствии необходимой документа-
ции и невозможности испытания болтов принимаются минималь-
ные значения расчетных сопротивлений Rc« =150 МПа и R§ =
= 160 МПа.
Расчетные сопротивления срезу заклепок определяются по ра-
нее действующим нормам проектирования (СНиП П-В.3-72), при
этом, если способ образования отверстий не установлен, то расчет-
ные сопротивления принимаются по группе С.
При большом количестве испытанных на каждую партию образ-
цов (не менее 10) для определения нормативного сопротивления
могут использоваться статистические методы. В качестве норматив-
ного сопротивления при этом принимается значение предела теку-
чести, имеющее обеспеченность не ниже 95%, что соответствует
основным положениям методики расчета строительных конструк-
ций по предельным состояниям [47].
Как показывают результаты статистических исследований,
плотность распределения предела текучести стали достаточно близ-
ко соответствует нормальному распределению [33]. Тогда
RH = 5Т - к ат,	(4.3)
где От, От — среднее значение и стандарт распределения предела текучести
выборки; к — число стандартов, которое необходимо взять для получе-
ния заданной обеспеченности.
При бесконечно большой выборке и значениях выборочных
характеристик, приближающихся к параметрам генеральной сово-
купности, обеспеченности 95% соответствует к = 1,65. Для ограни-
ченной выборки п статистические характеристики распределе-
ния могут отличаться от параметров генеральной совокупности
и тем больше, чем меньше выборка. Учитывая это, значение к
определяется по формуле
к = 1,65 [1 + х?/х/Уп + (5 х,у2 + 10) / 12 п],	(4.4)
где у — доверительная вероятнрсть оценки параметров выборки; Ху — опре-
деляется из уравнения 1 /x/GTrrJe d t = 0,5 — Фо (х^) = 1 — У-
При у = 0,9, х^ = 1,28, у = 0,7, Ху = 0,52, у = 0,5, Ху = 0,
Для наиболее ответственных конструкций, наступление пре-
дельного состояния для которых связано с обрушением (потеря
устойчивости, любой вид разрушения), доверительную вероят-
106
ность 7 следует назначить достаточно высокой и принять ее не
менее 0,9, Для элементов и конструкций, имеющих повышенную
ответственность, но для которых наступление предельного
состояния не связано с обрушением (развитие пластических де-
формаций и прогибов) значение 7 можно уменьшить и при-
нять 0,7. Для конструкций, имеющих чисто экономическую от-
ветственность, если наступление предельного состояния не гро-
зит обрушением, значение 7 можно принять 0,5.
Во всех случаях значение нормативного сопротивления следует
принимать не выше минимального предела текучести полученного
при испытаниях. Для элементов, подвергнутых испытаниям, в ка-
честве нормативного сопротивления принимается полученное зна-
чение предела текучести.
При использовании для определения свойств стали метода сре-
за резьбы для контроля полученных результатов следует из каждой
партии вырезать хотя бы по одному образцу и испытать его на рас*
тяжение. Для определения расчетного сопротивления коэффициент
надежности по материалу принимается аналогично изложенному
выше. Переходные коэффициенты для вычисления расчетных со-
противлений при других видах работы материала можно опреде-
лить в соответствии с [43].
Глава 5. УЧЕТ ПРОСТРАНСТВЕННОЙ РАБОТЫ КАРКАСОВ
В соответствии с применяемыми в настоящее время методами
учета пространственной работы каркаса все кровли промышленных
зданий разделены на нежесткие и жесткие. В первом случае в ка-
честве распределительного продольного диска принимаются гори-
зонтальные продольные связи по нижним поясам стропильных
ферм, во втором — покрытие, принимаемое бесконечно жестким.
Такое деление кровель весьма условно, так как эффект про-
странственной работы зависит от соотношения жесткостей кровли
и поперечных рам. Перераспределению нагрузок от мостовых кра-
нов способствуют тормозные конструкции, расположенные в уров-
не действия этих нагрузок. Предлагаемый метод расчета учитывает
конечные жесткости кровель и продольных связей по нижним поя-
сам стропильных ферм, а также второй продольный диск — тормоз-
ные конструкции.
5.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЖЕСТКОСТИ КРОВЕЛЬНЫХ
ПОКРЫТИЙ И ТОРМОЗНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Жесткости дисков покрытий определены для кровель наиболее
распространенных типов, применяемых в эксплуатирующихся зда-
ниях: из стальных профилированных настилов по прогонам; из
плоских стальных листов по прогонам; из крупноразмерных желе-
зобетонных плит; из мелкоразмерных железобетонных плит по
прогонам. Жесткости определены на основании исследований,
выполненных как в нашей стране [5, 8], так и за рубежом [53].
При этом участки расположения фонарей не учитываются.
107
Рис. 5.1. К расчету жесткости про-
филированных настилов
Жесткость кровли из стальных профилированных настилов по
прогонам. Стальные профилированные настилы широко приме-
няются в строительстве с 60-х годов. Жесткость настила зависит от
его геометрических характеристик, способов взаимного соедине-
ния листов и их крепления к прогонам. Наиболее широкое распро-
странение получили соединения профилированных листов между
собой на заклепках и крепление их к прогонам самонарезающими
болтами.
Из исследований жесткости профилированных настилов (в плос-
кости настила) наибольший практический интерес представляют
исследования Э.А. Айрумяна [39] и Е.Брайана. Э.А. Айрумяном
разработана методика определения коэффициента сдвиговой жест-
кости профилированного настила, основанная на испытаниях
эталонных образцов, и предложена формула
С* = с0 к0 «о/Зо (а0/Ьо) (Ь / а),	{5.1)
где со — коэффициент сдвиговой жесткости1 панели-эталона; ко — коэф-
фициент, учитывающий тип опорных креплений настила (для болтов и
дюбелей ко - 1); До — коэффициент, учитывающий характер сдвигающих
сил (для крановых нагрузок До = 0,8); 0о ~~ коэффициент, учитывающий
конструктивную схему покрытия (для покрытия с прогонами, шарнирно
прикрепленными к стропильным фермам, и неразрезных листах настила
00 ~ 0,8); ао и Ьо — размеры панели-эталона соответственно перпендику-
лярно и параллельно приложенной силе; а и Ь - размеры рассматриваемого
участка настила (рис. 5-1) •
По формуле (5.1) можно определить сдвиговую жесткость про-
филированных настилов для типов, приведенных в табл. 5.1.
Если в покрытии применен профилированный настил, отличаю-
щийся по своим параметрам от настилов, для которых получены
значения с0, то необходимо провести испытания по определению
жесткости панели-эталона. В этом состоит основной недостаток
метода, предложенного Э.А, Айрумяном.
Методика определения сдвиговой жесткости, предложенная
Е,Брайаном, более трудоемка, но отличается универсальностью.
Общая податливость покрытия из профилированного настила опре-
деляется следующими основными факторами:
деформативностью настила 6 j = 511 + 5 i 2, включающей в себя
сдвиг и депланацию гофров настила (5i i, 5i 2);
1 Под коэффициентом сдвиговой жесткости с понимается значение сдви-
гающей силы, которая вызывает единичное смешение рассматриваемого пря-
моугольного участка, расположенного в пределах шага поперечных рам.
108
Таблица 5.1
Тип профилиро- ванного настила	Ьо, мм	ао, мм	со, кН/мм	Технические усло- вия на настил
Н79-680-1	6000	3000	2,6	ТУ34-13-5914-79
Н80-674-1	3000	3000	1,65	ТУ67-54-74
Н60-845-1	6000	3000	3,7	ТУ67-54-74
Н60-762-1	3000	3000	1,4	ТУ34-13-5914-79
Н40-711-0,8	3000	3000	1,3	ТУ34-13-5914-79
Рис. 5.2. Схема профили-
рованного настила
деформативностью соединения листов настила между собой и
крепления их к прогонам 52 =521 +522 (S2i,622) ;
деформативностью крепления прогонов к стропильным фермам
53.
В результате экспериментально-теоретических исследований
Е. Брайаном получены математические выражения для каждого
компонента податливости:
8ц =0,144 ad4 fi к/Et3 Ь;	(5.2)
/ 2h \
812 = 2 a f2 (1 + р) I 1 +---l/Etb; (5.3)
а '
2 S р /	6 a2 f3 \
§21=----------1------------+-----------;	(5.4)
а Х ппр	Ь2 7
S22 П Sg / OgJ
(5.5)
2 5Пр/пПрг
(5.6)
где а, Ь — размеры диска; t, h, р, I, d — геометрические параметры настила
(рис. 5.2); fi, f2, f3 — коэффициенты, учитывающие влияние прогонов на
работу настила на сдвиге (табл. 5.2); к — коэффициент, учитывающий гео-
метрические параметры настила и характер крепления настила к прогонам
(табл. 5.3); Е — модуль упругости стали; Р — коэффициент Пуассона (для
стали V = 0,3); S — податливость креплений настилов к прогонам (по ре-
зультатам испытаний принимается S =0,35 мм/кН); Sg — податливость
109
Таблица 5.2
Число прогонов по ширине здания ппр	fl	fl	fa
4	0,97	0,75	0,9
5	0Д8	0,67	0,8
6	0,82	0,55	0,71
7	0,75	0,50	0,64
8	0,69	0,44	0,58
9	0,64	0,4	0,53
10	0,6	0,36	0,49
11	0,56	0,33	0,45
12	0,52	0,3	0,42
13	0,49	0,29	0,39
14	0,46	0,27	0,37
15	0,45	0,25	0,35
16	0,41	0,23	0,33
17	0,4	0,22	0,31
18	0,38	0,21	0,3
19	0,36	0,2	0,28
20	0,34	0,19	0,27
Таблица 5.3
h/d	Крепление настила к прогонам в каждом гофре								
	1/ d								
	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	03	0,9
0,05	0,01	0,02	0,03	0,04	0,03	0,02	0,03	0,05	0,11
0,1	0,03	0,1	0,15	0,16	0,15	0,12	0,11	0,2	0,46
0,15	0,09	0,25	0,38	0,42	0,38	0,29	0,28	0,48	1,12
0,2	0,17	0,49	0,75	0,84	0,75	0,59	0,54	0,92	2,13
0,25	0,29	0,85	1,29	1,45	1,3	1,01	0,92	1,53	3,54
0,3	0,46	1,33	2,04	2,29	2,06	1,6	1,43	2,34	5,42
0,35	0,68	1,97	3,03	3,4	3,06	2,37	2,08	3,38	7,81
0,4	0,96	2,79	4,28	431	4,34	3,94	2,9	4,64	10,8
0,45	1,31	3,79	5,82	6,56	5,91	4,54	3,9	6,18	14,3
0,5	1,73	5	7,69	8,67	7,81	6	5,1	8	18,6
Крепление настила через гофр									
0,05	0,09	0,17	0,24	0,31	0,36	0,42	0,48	0,57	0,69
0,1	0,45	0,76	1,06	1,33	1,56	1,78	2,03	2,37	2,88
0,15	1,21	1,93	2,63	3,23	3,75	4,23	4,78	5,55	6,74
0,2	2,5	3,82	5,08	6,17	7,08	7,92	838	10,3	12,5
0,25	4,46	6,58	8,59	10,3	11,7	13	14,5	16,6	20,2
0,3	7,21	10,3	13,3	15,8	17,8	19,6	21,7 30,7	243	30,2
0,35	10,9	15,3	19,4	22,8	25,5	27,9		35,0	42,5
0,4	15,6	21,5	26,9	31,5	35	38	41,6	47,3	57,4
0,45	21,6	29,1	36,2	42	46,4	50,1	54,5	61,9	75,1
0,5	283	38,3	47,3	54,5	59,9	64,3	69,7	78,8	95,7
4. X.
$пр~0,6	$пр~0,35
^пр-0,23,мм/кН
Рис. 5.3. Схемы опира-
ния прогонов
110
Рис. 5.4. Зависимость деформативности диска из профилированного
настила от его ширины
соединений настилов между собой. Для соединений на заклепках Sg = 0,35
мм/кН; на самонарезающих болтах Sg = 0,6 мм/кН; Snp — податливость
крепления прогонов к ригелям в зависимости от тупа прогона и конструк-
тивного решения опирания прогона (рис. 5.3); п — число листов настила
в пределах одного шага колонн здания; П$ — число заклепок, соединяющих
листы настила между собой, в одном шве по ширине здания; ппр — число
прогонов по ширине здания.
Из табл. 5.3 видно, что податливость настила при креплении его
к прогонам через гофр значительно превышает ( ~ в 10—15 раз)
податливость профилированного настила при креплении в каждом
гофре.
Сравнение результатов определения податливости профилиро-
ванных настилов, для которых известны коэффициенты со, по ме-
тодикам Э.А. Айрумяна и Е. Брайана показало их хорошее совпа-
дение. Расчеты показывают, что величины отдельных составляющих
общей податливости 51, 62, 63 в значительной степени зависят
от ширины диска. С увеличением ширины диска податливость
уменьшается, причем 61г 62 и 63 уменьшаются в разной степени
(рис. 5.4). Наиболее существенно уменьшается податливость насти-
ла 61; при b = 3 м ее доля в общей податливости составляет 31 —
46%; а при b - 15 м — 1,5—3%. Поэтому для дисков шириной 12 м
и более, имеющих прикрепление настила к прогонам в каждом
гофре, общую податливость можно определять без учета податли-
вости 61.
Для оценки возможности использования формул (5.2) — (5.6)
при определении податливости покрытия из профилированных
настилов проведено сравнение результатов расчета по этим фор-
мулам и результатов испытаний профилированных настилов [28].
Результаты, приведенные в табл. 5.4, указывают на то, что методи-
ка Брайана качественно и количественно достаточно хорошо отра-
жает сложную работу покрытия из профилированного настила на
сдвиг. В большинстве случаев разница экспериментальных и теоре-
тических значений не превышает 10—15%.
Результаты экспериментально-теоретических исследований сви-
детельствуют о том, что деформативность покрытия определяется
его жесткостью на сдвиг. Значение сдвиговой жесткости может
быть получено по формуле
111
G A = с a,
(5.7)
где с — коэффициент сдвиговой жесткости, кН/мм; а — шаг стропильных
ферм, мм.
Таблица 5.4
Схема	Тип настила	Податливость, мм/кН	
	Шаг заклепок, соеди- няющих листы насти- ла, мм	8Э	^т
1	2	3	4
	§ *з	200 / 63 / 07	0,52
		225	
,3600			
0,75
	сэ сэ to
3600	-ж
200 / 63 / 07
150
0,3
О>27
	со	170/35/1,0	0 3
—		1	150	
,3600			
0,24
2000
Н.79-660-1
300
1,33
1,32
, ±000
Н.79-660-1
300
0,56
0,5
		Н.79-600-1
, 6000		300
0,4	0,33
2000
Н 80-674-1
300
0,61	0,64
112
Продолжение табл. 5.4
Схема	Тип настила	Податливость, мм/кН	
	Шаг заклепок, соеди- няющих листы насти- ла, мм	«э	$т
1	2	3	4
	J	Н 70-782-1	0,71	0,65
,3000		300		
	3000	Н 40-711-0,8 	 0.77	0.66
3000	*	300	
0,38
0,33
		1	Н 79-680-1
	, 6000	300	
	л	Н 60-845-1	0,27	0,21
		300		
				
, 6000				
Если известны результаты испытаний панели-эталона (табл. 5.1),
то коэффициент с удобно определить по формуле (5.1). При от-
сутствии данных о жесткости панели-эталона коэффициент с опре-
деляется по формуле
с = 1 / 6,
(5.8)
где 6 — податливость покрытия, мм/кН.
Податливость покрытия из профилированного настила находит-
ся как сумма отдельных компонентов, определяющих общую
податливость
6=51 + 62 + 63,
(5.9)
где 61, 62# 63 — компоненты податливости, определяемые по формулам
(5.2)-(5.6).
Жесткость кровли из плоских стальных листов. В покрытиях
с плоскими стальными настилами листы между собой и к прого-
нам крепятся сварными швами, Пренебрегая податливостью этих
соединений, считаем, что деформативность покрытия складывает-
113
ся из сдвиговых деформаций стального настила Si и деформации
крепления прогонов к стропильным фермам 63. В предположении
бесконечной изгибной жесткости податливость	определяется
по формуле
61=a/GA= а/ G t b,	(5.10)
где G — модуль сдвига для стали (G = 81 кН/мм2); t — толщина стального
листа.
Податливость 5з вычисляется по формуле (5.6). Общая подат-
ливость плоского стального настила 5 получается в результате
суммирования 6 х и 63 :
8 = (a nnp + 2SnpGtb) / Gtbnnp. (5.11)
Коэффициент сдвиговой жесткости определяется по формуле
(5.8), а сдвиговая жесткость диска покрытия по формуле (5.7).
Жесткость кровли из крупноразмерных железобетонных плит.
В соответствии с принятым в настоящее время подходом к учету
кровли в пространственной работе каркаса покрытие из крупно-
размерных железобетонных плит считается бесконечно жестким.
Такой подход достаточно условен и не учитывает фактическое
состояние покрытия эксплуатирующихся производственных зда-
ний, оборудованных мостовыми кранами. В результате натурных
обследований было установлено, что замоноличенные швы между
плитами через один, два года эксплуатации разрушаются [16].
Сдвиговая жесткость такого покрытия равна сумме жесткостей
отдельных плит, которая значительно меньше, чем жесткость еди-
ного диска покрытия. Исследование работы замоноличенных швов
показало, что швы разрушаются, если сдвигающая нагрузка превы-
шает 3 кН/м. Сдвигающая нагрузка такой величины характерна
для покрытия зданий, оборудованных мостовыми кранами грузо-
подъемностью 50 т и более тяжелого и весьма тяжелого режимов
работы.
Результаты исследования действительной работы покрытия из
крупноразмерных железобетонных плит (1,5x6 м и 3x6 м) приве-
дены в работе [8]. Для определения жесткости покрытия испыты-
вались натурные образцы железобетонных плит на динамические,
а также на статические воздействия. Секции плит размерами 6х
х 12—24x24 м испытывались разными способами соединения:
плиты приварены к ригелям; дополнительно произведено замоно-
личивание швов.
Для покрытия, в котором использовался первый способ сое-
динения элементов, для участка 6x18 м жесткость была определе-
на теоретически. Расчетная схема принималась в виде системы
отдельных пластинок, соединенных между собой шарнирами в уз-
лах сопряжения панелей с ригелями. Расчеты были проведены для
панелей 1,5x6 м и полученные результаты оказались весьма близки
к экспериментальным. На основании испытаний установлено, что
замоноличивание швов увеличивает жесткость диска примерно
в 3,5 раза. Рассматривалась также жесткость покрытия, состоя ще-
114
го из панелей размером 3x6 м. По расчетам жесткость покрытий
с такими панелями примерно в 2,7 раза больше, чем с панелями
1,5x6 м. Так как жесткость покрытия с плитами 3x6 м экспери-
ментально не проверена, автором [8] рекомендуется ввести при
оценке жесткости поправочный коэффициент 0,5. Исследования
также показали, что деформативность покрытий определяется
сдвиговой жесткостью.
На основании имеющихся данных может быть рекомендова-
на эмпирическая формула по определению коэффициента сдвиго-
вой жесткости покрытий из крупноразмерных железобетонных
плит, учитывающая фактическое состояние стыков и размеры
плит
с = 19 Кх К2 (Ь/а),	(5.12)
где Ki — коэффициент, учитывающий состояние стыков плит; рекомендует-
ся принимать Ki =1 из условия, что швы не замоноличены или разруше-
ны * К2 — коэффициент, учитывающий ширину плит; К2 = 1 — для плит
1,5x6 м; К2 = 1,3 — для плит 3x6 м.
Сдвиговая жесткость покрытия шириной b определяется по
формуле
G А = 19000 К2 Ь,	(5.13)
где Ь — ширина участка, м.
Жесткость кровли из мелкоразмерных плит. Жесткость покры-
тий одноэтажных производственных зданий определена по резуль-
татам испытаний [5].
Автором испытывались одно-, двух- и трехпролетные промыш-
ленные здания в стадии их возведения, что позволило выявить
влияние отдельных элементов конструкций зданий на работу кар-
каса. При испытаниях горизонтальная поперечная сила прикладыва-
лась к промежуточным рамам в уровне нижних поясов ферм.
Одновременно замерялись смещения колонн на этом же уровне.
Нагружение и замер смещений производились в разных стадиях
готовности, начиная от плоской рамы и кончая готовым зданием.
На каждом этапе исследования дополнительно включался только
один из видов соединений или элементов, что позволяло опреде-
лить степень участия каждого из элементов в общей работе кар-
каса.
Оценить жесткость покрытия из мелкоразмерных плит оказа-
лось возможным по результатам испытаний цехов № 11* и № 13*.
Цех № 11 представляет собой однопролетное здание с шагом ко-
лонн 6 м и пролетом 27 м. Вдоль здания расположен М-образный
фонарь шириной 18 м. По нижним поясам ферм в пределах край-
них панелей размещены горизонтальные продольные связи. Покры-
тие — армопенобетонные плиты по прокатным прогонам. Длина
здания 66 м.
Цех № 13 — трехпролетное здание с крайними пролетами по
20,7 м и средним — 3,5 м. Шаг основных рам 12 м, шаг колонн
* Номера цехов приняты по работе Гб 3.
115
1*2
Рис. 5.5. Расчетная схема для
определения жесткости на сдвиг
покрытия из мелкоразмерных плит
по крайним рядам 6 м. Горизонтальные продольные связи по ниж-
ним поясам ферм отсутствуют. По длине здания расположен фо-
нарь стоечного типа шириной 10,5 м. Покрытие выполнено из по-
лых утепленных асбестоцементных плит по стальным прогонам.
Длина здания 84 м.
Испытания цеха № 11 проводились при семи конструктивных
схемах, причем каждая последующая схема образовывалась из
предыдущей добавлением какого-либо элемента или соединения,
"ужесточавших" конструкцию:
схема 1 — блок однопролетных поперечных рам, соединенных
продольными элементами фахверка, прогонами и неразрезными
подкрановыми балками. Все соединения выполнены на "черных"
болтах;
схема 2 — приварены опорные элементы ферм к колоннам на-
гружаемой рамы;
схема 3 — обетонированы башмаки колонн той же рамы;
схема 4 — обетонированы башмаки всех остальных колонн;
схема 5 — установлены на "черных" болтах продольные связи
по нижним поясам Ферм;
схема 6 — продольные связи приварены к поясам ферм;
схема 7 — уложены армопенобетонные плиты покрытия.
Для выявления степени участия элементов в пространственной
работе каркаса интерес представляют испытания по схемам 4—7.
Сравнение результатов испытаний по схемам 4—6 дает оценку
влияния продольных связей, а по схемам 6, 7 — влияние кровли
из армопенобетонных плит по прогонам.
Цех № 13 испытывался только на двух стадиях готовности зда-
ния: схема 7 — до укладки плит покрытия; схема 2 — после уклад-
ки плит покрытия. В результате анализа экспериментальных дан-
ных установлено, что около 90% прикладываемой горизонтальной
силы воспринимается блоком, состоящим из пяти поперечных
рам, поэтому расчетная схема для определения сдвиговой жесткос-
ти принята в виде неразрезной четырехпролетной балки, опираю-
щейся на упруго податливые опоры (рис. 5.5), изгибная жесткость
балки принимается бесконечно большой. При этом под балкой
понимаются все продольные элементы каркаса, а под упругими
опорами — поперечные рамы каркаса. Податливость упругих опор
равна смещению плоской рамы в уровне оигеля от горизонталь-
ной силы F = 1, приложенной к раме в том же уровне. Из условия
равенства теоретического перемещения средней опоры от единич-
ной силы экспериментально полученному смещению рамы в уровне
ригеля можно определить приведенную жесткость продольного
диска. Найдя разность жесткостей приведенных дисков, вычислен-
ных по разным схемам, получим жесткость отдельных продольных
элементов.
116
Таблица 5.5
№ цеха	№ схемы	5р, мм/кН	Дг, мм	G А, кН	Жесткость диска по- крытия
	I5 6 * В * * 11		0,141	74 100	71 400
11	17	0,556	0,127	145 500	
	Р		0,19	5900	
13	12	0,273	0,064	242 200	236 300
Выражение для реакции Х2 на средней опоре от силы F = 1
при условии, что перемещение балки определяется деформациями
сдвига, получается в виде
5 «с2 + 5 «с + 1
где ac = 5pG А/В;	(5.15)
G А — приведенная сдвиговая жесткость; 5р - податливость рамы в уровне
нижнего пояса ригеля; В — шаг поперечных рам.
Перемещение опоры под действием силы F = 1 кН определится
по формуле
Д2=5рХ2.	(5.16)
После преобразования выражения (5.14) и подстановки в него
Х2, определенного (5.16) и «с из (5.15), получим формулу для
вычисления приведенной сдвиговой жесткости
5 Д2 — 3 5р \ Д2 — 6р
--------------j---------------х
2 (5 Д2 ~3р /	5 Д2 — 6р
В
6р	(5.17)
Экспериментальные значения Яр и Д2 и результаты определения
сдвиговой жесткости покрытия из мелкоразмерных плит приведе-
ны в табл. 5.5.
Приняв, что покрытие на участке фонарей не влияет на прост-
ранственную работу, устанавливаем, что соотношения полученных
жесткостей приблизительно соответствуют отношению размеров
дисков покрытий
11 -j з = 9/34 = 0,27
(G А) ! 1 / (G А) 1 з = 71400 / 236300 = 0,3.
117
С достаточной для практических целей точностью может быть
принята линейная зависимость между сдвиговой жесткостью и
шириной покрытия, что соответствует и результатам исследования
покрытий из крупноразмерных железобетонных плит. В результа-
те получена эмпирическая Формула для определения сдвиговой
жесткости покрытия из мелкоразмерных железобетонных плит
G А = 7000 Ь,	(5.18)
где Ь— ширина покрытия, м.
Жесткость продольных связей по нижним поясам стропильных
ферм. Горизонтальные продольные связи по нижним поясам стро-
пильных ферм совместно с покрытием создают продольный диск,
участвующий в пространственной работе каркаса. Горизонтальные
продольные связи представляют собой фермы с параллельными
поясами и крестовой или треугольной решеткой.
По определению изгибной жесткости сварных ферм имеются
обоснованные рекомендации [30, 311. Соединения связей могут
быть сварными или на болтах нормальной точности ("черных"
болтах). Увеличение деформативности связей на болтах можно
учесть уменьшением их изгибной жесткости. Количественную
оценку влияния соединений связей на болтах на их жесткость
можно получить на основании результатов дифференцированных
испытаний [5]. Определение изгибной жесткости связей EJ произ-
ведено на основе экспериментальных данных в соответствии с рас-
четной схемой, показанной на рис. 5.5. При этом принимается, что
прогиб происходит только в результате деформаций от изгиба.
Выражение для смещения средней опоры Д2 от действия силы
F = 1 кН получается в виде
4 ап2 + 36 ап + 7
д2 =----------------------------8р,	(519)
20 ап2 + 68 «п + 7
гдеОп =3бр (Е 3) / В3.
Из выражения (5-19) получим Лормулу для определения жест-
кости Е 3:
17 Д2 — 9 6р
L2 (5 Д2 -Зр)
17 Д2 — 9 8р V 1 75 Д2 -$р
2(5Д2—8р) /	5 Д2 — Зр
В3
36р (5.20)
Подставив в формулу (5.20) полученные из эксперимента зна-
чения Д2 Для конструктивных схем 4—6 и значение 6р, получим
изгибную жесткость продольных элементов соответствующих
конструктивных схем; результаты расчета приведены в табл. 5.6.
118
Таблица 5.6
№ схемы	Конструктивная схема	6р, мм/кН	Aj, ММ	ЕЗ, кН-см2
4	Без связей	—	0,291	97'107
5	Связи на”черных”болтах	0,556	0,217	429*1О7
6	Связи на сварке	—	0,141	2298-1О7
Рис. 5.6. Узлы крепления подкрановых балок к колоннам
а — шарнирное; б — жесткое; 1 — ось колонны; 2 — ось подкрановых
балок
Таким образом, изгибная жесткость связей на "черных" бол-
тах:
(Е3)б= ( ЕЗ) 5 - (ЕЗ)4 = 332-Ю7 кН-см2
Жесткость связей на сварке (Е 3)^ = (Е1)6 — (Е □) $ =
= 2200-107 кН/см2.
Расчеты, основанные на экспериментальных данных, показы-
вают, что крепление связей на болтах грубой или нормальной точ-
ности ("черных" болтах) снижает их изгибную жесткость более чем
в 6 раз по сравнению со связями на сварке. В соответствии с этим
изгибную жесткость продольных связей рекомендуется определять
по формуле:
(ЕЗ)св = КсвЕЗ,	(5.21)
где 3 — момент инреции поясов связевой формы относительно центра тя-
жести сечения Фермы; Ксв — коэффициент, зависящий от типа крепления
связей; Ксв =0,8- крепление на сварке; Ксв =0,15 — крепление на болтах.
Жесткость тормозных конструкций определяется их сечением
и конструктивными решениями узла крепления подкрановых ба-
лок и тормозных листов (ферм) к колонне. Различают узлы жест-
кие и шарнирные (рис. 5.6). Такое разделение условно, так как
119
конструктивные решения шарнирных узлов приводят, как прави-
ло, к частичному защемлению тормозных конструкций на опорах
(частичной неразрезности). Поэтому тормозные конструкции при-
нимают участие в пространственной работе каркаса как при жест-
ком, так и при шарнирном сопряжении с колоннами. Влияние типа
крепления тормозных балок или ферм можно учесть уменьшением
их изгибной жесткости
(ЕЗ)Т = КТЕЗ,	(5.22)
где 1 — момент инерции поперечного сечения тормозной балки или поясов
тормозной фермы относительно центра тяжести.
Коэффициент Кт принят на основании результатов эксперимен-
тального исследования, приведенных в работе [24]. Автором была
испытана открытая подкрановая эстакада на действие горизонталь-
ной поперечной силы, приложенной к колонне. Испытания прове-
дены для различных конструктивных схем узла крепления под-
крановых конструкций к колонне. По результатам смещения на-
груженной колонны в уровне тормозного листа автор определил
жесткости сплошных тормозных листов и значения коэффициен-
та Кт с учетом разных типов узлов крепления. Согласно экспери-
ментальным данным работы [18], жесткость различных тормозных
листов, закрепленных на колонне с помощью "черных" болтов,
более чем в 3 раза меньше жесткости неразрезных конструкций.
Рекомендуется принимать следующие значения коэффициента К :
1 — для сплошных тормозных листов при жестком сопряжении с
колоннами; 0,2 — для сплошных тормозных листов при шарнир-
ном сопряжении; 0,8 — для тормозных ферм при жестком сопря-
жении; 0,15 — для тормозных Ферм при шарнирном сопряжении.
Определение эквивалентной изгибной жесткости. Исследова-
ния показали, что смещения дисков покрытий из профилирован-
ных настилов, плоских стальных настилов, крупноразмерных
и мелкоразмерных железобетонных плит определяются сдвиго-
вой жесткостью G А. Изгиб продольных связей по нижним поясам
стропильных ферм и тормозных конструкций определяется изгиб-
ной жесткостью Е 3. Чтобы суммировать жесткости покрытий и
продольных связей, необходимо перейти от жесткости покрытий
на сдвиг к эквивалентной изгибной жесткости, За критерий экви-
валентности принимаем равенство смещений средней опоры четы-
рехпролетной балки, полученных при учете или только сдвиго-
вых деформаций, или только изгибных. В соответствии с форму-
лами (5.14) и (5,19) условие равенства смещений для этого случая
записывается в виде
«с2 + Зое + 1	4 ап2 + 36 ап + 7
—---------—------------------_--------1---------. (5.23)
5 «с2 + 5 Ос + 1	20 ап2 + 68 ап + ?
Зависимость между параметрами ап и можно представить
следующим образом:
°п = кэ«с-	(5.24)
120
Рис. 5.7. Зависимость коэффи-
циента кэ от О'.
где Кэ — переходный коэффициент, определяемый по графику, приведенно-
му на рис. 5.7.
Из уравнения (5.24), подставив в него выражение для ап и etc,
получим формулу для вычисления эквивалентной изгибной жест-
кости
(ЕЗ)э = КэЭ АВ2 /3.
(5.25)
5.2.	РАСЧЕТ ПОПЕРЕЧНЫХ РАМ НА НАГРУЗКИ
ОТ МОСТОВЫХ КРАНОВ С УЧЕТОМ ДВУХ
ПРОДОЛЬНЫХ ДИСКОВ КОНЕЧНОЙ ЖЕСТКОСТИ
Определив жесткости продольных дисков (покрытия, горизон-
тальных продольных связей, тормозных конструкций), можно
рассчитывать стальной' каркас одноэтажных промышленных зда-
ний как пространственную систему на ЭВМ. Расчетная схема про-
странственного блока каркаса приведена на рис. 5.8. Покрытие
вводится в расчет в виде стержней эквивалентной изгибной жест-
кости. Для экономии машинного времени разработан метод,
позволяющий рассчитывать каркас на нагрузки от мостовых кра-
нов с достаточной точностью без применения ЭВМ или на ЭВМ
меньшей мощности и с меньшей затратой времени [4,21]. Просто-
та расчета достигается упрощенной расчетной моделью, положенной
в основу метода, а достаточная точность — введением поправочных
коэффициентов, полученных с помощью ЭВМ.
Рис. 5.8. Расчетная схема пространственного блока кар-
каса здания
121
Рис. 5.9. Схемы приложения нагрузок при
учете двух продольных дисков
Рис. 5.10. Упрощенная расчетная модель
В соответствии с разработанным методом рассчитывают плоские
поперечные рамы, нагруженные моментами и горизонтальной
поперечной силой от кранов Mmax, Mmjn, Т и отпорными силами,
приложенными в уровне низа стропильных ферм и подкранового
уступа колонны (рис. 5.9).
Для определения отпорных сил за расчетную модель принят
пространственный блок, состоящий из трех плоских поперечных
рам, соединенных двумя продольными элементами конечной
жесткости (рис. 5.10). Влияние тормозной конструкции, располо-
женной вдоль ряда колонн, противоположных наиболее нагружен-
ным колоннам, не учитывается. Такое допущение принято на осно-
вании работы [3]. Как показали расчеты, получаемая при этом
погрешность не превышает 3%, а решение существенно упрощается.
Для принятой расчетной схемы система канонических уравнений
принимает вид:
^п4п4 МП4 + 7П4т4 ^т4 + 7п40 = Ф
7Т4п4 МП4 + 7т4т4 ^т4 + 7т40 ~
(5.26)
где 7п4п4/ 7п4т4* 7т4п4» 7т4т4 ~ углы поворота продольных элементов п, т —
вызванные единичными опорными моментами; Мпф Мт4 — изгибающие
опорные моменты продольных элементов п, т; УП40* 7т40 ~ углы поворота
продольных элементов п, т от перемещения опоры 4 под нагрузкой.
122
Из уравнения (5.26), предварительно определив углы поворота
от единичных моментов и нагрузки М и Т, действующей в месте
подкранового уступа колонны, получим выражения для опорных
моментов МП4 и МТ4, а затем — формулы для отпорных сил (опор-
ных реакций), действующих в уровне продольных элементов п,т.
Т_	(5Пт/^п) ап Т
"по	~	'
9 [1 - (5ПТ2 (6П 5Т) ] ап ат + 3 (ап + я,) +1
в м
"по
п ^ПМ Г- , о Л бПТ STM \
2------« 1 + 3ап 1--------------- М
L V 5т бпм / J
9 [1 — (6ПТ2 !	1	+ 3 (dn + (Ху) + 1
> (5.27)
Г / 5ПТ^ПМ \1
2 (5ТМ/6П) а. 1 + 3ап I 1-—-—“—j М
о М _	L \ 5п Отм /J
"то	9
9 [1 — (6ПТ2 / 5П 5Т) ] «П «Т + 3 (ап + ат) +1
X
гдеОп=ЗЕ Зп 5П / В3 — относительная жесткость диска покрытия; Оу =
= 3 ЕЗТ &г / В3 — относительная жесткость тормозных конструкций; Е Зп,
Е Зт — изгибная жесткость элемента п (диска покрытия) и элемента т (тор-
мозной конструкции) соответственно; В — шаг поперечных рам; 6П, 6Т —
горизонтальное перемещение плоской рамы в уровнях продольных элемен-
тов п, т, соответственно, от единичной горизонтальной силы, действующей
на раму в том же уровне; 5ПТ — горизонтальное перемещение плоской рамы
в уровне продольного элемента п от единичной горизонтальной силы, дейст-
вующей в уровне элемента т; 6ПМ, 6ТМ — горизонтальные перемещения плос-
кой рамы в уровнях продольных элементов п, т соответственно от единич-
ного момента, приложенного в уровне подкранового уступа колонн.
Нагружение смежных рам (3 и 5) уменьшает упругие отпоры
средней рамы. С учетом соотношения нагрузок гл, приходящихся
на среднюю и смежную с ней рамы, суммарные значения упругих
отпоров получим в виде:
R М = RTM + m R^M .
V = RnoT + m RnoT '
(5.28)
RT = RT0 +<
123
где RnM, R^ _ суммарные упругие отпоры в уровне элементов П, Т соответ-
ственно от изгибающего момента М, приложенного в уровне подкранового
уступа; Rn^, — суммарные упругие отпоры в уровне элементов П и Т
соответственно от горизонтальной поперечной силы Т, приложенной в уровне
подкранового уступа; R„p , Rj-0M, RnoT» ~ упругие отпоры средней
рамы; RnO , RtO , mJiq, Rto ' ~~ упругие отпоры смежных рам.
Возрастание числа поперечных рам приводит к увеличению упру-
гих отпоров на средней раме, что учитывается введением попра-
вочных коэффициентов. Учет дополнительных рам (больше трех)
в работе пространственного блока в различной степени сказывает-
ся на опорных реакциях в уровне стропильных Ферм и в уровне
подкрановых балок. Изменение их величины зависит от жесткости
каркаса и характера нагрузок. Для того чтобы выявить влияние
дополнительных рам на упругие отпоры и получить значение по-
правочных коэффициентов с помощью ЭВМ, был рассчитан блок
из семи рам с различными параметрами плоских рам и жесткостя-
ми дисков. В результате анализа результатов сравнительных расче-
тов установлено, что поправочные коэффициенты зависят, в основ-
ном, от носительных жесткостей продольных элементов ап и «т-
Осредненные значения поправочных коэффициентов Ki, К2, К3,
К4, К5, К6, К7, К8 могут быть приняты по табл. 5.7 и 5.8. Переходя
к загружению рам нагрузками от мостовых кранов, получим фор*
мулы для определения упругих отпоров от действия Mmax Mmjn, Т
с учетом загружения смежных рам:
%	(К5 Rno + К7 m Rno ) (Mmax Mmjn);
RTM = (K6RTOM + K8mRTOM) Mmax;
RnT = <K, RnoT + K3 m R'noT) T;
RTT = (K2 RTOT + K4 m R;o T) T,
> (5.29)
где m — коэффициент, характеризующий распределение нагрузок между рас-
четной и смежными рамами.
т= (п0 /2у.) - 1,	(5.30)
где По — число колес кранов по одному ряду; Sy, — сумма ординат линии
влияния опорной реакции колонны расчетной рамы под колесами кранов.
Для упрощения расчета однопролетных рам вводится ряд обоб-
щенных параметров, зависящих только от X = h2 / h и n = Jx / J2;
a = 8nT/3n; а0 = 1 — 5ПТ2/8П 8Т;
b=SnMh/3n;
с ~ ^тм h ^т»
Ьо 1 (5ПТ 5ТМ / ^т ^пм) *
с° ~ 1 ”” <5пт5пм/5п §ТМН
> (5.31)
5n*=5nh3/E3i; §T* = 5Th3/ЕЗ.
124
Таблица 5.7
Ki	“п					
	3	3-6	6-15	15-30	30-60	60
ч	0,95	1	1,05	1,1	1,15	1,2
к3*	0,6	0,4	0,3	0,2	0,2	0,2
К5	1,08	1,05	1,08	1,12	1,15	1,2
Ка * При (Хр >	0,9	0,75 1 -К3 =0.z		0,6	0,5	0,4	0,3
Таблица 5.8
Ki	“г					
	0,2	0,2-0,5	0,5-1	1-2	2-5	5
к2	1,6	1,35	1,25	1,15	1,1	1,15
К4	2,2	13	1,4	1,2	1	0,9
Кб	1,5	1,3	1,1	1,05	1	1,05
К8	2	13	1,3	1,1	1	03
Так как Rno ~ 2 Rno • Rto ~ 2 Rto • Rno “ 2 Rno и Rtq
= 2 R'TOT, то упругие отпоры могут быть определены с учетом сум-
марных поправочных коэффициентов:
KnM=2Ks-mK,; ' KTM=2K6-mKe; Кпт=2К,-тК3; Ктт=2К2 — тК4. _	►	(5.32)
Введя параметр D
D = 9 а0 an + 3 ( ап + с^} +1
(5.33)
и приняв выражения относительных жесткостей продольных эле-
ментов в виде:
(5.34)
125
Таблица 5,9
п	X	8п*	5/	а	а0	Ь	Ьо	с	со
0,1		0,167 0,123		0348	0,022	1,479	0,090	1,589	-0,070
0,2		0,172 0,091		0.682	0,117	1,395	0,157	1,725	-0,047
0,25		0,177 0,078		0,596	0,192	1324	0,180	1,821’	0,015
0,2	0,3	0,185 0,066		0,508	0,283	1,232	0,199	1,941	0,106
0,35		0,195 0,057		0,424	0,380	1,123	1,211	2,094	0,215
0,4		0,209 0,047		0,344	0,475	1,003	0,217	2,284	0,330
0,5		0,250 0,031		0,208	0,648	0,750	0,225	2,789	0,545
0,1		0,168 0,124		0348	0,032	1,472	0,089	1,590	-0,062
0,2		0,179 0,094		0,656	0,181	1,342	0,154	1,730	0,32
0,25		0,190 0,082		0,555	0,287	1,233	0,171	1342	0,140
0,1	0,3	0,207 0,072		0,453	0,407	1,098	0,184	0,976	0,273
0,35		0,231 0,062		0,358	0,522	0350	0,192	2,144	0,408
0,4		0,263 0,052		0,274	0,623	0,799	0,198	2,340	0,530
0,5		0,354 0,034		0,147	0,775	0,529	0,204	2365	0,717
0,1		0,170 0,125		0335	0,050	1,458	0,088	1,591	-0,042
0,2		0,192 0,099		0,611	0,276	1,250	0,151	1,735	0,144
0,25		0,216 0,089		0,488	0,423	1,085	0,158	1371	0,314
0,05	0,3	0,252 0,079		0,372	0,560	0,902	0,167	2,019	0,472
0,35		0,302 0,069		0,274	0,672	0,726	0,170	2,202	0,605
0;4		0,369 0,060		0,195	0,767	0,569	0,209	2,397	0,706
0,5		0,563 0,037		0,093	0,869	0,333	0,188	2,924	0,839
0,1		0,175 0,128		0311	0,102	1,416	0,086	1,595	0,017
0,2		0,232 0,111		0,506	0,467	1,035	0,128	1,784	0,389
0,25		0,294 0,103		0,359	0,633	0,797	0,137	1317	0374
0,02	0,3	0,387 0,092		0343	0,751	0,588	0,145	2,072	0,709
0,35		0,517 0,079		0,160	0,832	0,424	0,156	2,241	0301
0,4		0,689 0,065		0,105	0383	0,305	0,160	2,451	0,861
0,5		1,188 0,039		0,044	0342	0,158	0,176	1,965	0,930
и подставив все полученные выражения в уравнения (5.29), полу-
чим формулы, которыми рекомендуется пользоваться при расчете
однопролетных рам:
RnM =Ьап (1 +ЗЬ0ат)
Кпм (Мппах ~ Mmjn)
Dh
Ктм Mmax
RT =сат (1 +3 Со Of)-------
Dh
>(5.35)
RnT = aen (К; T/D);
RTT=eT (1 +3aoan) (KttT/D).
При выполнении статического расчета однопролетных рам
рекомендуется пользоваться табл. 5.9, 5.10, в которых приведены
значения обобщенных параметров (5.31), рам с шарнирным и жест-
ким сопряжением ригеля с колонной.
126
Т а б л и ц а 5.10
п	X	V	8т*	а I	а0	Ь	Ьо	с	со
0,1		0,071	0,063	0,939	0,0103	1,136	0,096	1,020	—0,095
0,2		0,079 0,059		0337	0,0616	1,414	0,145	1,443	-0,098
0,25		0,080 0,053		0,774	0,109	1,474	0,165	1,592	-0,067
0,2	0,3	0,080 0,048		0,704	0,172	1,499	0,182	1,744	-0,011
0,35		0,080 0,042		0,627	0,250	1,487	0,192	1,916	+0,067
0,4		0,080 0,036		0,545	0,336	1,443	0,202	2,112	+0,168
0,5		0,083 0,025		0,376	0,524	1,251	0,208	2,636	+0,399
0,1		0,090 0,079		0,931	0,011	1,316	0,075	1,307	-0,069
0,2		0,096 0,070		0Д17	0,084	1,484	0,120	1,599	-0,041
0,25		0,096 0,063		0,754	0,150	1,499	0,139	1,731	+0,013
0,1	0,3	0,097 0,056		0,663	0,238	1,471	0,153	1378	0,100
0,35		0,098 0,049		0,573	0,343	1,401	0,165	2,043	0,213
0,4		0,101	0,042	0,477	0,454	1,292	0,172	2,245	0,341
0,5		0,118 0,029		0,287	0,664	0,969	0,179	2,775	0,592
0,1		0,109 0,094		0,921	0,024	1,427	0,065	1,448	-0,048
0,2		0,111	0,080	0309	0,128	1,498	0,108	1,691	+0,023
0,25		0,112 0,072		0,702	0,228	1,454	0,123	1317	0,120
0,05 0,3		0,115 0,064		0,603	0,351	1,361	0,135	1361	0,249
0,35		0,122 0,056		0,492	0,523	1,224	0,141	2,135	0,395
0,4		0,132 0,049		0,385	0,597	1,056	0,148	2,335	0,527
0,5		0,169 0,033		0,207	0,779	0,705	0,156	2369	0,739
0,1		0,128 0,110		0,909	0,036	1,492	0,055	1,550	-0,021
0,2		0,131	0,092	0,731	0,238	1,418	0,094	1,760	+0,160
0,25		0,139 0,084		0,605	0,394	1,276	0,105	1388	0,323
0,02 0,3		0,154 0,076		0,472	0,548	1,085	0,113	2,038	0,491
0,35		0,179 0,067		0,348	0,677	0375	0,119	2,212	0,634
0,4		0,215 0,058		0,245	0,776	0,677	0,124	2,419	0,744
0,5		0,330 0,037		0,109	0,895	0,372	0,141	2,941	0378
5.3.	УЧЕТ ТОРМОЗНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В РАСЧЕТЕ МНОГОПРОЛЕТНЫХ РАМ
Изложенная ранее методика расчета может быть принята для по-
перечных рам с разным числом пролетов. В то же время расчет
многопролетных поперечных рам, имеющих три и более пролетов
одинаковой высоты, может быть упрощен. Смещение колонн в
уровне оигеля от крановых нагрузок настолько мало, что им мож-
но пренебречь и считать, что верх колонны закреплен от смещения.
Расположенные в уровне уступа тормозные конструкции создают
упругоподатливую опору. В связи с этим предлагается рассчиты-
вать колонны зданий с тремя и более пролетами на нагрузки от
мостовых кранов как отдельно стоящие стойки, имеющие непод-
вижную (как правило, шарнирную) опору вверху колонны и упру-
гоподатливую в уровне подкранового уступа (рис. 5.11).
Для получения усилий в колонне по предлагаемой схеме необхо-
димо знать коэффициент податливости упругой опоры в уровне
подкранового уступа бу. Его можно определить как смещение Д,
вызванное силой F s 1, из расчета многопролетной неразрезной
балки (тормозной конструкции) с известной изгибной жесткостью,
опирающейся на упругоподатливые опоры с коэффициентом подат-
ливости 5Т (рис. 5.12). Коэффициент податливости 6Т определяется
127
Рис. 5.11. Расчет-
ная схема колонны
многопролетного зда-
ния
$уст,пм/кН
Рис. 5.12. Определение коэффициентов
податливости 5у и от
а — основная система при определении
бу/ б — расчетная схема для вычисления 5Т
как смещение стойки в уровне подкранового уступа от силы F = 1,
приложенной в том же уровне:
8T = h3 (1 -X)3
Г (1 — X) (2+Х)21
1---------------------
[	4 [X3 (п - 1) + 1]
(5.36)
Приняв, что нагрузка между колоннами, смежными с расчетной,
распределяется поровну, в силу симметричности системы и прило-
женной к ней нагрузки будем иметь Mi = М5; М2 = М4. Система
канонических уравнений представляется в виде:
?1.1 Ml +7, 2 М2 +%! 0 =0;
72,1 М1 +1'1.2 М2 + 7г.О =0'
(5.37)
где Y|,-|, 7i.2, 72,1 > 72.2 ~ углы поворота на опорах от единичных моментов;
?1 ,о, 72.0 7 Углы поворота от внешней нагрузки.
Из решения системы уравнений (5.37) определяют изгибающие
моменты, а затем опорные реакции:
2 (1 + гл) ат2 — 9 (1 + т) ат - 9 ат+1,5
= Re =-------------------------------------;
12 От2 + 124 От +31
2(1 +т) а/ +23 (1 + т) о, -9
R2 - Rj =------------------------------------;
12 аТ2 + 124 ат + 31
2(1 +т) ву2 +48(1 +т) От +9ат + 15 (1+т) - 7,5
12 Оу2 +124 Оу+ 31
где Оу - 3 Е 3Т 8Т / В3 - относительная жесткость тормозных конструкций;
т — коэффициент распределения крановой нагрузки (5,30),
128
Рис. 5.13. Определение
коэффициента Кпр
Далее вычисляется прогиб балки Д от F = 1 и тем самым коэф-
фициент податливости
(4 +4m) а,-3 +(144 + 114m) ат2 + (131 +46т) ат + 13
Оу	5^.
24 а,-3 + 248 а,2 + 62
(5.39)
Приведем формулу (5.39) к виду:
5у =-----------.	(5.40)
Кпр
Коэффициент КПр является функцией двух параметров ат и т;
он может быть определен по графику на рис. 5.13. Коэффициенты
для промежуточных значений m находятся интерполированием.
Усилия в колонне от крановых нагрузок определяют в соответ-
ствии с расчетной схемой, приведенной на рис. 3.14. При этом бу
находят по формуле (5.40), 6Т — по формуле (5.36), а КПр — по
графикам рис. 5.21.
5.4.	ЭФФЕКТИВНОСТЬ УЧЕТА ПРОСТРАНСТВЕННОЙ РАБОТЫ
Анализ эффективности учета пространственной работы каркаса
с двумя продольными дисками проведен для однопролетных рам
с жестким и шарнирным сопряжением ригеля с колонной, а также
для многопролетных рам. Рассмотрено девять геометрических
вариантов поперечных рам, основные параметры которых пред-
ставлены в табл. 5.11. Эффективность оценивается по относитель-
ному изменению моментов в нижнем сечении надкрановой части
колонны (2—2) и у базы колонны (4—4).
Варьировались ж ест костные характеристики диска покрытия
и тормозных конструкций, характеризующиеся параметрами ап
и от. Исходя из результатов исследований жесткости продольных
элементов установлено, что значение ап меняется от 0,6 до 10 000,
а ат от 0 до 15. Меньшие значения параметров ап и ат относятся
к каркасам малой высоты (h < 12 м) при шаге рам 12 м, про-
129
9—648
X = h2 / h, n = 31 /32 h, M
24
Таблица 5.11
№ варианта рам
10
20
0,3
0,4
16
12
Т а б л и ц а 5.12
Г ва- риан- та рам	Сечение	«п=3		Оп = 100	
		От =0,2	От =2,5	«г =0,2	«г =2,5
Однопролетные рамы с шарнирным креплением ригеля
1	2—2 4—4	-23. 51 .	.. (-37) . .92	-6. 54.	.. (-15) -43 . ..103	87,.		.. (-57) -36 . . 121	91 ..	.. (-55) . 126
	2—2	-12 .	. . (-14)	9.	.,21	-29.	.. (-39) -6..	, (-8)
9	4—4	15..	.47	40..	.82	20,.	.51	42..	.84
Однопролетные рамы с жестким креплением ригеля
1	2—2 4—4	11 . 70.	.. 15 .. 140	14,. 70..	.20 . 150	17.. 121 .	. 19 .. 186	17.. 135.	.,20 ...195
	2—2	-5	... (-7)	12 .,	.24	-13	... (-15)	7 ...	.20
9	4—4	23.	. .61	47..	.95	35..	.69	53.	..98
			Многопролетные рамы						
	2—2	1 ..	. 7	2...	12	1 ...	7	2..	. 12
1	4—4	-1	... (-14)	—2,	.. - (24)	-1 .	.. (-14)	-2 .	 • (-24)
	2—2	22.	,.25	38..	.45	22..	.25	38.	..45
8	4—4	44.	. .57	76..	. 102	44..	,57	76 ,	., 102
Т а б л и ц а 5.13
(^ва- риан- та рам	Сечение	°п =3				Оп = 100	
		«г =0,2		«г =2,5		«Г =0,2	«г =2,5
	Однопролетные рамы с шарнирным креплением ригеля						
	2—2	1 .	. .4	13.	..26	-3 ..,2	4.,.7
1	4—4	7 .	.. 13	16.	.. 18	-2 .,, 7	3 ..,20
	2—2	4 .	..24	25.	. .59	9 ... 29	37 ... 60
9	4—4	7 .	..30	33,	..65	4 ... 27	26... 60
Однопролетная рама с жестким креплением ригеля
1	2-2 4—4	1 ., 7 . .	.3 ,.20	6.. 15.	.7 .. 18	—Т .	. .2 .. 12	сл | I • ы	. ,4 ,25
	2—2	3..	, . 17	21 ,	, .39	5,.	.20	28.	..53
9	4—4	7..	.,27	32 .	, .62	2.,	.21	20.	..51
странственная работа которых обеспечивается связями по нижним
поясам Ферм (JCB /31 =2) и разрезными тормозными фермами
(Зт / 31 = 0,05), а нибольшие — к рамам большой высоты ( h =
= 24 м) при шаге 6 м с диском покрытия Зп / □ i. = 100 и неразрез-
131
ными тормозными листами Зт /31 = 0,8. Для анализа приняты ха-
рактерные значения ат = 0,2; 0,8; 2,5; ап = 3; 10; 100; m = 0,3j
0,6; 1,2, что соответствует реальным соотношениям жесткостей,
геометрических параметров каркаса и баз мостовых кранов.
Эффективность учета пространственной работы определяется
из выражения
э = —-----Р— 100%.	<5-41}
мпл
Показатель эффективности Э с положительным знаком характе-
ризует снижение момента, а с отрицательным знаком — увеличение
изгибающего момента.
Всего было рассмотрено 216 вариантов пространственного кар-
каса. Расчеты показали, что характер влияния указанных парамет-
ров на пространственную работу для рам с жестким и шарнирным
сопряжением ригеля с колонной одинаков и не изменяется при
загружении поперечной рамы как горизонтальной силой, так и
моментом. Изменение параметров, характеризующих относитель-
ную жесткость подкрановой и надкрановой частей колонн Хи п, не-
значительно влияет на общий эффект пространственной работы. Это
объясняется противоположным характером влияния указанных
параметров на упругие отпоры в уровне диска покрытий и тормоз-
ных конструкций. Увеличение параметра т, т.е. увеличение доли
нагрузок, приходящихся на соседние рамы, вызывает снижение
упругих отпоров и тем самым приближение характера работы наи-
более нагруженной рамы к плоской схеме.
Наиболее существенно на эффективность учета пространствен-
ной работы влияют параметры ап и ат. В сечении 4—4 практически
во всех случаях учет пространственной работы приводит к сниже-
нию моментов. Для сечения 2—2 результат неоднозначен -г возмож-
но как снижение, так и увеличение момента. Учет тормозных
конструкций дает наибольший эффект при относительно малой
жесткости верхней части колонн (X = 0,4; п - 20). В табл. 5.12 при-
ведены данные по оценке предельных значений пространственного
эффекта рам, в табл. 5.13 выделен эффект, связанный с учетом
тормозных конструкций.
Расчет стальных каркасов промышленных зданий на крановые
нагрузки с учетом двух продольных дисков ближе отвечает Факти-
ческой схеме работы конструкций. Уточнение расчетной схемы кар-
каса при реконструкции во всех случаях приводит к снижению рас-
хода стали и трудоемкости работ при усилении конструкций, повы-
шению их надежности.
132
Г л а в а 6. УСИЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
6.1.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Необходимость усиления стальных конструкций промышленных
зданий определяется по результатам проверочных расчетов, выпол-
няемых с учетом фактического состояния конструкций и новых
требований, предъявляемых реконструкцией. Расчеты выполняют-
ся в соответствии с имеющимися нормативными документами \ а
также специальными рекомендациями по реконструкции.
Расчетная схема каркаса должна приниматься с учетом особен-
ностей действительной работы. В необходимых случаях для уточ-
нения расчетной схемы целесообразно использовать результаты ис-
пытаний. Проверочные расчеты элементов конструкций и их соеди-
нений выполняются с учетом обнаруженных дефектов и поврежде-
ний и коррозионного износа. Непосредственный учет в расчетах
дефектов и повреждений позволяет в некоторых случаях повысить
коэффициент условий работы. Например, при проверочном расче-
те сжатых стержней ферм с гибкостью X > 60 с учетом их Фактичес-
кого состояния коэффициент условий работы у может быть принят
равным единице. Учет фактического состояния конструкции и ус-
ловий эксплуатации позволяет также допустить большие прогибы
и гибкость элементов конструкций, чем это предусмотрено в нор-
мах [43] для вновь проектируемых конструкций, при условии
обеспечения несущей способности конструкций и нормальных
условий эксплуатации, если в дальнейшем нагрузка на эти элемен-
ты не возрастает.
Цель усиления конструкций — обеспечить их несущую способ-
ность и нормальную эксплуатацию в новых условиях, вызванных
реконструкцией, В некоторых случаях этого можно добиться не
производя усиления, а снизив действующие нагрузки (замена тяже-
лого утеплителя более легким, замена железобетонных плит
покрытия стальным профилированным настилом, ограничение
сближения кранов, замена мостовых кранов напольным транспор-
том и т.д.). Техническое решение по усилению конструкций при-
нимается на основании сравнения вариантов (при этом возможен
вариант, предусматривающий уменьшение нагрузок), Наиболее
важным фактором, влияющим на выбор варианта усиления в
условиях действующего производства, является проведение работ
по усилению без остановки технологического процесса (или с ми-
нимальной остановкой). При больших объемах усиления конст-
рукций на выбор варианта усиления могут повлиять: расход стали
на усиление, трудоемкость изготовления и монтажа элементов
усиления. При разработке проектов усиления следует максималь-
но использовать существующие конструкции. Этому способствует
выявление резервов несущей способности, учет опыта эксплуатации
конструкций и оценка их фактического состояния,
В СНиП 11-23-81 с 1986 г, введен раздел 20 "Дополнительные требо-
вания по проектированию конструкций зданий и сооружений при реконст-
рукции или усилении".
133
Конструкции можно усиливать под нагрузкой и с предваритель-
ной разгрузкой. Естественно, что менее трудоемко усиление конст-
рукций под нагрузкой. Усиление под нагрузкой возможно, если на-
пряжение в элементе или соединении не превосходит 0,8 R (для
сжатых и внецентренно сжатых стержней напряжения вычисляют
с учетом коэффициентов и <рв). В большинстве случаев можно
выполнить усиление, не разгружая конструкции от постоянной
нагрузки, так как доля кратковременных нагрузок обычно больше
20%. Конструктивные решения по усилению весьма разнообразны
[8, 12, 31, 33, 40]. Принципиально их можно разделить на две
группы: увеличением сечения элементов (или площади сечения
швов в соединениях); изменением конструктивной схемы. Воз-
можно применение способов усиления, сочетающих изменение
конструктивной схемы с одновременным увеличением сечения.
Несущая способность конструкций, усиливаемых под нагруз-
кой, должна быть обеспечена в процессе выполнения работ по уси-
лению с учетом влияния ослаблений сечений дополнительными
отверстиями под болты и сварки. Сварные угловые швы следует
принимать минимально возможной толщины. При усилении конст-
рукций допускается применение прерывистых угловых швов (ис-
ключая конструкции либо их элементы, работающие в особо тяже-
лых условиях или подвергающиеся непосредственному воздейст-
вию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок —
гр. 1, табл. 50 [43]).
Расчет конструкций, усиленных под нагрузкой, выполняется
в соответствии с учетом дополнительных требований разд. 20
[43]. Расчет на прочность и устойчивость элементов, усиливаемых
способом увеличения сечений, следует выполнять с учетом напря-
жений, существовавших в элементе в момент усиления. Необходи-
мо учитывать начальные искривления элементов, смещение центра
тяжести усиленного сечения и искривления, вызванные сваркой.
Искривления от сварки зависят от типа и характеристик сущест-
вующего элемента и элемента усиления, размеров шва, последова-
тельности выполнения сварных швов. В целях упрощения расчета
допускается учитывать искривление от сварки при проверке устой-
чивости сжатых и внецентренно сжатых элементов введением до-
полнительного коэффициента условий работы у = 0,8.
Расчет на прочность изгибаемых элементов, усиленных под
нагрузкой способом увеличения сечения, и, если расчетное сопро-
тивление металла существующей конструкции и металла усиления
отличаются не более чем на 15%, допускается выполнять на полное
расчетное усилие без учета напряжений, существовавших до уси-
ления. Расчет следует выполнять для упругой стадии работы, при
этом геометрические характеристики принимаются как для еди-
ного сечения. Таким образом, формально расчет производится
как бы в упругой стадии (для упрощения), а по существу пред-
полагает некоторое развитие пластических деформаций в метал-
ле существующей балки, не допуская образования пластического
шарнира (рис. 6.1).
В соответствии с эпюрами напряжений, приведенными на
рис. 6.1, можно отметить несколько стадий работы усиленного
элемента:
134
Рис. 6.1. Работа балки, уси-
ленной под нагрузкой увели-
чением сечения
/—4 — стадии работы
7	— до приложения нагрузки после усиления (напряжения в
элементах усиления равны нулю);
2	— к усиленной балке приложена нагрузка; напряжения в
существующей балке достигли (предельное состояние для
упругой стадии работы);
3	— нагрузка возрастает; напряжения в элементе усиления
достигают предела текучести (критерий, принятый в расчете);
4	— эпюра напряжений, принятая для расчета.
Так как в стенке балки появляются пластические деформа-
ции, то в ее средней четверти следует под каждым сосредоточен-
ным грузом установить ребра жесткости, а проверку устойчи-
вости в этой зоне проводить с учетом коэффициента условий ра-
боты у = 0,8 [по формуле (74) СНиП 11-23-81].
При усилении креплений элементов конструкций допускается
применять и рассчитывать как работающие совместно соедине-
ния, которые обладают одинаковой податливостью (например,
на заклепках и болтах повышенной точности). Если при усиле-
нии заклепочных соединений применена сварка, то, учитывая
разную податливость соединений этих видов, можно считать, что
усилие, возникающее в соединении после усиления, полностью
воспринимается сварными швами. После выполнения усиления
конструкций целесообразно провести испытания усиленных конст-
рукций на пробную нагрузку.
6.2.	УСИЛЕНИЕ БАЛОК
Балки широко применяются в промышленных зданиях в конст-
рукциях рабочих площадок, покрытий и перекрытий. Усиление
балок можно выполнить как увеличением сечения, так и измене-
нием конструктивной схемы, а также совместным применением
обоих методов.
Увеличение сечений балок — традиционный и наиболее отра-
ботанный способ усиления. Некоторые варианты усиления этим
способом показаны на рис. 6.2. Для эффективного использования
металла усиления целесообразно располагать элементы усиления
по возможности дальше от центра тяжести сечения балки. Приме-
нение того или иного варианта усиления в значительной степени
определяется местом опирания элементов перекрытия или покры-
тия. Если эти элементы опираются по верхнему поясу, то могут
быть применены варианты в—5. Несимметричное усиление по
схеме з возможно только при небольшом увеличении нагрузки
и его следует использовать лишь в случае, когда невозможно
применение других вариантов. Усиление составных сварных ба-
135
Рис. 6.2. Усиление балок увеличением сечений
а—з — варианты усиления
лок, имеющих ребра жесткости, по схемам в, г требует либо вырез-
ки ребер, либо подгонки элементов усиления по длине панели,
что усложняет работу по усилению. Рациональным представляется
вариант усиления по схеме е, а при необходимости увеличения
прочности верхней части стенки (в месте передачи нагрузки) —
по схеме ж,
Достоинство способа усиления увеличением сечения — возмож-
ность его применения при ограниченной строительной высоте. Не-
достаток — невозможность его использования (без предваритель-
ной разборки конструкций) при опирании элементов перекры-
тия по нижнему поясу балок.
Усиление способом изменения конструктивной схемы можно
применять независимо от места опирания плит настила, но при
этом, как правило, увеличивается строительная высота перекры-
тия. На рис. 6.3 представлены схемы усиления изменением конст-
руктивной схемы. Достаточно эффективным может оказаться
усиление превращением разрезных балок в неразрезные, что не
увеличивает строительной высоты, но требует обеспечения сво-
бодного доступа к узлам сопряжения балок (схема а).
На рис. 6, б, в показано усиление постановкой дополнитель-
ных опор в виде подкосов. Возможны два варианта такого усиле-
ния — короткими подкосами, опирающимися на колонны, и длин-
ными подкосами, которые опираются на фундаменты колонн.
Длинные подкосы, работающие на сжатие, получаются весьма
громоздкими (особенно при большой высоте колонн), но при
этом уменьшаются усилия в колоннах, что может оказаться полез-
ным при их недостаточной несущей способности. Расход стали на
короткие подкосы меньше, чем на длинные, но при усилении ко-
роткими подкосами в крайних и промежуточных колоннах при раз-
ной загрузке балок возникают изгибающие моменты от горизон-
тальной составляющей усилия в подкосе. Избежать этого можно
постановкой затяжек (схема г) t что возможно при наличии сво-
бодного пространства под балкой. Если под балками имеется сво-
136
6)
Рис. 6.3. Усиление балок изменением конструктив-
ной схемы
а—з — варианты усиления
137
бодное пространство, то могут оказаться эффективными схемы
усиления одностоечным и двустоечным шпренгелем и предва-
рительно напряженной затяжкой (схемы е, ж, з}.
Рассмотрим вопросы расчета усиления балок, вызванного уве-
личением нагрузок. Нагрузки, действующие на балку до и после
усиления, приняты равномерно распределенными по ее длине.
Считаем, что увеличение нагрузки, вызывающее необходимость
усиления балок, происходит из-за возрастания временной нагруз-
ки. Усиление балок производится при отсутствии временной на-
грузки [13].
Введем следующие обозначения: qo — первоначальная расчетная
нагрузка; qi — постоянная расчетная нагрузка; а — доля постоян-
ной нагрузки; q2 = с (1 — a) q0 — временная увеличенная нагруз-
ка; с — коэффициент увеличения временной нагрузки; q = qi +
+ q2 — полная увеличенная нагрузка.
Считаем, что сечение существующих балок подобрано из расче-
та в упругой стадии без запаса по прочности
о = М0 /Wo = R,
где Мо — расчетный изгибающий момент в балке от нагрузки qo; Wo — мо-
мент сопротивления балки до усиления; R— расчетное сопротивление стали
существующей балки.
Высоту балки принимаем h =W 10 (1— пролет балки).
Расчет балок, усиленных под нагрузкой способом увеличения
сечения, может выполняться как в упругой стадии, так и с учетом
развития пластических деформаций. Расчет в упругой стадии сле-
дует производить для балок, изготовленных из кипящей стали или
из стали, не имеющей площадки текучести, а также для балок,
которые эксплуатируются при температуре ниже —30°С или рабо-
тают под действием динамической и вибрационной нагрузок.
За критерий прочности в этом случае принимается равенство
напряжений в поясе балки расчетному сопротивлению стали R.
Поэтому для усиления балок, рассчитываемых в упругой стадии,
нецелесообразно применение сталей с расчетным сопротивлением,
превышающим расчетное сопротивление стали усиливаемой балки.
Прочность усиленной балки проверяется по формуле
Mi Утах	М2 у'тах	п
1о	Зо +3ус
где Mi — момент от постоянной нагрузки (действующей до усиления); М2 —
момент от временной увеличенной нагрузки (приложенной после усиления);
Зо — момент инерции поперечного сечения существующей балки; ЗуС— мо-
мент инерции элементов усиления; Утах ~ Расстояние от центра тяжести
сечения существующей балки до наиболее удаленной точки сечения; у'тах ~
расстояние от центра тяжести сечения усиленной балки до наиболее удален-
ной точки сечения балки до усиления.
При симметричном усилении требуемая площадь усиления од-
ного пояса может быть определена по формуле
138
Мз Утах~ (R—^i) 30
Ayc =-------------------------,	(6.2)
2 (R — Qi) y2max
где Qi = Mi Утах /	- максимальное напряжение в балке до усиления;
АуС можно определить также в зависимости от коэффициента увеличе-
ния временной нагрузки с по формуле
53
Аус	Qo (с — 1).
4R
При несимметричном (одностороннем) усилении требуемая
площадь усиления может быть найдена по формуле
71,4 q0 tz
Аус =-----------------'	(6.3)
R (I- 20 z)
где Z — смещение центра тяжести сечения вследствие одностороннего усиле-
ния (величиной следует задаться).
Теоретическая длина элементов усиления 1'ус определяется из
условия равенства наибольшего момента, воспринимаемого балкой
Мо, моменту от увеличенной нагрузки. Ее можно найти в зависи-
мости от доли постоянной нагрузки и коэффициента увеличения
временной нагрузки из выражения
с — а (с — 1)
Полная длина элементов усиления равна 1уС = tyc + Ь, где b —
определяется из условия полного включения элементов усиле-
ния в работу балки.
Прогиб балки, усиленной под нагрузкой, складывается из про-
гиба, полученного балкой до и после усиления
f = f 1 + f2 < [f],	(6.5)
где fi — прогиб балки от постоянной нагрузки, приложенной до усиления;
f2 — прогиб усиленной балки от нагрузки, приложенной после усиления;
[f] — предельный прогиб, установленный в зависимости от назначения
балки [43].
Так как элементы усиления балки устанавливаются обычно лишь
на части ее длины, то определять прогибы следует как для балки
переменного сечения. Если элементы усиления (площадь сечения и
длины) приняты по расчету и без дополнительных запасов, то из-
менение сечения по длине может не учитываться и прогиб вычис-
ляется как для балки постоянного сечения с моментом инерции
сечения 3 = Зо + Зус-
139
Расчет в упругопластической стадии балки, усиленной под наг-
рузкой, можно производить, если балка эксплуатируется при тем-
пературе! >—30° С под действием статической нагрузки, и стали,
из которых изготовлена балка и элементы усиления, имеют пло-
щадку текучести. По нашему мнению, не следует рассчитывать в
упругопластической стадии усиленные балки, изготовленные из
кипящей стали. Известно, что кипящая сталь более склонна к старе-
нию и после значительного срока эксплуатации балок до усиле-
ния пластические свойства материала снижаются. За критерий
прочности балки, усиленной под нагрузкой и рассчитанной в упру-
гопластической стадии, может быть принято достижение напряже-
нием в элементе усиления расчетного сопротивления. При этом в
поясах и части стенки существующей балки появляются пластичес-
кие деформации. Если расчетное сопротивление стали усиления
не более чем на 15% превышает расчетное сопротивление материа-
ла существующей балки, то согласно нормам,сечение можно рассчи-
тывать как единое целое на суммарный изгибающий момент.
В этом случае прочность усиленной балки проверяется по фор-
муле
2 (30 + Зус)
где h' — расстояние между наиболее удаленными от центра тяжести балки
точками элементов усиления; R — расчетное сопротивление балки и эле-
ментов усиления принимается одинаковым и равным меньшему из зна-
чений.
Требуемую площадь усиления одного пояса балки можно вычис-
лить по формуле
(Mj + М2) h- 230 R
А =------------------------------------.	(6.7)
Rh2
Если при увеличении нагрузок не обеспечены прочность стенки
на срез или местная прочность стенки в зоне передачи нагрузки,
то необходимо усилить стенку балки. Местную прочность стенки на
сжатие наиболее просто обеспечить постановкой дополнительных
поперечных ребер. Для увеличения несущей способности балки
по срезу можно усилить стенку в опорных панелях приваркой
дополнительных листов. Однако этот способ требует повышенно-
го расхода стали и достаточно трудоемок, так как для обеспечения
совместной работы элементов усиления и стенки необходимо стя-
нуть их болтами. Рациональным методом повышения прочности
стенки является постановка наклонных ребер [50] (рис. 6.4).
В расчетах балок, усиленных под нагрузкой способом изменения
конструктивной схемы, за критерий прочности балки принято
достижение напряжениями значения расчетного сопротивления
стали. В отличие от балок, усиленных увеличением сечений, здесь
140
Рис. 6.4. Усиление
стенки балки
в сечениях балки нет нового металла, сдерживающего развитие
пластических деформаций. Во многих случаях неизвестна история
загружения балок, что делает опасным расчет в упругопластичес-
кой стадии.
В основе идеи усиления балок предварительно напряженной за-
тяжкой лежит эффективное использование прочности стали, рабо-
тающей на растяжение. Понятно, что чем больше прочность затяж-
ки, тем эффективнее усиление. Анализ же показывает, что при
усилении не рационально принимать для затяжки сталь, имеющую
прочность, которая в 4 раза и более превышает прочность стали
усиливаемой балки.
Длина затяжки вычисляется по формуле (6.5)
Цат ’ Цат + Ь»
где 1г'зат — теоретическая длина затяжки, определяемая по формуле (6.4) ;
b *— находится из условия крепления упоров.
Оптимальное по расходу стали на затяжку и упоры расстояние
от центра тяжести балки до затяжки h3aT определяется по фор-
муле
u / [(М/Wo) -R] W0l3aT	Wo
h3aT = V--------------------------+--------
128 R3aT	Ao
(6.9)
141
где М = Mi + Мз — суммарный момент от нагрузки, приложенной до и после
усиления; Ао — площадь поперечного сечения балки до усиления; RgaT —
расчетное сопротивление материала затяжки.
Расчетное усилие в затяжке N3aT находится из условия проч-
ности верхнего пояса балки
[(M/Wo) -R] Wo Ao
И3ат ~
(ЬзатАо-Wo) у
(6.10)
где 7 = 0,9 — коэффициент надежности усилия предварительного напряжения
в затяжке (принимается при расчете балки), учитывающий возможность
отличия фактического усилия натяжения затяжки от проектного в мень-
шую сторону при отсутствии прямых методов контроля натяжения (на-
пример, с помощью тензодатчиков).
Площадь поперечного сечения затяжки определяется по усилию,
полученному с учетом возможного превышения проектного значе-
ния усилия предварительного напряжения
Азат = ^зат Y / ^зат*
(6.11)
где У = 1,1 — коэффициент надежности усилия предварительного напряже-
ния, принимаемый для расчета затяжки (в запас принимается по отношению
к полному усилию в затяжке, а не к усилию предварительного напряжения
Усилие в затяжке складывается из усилия предварительного
напряжения Nnp и усилия самонапряжения Xi , возникающего от
действия нагрузки после усиления (от увеличенной временной наг-
рузки) . При загружении балки равномерно распределенной нагруз-
кой усилие Xi можно найти по формуле
Xi =
2 Мг h3aT
----7i г (6.12)
Ао Езат Азат
где Е, Езат— модули упругости материала балки и затяжки соответственно;
71 = 12- (Ззат /□ )].
Усилие предварительного напряжения
^пр N3aT X,i.
(6.13)
Проверку прочности балки симметричного сечения достаточно
выполнить только для верхнего сжатого пояса
142
(? Nnp + Xi) h3aT
Wo
Mi (7 Nnp + XJ
% -----------------------
Wo Ao
(6,14)
Если площадь поперечного сечения нижнего пояса балки мень-
ше площади сечения верхнего пояса, то прочность необходимо
проверить и для нижнего пояса
Mi	(7Nnp + Xi)	(7 Nnp + Xi) h3aT
-------+--------------------------------------------R,
Wo	Ao	, Wo
(6.15)
Жесткость балки проверяется по формуле
f = fi +f2 + f3 < [f],	(6.16)
где fi — прогиб балки от постоянной нагрузки (нагрузки, приложенной до
усиления) может не учитываться, если суммарный не препятствует нормаль*
ной эксплуатации; f3 — прогиб балки от увеличенной временной нагрузки
(нагрузки, приложенной после усиления); f3 — выгиб балки от моментов
Мзат, приложенных в местах крепления упоров, принимается со зна-
ком (—)
. _ мзат 1?
-----------
8 Е 30
(6.17)
М3ат (Nnp+ Xi) h3aT,
где X — расстояние от опоры балки до упора.
При большой доле временной нагрузки необходимо также
проверить местную устойчивость стенки после предваритель-
ного напряжения затяжки,
Проектирование усиления балки одностоечным шпренгелем
начинается с определения оптимального угла наклона раскоса
шпренгеля аг соответствующего наименьшему расходу стали на
усиление (рис. 6,5, б). Расчеты показывают, что для балок про-
летом 6—9 м оптимальное значение угла а находится в пределах
20—30°, а для балок пролетом 12 м и более 15—20°.
Для обеспечения прочности усиленной балки в двух характер-
ных сечениях (в пролете между опорой и стойкой шпренгеля и
над стойкой шпренгеля) усилие в стойке шпренгеля NCT должно
удовлетворять условию:
[Nct^ min NCT < INCT] max,	(6.18)
где [ NcT ] min ~ минимальное значение усилия в стойке шпренгеля, при
котором обеспечивается прочность балки в пролете между опорой и стой-
кой (Мх<Мо) (см. рис. 6.3).
143
[NCTlmin =4o t [a + c (1 - a) -V a + c (1 - aj ],	(6.19)
где [NctI max ~ максимальное значение усилия в стойке шпренгеля, при ко-
тором обеспечивается прочность балки над стойкой шпренгеля (М^2
<М0)
[nct5 max = По 1/2 [а + с (1 - а) + 1].	(6.20)
Для определения усилий в элементах шпренгеля (стойке и рас-
косах) предварительно следует задаться их сечениями. Подобрать
в первом приближении сечение стойки можно по усилию NCT =
= [NCT] mjn, а раскосов — по усилию
Np = NCT ! 2 sin	•	(6.21)
Act ^ct Ap Np / R,	(6.22)
где коэффициент продольного изгиба.
Усилия в стойке и раскосах шпренгеля от нагрузки, приложен-
ной после усиления, определяются обычными методами строи-
тельной механики.
В соответствии с полученными усилиями уточняются площади
сечения стойки и раскосов по формулам (6.22), компонуются
сечения и проверяются их прочность и устойчивость. Если получен-
ные площади сечений существенно отличаются от значений, вычис-
ленных по [NCT] mjn, то следует уточнить усилия NCT и Np. Однако
изменение площади сечения стойки на 20% практически не влияет
на значение усилий, а изменение площади сечения раскосов на
20% приводит к изменению усилий в раскосах и стойке на 10%.
Скомпоновав сечение и проверив прочность и устойчивость стойки
и раскосов, проверяют прочность балки в пролете и в месте креп-
ления стойки шпренгеля. Расстояние х от опоры до наиболее опас-
ного сечения в пролете определяется по формуле
qot[a + c (1 - а)] — NCT
х =-------------------------------.	(6.23)
2 q0 [а + с (1 — а) ]
Прочность в сечениях балки проверяется по формуле
о = Qi + о2 < R,
(6.24)
где 01 — напряжение в простой разрезной балке от постоянной нагрузки,
приложенной до усиления; О2 — напряжение в шпренгельной балке от наг-
рузки, приложенной после усиления.
144
Рис. 6.6. Расход стали при различных вариантах усиления при
а — I - 6 м; б — I -9 м; в— 1-15 м; —........... — усиление сим-
метричным увеличением сечения; -----то же, предварительно напряжен-
ной затяжкой;——— — тоже, одностоечным шпренгелем;—*—* — тоже,
двустоечным шпренгелем
Жесткость балки, усиленной шпренгелем, заведомо обеспечена
и в проверке не нуждается.
Проектирование усиления балок двустоечным шпренгелем
начинается с назначения основных параметров, определяющих
работу этой системы — угла наклона раскосов и расстояния от
опоры до стойки шпренгеля. Из условия наименьшего расхода
стали на усиление рекомендуется принимать шпренгель с углом
наклона раскоса a = 30° и расположением стоек на расстоянии
0,3—0,35 1от опор (рис. 6.5, в).
Для принятой конструктивной схемы определяется минималь-
но необходимое усилие в стойках шпренгеля из условия обеспе-
чения прочности балки в середине пролета
tNCTlmin= <42 1/8 0) [(с- 1} /с],	(6.25)
где (3 = х / L— соотношение расстояния между опорой и ближайшей стой-
кой шпренгеля к пролету балки.
По [NCT] min определяются усилия в элементах шпренгеля:
NCT = Inct1 min; Np = NCT / sin a; N n = NCT / tg a. (6.26)
В соответствии с полученными усилиями в первом приближе-
нии вычисляют площади сечений элементов шпренгеля АсТ, Ар
и Ап, а затем, решив один раз статически неопределимую систему,
145
10—648
находят усилия в стойках шпренгеля NCT. Если NCT< [NCT] mjn,
то принятые предварительно сечения элементов шпренгеля не обес-
печивают прочность балки и их требуется увеличить до выполне-
ния условия NCT > [NCT]mjn- Если NCT > [NCT] mjn, то прочность
балки обеспечена. Прочность балки, усиленной двустоечным шпрен-
гелем, достаточно проверить в середине пролета.
На рис. 6.6, 6.7 приведены графики расхода стали для различных
вариантов усиления в зависимости от основных параметров: проле-
та балок, соотношения постоянной и временной нагрузок, коэффи-
циента увеличения временной нагрузки. Традиционный способ уси-
ления конструкций методом увеличения сечений при расчете в уп-
ругой стадии оказывается наиболее выгодным при малых началь-
ных нагрузках и небольшом увеличении временных нагрузок (С <
< 1,3) -
Усиление с помощью предварительного напряжения становится
рациональным при больших пролетах (V> 9 м), увеличении времен-
ной нагрузки [в диапазоне 1,2 < С < 1,6 и большой доле постоян:
ной нагрузки (а > 0,5)1 Усиление одностоечным шпренгелем мо-
жет быть эффективно использовано при большой начальной нагруз-
ке и значительном увеличении временной (С > 2) нагрузки для
любых пролетов. Усиление балок двустоечным шпренгелем эконо-
мично по расходу стали при малых начальных нагрузках и значи-
тельном увеличении временной нагрузки (С > 1,3) для любых
пролетов балок.
146
6.3. ОСОБЕННОСТИ УСИЛЕНИЯ ПОДКРАНОВЫХ БАЛОК 1
Подкрановые конструкции работают в условиях, намного отли-
чающихся от работы обычных балочных конструкций покрытий и
перекрытий.
Подвижный, динамический характер воздействий, высокий
уровень местных напряжений в стенке под катком крана, наличие
не только вертикальных, но и горизонтальных нагрузок, а также
многократность их приложения определяют особенности расчета
и конструирования усиления подкрановых балок.
Как показано в гл. 1, при кранах тяжелого и весьма тяжелого
режимов работы в подкрановых конструкциях уже через три,
четыре года эксплуатации появляются трещины в верхней зоне
стенки и расстраиваются узлы крепления. Усиление и заварка тре-
щин в большинстве случаев не дают желательного эффекта и спустя
непродолжительное время трещины образуются вновь. Это объяс-
няется тем, что качество сварных соединений при выполнении их
в вертикальном и потолочном положении не может быть обеспе-
чено, и дефекты швов (непровары, подрезы и т.д.) создают пред-
посылки для их ускоренного усталостного разрушения. Поэтому
усиление балок под краны тяжелого и весьма тяжелого режимов
работы, имеющих повреждения, без демонтажа следует рассматри-
вать только как временную меру, вызванную невозможностью
остановки технологического процесса для проведения замены ба-
лок.
При кранах легкого и среднего режимов работы повреждения
подкрановых балок незначительны и легко устранимы и их уси-
ление и дальнейшая эксплуатация целесообразны и экономически
оправданы.
Напряжения в подкрановых конструкциях от собственного ве-
са невелики, поэтому их усиление выполняется практически при
полной разгрузке. Для повышения качества работы целесообразно,
если это позволяет технологический процесс, демонтировать балки
поочередно и усиливать их внизу на специальном стенде.
Динамический характер нагрузки и возможность усталостного
разрушения не позволяют учитывать при расчете усиления под-
крановых балок упругопластическую работу материала, поэтому
при усилении методом увеличения сечения нецелесообразно приме-
нение стали с более высоким расчетным сопротивлением, чем в
основном сечении. При конструировании усиления необходимо
предусмотреть мероприятия по снижению концентрации напряже-
ний и обеспечению усталостной прочности, в частности, не до-
пускается использование прерывистых швов и электрозаклепок.
В отличие от обычных балок, усиление которых связано чаще всего
с необходимостью повышения общей несущей способности, при
усилении подкрановых балок в некоторых случаях при увеличе-
нии давления колес крана возникает задача повышения также
местной прочности и устойчивости стенки. В общем случае повы-
шение крановой нагрузки приводит к увеличению давления ко-
леса крана, изгибающих моментов и поперечных сил в балках.
1 В составлении п. 6.3 принимал участие инж. Г.И, Балле.
147

Рис. 6.8. Усиление подкрановых балок увеличением сечения
а — в — подкрановые балки без тормозных конструкций; г — симмет-
ричное усиление полок; д, е — усиление балок ламелями
Поскольку, как показано в гл. 2, подкрановые конструкции,
запроектированные по ранее действующим нормам, имеют опре-
деленные резервы, необходимая степень повышения их несущей
способности зависит не только от новой крановой нагрузки, но и
от имеющихся запасов и определяется следующими коэффициен-
тами: Км = Mmax / [М] — необходимое увеличение несущей способ-
ности по моменту; Kq = Qmax I ~ необходимое увеличение
несущей способности по поперечной силе Кр — F|< max / [F|<] —
необходимое увеличение несущей способности по давлению колеса
крана, где Mmax, Qmax» F|< max — максимальный момент, попе-
речная сила и давление колес от вновь устанавливаемых кранов;
[М], [Q], [Fk] — предельные значения момента, поперечной силы
и давления катков, определяемых несущей способностью балки.
Рассмотрим основные способы усиления подкрановых балок,
вызванные необходимостью повышения их несущей способности
при увеличении крановых нагрузок. Как и для обычных балок
усиление подкрановых конструкций может быть выполнено уве-
личением сечения, изменением конструктивной схемы или комби-
нированным способом, Выбор способа усиления зависит от необ-
ходимой степени повышения несущей способности и конкретных
условий производства работ (возможность доступа к конструк-
циям и использования механизмов, удобство крепления элементов
усиления, планируемый срок выполнения и т.д.). Варианты уси-
ления подкрановых балок увеличением сечения приведены на
рис. 6.8.
В подкрановых балках без тормозных конструкций при неболь-
шом увеличении крановой нагрузки (на 5—10%) для снижения
напряжений в верхнем поясе могут быть использованы схемы
а и б. При большом увеличении нагрузок необходимо усиление
также и нижнего пояса (схема в). Эти схемы просты в осуществле-
нии, не требуют демонтажа рельса и могут выполняться без оста-
новки технологического процесса, а приварка элементов усиления
в нижнем положении позволяет обеспечить качественное выполне-
ние швов.
148
Для усиления подкрановых балок с тормозными конструкция-
ми могут использоваться схемы г, д, е (см. рис. 6.8). Усиление
по схеме г удобно в использовании с точки зрения выполнения
сварных швов, однако имеет ряд недостатков; необходим демон-
таж рельса; для обеспечения постоянной отметки подошвы рельса
верхний пояс должен быть усилен по всей длине участка, что приво-
дит к увеличению расхода стали; в соединительных швах верхнего
пояса, выполненного в виде пакета листов, как показывают резуль-
таты обследования, даже при среднем режиме работы кранов появ-
ляются трещины.
Усиление по схемам д и е может быть выполнено без остановки
технологического процесса. Постановка вертикальных ламелей
по кромкам пояса (схема д) позволяет повысить не только общую
несущую способность балки, но и увеличить крутильную жесткость
пояса и снизить напряжение от изгиба стенки при эксцентричной
передаче нагрузки. Для повышения крутильной жесткости пояса,
усиленного ламелями по схеме д, целесообразна установка допол-
нительных ребер жесткости из уголков и приварка к ним ламелей.
К недостаткам этого способа относятся сложность обеспечения
качественной приварки ламелей к поясу и затяжки болтов крепле-
ния рельса.
Усиление по схеме е повышает местную прочность и устойчи-
вость стенки. Для предотвращения выпучивания ламелей при свар-
ке и обеспечения их совместной работы со стенкой целесообразна за-
тяжка пакета высокопрочными болтами диаметром 16—18 мм.
Шаг болтов при этом не должен превышать 12 d или 18 tn, где d —
диаметр отверстия под болты, tn — толщина ламелей. Кромку
ламелей следует плотно подогнать к верхнему поясу, а для пропус-
ка поясных швов снять фаску. По длине балки ламелей необходи-
мо подогнать к ребрам жесткости и приварить или для пропуска
ламелей срезать верхнюю часть ребра и зачистить стенку. Особое
внимание при усилении стенки ламелями следует обратить на ка-
чество выполнения швов приварки ламелей к поясу. При необхо-
димости увеличения прочности стенки на срез могут быть исполь-
зованы те же решения, что и для обычных балок (см. п. 6.2 этой
главы).
Эффективным способом повышения несущей способности под-
крановых балок является изменение конструктивной схемы. Разрез-
ные балки замыканием узлов могут быть превращены в неразрез-
ные (схема а, рис. 6.3). При этом пролетные моменты снижаются
на 25—30%, однако поперечная сила на опоре несколько возрастает,
что может потребовать усиления стенки. Кроме того, при неравно-
мерных осадках опор в подкрановых балках возникают дополни-
тельные моменты, что необходимо учитывать при расчете. Опре-
деленные конструктивные трудности возникают также при уст-
ройстве неразрезного стыка балки в месте крепления узловых
элементов.
Усиление балок по схемам б, в превращает систему в рамно-
подкосную и целесообразно при большом увеличении нагрузки.
Короткие подкосы легче, не загромождают пространство между
колоннами, но передают на колонны значительные горизонталь-
ные усилия, возникающие при неодинаковом загружении сосед-
149
них балок. Для восприятия этих усилий в месте крепления подко-
сов вдоль ряда колонн могут быть поставлены затяжки (схемаг).
Стенку в месте крепления подкосов к балке следует усилить
постановкой ребер, приторцованных к нижнему поясу. При конст-
руировании усиления с использованием подкосов необходимо учи-
тывать, что в узлах опирания балок на колонны возможно возник-
новение отрицательных реакций.
Постановкой дополнительных опор (схема д) можно усилить
не только подкрановые балки, но и снизить нагрузки на колонны
и фундаменты. Этот способ может применяться, если пространство
между колоннами не занято технологическим оборудованием или
проездами. При технико-экономической оценке варианта необхо-
димо учитывать стоимость дополнительных фундаментов. Из ре-
шетчатых систем усиления подкрановых балок рациональным яв-
ляется одностоечный шпренгель (схема е), Эффективность усиле-
ния может быть повышена предварительным напряжением рас-
косов.
Значительного повышения несущей способности подкрановой
балки можно добиться постановкой предварительно напряженной
затяжки (схема и). Однако сложность анкеровки напрягаемых
элементов, необходимость контроля усилия предварительного на-
пряжения, а также установка дополнительных элементов для обес-
печения местной устойчивости стенки балки при предварительном
напряжении снижают эффективность этого способа. При использо-
вании электротермического метода предварительного напряжения
конструкция анкерных устройств упрощается и эффективность
способа повышается.
Как показывает предварительный анализ, универсальным из
рассмотренных способов увеличения общей несущей способности
балок является усиление методом увеличения сечения (схемы г,
д, е на рис. 6.8) и изменения расчетной схемы (схемы в, д на
рис. 6.3).
Рассмотрим методику подбора сечения элементов усиления под-
крановых балок для этих схем.
Усиление методом увеличения сечения. Предполагается, что
элементы усиления работают совместно с металлом основного сече-
ния. Поскольку при расчете подкрановых балок упругопластичес-
кая работа материала не допускается, то для усиления следует при-
менять материал с теми же прочностными характеристиками, что
и для основного сечения. Требуемая площадь сечения элементов
усиления определяется из условия обеспечения несущей способ-
ности балок под увеличенной нагрузкой. Для верхнего пояса ба-
лок проверка общей прочности проводится по формуле
W2Bxn W2y
Для нижнего пояса
(6.27)
(6.28)
150
где М2х и ^2у — изгибающие моменты от вертикальных и горизонтальных
воздействий новых кранов; Wgx' W2x ~ моменты сопротивления усиленно-
го сечения балок соответственно для верхнего и нижнего поясов; Wzy —
момент сопротивления тормозной конструкции.
Поскольку напряжения, возникающие в балке от действия го-
ризонтальных нагрузок невелики, то с достаточной для предвари-
тельных расчетов точностью влияние этих нагрузок можно учесть
коэффициентом (3. Для кранов легкого и среднего режимов ра-
боты 0 = 1,04 ... 1,05, для кранов сборного режима работы 0 =
= 1,1 ... 1,15. В таком случае требуемая площадь сечения элемен-
тов усиления может быть получена из выражения
°хП = 0 <М2х 1 W2x’n> < R У	,629)
ИЛИ
w2*p = 0 (м2х/yR).	(6-30)
При симметричном усилении (схема г на рис, 6.8), принимая
Мгх = Км [М] и [М] = W1x R / j3, где W1x — момент сопротивле-
ния балки до усиления, и пренебрегая толщиной элементов усиле-
ния, получим
Ayc = 0 [W1x (Км — 1) ] /hlr	(6.31)
где АуС — требуемая площадь сечения элементов усиления пояса; hi — рас-
стояние между центрами тяжести поясов,
Теоретическая длина элементов усиления 1'уС определяется из
условия прочности балки в месте обрыва элементов усиления. Оги-
бающая эпюр?, моментов в подкрановой балке достаточно близко
описывается квадратной параболой, в этом случае t'yC вычисляет-
ся по формуле
t'yc = W*1 - (1 / Км> •	(6.32)
Элементы усиления для обеспечения их полного включения в
работу следует заводить за место теоретического обрыва на вели-
чину Ь, достаточную для передачи усилия
N = 0,5 Аус R.	(6.33)
Усиление по верхнему поясу для обеспечения непрерывного
опирания рельса принимаем по всей длине балки. Аналогично
находится площадь сечения при усилении по схеме в (см. рис. 6.8).
Проверка общей и местной прочности и устойчивости усиленной
балки выполняется в соответствии с нормами [43] как для еди-
ного сечения.
151
Рис, 6.9. К расчету балок,
усиленных ламелями
При усилении подкрановых балок по схемам д, е (см. рис. 6.8)
требуемая площадь сечения вертикальных ламелей и накладки по
нижнему поясу определяется из условия равенства напряжений в
верхнем и нижнем поясах расчетному сопротивлению стали
о = (3 —— -------=-----= R.	(6.34)
w5xn	w^xn
Требуемую площадь сечения ламелей Ал и накладки Ан вычис-
лим по формулам:
(— - z) (Км W1x + A,z) — A, z2 — 31х
Ад--------±----------------------------------------; (6.35)
(а - z)2 + (а - z) - z)
z-h/2 [ (0—1) / (0 + 1)];	(6.37)
где Ai,3ix — площадь сечения и момент инерции балки до усиления; а —
расстояние от нейтральной оси усиленной балки до центра тяжести лемелей
(рис. 6.9); h — высота балки; Z — смещение центра тяжести усиленного
сечения.
Очевидно, что чем больше толщина ламелей тем меньше сум-
марный расход стали на усиление. Однако из условия обеспечения
надежного сварного соединения при односторонней сварке толщи-
ну ламелей не следует принимать больше 16 мм,
152
При усилении по схеме д высота ламелей ограничивается из
условия обеспечения местной устойчивости hn < 0,5 tn V Е / R.
При усилении по схеме е высота ламели должна быть достаточна
для размещения болтов.
Задаваясь tn, высоту ламелей можно найти из решения куби-
ческого уравнения, полученного преобразованием выражения
(6.35)
hn3 + m hn2 + n hn - k = 0,
(6.38)
где m = 3 h — 2 z; n = 2 h (h - 2 z);
k=[2 3ix	+2z (KM
Общая прочность усиленного сечения проверяется в соответст-
вии с [43]. При проверке местной прочности стенки балки, уси-
ленной по схеме д, для вычисления изгибных напряжений в стенке
Оум можно учесть увеличенную крутильную жесткость пояса (фор-
мула 145 [43]).
При креплении ламелей непосредственно к стенке (схема е)
и обеспечении их совместной работы, стенку усиленной балки мож-
но рассматривать как пластинку кусочно-постоянной толщины и
использовать для определения ее напряженного состояния реше-
ние, полученное в работе [32].
По верхней кроме стенки (линия 1—1 на рис. 6.9) местные на-
пряжения ОуМ от увеличенной крановой нагрузки могут быть
вычислены по формуле, аналогичной формуле, приведенной в
нормах [43].
(6.39)
1о1 ts
где р2к - давление колес нового крана; t£= tcT + 2 t„ - суммарная толщина
ламелей и стенки; у — коэффициент увеличения вертикального давления на
/~Зп1
колесе, принимаемый по нормам; toi =3,25 у------— условная
*2
длина распределения нагрузки; — сумма собственных моментов инер'
ции пояса и рельса.
Требуемая толщина ламелей из условия прочности стенки вы-
числяется по формуле
ts=>/—— f-----------F--2---.у.	(6.40)
4.1	\ 3,25 R 7	/
153
Для плотной подгонки элементов усиления к стенке в верхней
кромке ламелей необходимо снять фасонку. Ослабление сечения
ламелей по линии 7—7 в первом приближении может быть учтено
коэффициентом условия работы у = 0,8.
Напряжения в стенке под нижней кромкой ламелей (линия 2—2,
рис. 6.9) зависят от высоты ламелей и определяются по формуле
а =-----2f. L2_k---------(6-41)
^02 *ст
3/---------1
где Р = 2 Ил tn / Ат; Lq2 = 3,25 у 3П2 / tCT; Ат — суммарная пло-
щадь тавра, включающего верхний пояс, ламели и часть стенки высотой hn;
1П2 — сумма собственных моментов инерции тавра и рельса.
Требуемая высота ламелей может быть получена из условия
равенства напряжений по линиям 7—7 и 2—2 [формулы 16.39) и
(6.41)], После ряда преобразований выражение для определения
hn приводится к виду
зп2/<1-н =3n1 (t2/tCT)2.
(6.42)
Дополнительные напряжения от изгиба стенки ОуИ при вне-
центренном приложении крановой нагрузки могут быть определе-
ны по приближенным формулам, полученным Е.А. Митюговым:
_^МкрТЕ__________
Зкр
2 Мкр tCT ((1---— 77))
Зкр
линия 7—7
(6.43)
линия 2—2,
где 1? - hn / hCT; % - (t^ / tCT) 3;
^1-(l------------k [1 +3 (1 -tjP];
5
^кр = 3Kp.p + <bn гп3 / 3) + <ьл г£3 / 3) •
^стг ^ст — высота и толщина стенки; Зкр.р — момент инерции кручения
рельса.
Проверка местной устойчивости стенки, усиленной ламелями,
выполняется как для балки со стенкой эквивалентной толщины
*экв [44]
154
Рис. 6.10. К расчету
балок, усиленных пред-
варительно напряженной
затяжкой
Зу----------------
^ЭКВ = * 'П ~ 1) + 1 tCT.
(6.44)
При усилении подкрановых балок с помощью предваритель-
но напряженной затяжки (рис. 6.10) наибольшие по абсолютной
величине напряжения возникают в верхнем поясе и проверяются
по формуле
М2х а I м . v > / Ьзат
=-------р- (iNnp + Xj) (------
Wix	к w1x
(6.45)
где Nnp, Xi — усилия предварительного напряжения и самонапряжения за-
тяжки; 7 = 0,9 — коэффициент, учитывающий недогрузку при предваритель-
ном напряжении; Кзат — расстояние от нейтральной оси балки до центра
тяжести затяжки.
Усилие в затяжке при этом не должно превышать ее предельной
несущей способности [Мзат1
7'Nnp + X1< [N3aT],
(6.46)
где Y - 1,1 — коэффициент, учитывающий перегрузку при предварительном
напряжении.
Из условия (6.45) требуемое усилие в затяжке
м ~	1,15(KM-1)R
|'зат	—	—	—
Ьзат /W1x- (1/AJ
(6.47)
и площадь сечения затяжки
Азат " ^зат ^зат ?зат'	(6.48)
155
где — расчетное сопротивление материала затяжки; узат - 0,9 — коэф-
фициент условий работы затяжки.
В целях снижения расхода стали целесообразно принимать для
затяжки стержневую термоупрочненную арматуру классов Ат-У
и Ат-У1. Теоретическая длина затяжки находится по формуле
(6.32). Усилие самонапряжения в затяжке определяется по фор-
муле
Тогда расчетное усилие предварительного напряжения
^пр ~ 1 / У ^зат ^1) •	(6.50)
Из условия обеспечения устойчивости нижнего пояса балки
при предварительном напряжении усилие ЫПр не должно превы-
шать предельного [Nnp]
y>R	1
Nnp^ [Nnp]	,
Y <h3aT/wix>+ (WAU
(6.51)
где tp — коэффициент продольного изгиба, определяемый по гибкости
нижнего пояса балки относительно вертикальной оси при расчетной дли-
не, равной расстоянию между элементами, соединяющими нижний пояс
с затяжкой.
При небольшом увеличении крановой нагрузки (Км < 1,2)
устойчивость стенки при предварительном напряжении обеспе-
чена; при Км > 1,2, как правило, для обеспечения местной устой-
чивости необходима постановка продольных ребер в пределах
длины затяжки, что увеличивает расход стали и повышает трудоем-
кость усиления.
Расход стали на усиление зависит также от вылета затяжки а
(см, рис. 6.10); с увеличением а уменьшается сечение затяжки,
но вразрастает масса узлов крепления и соединительных элемен-
тов. Как показал анализ, расход стали на дополнительные элемен-
ты в 2—4 раза превышает расход стали на затяжку. Оптимальный
вылет затяжки, полученный исходя из минимального расхода ста-
ли, практически не зависит от сечения балки и определяется толь-
ко степенью увеличения крановой нагрузки. Из конструктивных
соображений при Км <1,2 затяжку следует ставить на минималь-
ном расстоянии от нижнего пояса; при 1,2 < Км < 1,5 оптималь-
ный вылет затяжки составляет 10—15 см, при Км > 1,5 — 35 —
40 см.
156
Проверка несущей способности балок, усиленных с помощью
затяжки, проверяется с учетом усилий предварительного напряже-
ния Nnp и самонапряжения Xi затяжки для двух стадий работы
балки в процессе предварительного напряжения и под нагрузкой.
Жесткость балки проверяется по формуле
/t<[f/l],	(6.52)
1	нзат
где fM / м2х t/ Ю Е — относительный прогиб балки от норматив-
ной нагрузки при загружении одним новым краном;
^З’т (Nnp + XJ h3aTl[1-4 (x/l)2]
-----£.--=----------------------------------— lO.Do)
1	8E3x1
относительный выгиб балки от усилий в затяжке.
Усиление балок одностоечным шпренгелем (схема е, рис. 6.3)
выполняется без остановки технологического процесса и в том слу-
чае, если пространство под балками не занято оборудованием и
коммуникациями.
Оптимальным по расходу металла будет такое решение шпрен-
геля, при котором одновременно достигается предельное состоя-
ние как в усиливаемой балке, так и в шпренгеле. Угол наклона
раскосов к оси балки а можно определить из условия наимень-
шего расхода стали на шпренгель. Для подкрановых балок проле-
том 6 и 12 м значение угла а, отвечающее этому условию, может
быть найдено из следующих приближенных соотношений:
для 12-метровых балок
с = R / Ru h (286 - 66 Км);	(6.54)
для 6-метровых балок
с = 111 R / Ru h,	(6.55)
tg а	/	1	\
где с =----------( 0,8 +--------------),	(6.56)
2	\	sin а	/
где а — угол наклона раскосов; R, 8Ш — расчетные сопротивления материа-
ла балки и шпренгеля; h — высота балки.
Если значение с, полученное из выражений (6.54) и (6.55),
меньше 1,34, то условие равно прочности балки и шпренгеля не мо-
жет быть выполнено и сечение раскосов подбирается из условия
прочности балки, при этом угол принимается не более 35°. Приме-
нение в этом случае для элементов шпренгеля стали повышенной
прочности целесообразно.
157
Рис. 6.11. К расчету
балок, усиленных шпрен-
гелем
По принятому углу а и значению коэффициента с (6.56) опреде-
ляется требуемая площадь раскосов шпренгеля:
для 12-метровых балок
7,5-10-’ 31х с (КМ- 0,97)
Ар =---------------------------------------;	(6.57)
sin а (4,36 — Км)
для 6-метровых балок
6,87*10“531х с (Км- 0,97)
sin а
Сечение стойки назначается не меньше Аст = 2,5 Ар sin а. Про-
верочный расчет балки, усиленной шпренгелем, выполняется
как для обычной один раз статически неопределимой системы
с учетом принятых сечений (рис. 6.11).
Как показал анализ, для 12-метровых балок максимальный
момент возникает в сечении, находящемся на расстоянии, близ-
ком к 0,375 I от опоры. Для 6-метровых балок — на расстоянии,
близком к 0,45 Тот опоры. При проверке прочности балки необхо-
димо учесть также усилие обжатия. Если раскосы шпренгеля
центрируются на грань нижнего пояса, то при проверке прочности
балки можно учесть дополнительный разгружающий момент.
Для определения максимального усилия в элементах усиления
система загружается так, чтобы грузовой член канонического
уравнения*Д-ф достигал максимума.
Значение Д-|р определяется по формуле
п	„
S Fki bi (3f -4 bi2)
Д1р = - -1-1----------------------------------,	(6.59)
48 EU1x
где F|<i — давление колеса крана; bj — расстояние от места приложения
давления колеса до ближайшей опоры; п — количество колес крана на
балке.
158
Рис. 6.12. Относительный расход стали на усиление балок
1 — симметричное усиление; 2 — усиление ламелями; 3 — усиление пред-
варительно напряженной затяжкой; 4 — усиление шпренгелем
Несущая способность раскосов в стойки шпренгеля проверяет-
ся как для элементов, работающих на осевые усилия. Расчетная
длина стойки принимается: в плоскости балки 1Х = hCT, из плос-
кости балки 1у = 2 hCT, Для обеспечения устойчивости шпренгеля
стойку следует жестко прикрепить к балке.
Как уже отмечалось, одним из показателей эффективности выб-
ранного способа усиления является расход стали на дополнитель-
ные элементы. Анализ расхода металла на усиление был выполнен
для типовых подкрановых балок пролетом 6 и 12 м под краны
легкого и среднего режимов работы грузоподъемностью 5—80 т.
Относительный расход стали (отношение массы элементов усиле-
ния GyC к общей массе балки Gg) практически не зависит от типа
балок и определяется только необходимой степенью повышения
несущей способности Км- На рис. 6.12 приведены графики зависи-
мости относительного расхода стали GyC / Gg от Км для различных
способов усиления.
При значениях Км <1,4 усиление способом увеличения сече-
ния и одностоечным шпренгелем практически дают одинаковый
расход стали; при большем увеличении крановой нагрузки ра-
циональным способом повышения несущей способности является
усиление шпренгелем. Усиление предварительно напряженной за-
тяжкой во всем реально возможном диапазоне изменения крано-
вых нагрузок приводит к повышенному расходу стали, что связа-
но с большой массой элементов узлов крепления затяжки и до-
полнительных ребер жесткости для обеспечения местной устой-
чивости стенки.
6.4. УСИЛЕНИЕ ФЕРМ
Усиление стропильных ферм покрытия может потребоваться:
при увеличении нагрузок от покрытия; при возрастании снеговой
нагрузки (например, в связи с пристройкой к существующему це-
159
ху более высокого здания, вследствие чего образуется снеговой
мешок); в связи с креплением к фермам нового стационарного
технологического оборудования (трубопроводов, галерей паро-
воздушного охлаждения, вентиляционного оборудования и т.д.);
после установки новых или повышения грузоподъемности сущест-
вующих подъемно-транспортных механизмов; в результате ослаб-
ления сечений элементов, вследствие механических или коррозион-
ных повреждений при эксплуатации.
Необходимость усиления устанавливается в результате прове-
дения проверочных расчетов стропильных ферм с учетом их факти-
ческого состояния. Расчет стержней производится в соответствии
с указаниями [43]. Как было показано в гл. 1, наиболее характер-
ным дефектом стропильных ферм является искривление стержней.
Проверку устойчивости сжатых стержней, имеющих искривления,
следует выполнять как внецентренно сжатых с расчетным эксцент-
риситетом е0, определяемым по формуле
ео =fN [1 - (N / Мэ) ],	(6.60)
где — замеренная при обследовании стрелка искривления стержня; N —
продольная сила в стержне, при которой измерялась стрелка искривле-
ния; Ь1э — критическая сила, определяемая по формуле Эйлера.
Способы усиления ферм весьма разнообразны [9, 12, 18, 33, 55].
Широко применяется традиционный, наиболее универсальный спо-
соб увеличения сечений стержней. При проектировании усиления
элементов следует стремиться к сохранению центровки в узлах
ферм. Если в результате усиления расцентровка превышает 1,5%
высоты сечения стержня, то необходимо рассчитывать стержень с
учетом момента от эксцентричного прикрепления в узле. Совмест-
ная работа существующего сечения и дополнительных усиливаю-
щих деталей обеспечивается креплениями в виде сварных швов,
болтов повышенной и нормальной точности, высокопрочных бол-
тов. Следует различать усиление сжатых и растянутых, прямоли-
нейных и криволинейных стержней. При усилении сжатых стерж-
ней целесообразно располагать элементы усиления таким образом,
чтобы максимально увеличить радиус инерции сечения; при этом
элементы усиления могут не заводиться на фасонки, если обеспе-
чена прочность неусиленных стержней. Элементы усиления растя-
нутых стержней необходимо завести на фасонки на длину, доста-
точную для предачи воспринимаемого этими элементами усилия.
На рис. 6.13 показаны возможные схемы усиления прямолиней-
ных стержней. Для сжатых стержней (с точки зрения увеличения
радиуса инерции) рациональны типы а, в, г, ж. Наиболее удобно
усилить стержень по типу б (два шва, выполняемые в нижнем
положении), но при этом заметно смещается центр тяжести сече-
ния и, кроме того, необходимость заведения уголка усиления на
фасонку требует устройства в нем прорези. Схемы усиления ис-
кривленных стержней представлены на рис. 6.14. Усиление стерж-
ня, имеющего искривление в плоскости фермы по типу а, умень-
шает эксцентриситет действия продольной силы и позволяет во
многих случаях рассчитывать усиленный стержень как централь-
но-сжатый или растянутый. Усиление по Типу б применяется для
160
Рис. 6.13. Усиление стержней ферм из уголков
а—и — типы усиления
ср еж ней, имеющих искривление из плоскости фермы, и также при-
водит к уменьшению эксцентриситета.
Усиление сварных швов крепления стержней ферм в узлах
может быть произведено увеличением длины и высоты шва (если
позволяет толщина соединяемых элементов). Увеличить длину
швов можно устройством дополнительных фасонок (рис. 6.15).
Если напряжение в шве с учетом уменьшения его расчетной длины
вследствие выключения из работы расплавленного участка сварно-
го шва в момент усиления меньше расчетного сопротивления Ву.ш,
то целесообразно усилить соединение увеличением высоты шва.
Шов направляют слоями толщиной 2 мм; при этом высота шва
после усиления не должна превышать по обушку к^ус <1,2 tyr
и по перу кщ,уС < tyr — 1 мм. Прочность существующего шва в
момент усиления с учетом уменьшения расчетной длины проверяет-
ся по формуле
тш = % / ^ш ^ки ~~ кш] R у.ш* (6.61)
где 1МШ — усилие в рассчитываемом шве (по перу или обушку) от нагрузок,
действующих в момент усиления (обычно усилие от постоянных нагрузок);
1Ш — длина шва (по перу или обушку) • А — длина участка шва, выключаю-
щаяся из работы, принимается равной при увеличении высоты шва: в преде-
лах 6—8 мм — 3 см; 8—10 мм — 4 см; 10—12 мм — 5 см.
Усиление узлов клепаных ферм показано на рис. 6.16. Если
позволяет качество металла, целесообразно выполнить усиление
с помощью сварных швов. При невозможности выполнить такое
усиление следует передать усилие со стержня на уголковый коро-
тыш и затем на фасонку через болты повышенной точности.
Способом изменения конструктивной схемы можно усилить
как отдельные стержни, так и ферму в целом. На рис. 6.17 показа-
но усиление сжатых стержней ферм постановкой шпренгелей,
уменьшающих расчетную длину стержней. Такой метод усиления
повышает устойчивость стержней только в плоскости фермы и
его следует применять при незначительном увеличении усилий в
стержнях. Растянутые стержни фермы (прежде всего растянутый
пояс) можно усилить предварительно напряженной затяжкой.
11—648
161
Рис. 6.14. Усиление
стержней ферм
а — имеющих искрив-
ление в плоскости фер-
мы; б — то же, из плос-
кости фермы
Рационально применять способы изменения конструктивной
схемы фермы, повышающие несущую способность нескольких
или всех стержней фермы. Изменение конструктивной схемы фер*
мы позволяет регулировать усилия в ее элементах, распределяя их
наиболее благоприятным образом. Применение этого метода
162
Рис. 6.15. Усиление узлов свар,
ных ферм
Рис. 6.16. Усиление узлов клепаных
ферм
а — болтами; б — сварными шва-
ми
Рис. 6.17. Усиление отдельных стерж*
ней стропильных ферм изменением
конструктивной схемы
а — установкой шпрен гелей; б —
предварительно напряженной затяжкой
целесообразно при значительном увеличении нагрузок на всю
конструкцию, т.е. при необходимости общего усиления фермы.
Возможности регулирования усилий возрастают с применением
предварительного напряжения.
Следует отметить, что использование способа изменения конст-
руктивной схемы в целях общего усиления фермы обычно вызы-
вает необходимость усиления отдельных элементов решетки, поя-
163
сов и соединений методом увеличения их сечений. Рациональное
сочетание этих способов, позволяющее получить экономичное
по расходу стали и трудоемкости изготовления конструктивное
решение — одна из главных задач проектировщика.
Наиболее просто изменить конструктивную qceMy стропильных
ферм, обеспечив их неразрезность на опорах. В результате умень-
шаются усилия в средних панелях поясов ферм, но увеличиваются
усилия в опорных раскосах и опорных панелях. При этом возмож-
но появление сжатия в опорной панели нижнего пояса ферм, что
вызывает необходимость закрепления этой панели из плоскости
с помощью распорок. Эффективно при этом включение в работу
стропильных ферм фонарей, расположенных по средним рядам
колонн. При этом может потребоваться усиление элементов фо-
нарей.
При установке новых или повышении грузоподъемности су-
ществующих подвесных кранов целесообразно установить верти-
кальные связи между фермами по всей длине здания, которые
перераспределят нагрузку от кранов между фермами, и при опре-
делении усилий в элементах фермы учесть пространственную ра-
боту покрытия.
Во многих существующих зданиях стропильные фермы изго-
товлены из кипящей стали, что не допускается действующими нор-
мами из-за опасности хрупкого разрушения [43]. Установка верти-
кальных связей по всей длине цеха резервирует систему конструк-
ций покрытий и поэтому указанный прием рекомендуется приме-
нять для повышения надежности стропильных ферм, эксплуати-
рующихся в неотапливаемых зданиях.
На рис. 6.18 приведены способы изменения конструктивной схе-
мы стропильных ферм, с помощью которых создаются новые ком-
бинированные системы. Выбор того или иного способа в значитель-
ной степени определяется условиями эксплуатации и конструктив-
ными особенностями существующего покрытия (наличие мосто-
вых или подвесных кранов, тип фермы и т.д.). При наличии
свободного пространства под фермой целесообразно исполь-
зовать схему а (усиление с помощью шпренгелей). Если в здании
имеются мостовые краны, можно произвести усиление по схеме б,
но при этом снижается эффективность шпренгельных систем.
164
В зданиях, оборудованных мостовыми кранами, перспективно
применение комбинированных систем с использованием гибких
элементов (вант, гибких и жестких нитей, подвесок), располагае-
мых сверху стропильных ферм (схемы в, el. К числу достоинств
усиления этих типов относится проведение работ в условиях, не
ограниченных действующим производством, а также применение
элементов, которые работают на растяжение.
Эффективность усиления по типам в, г снижают следующие
факторы: необходимость вскрытия кровли, сложность восприя-
тия распора, защита от коррозии элементов усиления, находящих-
ся на открытом воздухе. Эффективность усиления по типам а—г
может быть повышена активным регулированием усилий в фер-
мах с помощью предварительного напряжения шпренгелей, а так-
же элементов висячих и вантовых покрытий, но при этом увеличи-
вается трудоемкость работ по изготовлению и монтажу конструк-
ций, возникают трудности, связанные с контролем напряжения
в процессе производства работ и эксплуатации. На схеме д (рис.
6.18) показано усиление стропильной фермы аркой с подвесками.
Так как арка работает на сжатие, то необходимо обеспечить ее
устойчивость из плоскости системой связей. При усилении этого
типа более просто решается вопрос о восприятии распора.
Разработанный и внедренный при реконструкции мартеновско-
го цеха металлургического завода метод усиления стропильных
ферм введением предварительно напряженных вант отличается
сравнительной простотой, не требует разгрузки существующих
конструкций и остановок технологического процесса, позволяет
при дальнейшей эксплуатации регулировать напряжения в эле-
ментах конструкций в соответствии с их фактической несущей
способностью (рис. 6.19).
165
Сущность метода (авт. свид. № 775279) состоит в следующем.
Существующие колонны 1 наращиваются заранее изготовленными
элементами 3. К коньковому узлу существующей стропильной
фермы 2 прикрепляют поэлементно стрелу 4, при этом нижний
пояс фермы 1 не касается внутренних граней стрелы 4. На послед-
нюю заводится и временно закрепляется ползунок 5. Предвари-
тельно вытянутые ванты 6 заводятся в пазы ползунка и закреп-
ляются в проектном положении на концах элементов. В отвер-
стия ползунка крепится грузовая платформа 7. Временное закреп-
ление ползунка снимается; грузовая платформа висит на вантах,
ползунок имеет возможность свободно скользить по направляю-
щим стрелы. Тарированными грузами платформа загружается до
расчетной величины. Ползунок закрепляется на стреле в проект-
ное положение. Грузовая платформа разгружается, причем тариро-
ванные грузы убирают слоями. Грузовая платформа снимается. Все
операции по натяжению и закреплению вант длятся 3,5—4 ч. Конт-
роль натяжения вант может осуществляться одно- и многоязыко-
выми частотомерами.
В период дальнейшей эксплуатации при уменьшении фактичес-
кой несущей способности элементов существующих конструк-
ций или увеличении нагрузок на стропильные фермы при ремон-
те и замене кровли расчетное разгружающее усилие может быть
увеличено за счет применения более мощных вант. Этот метод
может найти применение при реконструкции и усилении конструк-
ций одноэтажных промышленных зданий с достаточным свобод-
ным подферменным пространством.
Проверка несущей способности растянутых и внецентренно
растянутых стержней стропильных ферм, усиленных под нагруз-
кой способом увеличения сечений, производится в упругой стадии,
если они изготовлены из кипящей стали или эксплуатируются при
температуре ниже—30° С, а также в зданиях с подвесными кранами.
За критерий несущей способности принимается достижение напря-
жениями в основном металле значения расчетного сопротивления,
и в этом случае принимать сталь усиления более высокой прочнос-
ти, чем сталь существующих элементов фермы, становится нецеле-
сообразным. Прочность усиленного стержня проверяется по фор-
муле
Ni	N2
о =-------+-----------<?R,	(6.62)
Ao Ao + AyC
где Ni — усилие в стержне от нагрузок, действующих до усиления; N2 —
усилие в стержне от нагрузок, действующих после усиления; у — коэффи-
циент условий работы принимается в соответствии с [43] равным 0,95;
R — расчетное сопротивление основного металла.
Если в результате усиления произошло смещение центра тяжес-
ти сечения стержня, его следует рассчитывать как внецентренно
растянутый с эксцентриситетом е, равным расстоянию от перво-
начальной оси стержня до центра тяжести усиленного сечения.
Прочность усиленного стержня проверяется по формуле
166
Ni	N2	N2 e y0
a =------+---------------+-------------<7R,	(6.63)
Ao Aq 4* AyQ J
где 3 — момент инерции усиленного сечения; уо — расстояние от центра тя-
жести усиленного сечения до наиболее растянутого волокна основного
металла.
Если фермы изготовлены из сталей, отвечающих требованиям
действующих норм [43], а также эксплуатируются при температу-
ре выше — 30°С под действием статической нагрузки, то расчет
растянутых (внецентренно растянутых) стержней, усиленных под
нагрузкой способом увеличения сечений, можно производить в
упругопластической стадии, В этом случае за критерий несущей
способности принимается достижение напряжениями в металле
усиления значения расчетного сопротивления (тем самым до-
пускается развитие пластических деформаций в основном метал-
ле) . Если расчетное сопротивление металла усиления не более
чем на 15% превышает расчетное сопротивление материала сущест-
вующих элементов, проверку прочности растянутых стержней мож-
но выполнить по формуле
о = N / (Ао + Аус) < 7 R,
(6.64)
где N — расчетное усилие в стержне (с учетом увеличения нагрузок); R —
меньшее из двух расчетных сопротивлений металла усиления и основного.
Прочность внецентренно растянутых стержней можно проверить
по формуле
N	N2 е уус
а =---------+-----------— <7R,	(6.65)
Ао 4" Ayg	3
где Уус — расстояние от центра тяжести усиленного сечения до наиболее
растянутого волокна металла усиления,
Если расчетное сопротивление металла усиления более чем на
15% превышает расчетное сопротивление основного металла, то
проверку прочности растянутых (внецентренно растянутых) стерж-
ней, усиленных под нагрузкой, следует выполнять с учетом разных
расчетных сопротивлений (как бистальных стержней),
При проверке несущей способности сжатых стержней, усиленных
под нагрузкой способом увеличения сечений, исходим из того,
что потеря устойчивости может произойти только для всего усилен-
ного стержня (так как сварные швы или другие крепления, кото-
рые связывают элементы усиления с существующими уголками,
обеспечивают их совместную работу). Работа сжатых стержней,
усиленных под нагрузкой, отличается от работы стержней, нагру-
жаемых с нуля. Это объясняется более ранним появлением пласти-
ческих деформаций в сечении усиленного стержня, увеличением
эксцентриситета из-за большей деформативности стержня до уси-
167
ления (для внецентренно сжатых стержней), а также из-за влия-
ния остаточных сварочных деформаций. В результате критические
напряжения потери устойчивости стержня, усиленного под нагруз-
кой, могут оказаться ниже критических напряжений стержней,
нагружаемых с нуля. Влияние этих факторов можно учесть коэф-
фициентом условий работы, который в соответствии с [43] реко-
мендуется принять 0,8. Подробно вопросы работы и расчета сжа-
тых стержней, усиленных под нагрузкой, рассмотрены в [38].
Устойчивость центрально-сжатых стержней проверяется по фор-
муле
а = N / [ (Ао + Аус) </?] < у R,	(6.66)
где ip — коэффициент продольного изгиба, принимаемый в зависимости
от гибкости усиленного стержня; у = 0,8 — коэффициент условий работы;
R — уменьшение из расчетных сопротивлений металла усиления и основ-
ного металла (для усиления сжатых стержней нерационально применять
сталь более прочную, чем в основных элементах).
Если в результате усиления произошло смещение центра тяжес-
ти сечения стержня, его необходимо рассчитывать как внецентрен-
но сжатый с эксцентриситетом е, равным расстоянию от первона-
чальной оси стержня до центра тяжести усиленного сечения. Устой-
чивость проверяют по формуле
о = N / [ (Ао + Аус) ¥>вн] < 7 R,	(6.67)
где <Рвн т коэффициент, определяемый по указаниям (43].
Проверку устойчивости стержня из плоскости обычно произво-
дить не требуется. При необходимости она выполняется в соот-
ветствии с указаниями норм.
Сварные швы крепления элементов усиления в узлах должны
быть рассчитаны на усилие, воспринимаемое этими элементами
Мус = АуС RyC 7. Сварные швы, усиленные наплавкой или увеличе-
нием длины, рассчитываются из условия выравнивания в них
напряжений на полное расчетное усилие N, действующее в усилен-
ном стержне. При этом расчетное сопротивление единого сварно-
го шва принимается меньшее из двух значений расчетных сопро-
тивлений существующего сварного шва и шва усиления. Сварные
швы усиления клепаных узлов следует рассчитывать на усилие,
возникающее в стержне фермы от нагрузок, приложенных после
усиления (существующие заклепки не учитываются) (см. рис.
6.16).
Болты повышенной точности, передающие усилие со стержня
фермы через уголковый коротыш на узловую фасонку, рассчиты-
вают на усилие от нагрузок, приложенных после усиления, увели-
ченное на 20%. Тем самым учитывается увеличение усилия на бол-
ты вследствие передачи нагрузки с эксцентриситетом.
Усилия в стержнях стропильных ферм, усиленных способом из-
менения конструктивной схемы, определяются в две или три ста-
дии: на первой — усилия в стержнях стропильной фермы находятся
168
в соответствии с существующей расчетной схемой на нагрузки,
приложенные до усиления; на второй — вычисляются усилия в
стержнях по новой расчетной схеме как в статически неопредели-
мой системе на нагрузки, приложенные после усиления.
В случае применения элементов усиления с предварительным
напряжением также должны быть вычислены усилия в стержнях
от силы предварительного напряжения. Расчетные усилия в стерж-
нях находятся суммированием усилий, определенных на всех
указанных стадиях работы конструкций.
6.5. УСИЛЕНИЕ КОЛОНН
Как показывают результаты обследований (см. гл. 1), повреж-
дения колонн от силовых воздействий достаточно редки, что объяс-
няется значительной недогруженностью колонн промышленных
зданий и наличием в них определенных резервов несущей способ-
ности. Поэтому во многих случаях при реконструкции производст-
венных зданий не требуется усиливать или заменять колонны и
для обеспечения их дальнейшей нормальной эксплуатации можно
ограничиться лишь небольшими ремонтными работами по ликви-
дации отдельных повреждений.
Необходимость усиления колонн возникает, как правило, толь-
ко при значительном увеличении нагрузок, а также в случае сущест-
венного коррозионного износа конструкций. Поскольку колонны
воспринимают нагрузки от всех вышележащих конструкций, их
полная разгрузка крайне сложна, поэтому основной задачей при
выборе способа усиления колонн является обеспечение возмож-
ности выполнения работ под нагрузкой или с частичной разгруз-
кой (например, снятие временных нагрузок).
Как и для других конструкций, усиление колонн может быть
выполнено методом увеличения сечения, изменением конструк-
тивной схемы или комбинированным методом. Наиболее рас-
пространенный способ повышения несущей способности колонн —
увеличение сечения элементов. При усилении центрально-сжатых
колонн (рис. 6.20) должно быть обеспечено минимальное смеще-
ние центра тяжести усиленного сечения от линии действия сжимаю-
щих усилий, в связи с чем для них рационально симметричное
усиление.
Если несущая способность колонн определяется устойчивостью
относительно оси х (см. рис. 6.20), то наиболее простым является
усиление по схемам а, ж, и, л. При этом габариты колонн практи-
чески не возрастают, наряду с увеличением площади сечения воз-
растает радиус инерции относительно оси х и снижается гибкость.
В связи с малой жесткостью элементов усиления по этим схемам
могут быть усилены также колонны, получившие искривления.
Если несущая способность колонн определяется устойчивостью
относительно оси у, то рационально усиление по схемам б, в, г, з.
При усилении внецентренно сжатых колонн с преобладающими
моментами одного знака целесообразна несимметричная схема уси-
ления со смещением центра тяжести усиленного сечения в сторону
действия момента (рис. 6.20, схемы д,ем). Если моменты различ-
ных знаков близки по абсолютной величине, то, как и в случае
169
Рис. 6.20. Усиление колонн увеличе-
нием сечения
а—д — сплошного сечения; ж—м —
сквозного сечения
центрально-сжатых колонн, следует использовать симметричную
или близкую к ней схему усиления.
В некоторых случаях центрально-сжатые или сжатые с неболь-
шим эксцентриситетом колонны могут быть усилены обетониров-
кой. При конструировании усиления необходимо обеспечить сов-
местную работу бетона усиления и основного стержня, в этом слу-
чае колонна после усиления может рассматриваться как железо-
бетонный стержень с жесткой арматурой.
При условии обеспечения прочности колонн элементы усиления
могут не доводиться до узлов (базы, оголовка). Крепление элемен-
тов усиления колонн осуществляется, как правило, на сварке1.
Сдвигающие усилия в швах невелики, поэтому их следует прини-
мать минимальной высоты. В конструкциях, эксплуатируемых при
температуре выше —30°С, в неагрессивной и слабоагрессивной
средах допускается применять прерывистые швы. Для предотвра-
щения щелевой коррозии места примыкания элементов на участ-
ках между шпонками следует герметизировать.
Усиление колонн способом увеличения сечения достаточно эф-
фективно и может выполняться практически при любом повыше-
нии нагрузок. Однако большая протяженность вертикальных швов,
необходимость устройства подмостей по всей высоте колонны по-
Для крепления тонкостенных элементов усиления могут быть и с полы
зованы дюбеля. Однако работа соединения на дюбелях под нагрузкой еще
недостаточно изучена и требует дополнительной проверки.
170
Рис. 6.21. Усиление колонн введением дополнительных связей
а — усиление связей по нижним поясам ферм; б — постановка рас-
порок; в, г — постановка оттяжек
вышают трудоемкость работ по усилению. Кроме того, при усиле-
нии колонн, заделанных в стене, приходится проводить разборку
стенового ограждения.
В результате приварки элементов усиления в колоннах возни-
кает остаточный сварочный прогиб, приводящий к появлению
дополнительного эксцентриситета приложения нагрузки. Направ-
ление остаточного прогиба противоположно направлению прогиба
элемента непосредственно в процессе сварки, поэтому в тот или
иной период времени сварочный прогиб для колонн, усиливаемых
под нагрузкой, представляет собой догружающий фактор.
Сварочный прогиб зависит от жесткости стержня и погонной
энергии при наложении швов. Для снижения влияния сварочных
прогибов рекомендуется после сборки элементов усиления осу-
ществить вначале их точечную приварку и лишь затем приступить
к наложению основных швов. Это обеспечивает совместную работу
элементов усиления и основного стержня и способствует сниже-
нию сварочных деформаций. Применение шпоночных швов также
приводит к значительному уменьшению прогибов и сокращает
сроки выполнения сварочных работ.
Усиление колонн способом изменения конструктивной схемы
достаточно разнообразно (рис. 6.21). В высоких однопролетных
зданиях с кровлей малой жесткости (волнистые листы с крепле-
нием на кляммерах) ужесточением связей по нижним поясам ферм
(схема а) можно существенно увеличить эффект пространствен-
ной работы и уменьшить моменты от крановых нагрузок в нижнем
сечении колонн до 50% (см. гл. 5). Особенно целесообразен этот
171
Рис. 6.22. Усиление колонн
установкой дополнительных
стоек
а — к подкрановым бал-
кам; б — к стропильным
констр укциям
прием в коротких зданиях при устройстве жестких торцов. В этом
случае верхний конец колонн может считаться несмещаемым,
что приводит к уменьшению расчетной длины колонны в плоскости
рамы.
Как показано в гл. 5, значительно повышается Эффект прост-
ранственной работы каркаса также при устройстве неразрезных
подкрановых конструкций. При этом благодаря введению допол-
нительной упругой опоры на уровне тормозных конструкций
расчетная длина колонны в плоскости рамы снижается на 15—20%.
Расчетную длину колонн из плоскости рамы можно уменьшить
постановкой дополнительных распорок (схема б).
Для повышения поперечной жесткости каркаса и уменьшения
расчетной длины колонн могут использоваться предварительно
напряженные оттяжки (схема в). Однако такое усиление увели-
чивает в стойках продольные усилия в результате натяжения от-
тяжек, требует устройства сложных анкерных креплений и за-
громождает прилегающую к зданию территорию. Применение
этого способа оправдано в исключительных случаях, когда другие
методы усиления не могут быть использованы.
Одним из способов усиления колонн является снижение в них
продольных усилий, благодаря введению дополнительных стоек
или подкосов. Для уменьшения продольных усилий от крановых
нагрузок дополнительными стойками или подкосами подкрепляют-
ся подкрановые балки (см. рис. 6.3, схемы в, д). Этот способ целе-
сообразен при необходимости одновременного усиления подкра-
новых конструкций. Если балки опираются на консоли колонн, то
для их разгрузки могут быть установлены подкрановые стойки,
соединенные с основной колонной гибкими связями (схема а,
рис. 6.22).
В пролетах без мостовых кранов на дополнительные стойки
могут быть переданы нагрузки от покрытия (рис. 6.22, схема б).
Установка дополнительных стоек загромождает пространство цеха
и требует устройства отдельных фундаментов. Кроме того, для
включения элементов усиления в работу необходимо плотно по-
догнать их к вышележащим конструкциям подклиниванием или
домкратами. Все это усложняет производство работ и повышает
их трудоемкость. При значительном повышении крановых нагру-
зок целесообразно устройство отдельной крановой эстакады,
воспринимающей все вертикальные нагрузки от кранов, при этом
пролет мостовых кранов должен быть несколько уменьшен.
Разгрузка колонн введением дополнительных стоек может
быть рекомендована в случае, если колонны при эксплуатации
получили существенные повреждения и их усиление методом
увеличения сечения не может быть выполнено (большой корро-
172
зионный износ, низкая свариваемость стали и т.д.). После разгруз-
ки поврежденные колонны могут быть усилены бетоном. В некото-
рых случаях для усиления колонн может быть использован эффект
предварительного напряжения. Такое усиление имеет ряд преиму-
ществ по сравнению с традиционными методами. Это: разгрузка
элементов конструкций и снятие опасных напряжений; включе-
ние элементов усиления в работу конструкций непосредственно
после их прикрепления; увеличение зоны упругой работы конст-
рукций; снижение объема сварочных работ при монтаже элементов
усиления; рациональное использование свойств материалов высо-
кой прочности, применяемых для элементов усиления.
К наиболее эффективным способам усиления колонн предва-
рительно напрягаемыми элементами, относятся [9]: увеличение
сечений предварительно напрягаемыми распорками; введение в
работу усиливаемых колонн предварительно напряженных элемен-
тов из труб и других жестких профилей; комбинированное усиле-
ние — разгрузка колонны вводимыми в ее работу предварительно
напрягаемыми элементами с последующим ее усилением увеличе-
нием сечений.
Предварительно напрягаемые распорки впервые предложены
Н.М. Онуфриевым для усиления железобетонных колонн. Эффек-
тивность усиления ветвей нижней части стальных колонн предва-
рительно напрягаемыми распорками возрастает пропорциональ-
но значению внешней нагрузки в момент усиления. Увеличение
трудоемкости усиления, связанное с созданием усилия стягива-
ния распорок для получения заданного предварительного напря-
жения, незначительно. Предварительное напряжение распорок
усиления обеих ветвей производят синхронно. Усилие предвари-
тельного напряжения распорок каждой ветви пропорционально
действующей в ней нормальной силе в момент усиления. Конце-
вые крепления выполняют в пределах башмака и траверсы колон-
ны. Иногда целесообразно разгружающие распорные системы ус-
танавливать в плоскости, перпендикулярной той, в которой произ-
водится усиление.
Введение в работу усиливаемой колонны предварительно
напрягаемых элементов трубчатого или другого жесткого профиля
дает возможность разгрузить ее на любую заданную величину
и позволяет избежать больших объемов сварочных работ, обычно
имеющих место при традиционном усилении увеличением сечений.
При значительном увеличении крановых нагрузок в некоторых
случаях рационально применять комбинированное усиление — раз-
грузку обеих ветвей колонны введением в работу нижней ее части
предварительно напрягаемых жестких элементов с последующим
увеличением сечений ветвей. Предварительно напряженные усили-
вающие элементы обеспечивают заранее заданный уровень снятия
начальных деформаций и напряжений в усиливаемом стержне,
что позволяет безопасно соединить основной и добавляемый эле-
менты сваркой. Несущая способность сжатых стержней, усиленных
с предварительным напряжением увеличивается за счет повыше-
ния зоны ее упругой работы, полной совместной работы старого
и нового сечений и уменьшения начального прогиба усиливаемого
стержня.
173
Усиление конструкций колонн изложенными способами отли-
чается достаточно высокими затратами на производство работ по
усилению, что ограничивает область их применения (в особенности
для колонн одноэтажных промышленных зданий). МакИСИ пред-
ложен способ усиления, позволяющий расширить применение эф-
фекта предварительного напряжения при усилении колонн и их
отдельных элементов (в частности, при увеличении вылета подкра-
новой консоли, усилении поврежденных участков колонны и т.п.).
Суть способа состоит в следующем. В состав колонны вводится
предварительно сжатый элемент усиления, при этом, после закреп-
ления элемента усилие предварительного сжатия снимается и стано-
вится разгружающим усилием для существующей колонны. Схема
усиления колонны представлена на рис. 6.23. На усиливаемую ко-
лонну одевается обойма из уголков, скрепленных планками. Осу-
ществляется опирание обоймы на фундамент и предварительное
напряжение ее ветвей металлическими тяжами. Усилие предвари-
тельного напряжения контролируется динамометрическими клю-
чами. После достижения расчетного усилия верхняя часть обоймы
приваривается к колонне. Обойма включается в работу разреза-
нием тяжей. Растягивающие усилия элемента усиления оказывают
разгружающее действие на существующую колонну.
Способ усиления колонн предварительно напряженными элемен-
тами позволяет решить ряд инженерных задач, возникающих при
усилении конструкций колонн промышленных зданий, к числу
которых относятся:
общее усиление колонн для увеличения расчетных нагрузок,
вызванное изменением режима эксплуатации (повышение грузо-
подъемности мостовых кранов и т.п.);
выключение из работы всей колонны или ее отдельных участ-
ков, получивших повреждение при эксплуатации;
изменение геометрических параметров колонн (увеличение
вылета подкрановой консоли и т.п.).
Этот способ был применен при усилении колонн чугуно-литей-
ного цеха машиностроительного завода. При реконструкции цеха
возникла необходимость увеличения вылета консоли колонн.
Для восприятия дополнительного изгибающего момента, обуслов-
ленного смещением подкрановых балок относительно существую-
щего положения, в состав колонн вводится предварительно напря-
женный подкос, состоящий из двух швеллеров № 18. Усилие пред-
варительного напряжения в подкосе, создаваемое динамометри-
ческими ключами, подбиралось таким, чтобы компенсировать
дополнительный изгибающий момент. Установка и приварка зара-
нее изготовленных подкосов была проведена практически без
остановки технологического процесса, что дало значительный эко-
номический эффект.
Проверка несущей способности сплошных колонн, усиливаемых
методом увеличения сечения производится аналогично изложен-
ному в п. 4 этой главы. При усилении сквозных колонн остаточ-
ные сварочные деформации появляются как в стержне в целом, так
и в отдельных ветвях. Для оценки их несущей способности может
быть использована методика расчета сквозных стержней по дефор-
мированной схеме, предложенная В.В. Горевым.
174
Рис. 6.23. Усиление колонн предварительно сжа-
тыми элементами
1 — колонна; 2 — элементы усиления; 3 — тяжи;
4 — соединительные планки; 5 — опорные детали
Распространяя эту методику на расчет усиливаемых конструк-
ций, формулу проверки несущей способности сквозных стержней
можно записать в виде:
N1 Аж А»н Ai < R1.	(6.68)
где N — расчетное значение продольной силы; Ai,3i — площадь сечения и мо-
мент, инерции усиленного стержня; — коэффициент, определяемый
175
по табл. 74 [43] в зависимости от условной гибкости усиленной ветви (Xg)
и приведенного эксцентриситета ГП|В; при определении ПТ|В эксцентриситет
продольного усилия ветви принимается равным остаточному сварочному
прогибу ветви fCB,B; ^вн — коэффициент, определяемый по табл. 75 [43] в
зависимости от условной гибкости усиленного стержня X и относитель-
ного эксцентриситета m
Гибкость Хпр определяется по формуле
.____________ / b
хпр=Л +в1 --1- У	(6.69)
Ар	Е
где X — гибкость усиленного стержня; Ар — площадь сечения раскосов;
01 — коэффициент, определяемый по [43],
При вычислении m эксцентриситет продольного усилия е = е0 ±
± е0 = М / N; fCB — остаточный сварочный прогиб стержня.
Значения остаточных сварочных прогибов fCB и fCB,B могут
определяться в соответствии с методикой, предложенной в работе
[38]. С достаточной для практических расчетов точностью влияние
остаточных сварочных деформаций на устойчивость усиленного
стержня может быть учтено коэффициентом условий работы у -
= 0,8. В этом случае значения <рвн и <Рвн вычисляются без учета
остаточных сварочных прогибов. Расчет колонн, усиленных с ис-
пользованием предварительного напряжения, изложен в рабо-
те [7].
Глава 7. ТЕХНОЛОГИЯ УСИЛЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ
КОНСТРУКЦИЙ И ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОЕ
ОБОСНОВАНИЕ ПРИНЯТЫХ МЕТОДОВ УСИЛЕНИЯ
Выбор технических решений и методов производства работ
по усилению конструкций должен предусматривать применение
элементов усиления повышенной заводской готовности и выполне-
ние возможно большего объема работ в достановочный период для
снижения трудоемкости монтажа и сокращения времени останов-
ки производства. Последовательность выполнения работ назначает-
ся с учетом требований максимального совмещения производст-
венных процессов. При большом объеме работ по усилению их
выполняют по захваткам, размеры которых определяются в зави-
симости от количества отдельных технологических участков.
Работы по усилению начинают только при наличии проекта
производства работ (ППР), разрабатываемого на основании резуль-
татов обследования и проекта усиления конструкций. При разра-
ботке ППР следует учитывать объемно-планировочное и конструк-
тивное решение здания, схему размещения технологического обо-
рудования, возможность доступа к конструкциям и устройства
176
проемов и проездов для строительных машин и механизмов, усло-
вия производства работ и степень загазованности и запыленности
помещения.
7.1.	ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА ПРОИЗВОДСТВА РАБОТ [16]
Приемка и складирование конструкций усиления. Конструк-
ции усиления для реконструируемого объекта принимаются от
завода-изготовителя пр комплектовочным ведомостям, серти-
фикатам с обязательной проверкой соответствия марки стали
проектным решениям. При этом устанавливается соответст-
вие поперечных сечений, длины элементов проектным размерам
конструкций, правильность выполнения сварных швов (высота
и длина), болтовых соединений (диаметр, расстояние), а также
качество выполненных в заводских условиях соединений (свар-
ных, болтовых). В предварительно напряженных конструкциях
проверяются сечения затяжек, качество выполнения анкерных
креплений. Обнаруженные отклонения размеров от проектных
не должны превышать допусков по СНиП Ш-18-75, а обнаружен-
ные при осмотре дефекты конструкций устраняют до начала
монтажа.
Конструкции усиления складируются в непосредственной бли-
зости от места выполнения работ или размещают так, чтобы обес-
печить минимальный объем погрузочно-разгрузочных операций
и максимально использовать для этих целей технологическое обо-
рудование реконструируемых цехов и объектов. Элементы и конст-
рукции усиления при транспортировании и складировании укла-
дываются на специальные подкладки и закрепляются на транспорт-
ных средствах за монтажные скобы и проушины скрутками из
проволоки. Детали конструкций усиления, которые монтируются
поэлементно, увязывают в пакеты. Канаты перевозятся в бухтах
с внутренним диаметром не менее 2,5 м — при диаметре каната
до 42 мм и 3,5 м — для каната с большим диаметром. Затяжки
транспортируют, складируют и монтируют с надетыми фикса-
торами и диафрагмами, которые должны быть взаимосвязаны
проволочными скрутками.
Подготовительные работы должны обеспечивать безопасное
и качественное выполнение всех работ по усилению, для чего
оформляется наряд-допуск на их проведение в действующем
цехе. К рабочему месту подводят при необходимости сжатый
воздух, кислород, воду, пар с врезкой в существующие цеховые
магистрали, устанавливают и подключают к электросети свароч-
ные трансформаторы, производят перенос промышленных прово-
док, устанавливают средства пожаротушения.
До начала основных работ по усилению конструкций собирают
и сдают в эксплуатацию монтажные механизмы, навесные блоки,
устраивают якоря лебедок. При невозможности применения типо-
вых приспособлений из-за стесненности фронта работ используют
индивидуальные монтажные средства, изготовленные по специаль-
ным чертежам согласно СНиП IJI-4-80 и соответствующие государст-
венным стандартам. Выполняют испытания изготовленных приспо-
соблений и оснастки в соответствии с требованиями Госгортехнад-
зора.
177
12—648
Для безопасного производства работ ограждают опасные зоны,
устанавливают указатели безопасных подходов в зону работ, укла-
дывают переходные мостики, настилы, натягивают страховочные
тросики, навешивают лестницы, люльки на конструкции для произ-
водства монтажных работ, устраивают защитные козырьки. Вы-
водят из зоны работ по усилению мостовые краны, закрепляют
и устанавливают тупиковые упоры.
В случае усиления конструкций при частичном снятии дейст-
вующих нагрузок их разгружают от временных нагрузок: пыли,
снега, материалов, инструментов. При этом ограничивают пребыва-
ние людей на рабочих площадках, в проходах галерей и т.п. без
снижения интенсивности протекания технологического процесса
производства. При необходимости уменьшения постоянных нагру-
зок используют временные опоры с домкратами, с помощью ко-
торых разгружают колонны и элементы ферм. Место установки
временной опоры и требуемое усилие в домкратах определяют
расчетами и указывают в ППР.
В подготовительный период на монтируемые элементы наносят
оси, отметки, риски, в местах строповки просверливают отверстия
с последующим обустройством монтажными приспособлениями.
Канаты, используемые для затяжек, предварительно вытягивают
на стенде с приложением усилия, превышающего проектное на
20%, и выдерживают под натяжением в течение 1 ч. Одновременно
с вытяжкой проверяют прочность анкерных закреплений. При
вытяжке не допускают раскручивания каната и превращения ан-
керов.
При необходимости создания предварительного напряжения гид-
равлическими домкратами последние тщательно тарируют по об-
разцовым динамометрам. Тарировку выполняют тем же маномет-
ром, который используют на насосной станции. Если для создания
предварительного напряжения применяют установку из двух или
нескольких гидродомкратов, то их объединяют в систему с одной
насосной станцией. Домкраты соединяют с насосной станцией гиб-
кими высоконапорными шлангами (40 мПа).
Монтажные работы выполняют в соответствии с проектом
производства работ (ППР), технологическими картами и
СНиП 111-18-75. В случае невозможности применения обычных
методов и средств производства монтажных работ различные под-
держивающие элементы усиления (балки, шпренгели), используе-
мые для усиления несущих конструкций (ферм, ригелей), устанав-
ливают в проектное положение непосредственно с монтажных
столиков. В этом случае поддерживающие элементы располагают
на усиливаемых или других конструкциях, а затем домкратами,
винтовыми и другими приспособлениями выводят в проектное
положение (рис. 7.1).
Для стесненных условий производства монтажных работ сле-
дует использовать специальные приспособления и устройства:
захваты, балансирные и поворотные траверсы, опорные и инвентар-
ные столики, упоры. Наводку конструкций усиления в проектное
положение производят оттяжками из пеньковых или капроновых
канатов. При этом запрещается принудительная подгонка конст-
рукций усиления при их монтаже. На конструкциях усиления уста-
навливаются фиксаторы, упоры, направлющие и другие приспособ-
178
Рис. 7.1. Установка инвентарных опорных столиков
1 — уголки существующих конструкций; 2 — уголок усиления; 3 —
фасонка; 4 — вертикальный прижимной винт; 5 — горизонтальный при-
жимной винт; 6 — направляющая
Рис. 7.2. Приспособления для сборки и выверки элементов усиления
1 — усиливаемая конструкция; 2 - элемент усиления; 3 - скоба;
4 — клин; 5 — фиксатор; 6 — эксцентриковый зажим; 7 — струбцина;
8 — вилка; 9 — стяжка; 10 — риска; 11 — упор
179
12—648
ления, которые обеспечивают упрощение выполнения монтажных
процессов, увеличивают точность монтажа и повышают произво-
дительность труда. Устанавливаемые элементы усиления до их
расстроповки должны быть надежно закреплены прихватками,
болтами, пробками, струбцинами, расчалками и др. (рис. 7.2).
Соединение элементов конструкций на болтах предусматривают:
при невозможности выполнения сварных соединений из-за непри-
годности стали усиливаемых элементов конструкций к сварке; при
усилении заклепочных соединений; при невозможности выполне-
ния сварных соединений из-за пожаро- и взрывоопасности среды;
для фиксации элементов конструкций усиления при монтаже. В
первых трех случаях применяют болты повышенной точности или
высокопрочные. В случае фиксации элементов в процессе монтажа
применяют болты нормальной точности.
Диаметр отверстий под болты повышенной точности устанавли-
вают по номинальному диаметру их стержней, либо вначале готовят
отверстие меньшего диаметра с последующим рассверливанием
на указанный выше диаметр после сборки деталей усиления с уси-
ливаемой конструкцией. Контроль качества подготовленных от-
верстий осуществляют калибром непосредственно после рассвер-
ловки отверстий и сборки элементов. Разборка соединений после
рассверловки не допускается.
При усилении конструкций с увеличением площади сечения и
применении высокопрочных болтов предварительно тщательно
очищают соприкасающиеся поверхности нового и старого металла
от старой краски, ржавчины, масляных пятен и т.д., а также удаля-
ют заусеницы в отверстиях и. по кромкам деталей. При этом соеди-
няемые поверхности обрабатывают одним из следующих способов:
химическим (растворами кислоты), ручным или механическим (с
использованием стальных щеток, пескоструйных установок).
Гайки в высокопрочных болтах завертывают в два этапа. Внача-
ле закручивают гайку обычным накидным ключом до отказа или
пневматическим гайковертом типа ИП 3103, затем на гайку и шай-
бу наносят черту масляной краской, от которой отмеряют задан-
ный угол доворачивания (например, при двух, трех пластинах в
пакете, этот угол составляет для болтов М18 и М22 — 180°, а для
болтов М24 и М27 — 120°) и после этого наносят черту, до которой
любым ключом или гайковертом доворачивают гайку. Натягивают
высокопрочные болты с контролем крутящего момента динамо-
метрическими ключами или пневматическими гайковертами типа
ИП 3106 или ИП 3205, при этом натяжное оборудование предва-
рительно тарируют.
Производство работ по усилению конструкций под нагрузкой
с применением сварки допускается при температуре: для конст-
рукций из кипящих сталей — не ниже минус 5°С; для конструк-
ций из спокойных и полуспокойных сталей при толщине сваривае-
мых деталей до 30 м — не ниже минус 15°С; для конструкций
из спокойных и полуспокойных сталей при толщине свариваемых
деталей более 30 мм — не ниже 0°С.
При усилении слабонагруженных конструкций (напряжение в
момент усиления не более 0,25 расчетного сопротивления) мини-
мальная температура, при которой допускается производить рабо-
ты, может быть снижена до минус 15°С для кипящих и минус
180
Таблица 7.1
Высота катета шва свар- ного соединения, мм	Нормальные условия свар- ки, нагрузка статическая	Сварка под нагрузкой (динамической) при отрицательной темпера- туре
4	1	2
			— —
	1	2
5-7	1	3
	—— —	—	III
	2	3
8,9	2	4
	I.....	-
	3	4
10, 11	3	5
	—	
	4	5
Примечание. Над чертой указано число проходов при горизонталь-
ном положении шва, под чертой — при вертикальном и потолочном.
25°С — для спокойных и полуспокойных сталей. При более низких
температурах для аварийных ситуаций предусматривают произ-
водство работ с применением болтовых соединений. В момент уси-
ления исключают все подвижные нагрузки, передающие на усили-
ваемые конструкции удары и вибрации. При выборе электродов
и сварочной проволоки учитывают группы конструкций и клима-
тические районы строительства, указанные в СНиП 11-23-81. При
сварке сталей, различных по химическому составу, используют
электроды, близкие к наиболее легированной стали. Толщина
швов за один проход не должна превышать 6 мм, в противном слу-
чае сваривают слоями. Число проходов в зависимости от высоты
катета шва принимают по данным, приведенным в табл. 7.1. При
этом каждый последующий слой накладывают после остывания
предыдущего до t = 100°С. Диаметр электрода принимают при вы-
соте шва менее 8 мм — 3 мм; при высоте больше 8 мм — 4 мм.
Сварка ведется с учетом соблюдения технологической после-
довательности и порядка наложений швов. В случае усиления
конструкций увеличением сечения вначале накладывают расчетные
швы по концам детали в направлении от ее торца к середине, а
затем выполняют приварку по всей длине усиливаемого элемента
от середины к краям. При усилении балок и ферм с применением
сварки сначала усиливают нижние пояса, а затем верхние при том
же порядке наложения швов. Для элементов из уголков наложение
швов начинают со стороны пера уголка — от края фасонки, после
этого переходят к наложению шва второго парного уголка с обрат-
ной стороны той же фасонки, затем накладывают швы по перу
уголков с противоположного конца элемента у второй фасонки,
а затем переходят к наложению швов по обушку уголков в той
же последовательности (рис. 7.3). Ребра жесткости приваривают
181
одновременно с двух сторон два сварщика, при этом продольные
ребра приваривают к поперечным ребрам, а затем к стенке балки.
При усилении длинномерных элементов сварку выполняют от
середины элемента к краям обратноступенчатым способом (дли-
на ступени 0,1—0,4 м), при этом ступень выполняют в направлении,
обратном общему направлению сварки (рис. 7.4). Длина ступени
зависит от толщины свариваемого металла — чем толще прокат,
тем меньше длина ступени. Если швы накладываются за несколько
проходов, то общее направление в последующем проходе меняется
на противоположное. Окончания ступеней в этом случае в смеж-
ных слоях не должны совпадать.
Вертикальные швы выполняют в направлении снизу вверх. При
необходимости ведения вертикальной сварки сверху вниз электрод
ставят сначала в положение / (рис. 7.5), а после образования кап-
ли опускают ниже в положение //, образуя следующий кратер и
удерживая возможно более короткой дугой каплю металла от
стекания вниз. Вертикальные швы сваривают электродом диамет-
ром более 4 мм на несколько пониженном токе (160А) для полу-
чения не слишком большого объема жидкого металла в кратере
шва.
При выполнении стыковых соединений между усиливающими и
усиливаемыми элементами допускается односторонняя сварка с
подваркой корня шва, а также сварка на остающейся стальной
подкладке. При усилении конструкций, воспринимающих динами-
ческие и вибрационные нагрузки, швы выполняют с плавным пере-
ходом к основному металлу, лобовые швы устраивают с отноше-
нием катетов 1:1,5, а фланговые — 1:1, валик шва выполняют с
вогнутой поверхностью, концы фланговых и лобовых швов меха-
нически обрабатывают.
Созданию предварительного напряжения на усиливаемые конст-
рукции предшествует установка деталей крепления анкерных и
182
Рис. 7.4. Порядок наложения швов
(1—23) при усилении длинномерных
элементов
Рис. 7.5. Положение электрода при
сварке
а — образование капли; б — на-
варка шва
натяжных устройств, монтаж связей, диафрагм, фиксаторов, обес-
печивающих устойчивость конструкций при усилении. В условиях
действующего предприятия предпочтение следует отдавать меха-
ническим способам создания предварительного напряжения, так
как они наиболее просты, обеспечивают достаточную точность и
могут применяться без ограничений при любых технологических
условиях действующего промышленного производства.
Для создания предварительного напряжения механическим спо-
собом применяют установки с гидравлическими домкратами, дина-
мометрические ключи, винтовые распорки и стяжки, натяжные
параллелограммы, полиспасты, тали, тяжи, талрепы, кроме того,
используют пригруз и распорные устройства. Выбор средств натя-
жения обосновывается величиной требуемого усилия натяжения,
особенностями конструкции затяжки и производственными воз-
можностями. При создании больших усилий применяют натяжные
устройства с толкающими гидравлическими домкратами, при не-
больших усилиях — тали, тяжи, стяжки, тянущие домкраты (см.
прил.1).
Натяжение рекомендуется осуществлять одним из следующих
способов (рис. 7.6): натяжением затяжек с упором на жесткую
часть конструкции (рис. 7.6, а); стягиванием затяжек или шпрен-
гелей (рис. 7.6, б, в); оттягиванием затяжки в поперечном направ-
лении (рис. 7.6, г).
Затяжки можно натягивать с одной стороны. Если в опорных
узлах нет места для установки домкратов, то натяжение выпол-
183
Рис. 7.6. Натяжение затяжек
а — продольным стягиванием домкра-
тами; б — то же, стяжными муфтами; в —
то же, натяжным параллелограммом; г —
поперечным оттягиванием винтовой распор-
кой; 1 — накладка (ставится после натяже-
ния); 2 — подвижная траверса; 3 — дом-
крат; 4 — затяжка; 5 — стяжная муфта;
6 — винтовая распорка; 7 — опорный
столик (приваривается после натяжения) ;
8 — натяжной параллелограмм; 9 — винто-
вая распорка
няют вторым или третьим способом. При этом применение третьего
способа позволяет значительно уменьшить тяговое усилие натяж-
ного устройства. После натяжения положение затяжки фиксируют
диафрагмами, ребрами, упорными столиками, накладками и т.д.
Напряжение контролируют по величине усилия в домкратах,
определяемого по показаниям манометров и по удлинению кана-
тов, регистриуемому прогибомерами. Отклонения показаний ма--
нометров и прогибомеров от теоретических значений не должны
превышать 3%, а расхождения в значениях усилия напряжения,
вычисленных двумя различными способами, не должны отличать-
ся более чем на 6%. После натяжения, контроля и фиксации поло-
жения затяжки допускается снимать натяжное устройство.
Дополнительные опоры подводят под усиливаемую конструк-
цию с помощью стреловых кранов. Включение в работу установлен-
ных дополнительных опор, а также разгрузку усиливаемых конст-
рукций выполняют одним из следующих способов: раздвижкой
телескопической стойки домкратами (рис. 7.7, а); выжиманием
опоры с помощью винтовых приспособлений; подклиниванием
184
Рис. 7.7. Способы включения в работу дополнительных опор
а — раздвижкой телескопической стойки; б — устройством для забивки
клиньев; в — стягиванием ветвей опоры; г — специальной установкой; 1 —
внутренняя труба; 2 — упоры; 3 — домкрат; 4 — наружная труба; 5 — на-
правляющие ребра; 6 — фундамент; 7 — конструкция опоры усиления;
8 — клинья; 9 — направляющая подвижная траверса; 10 — неподвижная
траверса; 11 — усиливаемая конструкция; 12 — фиксаторы; 13 — регули-
рующие стяжные болты; 14 — пружина; 15 — накладки (приваривается
после стягивания) ; 16— винтовые стяжки (муфты)
опоры; (рис. 7.7, 6}; стягиванием ветвей опоры, выполненных
с переломом (рис. 7.7, в); установкой специального распорного
устройства (рис. 7.7, г).
185
8	7
Рис. 7.8. Включение в работу балочных конструкций
а — домкратной установкой; б — винтовым приспособлением; 1 —
усиливаемая балка; 2— балка усиления; 3 — прокладка; 4 — хомуты; 5 —
захватно-натяжное устройство; 6	— шланг; 7	— мас-
лонасосная станция; 8— винт; 9 — натяжное устройство; 10— нижний опор-
ный столик; 11 — упорная плита
Раздвижку телескопической стойки выполняют домкратами,
установленными между упорами на внешней и внутренней трубах.
После раздвижки стойки и контроля ее удлинения фиксируют по-
ложение опоры приваркой направляющих ребер к внутренней
трубе. Винтовые приспособления устанавливают в нижней части
опоры. После выжимания опоры производят обварку гаек и ©бето-
нирование башмаков. Опоры подклинивают специальной установ-
кой, которая вдавливает клинья в зоне опорной плиты башмака
колонны между фундаментом и наклонными направляющими.
После выжимания колонны клинья приваривают и под башмак
подливают бетон. Стягивание ветвей опор, выполненных с перело-
мом, производят винтовыми стяжными муфтами, устанавливае-
мыми в зоне уширения после монтажа конструкций усиления.
После стягивания ветвей (когда оси всех элементов составят
прямую линию) в местах переломов наваривают накладки, а вин-
товые стяжные муфты удаляют, заменяя их горизонтальными план-
ками.
Специальное распорное устройство удерживают в сжатом состоя-
нии под усиливаемой конструкцией с помощью фиксаторов, при-
чем пружину сжимают на несколько большую величину, чем рас-
стояние между опорой и усиливаемым элементом. После установки
устройства регулирующие гайки на стяжных болтах откручиваются
для передачи пружиной расчетного усилия распора на усиливаемую
конструкцию. После закрепления деталей усиления распорное
устройство демонтируют, выполняя операции в обратном порядке.
Дополнительные балочные конструкции включают в работу с
помощью домкратов или винтовых приспособлений (рис. 7.8, а)
в такой последовательности: на нижнюю полку балки усиления,
прикрепленной к усиливаемой балке хомутами, навешивают
захватно-натяжное устройство, снабженное гидродомкратом, и
фиксируют в требуемом положении упорами. После этого меж-
ду усиливаемой и усиливающей балками гидродомкратом создают
распор и в образовавшийся зазор вставляют прокладки. При уси-
лении легких балочных конструкций (типа прогонов) включение
в работу балок усиления следует выполнять с помощью выжим-
186
Рис. 7.9. Усиление колонны дополнительными ненапрягаемыми эле-
ментами
1 — усиливаемая колонна; 2 — элементы усиления; 3 — фиксаторы;
4 — клинья;
ного устройства, представляющего собой гайку, упирающуюся
в столик, и винт, который упирается в полку усиливаемой конст-
рукции (рис. 7.8, б).
7.2.	ТЕХНОЛОГИЯ УСИЛЕНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ КОНСТРУКЦИЙ
Усиление колонн дополнительными ненапрягаемыми элемен-
тами. Элементы усиления размещают в зоне работ с укладкой
их на деревянные подкладки, отключают троллеи мостового кра-
на в пределах рабочей зоны, устанавливают приставную лестницу
с площадкой либо обстраивают колонну подмостями (рис. 7.9),
закрепляют в узлах вышерасположенных конструкций монтаж-
ные блоки и устанавливают электролебедки, подготовляют поверх-
ности ветвей колонны.
Действующую на колонну нагрузку снижают так, чтобы расчет-
ное напряжение в ветвях колонны не превышало 0,8 R; нагрузку
следует осуществлять ограничением зоны работы мостового крана
и освобождением конструкций покрытия от временных нагрузок
(пыли, снега), освобождением от коммуникаций.
К усиливаемой колонне приваривают фиксаторы, служащие
для выверки и временного закрепления элементов усиления, распо-
лагая их с шагом 600—1000 мм в соответствии с шагом отверстий
под них на усиливающих элементах согласно проекту усиления.
Затем устанавливают элементы усиления в проектное положение,
закрепляя их струбцинами, либо совмещают отверстия с фиксато-
рами и временно закрепляют их клиньями, после чего выполняют
расстроповку элементов усиления. Окончательно закрепляют уси-
ливающие детали сваркой, при этом вначале накладывают проект-
ные сварные швы в концах элементов, а затем обратноступенчатые
швы по всей длине элементов, покрывают антикоррозионным сос-
тавом неокрашенные части усиленной колонны и усиливающие
187
Рис. 7.10. Усиление ферм шпренгельными элементами
1 — связи по верхним поясам ферм; 2 — канат для перемещения люльки;
3 — усиливаемый пояс фермы; 4 — элементы усиления; 5 — монтажный
блок; 6 — лестница с люлькой; 7 — строповочный трос; 8 — лебедка; 9 —
приставная лестница с площадкой, 1—У1 — очередность установки элементов
усиления
элементы, снимают блоки, разбирают подмости, убирают электро-
лебедки. Рекомендуемый комплект механизмов и приспособле-
ний приведен в приложении 1 (табл. 1).
Усиление колонн напрягаемыми элементами выполняют двумя
методами — установкой элементов усиления в проектное положе-
ние предварительно напряженными в заводских условиях, что
обеспечивает минимум строительно-монтажных работ на месте;
установкой элементов усиления и созданием предварительного
напряжения на месте. Работы по первому методу ведут в такой
технологической последовательности: разгружают усиливаемый
элемент установкой дополнительной стойки с последующим под-
домкрачиванием, крепят элемент усиления к базе и оголовку через
опорные столики, которые приваривают к усиливаемой колонне,
окончательно закрепляют элемент усиления наложением проект-
ных сварных швов, снимают предварительное напряжение одно-
временно во всех элементах усиления.
Работы по второму методу включают: разгрузку колонн, уста-
новку Опорных деталей для восприятия нагрузок в период снятия
предварительного напряжения, установку ненапряженных элемен-
тов усиления и закрепление их в одном из опорных узлов, обеспе-
чение устойчивости этих элементов до осуществления проектно-
го крепления стяжными хомутами или струбцинами (см. рис.
6.23), предварительное напряжение элементов усиления, закрепле-
ние напряженных элементов во втором опорном узле в соответ-
ствии с проектом, снятие предварительного напряжения с элемен-
тов усиления, выполнение проектного крепления элементов
усиления к усиливаемым деталям колонн.
При усилении ферм дополнительными ненапрягаемыми эле-
ментами вначале снижают нагрузку на конструкции в соответ-
ствии с проектом усиления, затем принимают и устанавливают
элементы усиления в проектное положение с временным закреп-
лением их прихватками электродуговой сваркой, после чего сва-
188
Рис. 7.11. Усиление ферм
с мостовых кранов
1 — отводный блок; 2 —
элементы усиления; 3 —
подмости; 4 — мостовой
кран
ривают швы по всей длине усиливающих деталей и покрывают
поверхность усиленных элементов и деталей усиления антикор-
розионными составами.
Усиление верхнего пояса ферм шпренгельными элементами
{рис. 7.10) выполняется с соблюдением такой технологической
очередности: подготавливают поверхности усиливаемых элемен-
тов фермы в местах примыкания шпренгельных конструкций,
снижают нагрузки на ферму, освобождая покрытия от времен-
ных нагрузок (снега, пыли), устанавливают по разметке узло-
вые фасонки и фиксируют их проектное положение вначале
прихватками, а затем приваривают проектными швами, подни-
мают и устанавливают шпренгели в проектное положение и вре-
менно их закрепляют на болтах грубой точности, в узлах крепле-
ния шпренгельных элементов накладывают проектные сварные
швы, покрывают неокрашенные части усиленных конструкций
и шпренгельные элементы антикоррозионными составами. Все
операции по усилению фермы производят с помощью лестницы
с люлькой, которую перемещают вдоль фермы по направляюще-
му канату. Для подъема рабочих на усиливаемую ферму исполь-
зуют приставные лестницы, а для безопасного перехода по ферме
натягивают страховочный трос на высоте 1—1,2 м от нижнего
пояса.
Элементы усиления поднимают монтажным блоком, который
навешивают на прогон или горизонтальные связи по верхним поя-
сам, и лебедкой. После окончания работ по усилению в одной или
двух соседних панелях монтажный блок переносят в следующий
узел, а лестницу с люлькой перемещают к новому месту, где
ее крепят к верхнему и нижнему поясам.
В цехе с мостовыми кранами следует придерживаться такой
последовательности работ: на мостовом кране устанавливают
настил и на нем раскладывают элементы подмостей, мостовой
кран устанавливают под усиливаемой фермой и отключают трол-
леи в пределах опасной зоны, устанавливают на мостовом кране
подмости с помощью блоков и электролебедки (рис. 7.11) и за-
крепляют их в соответствии с правилами производста работ, обес-
печивая жесткость и устойчивость, производят усиление фермы,
189
13-648
Рис. 7.12. Усиление ферм предварительно
напряженными затяжками
1 — монтажный блок; 2 — усиливаемая
конструкция; 3 — домкрат; 4 — неподвижная
траверса; 5 — подвижная траверса; 6 — анке-
ры; 7 — подмости; 8 — стойки шпренгеля;
9 - Зс тяжка; 10 — лебедка
а затем снимают подмости с мостового крана, а также отводные
блоки и лебедки.
Усиление несущих ферм гибкими напрягаемыми элементами
выполняют без снижения действующих нагрузок. Технологичес-
кий процесс останавливают лишь на период сварочных работ для
исключения динамического воздействия на усиливаемые конст-
рукции (рис. 7.12).
При монтаже элементов усиления устанавливают внизу две
электролебедки, навешивают монтажные блоки на нижние пояса
ферм и закрепляют на ближайших опорах отводные блоки. После
монтажа элементов усиления одну лебедку устанавливают на пе-
рекрытии в местах примыкания фермы к колоннам. Затяжки
напрягают в одном узле, выполняя второй узел глухим. Для безо-
пасности производства работ устраивают подвесные струнные
подмости, жесткость которых обеспечивают крестовыми связями,
подготавливают поверхность усиливаемой фермы в местах сопря-
жения с элементами усиления и производят усиления в такой тех-
нологической последовательности: просверливают отверстия в ниж-
них поясах ферм для крепления стоек шпренгеля, устанавливают
стойки шпренгеля и связи между ними, выполняют временное
закрепление на болтах грубой точности, а окончательное — на свар-
ке, затяжки поднимают лебедками, заводя их концы с анкерами
в прорези неподвижных балок, положение затяжек в местах пере-
гиба фиксируют штырями. Стропят концы затяжек и подтягивают
их лебедкой, установленной на перекрытии, монтируют подвиж-
ную балку таким образом, чтобы затяжки проходили в ее прорези,
а расстояние между подвижной и неподвижной балками было дос-
таточным для установки домкратов. Между подвижной и непод-
вижной балками в предусмотренные гнезда устанавливают два
домкрата, после чего концы затяжек освобождают от стропов.
Выполняют напряжение затяжек домкратами расчетным усилием
за несколько этапов с выдержкой ступени загружения в тече-
190
Рис. 7.13. Усиление и замена элементов
ферм с помощью поддомкрачивания
1 — ферма; 2 — усиливаемый элемент;
3 — мостовой кран; 4 — настил; 5 — опор-
ная плита; 6 — домкрат
ние 30 мин. После приложения последней ступени загружения меж-
ду подвижной и неподвижной балками устанавливают диафрагмы
из труб, требуемую длину которых определяют по месту и при-
варивают к обеим балкам, давление в домкратах снимают и они
демонтируются.
Усиление ферм подведением дополнительных опор позволяет
регулировать напряженное состояние стержневых ферм (рис.
7.13). При этом вначале выполняют усиление узла, в котором
намечается поддомкрачивание, затем на мостовой кран устанавли-
вают опору и поддомкрачивают ферму на расчетное усилие, необ-
ходимое для выключения усиливаемого элемента из работы. Ве-
личину усилий, создаваемых домкратами, контролируют одно-
временно по показаниям манометров, установленных на домкра-
тах, и по значению обратного прогиба узла фермы, определяемого
прогибомерами. Параллельно с этим тензодатчиками контроли-
руют напряжения в усиливаемом элементе фермы и в других ее
стержнях, сходящихся в данном узле. После полного выключения
элемента из работы производят его усиление (прикрепляют допол-
нительные элементы или полностью заменяют).
Усиление балок дополнительными ненапрягаемыми элементами
производят с обязательным исключением динамических воздейст-
вий на период выполнения сварочных работ. Рабочие процессы
выполняют в такой технологической последовательности: устраи-
вают подмости и подготавливают поверхность балки в местах при-
мыкания элементов усиления, устанавливают детали усиления и
временно закрепляют их специальными приспособлениями
(рис. 7.14), детали усиления после выверки и временного крепле-
ния в проектном положении окончательно закрепляют сваркой.
Порядок наложения сварных швов должен соответствовать дан-
ным, изложенным в п. 7.2 (см. рис. 7.4).
Усиление подкрановых балок пр дварительно напрягаемыми
гибкими затяжками выполняют с соблюдением такой последова-
191
Рис. 7.14. Усиление быюк дополнительными ненапрягаемыми элементами
1 — лебедка; 2 — подъемник; 3 — элемент усиления; 4 — элемент усиления
(лист.); 5 — несущий трос; 6 — лестница; 7 — навесная лестница-люлька;
8 — оттяжка
Рис. 7.15. Усиление балок
предварительно напряженными
гибкими затяжками
1 — монтажный блок; 2 —
усиливаемая конструкция; 3 —
затяжка; 4 — анкеры; 5 — пе-
редвижная вышка; 6 — пристав-
ная лестница с площадкой; 7 —
лебедка
Рис. 7.16. Усиление балок
напрягаемым жестким шпрен-
гелем
1 — усиливаемая балка; 2 —
монтажный блок; 3 — строп;
4 — элементы шпренгеля; 5 —
винтовая стяжная муфта; 6 —
подъемник; 7 — лебедка
192
тельности (рис. 7.15) : отключают троллеи с обеих сторон подкра-
новых балок в пределах зоны работ, подготавливают поверхность
нижнего пояса балки в местах примыкания затяжки, при этом
работы выполняют с использованием приставных лестниц с пло-
щадками или передвижных вышек, просверливают отверстия в
нижнем поясе балки для крепления опорных частей затяжки и фик-
саторов, устанавливают на болтах грубой точности опорные узлы
затяжки и приваривают их к нижнему поясу балки, устанавливают
затяжку, выполняют напряжение затяжки и производят проектное
закрепление в узлах.
Усиление несущих балок жесткими напрягающими элементами
можно производить без снятия статических нагрузок, но с обяза-
тельным исключением динамических воздействий на период выпол-
нения сварочных работ с соблюдением следующего порядка: подго-
тавливают поверхность нижнего пояса балки в местах примыка-
ния элементов шпренгеля, устанавливают элементы шпренгеля с
временным креплением их струбцинами, болтами, электропри-
хватками в очередности, показанной на рис. 7.16; все элементы
шпренгельной системы после их выверки и установки в проект-
ное положение окончательно закрепляют сваркой и выполняют
предварительное напряжение.
Очередность выполнения операций по усилению соединений
элементов металлических конструкций устанавливают в проекте
производства работ в зависимости от конструкции усиливаемого
соединения или узла, в который это соединение входит, из условия
обеспечения расчетной схемы работы как элементов конструк-
ций усиления, так и конструкции в целом.
При усилении болтовых и заклепочных соединений используют
болты повышенной точности или высокопрочные. Болты узлов
и соединений усиливают постановкой дополнительных болтов,
заменой имеющихся болтов болтами большего диаметра или заме-
ной обычных болтов высокопрочными. Натяжение этих болтов
ведут от середины узла к краям за несколько (не менее трех)
проходов. При замене дефектных заклепок высокопрочными бол-
тами без добавления нового металла очистку ведут только на
наружных поверхностях в пределах постановки высокопрочных
болтов (под шайбами). При этом нельзя создавать смешанные
клепано-болтовые соединения, в которых болты расположены
только по одну сторону от продольной оси симметрии элемента,
замене подлежат все заклепки поперечного ряда, расположенные
симметрично относительно продольной оси элемента. При замене
заклепок на болты используют следующие диаметры: для закле-
пок диаметром 19—21 мм (3/4) — болты М18; 23—25 мм (7/8) —
М22; 26-27 мм (1) - М24.
Сварные соединения усиливают или увеличением их длины
(наложением дополнительных лобовых швов, возрастанием раз-
меров фасонок за счет дополнительных пластин), или увеличением
катетов швов до пределов, допускаемых в СНиП П-23-81. При этом
увеличение катета существующих швов применяют в случае отсут-
ствия места для возрастания длины шва. При одновременном при-
менении в узле нескольких методов усиления (увеличением сече-
ния швов и их длины) выбирают такой порядок наложения швов,
который обеспечивает наиболее равномерное включение в работу
193
всех швов усиления и существующих (например, вначале необходи-
мо увеличить длину, а затем и сечение).
При усилении угловых швов фактическое напряжение в швах
от нагрузок, которые действуют в момент усиления с учетом участ-
ка шва, перешедшего в пластическое состояние, не должно пре-
вышать 0,8 R (R — расчетное сопротивление стали элемента конст-
рукции, на котором усиливают шов). Для наложения новых
слоев сварного шва применяют электроды диаметром 4—5 мм и
увеличение толщины шва за один проход не более чем на 2 мм.
Сварочный ток, А, при различных наложениях сварки должен
соответствовать следующим значениям:
нижнем........................ 160-2001
вертикальном.................. 120—160 ? Диаметр электрода
потолочном.................... 110— 150 J	4 мм
нижнем......................... 200—250	То же, 5 мм
Наплавку слоя усиления начинают с дефектных мест усиливае-
мого шва, а при их отсутствии в любом удобном для сварщика
месте. Для элементов из уголков наложение новых швов при уве-
личении длины следует начинать со стороны пера от края фасонки
в направлении существующих швов, а увеличение толщины сущест-
вующих швов наплавкой новых слоев начинают по перу уголка
по всей длине примыкания к фасонке.
При усилении сварных соединений участки швов с дефектами
в виде скоплений пор и трещин удаляют пневматическим зуби-
лом или специальным воздушно-дуговым или кислородным реза-
ком и заваривают вновь, а перерывы швов и кратеры после зачист-
ки также заваривают. Подрезы глубиной до 2 мм заваривают тон-
ким швом, а глубиной более 2 мм — с предварительной разделкой
кромок непровара.. При наличии динамических и вибрационных
нагрузок концы фланговых и лобовых швов должны механичес-
ки обрабатываться. При увеличении размера фасонок необходимо
обрабатывать Кромки деталей усиления, примыкающих к усиливае-
мым элементам таким образом, чтобы обеспечивался провар метал-
ла на всю толщину. Для удобной установки деталей усиления (за-
водки их в зазоры между элементами решетки поясов и сухарика-
ми) рекомендуется их дополнительно разрезать, а порядок наложе-
ния швов и прихваток должен обеспечивать плотное примыкание
деталей усиления к старой фасонке и минимальные дополнитель-
ные сварочные напряжения в них.
7.3.	КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА РАБОТ И ОБЕСПЕЧЕНИЕ
ТЕХНИКИ БЕЗОПАСНОСТИ ПРИ РЕКОНСТРУКЦИИ
Качество работ следует контролировать на всех стадиях усиле-
ния и ремонта металлических конструкций. При приемке элемен-
тов и конструкций усиления проверяются их линейные размеры,
геометрические формы, диаметры отверстий. Отклонения не долж-
ны превышать значений, допускаемых СНиП Ш-18-75. Проверяют
также состояние поверхности элементов усиления и усиливаемых
конструкций, которые подготовлены под сборку. При этом шеро-
ховатость поверхности после острожки, фрезерования и сверления
должна быть не ниже третьего класса по ГОСТ 2789—73*. Поверх-
194
ность тщательно очищают и просушивают. Свариваемые кромки
обрабатывают до металлического блеска.
При монтаже элементов усиления проводят инструментальную
проверку правильности установки конструкций. Перед окончатель-
ным закреплением элементов усиления контролируют качество
сборки. Обушки парных уголков, лежащих в одной плоскости, не
должны смещаться один относительно другого более чем на
0,5 мм в пределах узлов и креплений и более чем на 1 мм на дру-
гих участках.
После постановки болтов проверяют качество их стяжки. При
отстукивании молотком болт не должен дрожать или перемещать-
ся. Плотность стяжки проверяют щупом толщиной 0,3 мм. Конт-
роль натяжения высокопрочных болтов осуществляют по крутя-
щему моменту или углу поворота гаек, при этом отклонение фак-
тического крутящего момента от расчетного не должно превышать
20%. Если в соединении не более пяти высокопрочных болтов, то
проверяют каждый из них, если 6—20, то не менее пяти болтов,
при большем количестве — не менее 25%.
Качество сварных швов проверяют внешним осмотром в соот-
ветствии с ГОСТ 3242—79, кроме того, применяют и другие мето-
ды контроля: вскрытие швов высверливанием, керосиновую про-
бу (при толщине металла до 10 мм) и метод химических реакций
(при толщине металла до 16 мм). При этом швы не должны иметь
наплывов, трещин, пережогов и перерывов, резкого перехода к
основному металлу. Дефекты швов не должны выходить за преде-
лы, указанные в [44].
Контроль напряжения конструкций осуществляется на каждой
ступени загружения двумя способами с использованием различ-
ных приборов и приспособлений. Относительная погрешность
каждого из способов не должна превышать 2,5—3%, а наибольшие
расхождения в определении усилия напряжения 5—6%. Если рас-
хождения измерений оказываются больше этой величины, то вы-
полнение натяжения прекращают, находят и устраняют причины
расхождения и только после этого работу возобновляют вновь.
При использовании метода искусственного регулирования уси-
лий при производстве работ контролируют изменение усилий и
напряжений в элементах конструкций. Контроль можно осущест-
влять методом электротензометрии, а также с использованием
механических тензометров. После окончания всех работ и приемоч-
ного контроля всех установленных элементов и конструкций уси-
ления разрешают эксплуатацию их под полной расчетной нагруз-
кой.
Для безопасного проведения всех работ по реконструкции
необходимо соблюдать общие требования безопасности согласно
СНиП HI-4-80, а также ряд особых требований, связанных с учетом
специфики выполняемых работ. Все коммуникации (силовые и
осветительные, водные и масляные и др.), находящиеся в зоне
производства работ, переносят или тщательно ограждают. Отклю-
чают троллеи мостовых кранов, а при использовании мостового
крана для производства работ по усилению конструкций его пита-
ние осуществляют с помощью временного кабеля. Участки, на ко-
торых производят усиление, ограждают и снабжают надписями,
которые предупреждают об опасности, запрещают или ограничи-
195
вают передвижение в опасных зонах. Производство сложных и
особо опасных работ оформляют выдачей письменного допуска,
прилагаемого к наряду. В допуске перечисляют необходимые
мероприятия по технике безопасности. Степень опасности работ
устанавливает главный инженер строительно-монтажной органи-
зации.
Навешивание люлек, подмостей, лестниц и монтажных блоков
на конструкции при восстановлении их несущей способности до-
пускают только после соответствующей расчетной проверки этих
конструкций на восприятие дополнительных нагрузок. Усиливае-
мые конструкции на период производства работ максимально
разгружают.
При усилении металлоконструкций гидродомкратами длину
шланга принимают такой, чтобы при установке натяжного уст-
ройства он был натянут. При этом запрещают трогать руками и
перемещать шланг, находящийся под высоким давлением во вре-
мя создания усилия. Маслостанцию не следует размещать под на-
прягаемыми элементами, а натяжное устройство навешивают с
подмостей, размер которых обеспечивает возможность надежно-
го контроля за установкой устройства с двух сторон конструк-
ций. Операции по установке и разборке натяжного устройства
выполняют не менее чем двумя рабочими.
Расчетную нагрузку достигают плавно, без резкого возраста-
ния усилия в натяжном устройстве. Последние ограждают щитами
или сетками. Осмотр затяжек в процессе напряжения ведут в мас-
ках-сетках. Запрещается стоять под конструкцией при создании в
ней предварительного напряжения.
Сварочные работы в условиях действующего предприятия с
лесов, подмостей и люлек выполняют только после принятия мер
безопасности от пожара и падения расплавленного металла на
людей. Рабочих, занятых на усилении конструкций, обеспечивают
индивидуальными средствами защиты, которые должны учитывать
также специфику протекания основного производства. При произ-
водстве работ в стесненных условиях действующего предприятия
выделяют зоны перемещения рабочих, монтажных механизмов,
которые ограждают специальными устройствами.
Нетиповые леса, подмости, люльки, лестницы и другие сред-
ства, применяемые для обеспечения безопасности производства
работ и разрабатываемые в ППР, должны удовлетворять конструк-
тивным и технологическим требованиям ГОСТ 12.2.012-75,
ГОСТ 12.2.003-74, ГОСТ 24258-80.
7.4.	ЗАЩИТА МЕТАЛЛОКОНСТРУКЦИЙ
ОТ КОРРОЗИИ ПРИ РЕКОНСТРУКЦИИ
Своевременная защита стальных конструкций от коррозии при
эксплуатации и реконструкции — одно из главных условий дол-
говечности и надежности сооружений. Меры борьбы с коррозией
заключаются в уменьшении влияния факторов, способствующих
коррозии, а также в специальной защите строительных металли-
ческих конструкций.
196
Для уменьшения влияния внешней среды (влажности, газов,
температуры) необходимо обеспечить нормальную работу венти-
ляции, хорошее состояние кровельного покрытия. При проекти-
ровании усиления существующих конструкций важно правильно
выбрать материал и форму усиливающих элементов, а также тип
защитных покрытий и способ подготовки поверхности. В зависи-
мости от эксплуатационной среды, в которой работают конструк-
ции и в соответствии с действующими инструктивными докумен-
тами [44] следует применять лакокрасочные покрытия: масляные
(железный сурик, краска), перхлорвиниловые на сополимерах
винилхлорида (ПВХ, ХВ, ХСЭ, ХС), глифталевые (ГФ), пентафта-
ловые (ПФ), фенолформальдегидные (ФЛ), поливинилбутираль-
ные (ВЛ), акриловые (АК), эпоксидные (ЭП), кремнийоргани-
ческие (КО) и др. (табл. 1 прил. 2).
Для защиты конструкций, эксплуатируемых в атмосферных
условиях, не содержащих агрессивные газы, могут быть рекомен-
дованы трех-, четырехслойные покрытия, которые состоят из ос-
новного слоя грунта глифталевого или фенольного ФЛ-ОЗк и двух-
трех слоев пентафталевой эмали ПФ или нитроглифталевой эмали
НКО. Кроме того, применяются трехслойные покрытия, состоя-
щие из двух слоев масляной и алкидной красок, нанесенных по
грунту из железного сурика на натуральной олифе, а также двух-
трехслойное покрытие битумным лаком с алюминиевой пудрой
АЛ-177.
Для защиты конструкций, находящихся в атмосфере с повышен-
ной влажностью и наличием агрессивных газов (серного и сернисто-
го, окислов азота, паров хлористого водорода и др.), рекомендуют-
ся семи-, восьмислойные покрытия, состоящие из двух слоев грун-
та ХС-010, двух-трех слоев перхлорвиниловой эмали ХСЭ и трех
слоев смеси, состоящей из эмали ХСЭ с лаком ХСЛ в отношении
1:1. Чтобы увеличить стойкость покрытия, на последний его слой
может быть нанесен слой смазки ПП-95-5. В этих же условиях вы-
сокой стойкостью обладают лакокрасочные материалы на основе
эпоксидных смол (ЭП).
Конструкции, которые эксплуатируются в атмосфере, содержа-
щей сернистый газ и серный ангидрид и имеющей повышенную
влажность, могут быть защищены пятислойным перхлорвинило-
вым покрытием (один слой грунта ХС-010, два слоя эмали ХСЭ-26
и два слоя лака ХСЛ). При повышенной влажности применяется
шестислойное покрытие, состоящее из одного слоя грунта ХС-010
или Аг-1 Ос на основе бутилметакрилага, двух слоев эмали марки
ХСЭ или ПВХ и трех слоев лака ХСЛ.
Надо отметить, что многослойные покрытия оказались недолго-
вечными в связи с трудоемкостью качественного возобновления
таких покрытий в производственных условиях. Необходимо особо
подчеркнуть важность подготовки поверхности элементов под ок-
раску. Некачественная подготовка сводит на нет любое покрытие,
так как коррозия происходит под покрытием, оно отслаивается
и практически не защищает конструкцию от воздействия окружаю-
щей атмосферы. Поверхность элементов должна быть очищена (ме-
ханическим или химическим способом) от ржавчины, старой крас-
ки, жировых и других загрязнений. К механическим способам
относятся пескоструйная или дробеструйная очистка или обработка
197
поверхности механизированным инструментом. При пескоструй-
ной очистке нужно применять металлический песок, который об-
ладает большей прочностью и стойкостью, чем кварцевый, а также
значительно улучшает санитарно-гигиенические условия труда. Кро-
ме того, металлического песка расходуется в 10 раз меньше, чем
кварцевого, и запыленность воздуха в 2 раза меньше допустимой
по санитарным нормам. Эти же преимущества имеет дробеструй-
ная очистка. Гидропескоструйный способ очистки может быть
осуществлен эжектированием песка с водой (производительность
15 м2/ч). Для предотвращения коррозии в сосуд с водой вводят
около 1,5% замедлителя коррозии (ингибитора). Если невозможна
пескоструйная обработка, то металл очищают различным пневма-
тическим или электрическим механизированным инструментом.
При выполнении ремонтно-окрасочных работ в действующих
цехах весьма эффективно применение химических методов подго-
товки поверхности стальных конструкций. Применение этих мето-
дов создает возможности существенного снижения трудозатрат
и в большинстве случаев стоимости работ по очистке поверхности
от ржавчины. Другим несомненным преимуществом химического
метода является образование на поверхности слоя, которому мож-
но придать необходимые физико-механические и защитные
свойства.
При химической очистке стальных конструкций от ржавчины
используют специальные ингибированные пасты. Пасту изготовляют
в стеклянной посуде с толстыми стенками. Для этого в 0,5 л
36%-й соляной кислоты размешивают размельченную бумажную
массу до получения однородной смеси, после чего добавляют
10 мл 10%-го формалина. В другой стеклянной посуде в 0,5 л воды
растворяют 50 мл жидкого стекла и окисленную целлюлозу или
карбооксиметилцеллюлозу (по рецепту). Затем первый раствор
постепенно вливают во второй при непрерывном помешивании.
Растворы приготовляют в помещении с вытяжной вентиляцией или
на открытом воздухе. Паста густеет за 3—4 ч, после чего она готова
к употреблению. Хранят ее в стеклянной, плотно закрытой посуде,
не более 6 мес.
Пасту наносят на ржавые поверхности после очистки конструк-
ций от грязи, жира и старой краски шпателем слоем 3—5 мм и вы-
держивают 6—12 ч (в зависимости от глубины корродированного
слоя). Для ускорения действия пасты нанесенный слой можно
перемешивать без добавления новой пасты. Обработанные пастой
поверхности тщательно промывают водой (под напором) или кис-
тями, после чего поверхность нейтрализуют 3%-м раствором каль-
цинированной соды или тринатрийфосфата, затем просушивают.
В тех случаях, когда технически невозможно механическим
или химическим способом очистить конструкции от ржавчины,
поверхность окрашивают по ржавчине. При этом ржавчина с по-
мощью смеси желтой кровяной соли и ортофосфорной кислоты
превращается в пигмент берлинской лазури. Избыток ортофосфор-
ной кислоты и продуктов реакции связывают фуриловыми лака-
ми, для которых ортофосфорная кислота является отвердителем.
Окраску по ржавчине производят в такой последовательности:
не позднее чем за сутки до окраски в вытяжном шкафу готовят
раскислитель в виде смеси ортофосфорной кислоты (крепостью
198
70—85%) с желтой кровяной солью в отношении по весу 8:1. Смесь
приготовляют в фарфоровой посуде, постепенно вводя желтую
кровяную соль. Свежий раскислитель выдерживают не менее 24 ч,
после чего кистью наносят на ржавую поверхность (160—180 г на
1 м2) и выдерживают 2—3 сут. После высыхания раскислителя
поверхность очищают от рыхлого слоя образовавшейся берлинской
лазури и других продуктов реакции металлическими и волосяны-
ми щетками и ветошью.
На обработанные раскислителем поверхности наносят фурило-
вый лак Ф-10 или ФЛ-1 с наполнителем, высушивая каждый слой
не менее 24 ч. В качестве наполнителей в фуриловые лаки добав-
ляют диабазовую муку или черный графит. В фуриловый лак,
предназначенный для нанесения второго- слоя, вводят "контакт"
Петрова (2% веса неразбавленного лака). Рабочую вязкость
лака проверяют вискозиметром (например, типа ВЗ-4). Так,
при температуре +20°С для лака с добавкой диабазовой муки
вязкость должна составлять 24 с, для графита — 30 с. Для доведе-
ния лака до рабочей вязкости его разводят растворителями 646,
448 или этилацетоном.
В настоящее время благодаря использованию отходов промыш-
ленного производства созданы модификаторы, которые не только
очищают поверхность от ржавчины, но и выполняют роль грунтов-
ки и даже покрытия [16]. При выборе типа модификатора для
конкретных условий эксплуатации первостепенное значение имеет
технико-экономический показатель эффективности применения то-
го или иного материала и технологии очистки и окраски, который
зависит от межремонтных сроков.
При местных повреждениях окраски производят срочный ре-
монт этих мест, а при неудовлетворительном общем состоянии
защитного покрытия — полную очистку дефектной окраски и нане-
сение нового лакокрасочного покрытия.
Периодичность капитальных ремонтов лакокрасочных покрытий
зависит от степени агрессивности среды и типа защитного покры-
тия. Ориентировочные сроки службы различных систем покрытия
приведены в табл. 1, прил. 2. Не реже одного раза в год с поверх-
ности окрашенных металлоконструкций необходимо убирать пыль
и жир пылесосом (при сухой неслежавшейся пыли) или скребка-
ми и щетками (при плотной, слежавшейся пыли). В последнем
случае следят за тем, чтобы не повреждалось лакокрасочное по-
крытие.
7.5.	МЕТОДИКА ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКОГО
АНАЛИЗА ВАРИАНТОВ УСИЛЕНИЯ
Усиление — основное средство увеличения продолжительности
эксплуатации конструкций, особенно при реконструкций. В не-
которых случаях затраты на усиление могут достигать значитель-
ных размеров и поэтому перед проектировщиками ставится задача
доказать его экономическую целесообразность. Только после опре-
деления стоимости материалов и трудоемкости усиления, а также
продолжительности работ по усилению и времени остановок произ-
водства можно окончательно решить, надо ли строить новое соору-
жение или реконструировать старое.
199
Выбор эффективных методов усиления конструкций позволяет
в кратчайший срок, без остановки производства или с минималь-
ными перерывами выполнить работы по реконструкции с учетом
условий эксплуатации. Сравнение вариантов усиления произво-
дится по следующим показателям: масса элементов усиления;
стоимость основных материалов, необходимых для усиления;
трудоемкость и стоимость изготовления; стоимость транспортиро-
вания готовой продукции до станции назначения; трудоемкость
и стоимость выполнения работ по усилению; потери прибыли из-за
остановки производства на участке выполнения работ по уси-
лению; приведенные затраты на усиление конструкций.
Масса элемента усиления Gj определяется по формуле
Gj = mjX,	(7.1)
где mj — масса 1 элемента усиления, кг/м; I— геометрическая длина элемен-
та усиления, м.
Стоимость основных материалов, необходимых для усиления
Со.м Ь вычисляется по формуле
С©.Mi ~ L035 (Цм। КПр j Котх j + 1,5) Gj, (7,2)
где 1,035 — коэффициент, учитывающий среднюю стоимость других (кроме
прокатной стали) основных материалов; Цм{ — оптовая цена i-ro элемента
усиления, руб/т, определяемая по прейскурантам № 01-0,8, 01-10, 01-13 опто-
вых цен на металлопрокат; КПр j — коэффициент приплат к оптовым ценам,
учитывающий приплаты за дополнительные требования к качеству стали,
мерность, точность прокатки, плоскостность и принимаемый по табл. 7.2;
Котх i ” коэффициент, учитывающий отходы металла при изготовлении
i-ro элемента усиления и принимаемый по табл. 7.3; 1,5 — средняя стоимость
доставки прокатной стали от станции назначения железных дорог до складов
заводов-изготовителей, руб/т; Gj — вес i-ro элемента усиления, т.
Трудоемкость изготовления элементов усиления определяется
по формуле
Ти= S tjVjkT;	(7.3)
i
где tj — удельная трудоемкость по i-й операции, чел.-ч/т; Vj — соответствую-
щий объем i-й операции, т; кт — коэффициент увеличения трудоемкости
изготовления в результате применения стали повышенной прочности, опре-
деляемый по табл. 7.4.
В прил. 3 даны некоторые нормы времени для Донецкого и Жда-
новского заводов металлоконструкций, которые могут быть ис-
пользованы при вариантном проектировании усиления. В зависи-
мости от района расположения объекта реконструкции и типа
производства, изготовляющего элементы усиления, нормы трудо-
емкости операций могут уточняться.
200
Таблица 7.2
Вид профиля проката	Марка стали		ГОСТ или ТУ		Коэффициент приплат
Сталь угловая равнополочная, неравнополочная балки двутав- ровые, двутав- ры с параллель- ными гранями полок Тол стол исто вая и широкополос- ная сталь	ВСтЗкп2	v ВСтЗпсб ВСтЗспб ВСтЗпс ВСтЗСп ВСтЗГ пс5 ВСтЗГ пс 18кп, 18пс, 1 18сп, 18пг J Низколеги- рованные1 1СГ2С1-6 тер- моупрочненна 15Г2СФ термо упрочненная ВСтЗкп2-1 ВСтЗкп2-2 ВСт 5пс6-1 ВСгЗпсб-2 ВС - >сп5-’1 ВСтЗсп5-2 ВСтЗГ пс5-1 ВСтЗГпс5-2 09Г2-6 гр. 1 09 Г 2-3 гр. 2 ВСтЗкп2 ВСтЗпсб ВСтЗспб ВСтЗпс ВСтЗсп ВСтЗпсб ВСтЗГ пс 18кп, 18пс, 18сп, 18Г пс, 18 Гсп Низколегиров ные 2 10Г2С1-6 Tepiv упрочненная 15Г2СФ термо упрочненная ВСтТ пс ВСтЗкп2-1 ВСтЗпсб-1 ВСтЗпсб-2 ВСтЗспб-1 ВСтЗспб-2 ВСтЗГ псб-1 ВСтЗГ пс5-2 09Г2-6 гр. 1 09Г2-6 гр. 2 09Г2С-6 гр. 1 09Г2С-6 гр. 2	1 at 10 •-	> > ч-' 1-	ГОСТ 380-71* ГОСТ 23570-79 ГОСТ 19281-73 ТУ 14-1-3023-80 ГОСТ 380-71* ГОСТ 23570-79 ГОСТ 19282-73 ГОСТ 14637-79 г ТУ 14-1-3023-80	1,18 1,21 1,24 1,17 1,17 1,24 1,17 1,14 1,2 1,36 1,36 1,19 1,22 1,22 1,25 1,25 1,28 1,25 1,28 1,28 1,24 1,19 1,22 1,25 1,18 1,18 1,25 1,18 1,15 1,21 1,37 1,37 1,15 1,20 1,23 1,26 1,26 1,29 1,26 1,29 1,22 1,25 1,22 1,25
1 09Г2-6, 09Г2С-6, 10Г2С1-6, 14Г2-6, 15ХСНД-6, 10ХСНД-6, 10ХНДП-6.
09Г2С-6, 10Г2С1-6, 14Г2-6, 15ХСНД-6, 10ХНДП-6, 14Г2АФ-6,
15Г2АФДпс-6, 10ХСНД-6, 16Г2АФ-6, 18Г2АФпс-6, 09Г2-6.
201
Таблица 7.3
Характеристика конструкций	Коэффициент от-
	ходов Котх j
С равномерным соотношением различных профилей стали С преобладанием угловой стали То же, швеллеров и двутавров ” тонколистовой стали " тонколистовой и универсальной стали Из листовой стали всех толщин Из холодногнутых профилей Из бесшовных горячекатаных труб и из проката различных видов	1,0345 1,036 1,0305 1,047 1,055 1,05 1,036 1,078 Таблица 7.4
Временное сопротивление, кН/см^	Коэффициент
38 44 46 52	1 1,02 1,05 1,1 Таблица 7.5
Операция	Плотность рабоче- го места
Правка, вальцовка Разметка и наметка Резка механическая Резка кислородная Прокол Сверление Строжка Фрезеровка Г ибка Транспортные операции (использование мостовых кра- нов)	1 1 2 1 1 1 2 1 2 1
Стоимость передела изготовления Си находится по формуле
^и = £ ти i'	(7.4)
где СТИ| — себестоимость i-й технологической операции, руб.
С = С Mik Ти{ / пр	(7.5)
где С Mjk — себестоимость машино-часа работы технологического оборудова-
ния k-го наименования в i-й операции. Например, для правки на приводных
вальцах 654Р CMjk = 2,61 руб.; для резки на ножницах Н-1434 CMjk =
= 4,51 руб.; для транспортировки мостовым краном CMjk = 3,1 руб.; для
газовой резки на установке Юг-2,5 х 1,4 CMjk = 12,04 руб. Показатели сле-
202
дует брать по данным САПРдЦНИИПСК- Выпуск ОАТ-25-4. М., 1984);
ТИ| — трудоемкость изготовления i-й технологической операции; П{ — плот-
ность рабочего места на i-й операции принимается по табл. 7-5 (по данным
Д.В. Ладыженского, В.И. Шушкевича).
В зависимости от объема работ по реконструкции элементы уси-
ления и конструкции изготовляются либо на заводах металлокон-
струкций, либо на реконструируемых предприятиях, что опреде-
ляет транспортные затраты. Стоимость транспортирования готовой
продукции СТр до станции назначения вычисляется по формуле
C = AGj,	(7.6)
где СТр — транспортные расходы; А — цена транспортирования на 800 км,
принимаемая 14,5 руб/т для конструкций ферм и 9,4 руб/т для всех осталь-
ных конструкций.
Согласно данным [38]? стоимость транспортирования конструк-
ции подсчитывается исходя из оплаты за вагоны в зависимости от
расстояния перевозки
^тр = пв Цв / пшт'	(7.7)
где пв — количество вагонов, определяемое длиной конструкции; Цв —
тарифная плата за вагон; Пшп __ количество однотипных конструкций,
загружаемых в вагоны.
Количество вагонов определяют исходя из габаритов вагона
и конструкции. Количество вагонов
пв ” LK / LB,	(7.8)
где LK — длина конструкции; Lg — длина одного вагона.
Вычисленные значения пв принимаем с округлением до целого
большего числа. Количество штук конструкций, загруженных в
вагоны, вычисляется по формуле
Пшт = вв/В-	(7.9)
где Вв — ширина загружаемого габарита вагона, зависящая от высоты конст-
рукции; В — наибольший поперечный размер конструкции.
Значение В определяется проектными размерами конструкции.
Показатели трудоемкости и стоимости монтажных работ по уси-
лению конструкций находятся суммированием нормативов по не-
обходимым технологическим операциям. Перечень технологичес-
ких операций по усилению конструкций с указанием нормативных
документов, по которым определяется трудоемкость и стоимость
выполнения данной операции, приведены в табл. 7.6.
203
Таблица 7.6
Технологическая операция по усилению	Нормативный до- кумент
Очистка конструкций металлическими щетками и про- тирка ветошью	ЕНиР 5-1-20
Установка электрических лебедок	ЕНиР 24-5 Таке- лажные работы
Установка лестниц на подкрановые части колонн. Расчет производится по формулам: Ту =Т Ь^чел.-ч Су = С 1>руб., где 1— длина подкрановой части колонн, м	ЕНиР 5-1-3 Монтаж стальных конструкций (оп- ределение показа- телей Т и С)
Установка стального страховочного каната по ферме	ЕНиР 5-1-3
Установка монтажных блоков	ЕНиР 24-9 Таке- лажные работы
Нанесение осей на стержень фермы	ЕНиР 38-2-2 Изго- товление строи- тельных стальных конструкций
Монтаж упоров	ЕНиР 5-1-6
Постановка временных болтов	ЕНиР 5-1-16
Установка подмостей: 1-й вариант — катучие подмости	ЕНиР 28-2-2 Мон- таж подземно- транспортного оборудования
2-й вариант — навесные люльки или лестницы	ЕНиР 5-1-3
3-й вариант — строительные вышки	ЕНиР 35-17
Установка монтажных столиков или струбцин	ЕНиП 5-1-14
Приварка элементов усиления	ЕНиР 22-6. Свароч- ные работы
Монтаж элементов усиления При высоте монтажа меньше 25 м рассчитывают по формулам: Tv =0,51 + 4,2 Gj, чел.-ч,. CyJ = 0,333 +2,73 Gj, руб., Tyi и СУ1 — соответственно трудоемкость и стоимость выполнения монтажных операций, Gj — вес монтируемого элемента, т	ЕНиР 5-1-6. Мон- таж стальных конструкций
При высоте монтажа больше 25 м рассчитывают по формулам: Ту2 = 1,1ТУ1;	
Снятие монтажных столиков или струбцин	ЕНиР 5-1-14. Мон- таж стальных конструкций
204
Продолжение табл. 7.6
Технологическая операция по усилению	Нормативный до- кумент
Демонтаж подмостей: 1-й вариант 2-й вариант 3-й вариант Снятие монтажных блоков Снятие стального страховочного каната и демонтаж лестниц с подкрановой части колонн Демонтаж электрических лебедок	ЕНиР 28-2-2 ЕНиР 5-1-3 ЕНиР 35-17 ЕНиР 24-9 ЕНиР 5-1-3 ЕНиР 24-5
Потери прибыли из-за остановки производства на участке прове-
дения работ по усилению конструкций определяются по формуле
Ппр = (Ц - Ссб) V t, руб.,	(7.10)
где Ц — оптовая цена продукции, выпускаемой участком, принимаемая сог-
ласно действующим прейскурантам, руб.; Ccg — заводская себестоимость
продукции, выпускаемой участком, принимаемая согласно отчетным данным
предприятия, руб.; V — объем продукции, выпускаемой участком в едини-
цу времени, руб/ч; t — продолжительность работ по усилению конструк-
ций, ч.
Приведенные затраты на усиление конструкций определяются
по формуле
3 = СОм + Си + Стр + Су + ППр,	(7-11)
где Со.м — стоимость основных материалов, руб.; Си —стоимостьпередела
изготовления, руб.; СТр — стоимость транспортирования продукции до стан-
ции назначения, руб.; Су — стоимость выполнения работ по усилению, руб.;
ППр — потери прибыли из остановки производства, руб.
В формуле не учтены затраты на капитальные вложения смеж-
ных отраслей, так как для сравниваемых вариантов усиления они
будут примерно равны.
14—648
205
206
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
Механизмы и инструменты, рекомендуемые
к применению при выполнении работ по реконструкции
1 р	1 1 a	1	Вид работы и технологи* ческая операция	Инструмент, машина	Индекс (марка)	Главный параметр	Масса, кг
	Дробеструйный беспыльный аппарат	АД-1	2—5 м2/ч	150
	Ручной пескоструйный аппарат	АД-150	10 м2/ч	232
	Ручной пескоструйный беспыльный аппарат	ПБА-1-65	2 м2/ч	29
Подготовительные работы	Мешалка для красочных составов	С-365А	350-400 л/ч	35
Подготовка поверхности под Вибросито		(СО-11)		
окраску и нанесение лако-	Вибросито	С-26А	560-720 л/ч	13,4
красочных покрытий	Мелотерка	(СО-ЗА) С-909 (СО-53)	350 мЗ/ч	90
	Краскотерка	С-10А (СО-1)	100 кг/ч	100
	Двухвальная машина для красочных составов	0-43А	140 кг/ч	210
	Электрокраскопульт	СО-22 (С-574)	250 м2/ч	21
	То же, однофазного тока	С1014 (СО-61)	250 м2/ч	35
	Установка для нанесения жидкой шпак*	С-562А	200 м2/ч	35
	левки	(СО-21 А) (СО-5	400 м2/ч	30
	Агрегаты окрасочные	< СО-66	1000 м2/ч	238
		(СО-74	500 м2/ч	325
	-	СО-71 f С-765А	400 м2/ч 50-60 м2/ч	0,75
		J (СО-43А)		0,645
1 С-592А
Пневматические пистолеты-краско-	1	(СО-24А)	85 м2/ч	0,7
распылители	1	СО-90	600 м2/ч	0,8
	СО-87	100 м2/ч	0,8
Установка безвоздушного распыления:			
с подогревом	АБР-1	200-250 м2/ч	33
без подогрева	УБРХ-1М	400-500 м2/ч	50
2	Удаление ржавчины, окали- Шлифовальная машина	ШР-6А, ШР-6	150-400 м2/ч	22
ны, дефектов металла	ШР-5, ЭП-1025,		1,35—2,6
	ЭП-1087, П-2008	а» 1	
Шлифовальная торцовая машина	гТШ-1 (Т)	4000 мин	6
Пневматическая шлифовальная	J	ГиП-2001	5100 мин'1	6
машина	1	1И П-2002	7600 мин-1	3,5
Угловая пневматическая шлифовальная	УПШР-1 (У)	3000 мин"1	34
машина			
Плоскошлифовальная машина	РМ-507А (П)	4200 мин'1	12
	С-499А	3160 мин'1	5,2
	С-477А	3160 мин'1	3,9
	И-38	750 мин'1	3,3
Электрическая шлифовальная машина	И-56	3500 мин'1	6,2
	И-150	3000 мин'1	4,5
	ИПП-6	4700 мин'1	7
	ЭШ-125	3350 мин'1	6,2
То же, угловая машина	С-476 (У)	4715 мин'1	4
То же, тоцовая машина	2670 (Т)	4350 мин'1	5,8
		число ударов	
		в мин	
		2800-3000	
Пневматический молоток	МЗС	2800-3000	1
То же, пучковой молоток	П-5	60	2,5
" рубильный молоток	ИП-4112	2800	4
	ИП-4113	2200	5
	ИП-4114	1600	6
Пневматическое зубило	П-6	60	2
208
Продолжение
№ п.п.	Вид работы и технологи- ческая операция	Инструмент, машина	Индекс (марка)	Главный параметр	Масса, кг
		Пневматическая угловая щетка	УПРЩ-1	Число оборо- тов шпинделя ЗООО/мин-1	3,4
		Пневматическая кромкорезная машина		Число оборо- тов двига- теля под нагрузкой	
			ПМК-10	ЗОСЮ мин‘1	12
		То же, универсальная машина	УПМ-4 с пневмопри- водом	Число обо- ротов шпин- деля 1 мин“1	0,6
		Электрический кромкорез	ЭМ-21	Частота тока 200 Гц	14,4
3	Сверление отверстий в ме-	Электрическая сверлильная машина	(ИЭ-1009А	Диаметр свер-	1,7
	талле		1 ИЭ-1022А	ления 9 мм 14 мм	3,9
			1ИЭ-1023	23 мм	6,5
4	Завертывание резьбовых	Гайковерт ручной	ИЭ-3117	Частота вра-	2,3
	соединений	Шуруповерт ручной	ИЭ-3601А	щения 20 с"1 16 с-1	1,7
		Гайковерт электрический	ИЭ-3106	Число оборо- тов шпинделя, мин‘1	
		Гайковерт электрический	/ИЭ-3106	960	3,2
			1ИЭ-3108	960	3,2
		Ключи-мультипликаторы	КМ-70-2М	Габариты, мм 400x85x187	4,07
	Подъем конструкций на			494x85x187	12,49
5		Полиспастный блок, неподвижный	КМ-130-4М	Г рузоподъем-	42,2
	высоту			ность 10 т	
209
Сварочные работы
Электросварка металл и-
То же, подвижный	i БМ-30 1 БМ-50	30 50	940 1670
Таль рычажная	J РТР-0,5	0,5	10
	1 РТР-1	1	17,5
Таль шестеренная	/РТК-1	1	25,5
	1РТП-2	2	44
Лебедка ручная	/ЛР-500	Тяговое уси- лие, кН: 5	32
	1ЛР-1000	12,5	87
Лебедка электрическая	(ТЛ-1	5	250
	|ТЛ-5	50	465
Подъемник мачтовый приставной	/тП-16-1	Г рузоподъем- ность, т 320/500	1283
	[ТП-12	500	1840
То же, самоходный	/СП-06	600	6400
	1 С-1001	500	5500
Люлька строительная	ЛОС100-120	0,12	165
Кран стреловой	КЛ-2	1	1280
Кран "Малютка"	Треста "Днепро- металл у ргстрой"	0,3	125
Кран "в окно"	Треста "Красно- армейскжил-	0,09	31
Кран гусеничный	строй" / СК Г-40	40	
	1СКГ-100	100	—
Кран башенный	/КБ-160	5-8	79,5 т
	(КБ-402А .	2-3	79,5 т
Кран козловой безконсольный	/К-182	Г рузоподъем- ность, т 18	69т
То же, двух консольный	1К-4М	5	15,5 т
Сварочный трансформатор	/ТД-390	Сила тока, А: 30-395	137
	(Т Д-500	90-650	210
210
Продолжение
1 1 ъ. i	Вид работы и технологи- ческая операция	Инструмент, машина	Индекс (марка)	Главный параметр	Масса, кг
ческих элементов кон-	Частота тока, струкций	Г ц Преобразователь частоты тока	ИЭ-9401А	200	63 Генератор постоянного тока	( Г Д-303	Сила тока, А 4	15—350 1 ГСО-500	120-600 Однопостовой сварочный выпрямитель	(ВД-301	24—300	230 1ВСК-500	60-550	410 Передвижная компрессорно-сварочная	ПКСУ-1	300	1300 установка Электродержатель для ручной дуговой	—	500	0,4 сварки Габариты, мм: Щиток защитный для электросварщика	—	220x300x150	0,48 Ящик инструментальный сварщика	—	495x205x237	2,5 Арматурные работы	Ножницы для резки арматуры	—	755x23x180	2,7 Приспособление для резки монтажных	—	1400х1300х	80 изделий	х1700 Г рузоподъем- ность, т: Создание предварительного Гидравлический домкрат	(АДГ-5	5	6,3 натяжения	ДГО-25	25	19,9 МД ГА-50	50	19,6 ДГО-100	100	125 ДГО-200	200	209					
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Рекомендуемые типы лакокрасочных покрытий
Условия эксплуатации	Г рунт		Покрытие		Ориен- тиро- вочный срок служ- бы, го- ды
	наименова- ние	число слоев	наименование	число слоев	
1	2	3	4	5	6
Стальные конструкции в атмос			ферных условиях		
	ФЛ-ОЗК, ФЛ-ОЗКК, ГФ-20 ХС-010	2	Эмаль ПХВ, ХВ-16, X В-124, X В-125, ХВ-113, ХСЭ	3	5-6
Атмосферные возденет вия (солнечная радиа- ция? осадки), наличие промышленных газов или пыли, морской	ФЛ-ОЗК, ФЛ-ОЗКК, ГФ-020	1	Эмаль НКО ПФ-133, ПФ-115 МС-17 АЛ-177	3 2 1-2 2	2-3 2-4 5—6 1
КЛИМАТ, ТвМI у +60°С, относительная влажность до 95% при +25°С	Железный сурик на натураль- ной олифе	1	Краски, мас- ляные	2	2-3
	Железный сурик на оксол и	1	Краски мас- ляные на оксол и	2	1-2
Атмосферные воз- действия тропического влажного климата; температура +45 °C — 10°С, влажность более 75%	ФЛ-ОЗК, ФЛ-ОЗКК, ХС-010	2	Эмаль XВ-125 4 ХВ-124	4 Серия ПХВ-512 4		3-5
Воздействия атмосфе- ры, содержащей агрес- сивные газы и пары химических произ- водств (пары so,,so2, н2з, N2°2 । HF* H2S> НС1, Cl2,S, влажность не более 75%)	ФЛ-ОЗК, ФЛ-ОЗКК, ГФ-020	2	Эмаль ПХВ-26 ПХВ-512 ХВ-124, ХСЭ	3-5	3-4
Воздействие атмосфе- ры, содержащей агрес- сивные газы 80г, 803, Н23, N02 » HF, HCt, влажность не более 75%	ХС-100, ФЛ-ОЗК ФЛ-ОЗКК	2	Эмаль ХВ-124. серия ПХВ-512	, 5-7	3-5
211
Продолжение
Условия эксплуатации	Грунт		Покрытие		Ориен- тиро- вочный срок служ- бы, го- ды
	наименова- ние	число слоев	наименование	число слоев	
1	2	3	4	5	6
Стальные конструкции в рабочих помещениях цехов
Относительная влаж- ность воздуха в поме- щении до 75%, темпе- ратура 0—40°С	ГФ-020	1	Эмали НКО, пентафтал е- вые— ФО, М С-226, ПФ-133	2	8-10
	Железный сурик на натураль- ной олифе	2	Масляные краски То же	1-2 2	8-10 8-10
Постоянная относи- тельная влажность воздуха более 75% при наличии агрессив- ных газов ( SO2Ct2) до 1% объема воздуха	ХС-010, ФЛ-ОЗК ФЛ-ОЗКК	2	Эмаль ХВ-124 ПХВ-512, ХСЭ X С-710	4-5	4-5
Постоянное воздейст- вие воды; температу- ра 0 — +20°С	-	—	Краска ЭКЖС-40 Краска ДП Каменно- угольный лак марки А	4 4 2	2-4 До4!
Низкая относитель-	ХС-010,	2 Лак ХСЛ	6-8 ная влажность воздуха	ХСЛ с 25%-й (до 60%) при нали-	добавкой чии паров NH3 и	диабазо- мётилового спирта	вой муки Стальные конструкции в рабочих помещениях цехов при редком, кратковременном воздействии агрессивных сред В воздухе помещения содержатся следы >Clз Фосфорно-	Эмали ХСЭ, го ангидрида	ХС-010	2	затем смесь 3 Обрызгивание конст-	лака ХСЛ с рукций фосфорной	эмалью ХСЭ в кислотой с темпера-	отношении 1:1 турой 70—80°С и раствором гипохло- рита Воздух содержит пары CX2,S103,N03 Обрызгивание конст- ХС-010	2	Тоже	3 рукций серной кисло- той и машинным малом					3-4 3-5 4-5
212
Продолжение
Условия эксплуатации	Грунт		Покрытие		Ориен- тиро- вочный срок служ- бы, го- ды
	наименова- ние	число слоев	наименование	число слоев	
1	2	3	4	5	6
Периодическое воз-	ХС-010 действие на конструкции растворов 10—15%-й серной и соляной кис- лот температурой 18—40°С; 25-30%-й		 хромовой и азотной	Шпаклевка кислот	Э П-00-10 Периодическое воз- действие на конструк- ХС-010 ции минеральных кис- лот концентрацией не выше 10% ( НС1, Н2 S0 з), температура до 50°С Периодическое воз-	Лак Ф-10 действие на конструк- (с между - ции минеральных кис- ело иной лот средней конструк- армиров- ции температурой до кой стек- 100°С, растворов ще- лотканью) лочей с концентрацией до 20% при повышен- ной температуре и раствора азотной кис- лоты концентрацией до 10% Воздействие атмосфе- ХС-010 ры помещения, содер- жащей пары аммиака NO, N02 и случайный кратковременный облив конструкций (NH^)C03 Кратковременное воз- ХС-010 действие слабых раство- ров щелочей и солей различной концентра- ции при температуре до 30°С Периодический облив ХС-010 конструкции 10—40%-й щелочью температурой до 30°С		2 1 2-3 2 2 1	Эмаль	4 ХС-710или ХСЭ Лак ХС-76 или 3 ХСЛ Шпаклевка 2 ЭП-00-10 Эмаль ХСЭ, 3 затем лак	2 ХСЛ Лак ф-10,	2-4 лак Ф-10, пигменти- рованный белилами и слюдой, мусковит в отноше- нии 1:4 Эмаль ХСЭ 2 или ХС-710, затем лак ХСЛ или ХС-76 Эмали ХСЭ 2 илиХС710, затем лак ХСЛ или ХС-76 Эмали ХСЭ	3 или ХС710, затем лак	2 ХСЛ или ХС-76 Эмали	3 ОЭП4173 ОЭП4171		3-5 3—5 3-5 3-4 3-4 3 3 2-3 3
213
Продолжение
Условияэксплуатации	Грунт		Покрытие		Орион- тиро- вочный срок служ- бы, го- ды
	наименова- ние	число слоев	наименование	число слоев	
1	2	3	4	5	6
Стельные конструкции при повышенной температуре
Рабочая температура
поверхности конст-
рукции не выше200°С
Эмаль АЛ-70,	1-2	2-3
АЛ-701, лак		(при
170 с алю-		перио-
миниевой		дичес-
пудрой		ком
ГФ-95		воз- дейст- вии темпе- ратур) и 1 (при посто- янном)
Рабочая температура ХС-010	1 Лак 177	2 До1
поверхности конструк-	Лак 170 с	1-2 Тоже
ции,не выше	алюминиевой
пудрой, эмаль
АЛ-701,
АЛ-70, лак
ГФ-95 с алю-
миниевой пуд-
рой
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
Нормы времени операций изготовления элементов
усиления для условии Донецкого (ДЗМК)
и Ждановского (ЖЗМК) заводов металлоконструкций
Правка уголка на приводных вальцах (ДЗМК)
Профилем до 65x65 .......................... 0,46	чел.-ч/100 п.м
"	от	75x75 до 90x90.................0,74 чел.-ч/100 п.м
"	"	100x100	до 120x120 .........0,94	чел.-ч/100 п.м
"	"	130x130	" 150x150................1,24 чел.-ч/100	п.м
214
Резка уголка на природных пресс-ножницах по упору (ДЗМК).
Норма времени и расценка на 100 деталей
Длина де- тали, м	Профиль сечения до, мм		
	75x75	120x120	более 120x120
0,75	0,68	0,86	1,09
1,25	0,8	1,04	1,42
1,75	0,99	1,29	1,8
2,25	1,172	1,59	2,3
3	1,59	2,23	3,07
4,5	3,24	4,15	5,05
7	3,78	5	6,16
Правка листового металла на приводных вальцах (ДЗМК)
Толщина до 8 мм.............................0,42	чел.-ч/100 м2
”	от	9 мм до	12 мм...............0,48	чел.-ч/100 м2
"	13	мм	"	18 мм...............0,76	чел.-ч/100 м2
"	"	19	мм	"	22 мм...............0,84	чел.-ч/100м2
"	23	мм	и выше................0,87	чел.-ч/100 м2
Правка швеллеров на кулачковом прессе "Пельс" (ДЗМК)
Швеллеры до № 14 длиной до 6 м...............0,52 чел.-ч/10 шт.
до № 14	"	свыше б м.........0,6 чел.-ч/10 шт.
от № 16 до 24	»	до 6 м............0,6 чел.-ч/Ю шт.
от №16 " 24	*	свыше 6 м.........0,84 чел.-ч/10 шт.
ot № 27 до 40 "	до 6 м...........0,84 чел.-ч/10 шт.
№27 " 40 " свыше 6 м.............0,98 чел.-ч/10 шт.
Резка швеллера на пресс-ножницах по упору.
Нормы времени на 10 деталей (ЖЗМК)
№ про- филя	Число деталей в партии, шт., до	Длина детали, м, до				
		1	3	6	9	свыше 9
	5	0,19	0,25	0,32	0,41	0,53
	10	0,17	0,22	0,29	0,36	0,46
12	30	0,15	0,2	0,24	0,31	0,4
	>30	0,13	0,16	0,21	0,27	0,35
	5	0,22	0,29	0,37	0,47	0,6
	10	0,19	0,25	0,32	0,41	0,52
16	30	0,17	0,22	0,29	0,36	0,46
	>30	0,15	0,19	0,23	0,31	0,4
	5	0,25	0,33	0,43	0,55	0,69
	10	0,22	0,29	0,37	0,48	0,6
22	30	0,2	0,23	0,32	0,42	0,52
	>30	0,16	0,21	0,29	0,37	0,45
	5	0,29	0,38	0,49	0,64	0,8
30	10	0,23	0,33	0,43	0,55	0,65
	30	0,21	0,29	0,37	0,48	0,6
	>30	0,18	0,25	0,32	0,42	0,52
215
Продолжение
№ про- филя	Число деталей в партии, шт.,до	Длина детали, м, до				
		1	3	6	9	свыше 9
5	0,33	0,44	0,56	0,72	0,92 Ю	0,29	0,38	0,49	0,63	0,8 40	30	0,25	0,33	0,43	0,55	0,69 >30	0,22	0,29	0,27	0,48	0,6						
Правка круглой стали на кулачковом прессе "Пельс" (взято
как для квадратной стали) (ДЗМК)
Диаметром от 40 до 80 мм
"	" 100 " 120 мм
..............1,06	чел.-ч/100 п.м
..............1,59	чел.-ч/100 п.м
Резка деталей из листовой стали на гильотинных ножницах. Длина реза до
2,5 м, чел.-ч/10 дет.
Число резов в детали	Масса детали, кг (не более)				
	5	15	30	|	50	100
До 4 4	0,1 0,14	0,25 0,32	0,45 0,60	0,6 0,8	0,9 1,3
Резка прутьев по
чел.-ч/100 дет (ДЗМК).
упору на приводных пресс-ножницах,
При длине, м:
до 1...................................
° 2..................................
° 3..................................
" 5:.................................
Норма времени
0,55
0,78
1,41
2,12
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Анапольская Л.Е., Ган дин Л.С. Методика определения расчетных ско-
ростей ветра для проектирования ветровых нагрузок на строительные соору-
жения И Метеорология и гидрология. — 1958. — N® 10, — С. 11—13.
2.	Беленя Е.И., Клепиков Л.В. Исследование совместной работы основа-
ний, фундаментов и поперечных рам стальных каркасов промышленных
зданий И Научное сообщение (ЦНИИПСК), — М., 1957, Вып. 28. — С. 59.
3.	Беленя Е.И. Действительная работа и расчет поперечных рам стальных
каркасов одноэтажных производственных зданий: — Автореф. дис. д-ра
техн, наук.— М., 1959. — С. 23,
4.	Беленя Е.И., Валь В.Н., Путято В.А., Зибелинг М. Учет пространствен-
ной работы стальных каркасов производственных зданий при их реконст-
рукции // Совершенствование методов расчета и проектирования строитель-
ных конструкций и способов их возведения, — М., 1985, — С. 32—34.
5.	Бердичевский М.М. Изучение работы стального каркаса промышлен-
ных зданий методом натурных дифференцированных статических испыта-
ний, проводимых в процессе возведения // Материалы по стальным конст-
рукциям^., 1957. № 1. - С. 56-68.
216
6.	Бельский М-Р. Усиление металлических конструкций. — Киев, 1975. —
С. 117.
7.	Бельский М.Р. Усиление сжатых стержней стальных конструкций под
эксплуатационной нагрузкой. — М., 1984.— С. 184.
8.	Буданов В.И. Жесткость покрытий одноэтажных зданий при сейсми-
ческих воздействиях // Промышленное строительство. — 1967. - № 5. -
С. 23-26.
9.	Валь В.Н. Основы проектирования и эксплуатации строительных
металлических конструкций. — М., 1982. — 142 с.
10.	Валь В.Н., Гуров А.И., Калашников И.Б., Терехова Г-Н. Анализ спо-
собов усиления балок под нагрузкой // Тр. МИСИ им. В.В. Куйбышева. —
М., 1984.-Г С. 141-153.
11.	Валь В.Н., Уваров Б.Ю. Изыскание резервов несущей способности
стальных каркасов производственных зданий при реконструкции // Про-
мышленное строительство. — 1983. — № 10. — С. 9—11.
12.	Горев В.В. К вопросу об устойчивости продольносжатых сквозных
стержней. — Изв. вузов — Строительство и архитектура. 1980.-N® 8. — С. 27—
31.
13.	Городецкая Н.И. Анализ дефектов, повреждений железобетонных
стропильных ферм серии ПК-01-28 и исследование нагрузок на покры-
тие в эксплуатируемых производственных зданиях И Архитектурно-конст-
руктивные исследования реконструируемых промышленных зданий и соору-
жений: Респ. межвуз. сб., М., 1981. — С. 92—102.
14.	Горохов Е.В., Рухович И.Р. Натурные исследования и усиление метал-
лических конструкций каркаса промышленного здания // Промышленное
строительство. — 1976. — № 1. — С. 15—17.
15.	Горохов Е.В. ’ Правильная организация технической эксплуатации
конструкций — основа долговечной и надежной работы зданий и соору-
жений И Промышленное строительство. 1982. — № 2.— С. 18—20.
16.	Горохов Е.В., Балицкий В.С., Колесниченко В.Г. и др. Инструкция
по технологии усиления металлических конструкций на реконструируемых
предприятиях. — Кйев, 1986. — 62 с.
17.	Дубовик А.А. Долговечность строительных стальных конструкций
в условиях эксплуатационных сред зданий автозаводов: Автореф* дне.
канд. техн. наук. — М., 1983. — С. 18.
18.	Ем Ен Ким. Пространственная работа каркаса промышленных зда-
ний и колонн открытых подкрановых эстакад при учете тормозных ферм.
Автореф. дис. канд. техн. наук. — М., 1956. — С. 18.
19.	Заварина М.В. Строительная климатология. — Л., 1976. — С.32.
20.	Заславский И.Н., Флакс В.Я., Чернявский В.Л. Долговечность зданий
и сооружений предприятий цветной металлургии. — М., 1979. — С. 71.
21.	Зибелинг М. Выявление резервов несущей способности стальных
колонн одноэтажных промышленных зданий при реконструкции, приво-
дящей к увеличению крановых нагрузок. Автореф. дис. канд. техн. наук. —
М., 1985. - 19 с.
22.	Изосимов И.В. А.с. 563595 (СССР). Способ определения прочности
материала на срез. Б.И.; 1977, № 24.
23.	Изосимов И.В. Исследование боковых сил мостовых кранов цехов
металлургических заводов. Автореф. дис. канд. техн. наук. — М., 1969.— с. 18.
24.	Кикин А.И., Васильев А.А., Кошутин Б.Н. и др. Повышение долговеч-
ности металлических конструкций промышленных зданий. — М., 1984. —
302 с.
25.	Клепиков Л.В. Статистический анализ данных о скорости ветра в раз-
личных районах СССР. — Вкн.: Расчет строительных конструкций. — М.,
1976. — 18—19 с. — (Тр. / Центр, научн^исслед. ин-та строит, констр.
Вып. 42).
26.	Конаков А.И., Махов А.П. Отказы и усиления строительных метал-
лических конструкций. Обзор. — М., 1980. — 52 с.
27.	Коряков А.С. Несущая способность стальных конструкций эксплуа-
тирующихся в агрессивных средах цехов цветной металлургии: Автореф.
дис. канд. техн. наук. — М., 1985. — 18 с.
28.	Косорукое В.А. Влияние случайных погнутостей сжатых стержней
стропильных ферм на их несущую способность. Автореф. дис. канд. техн,
наук. — М., 1975. — 17 с.
29.	Кузнецов Б.Н. Определение снеговых нагрузок на покрытия отапли-
217
ваемых зданий и сооружений // Строительная механика и расчет сооруже-
ний. - 1982. — № 3. — С. 13-16.
30.	Металлические конструкции. — М-, 1985. — 561 с.
31.	Металлические конструкции. Справочник проектировщика. Под
ред. Н.П. Мельникова. — М., 1980. — 776 с.
32.	Мысак В.В. Особенности расчета и технологии изготовления под-
крановых балок с поясами из широкополочных тавров: Автореф. дис.
канд. техн. наук. — М., 1985. — 20 ст
33.	Немкова И.С. Статистический анализ свойств материала и обоснова-
ние расчетных сопротивлений гнутых профилей для строительных металли-
ческих конструкций. Автореф. дис. канд. техн. наук. — М., 1985. — 19 с.
34.	Окулов П.Д. Анализ совместного воздействия нагрузок от подвесных
кранов и снега на металлические конструкции покрытий промышленных
зданий. Автореф. дис. канд. техн. наук. — М., 1984. — 17 с.
35.	Окулов П.Д. А. с. № 1116345 (СССР). Устройство для механических
испытаний металла методом среза резьбы. Б. И. № 36, 1984. — 18 с.
36.	Пятницкий А.А. Особенности действительной работы балок путей
подвесных кранов: — Автореф. дис. канд. техн. наук.-М., 1983. — 16 с.
37.	Ребров И.С. Проектирование и расчет усиления стальных балок. —
Л., 1984. - С. 23,
38.	Ребров И.С. Работа сжатых элементов стальных конструкций, усилен-
ных под нагрузкой. — Л., 1976. — 176 с.
39.	Рекомендации по учету жесткости диафрагмы из стального профи-
лированного настила в покрытиях одноэтажных производственных зда-
ний при горизонтальных нагрузках. — М., ЦНИИПСК. — 1980. — 39 с.
40.	Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надеж*
ность. — М., 1978. - 239 с.
41.	Рухович И.Р. Особенности нагружения стальных подкрановых балок
в условиях эксплуатации и реконструкции. Автореф. дис. канд. техн, на-
ук. — Киев, 1985. — 21 с.
42.	Сахновский М.М. и др. Металлические конструкции (техническая
эксплуатация). — Киев, 1976. — 256 с.
43.	СНиП П-23-81. Стальные конструкции. Нормы проектирования.
44.	СНиП 11-28-75. Защита строительных конструкций от коррозии (до-
полнение) . Нормы проектирования.
45.	СНиП 111-18-75. Металлические конструкции. Правила производства
и приемки работ.
46.	СНиП 2.03.01—84. Нагрузки и воздействия. Нормы проектирования.
47.	СТ СЭВ 384—76. Строительные конструкции и основания. Основные
положения проектирования.
48.	Строкатов Б.П. Закономерности формирования снеговых нагрузок
на плоских покрытиях и учет их особенностей при расчете металлического
каркаса производственного здания: — Автореф. дис. канд. техн, наук.—М.,
1984.-22 с.
49.	Стрелецкий Н.С. Курс металлических конструкций. 4.1. Основы
металлических конструкций. — Л., 1940. — 843 с.
50.	Уваров Б.Ю., П.Д. Окулов. Методика исследования совместного воз-
действия нагрузок от подвесных однобалочных кранов и снега на покрытие
промышленного здания // Изв. вузов. Сер. строительство и архитектура. —
1983. — № 11. — С. 17-19.
51.	Уваров Б.Ю., Пятницкий А.А., Окулов П.Д. Статистическое исследова-
ние вертикальных нагрузок от подвесных однобалочных кранов. — В кн.:
Строительство и архитектура. / Библиограф, указатель депонир. рукописей,
вып. ЗгМ., 1980. — 5 с.
52.	Эглескалн Ю.С. Исследование физического износа металлических
конструкций производственных зданий: Автореф. дис. канд. техн. наук. —
М., 1974.-21 с.
53.	Bryan E.R. The stressed skin design of steel buildings. —
London, 1973.
54.	Putjato W. Beitrag zur Rekonstruktion von Stahl konst ruk-
tionen im Industriebau. Dis. Dr. — Ing. Weimar, 1981.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение........................................................... 3
Глава 1. Обследование металлических конструкций.................... 5
1.1.	Дефекты и повреждения металлических конструкций ....	5
1.2.	Методика обследования металлических конструкций.... 22
1.3.	Анализ состояния стальных конструкций каркасов произ-
водственных зданий ...................................... 35
Глава 2. Резервы несущей способности.............................. 43
2.1. Анализ нормативных документов........................ 45
2.2. Учет конкретных особенностей реконструируемого объек-
та ................................................. ...	51
Глава 3. Уточнение нагрузок..................................... 61
3.1.	Постоянные нагрузки ................................. 62
3.2.	Снеговые нагрузки.................................... 65
3.3.	Ветровые нагрузки.................................... 73
3.4.	Нагрузки от мостовых кранов.......................... 76
Глава 4. Оценка качества стали.................................... 96
Глава 5. Учет пространственной работы каркасов....................107
5.1.	Определение жесткости кровельных покрытий и тормозных
конструкций..............................................107
5.2.	Расчет поперечных рам на нагрузки от мостовых кранов с
учетом двух продольных дисков конечной жесткости .... 121
5.3. Учет тормозных конструкций в расчете много пролетных
рам.......................................................127
5.4.	Эффективность учета пространственной	работы..........129
Глава 6.	Усиление стальных конструкций............................ 133
6.1.	Общие положения...................................... 133
6.2.	Усиление балок....................................... 135
6.3.	Особенности усиления подкрановых балок...............147
6.4.	Усиление ферм........................................159
6.5.	Усиление колонн ..................................... 169
Глава?. Технология усиления металлических конструкций и технико-
экономическое обоснование принятых методов усиления...... 176
7.1.	Основные правила производства работ [16]........... 177
7.2.	Технология усиления металлических конструкций...... 187
7.3.	Контроль качества работ и обеспечение техники безопас-
ности при реконструкции................................. 194
7.4.	Защита металлоконструкций от коррозии при реконст-
рукции................................................... 196
7.5.	Методика технико-экономического анализа вариантов
усиления................................................. 199
Приложение 1...................................................... 206
Приложение 2...................................................... 211
Приложение 3...................................................... 214
Список литературы................................................. 216
Научное издание
Владимир Наумович Валь
Евгений Васильевич Горохов
Борис Юльевич Уваров
УСИЛЕНИЕ СТАЛЬНЫХ КАРКАСОВ
ОДНОЭТАЖНЫХ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ
ЗДАНИЯ ПРИ ИХ РЕКОНСТРУКЦИИ
Редакция литературы по строительным материалам и конструкциям
Зав. редакцией И.Х. Наназашвили
Редактор Л. И. Круглова
Технический редактор Н. Н. Аксенова
Корректор Н. С. Сафронова
Оператор С.А. Савченко
ИБИ” 4228
Подписано в печать 27.08.87 Формат 84x108 1/32
Бумага офсетная № 2 Печать офсетная Усл.печ.л. 11,55
Усл.кр.-отт. 11.76 Уч.-изд.л. 14,65 Тираж 4900 экз.
Изд. № АУШ-1720	Заказ № 648 Цена 3 Р-
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а
Тульская типография Союзполиграфпрома
при Г осу дарственном Комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
г. Тула, пр. Ленина, 109