Безраскосные железобетонные фермы для покрытий промышленных зданий - Гершанок Р.А., Клевцов В.А.

Автор: Гершанок Р.А. Клевцов В.А.
Теги: строительство наземных инженерных сооружений наземные комплексные сооружения строительство строительные конструкции железобетонные конструкции строительство зданий
Год: 1974
Похожие
Покрытия и кровли промышленных зданий
Проектирование и расчет стальных ферм и покрытий промышленных зданий
Проектирование фундаментов зданий и промышленных сооружений
Конструирование промышленных зданий и сооружений
Текст
                    Р.А
ГЕРШАНОК
КЛЕВЦОВ
и,-.ж
;:,r bl
•I: \ J



> у
БЕЗРАСКОСНЫЕ
1ЕЗОБЕТОННЫЕ
V ?'• *	 ’	•' * >,  ; ;
ФЕРМЫ
ПОКРЫТИЙ
i М;’ i 
•f	‘ л И’
п П c
JUL J I
ПРОМЫШЛЕННЫХ



J
ЗДА

V(l

Р. А. ГЕРШАНОК
В. А. КЛЕВЦОВ
Б Е 3 Р А СК ОСН Ы Е
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
ФЕРМЫ
ДЛЯ ПОКРЫТИЙ
ПРОМЫШЛЕННЫХ
ЗДАНИЙ
ЛЕНИНГРАД
СТРОЙИЗДАТ. ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
1974
УДК 624.914.4 :725.4
Гершанок Р. А., Клевцов В. А. Безраскосные железобе-
тонные фермы для покрытий промышленных зданий. Л., Строй- к
издат (Ленингр. отд-ние), 1974. 128 с.
В книге приведены описания безраскосных железобетон-
ных стропильных ферм, рассмотрены основные положения
расчета и даны рекомендации по определению оптимальных
геометрических размеров и назначению конструктивных реше-
ний ферм при проектировании.
Изложены наиболее важные результаты эксперименталь-
ных исследований ферм и фрагментов узлов под нагрузкой.
Освещен опыт изготовления и применения безраскосных ферм
в промышленном строительстве.
Книга является результатом работы, выполненной авто-
рами в Проектном институте № 1 и НИИЖБ, по созданию
серии безраскосных железобетонных ферм, утвержденной Гос-
строем СССР в качестве типовой (серия 1.463-3).
Книга рассчитана на инженеров-проектировщиков и инже-
нерно-технических работников строительных предприятий.
Табл. 27, рис. 52, список лит.: 42 назв.
0325—049
Г 047 (01)—74
79—74
© Стройиздат. Ленинградское отделение, 1974
ПРЕДИСЛОВИЕ
В промышленном строительстве нашей страны для покрытия
производственных зданий применяются железобетонные предва-
рительно-напряженные стропильные конструкции. Огромные
масштабы капитального строительства требуют непрерывного
развития и технического совершенствования сборных элементов,
из которых монтируются промышленные здания.
Совершенствование железобетонных стропильных конструк-
ций ведется по двум направлениям:
1) применение новых эффективных классов арматурных ста-
лей и высокопрочных бетонов при сохранении ранее принятых
статических схем стропильных конструкций;
2) создание новых типов стропильных конструкций, стати-
ческие схемы и конструктивные формы которых более полно от-
вечают физико-механическим свойствам железобетона и техно-
логическим особенностям его изготовления.
Первое направление включает в себя работы по созданию
типовых железобетонных раскосных ферм серий ПК-01-129/68
и ПП-01-02/68, а также экспериментальное проектирование ферм
тех же серий из высокопрочных тяжелых и легких бетонов.
К работам второго направления следует отнести работы, ве-
дущиеся в Проектном институте № 1 (ПИ-1) и НИИЖБ, по со-
зданию конструкций стропильных безраскосных железобетон-
ных ферм. Отличительные особенности таких ферм — простая
схема решетки, отсутствие сложных узлов сопряжения элемен-
тов и значительно меньшая погонная длина всех элементов —
содействуют более эффективному использованию железобетона
в покрытиях промышленных зданий. Кроме того, обеспечиваются
предпосылки для снижения трудоемкости изготовления стро-
пильных конструкций и повышения эксплуатационных качеств
покрытий.
Опыт экспериментального проектирования и строительства
производственных предприятий ряда отраслей промышленности
показал, что благодаря применению" безраскосных ферм совер-
шенствуются объемно-планировочные и конструктивные решения
промышленных зданий. Указанные выше работы способствовали
1*
3
созданию номенклатуры безраскосных стропильных ферэд,
утвержденной Госстроем СССР в качестве типовой.
Опыт проектирования, исследований и применения безрас-
косных ферм практически еще не обобщен. Попыткой такого
обобщения является настоящая книга. В ней рассмотрены во-
просы, связанные с разработкой конструкций безраскосных
ферм, приведены результаты их теоретических и эксперимен-
тальных исследований, а также данные о технологии их изго-
товления.
В технической литературе публиковались лишь отдельные
статьи, касающиеся некоторых частных вопросов, связанных с 1
изготовлением и натурными испытаниями безраскосных ферм.
Целью настоящей книги является обобщение результатов
проектных и исследовательских работ, выполненных в Проект-
ном институте № 1 и НИИЖБ в процессе создания конструкции
предварительно-напряженных железобетонных стропильных
ферм, а также описание особенностей техники изготовления
и применения безраскосных ферм в массовом строительстве для
покрытий промышленных зданий.
При изложении материала даются необходимые рекоменда-
ции по проектированию безраскосных ферм, приводятся расчет-
ные формулы и примеры расчета.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
РАЗРАБОТКА КОНСТРУКЦИЙ БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
§ 1. Развитие конструктивных форм стропильных
элементов промышленных зданий
Сборные железобетонные предварительно-напряженные фер-
мы в настоящее время являются основным видом несущих стро-4
пильных конструкций одноэтажных производственных зданий
пролетом 18 и 24 м.
Железобетонные фермы начали широко применяться с 1956 г.,
когда Промстройпроектом были разработаны первые предвари-
тельно-напряженные фермы (серия ПК-01-16). В дальнейшем
Промстройпроект, ПИ-1, ЦНИИ- промзданий, совместно с
НИИЖБ разработали много модификаций стропильных ферм,
различающихся очертанием верхнего пояса, схемой решетки,
видом напряженного армирования (с натяжением на упоры и на
бетон), технологией изготовления (блочные, из линейных эле-
ментов, с закладной решеткой, бетонируемые целиком).
Схемы основных типов раскосных стропильных ферм приве-
дены на рис. 1.
За прошедшие годы было утверждено в качестве типовых, а
в дальнейшем отменено значительное количество серий железо-
бетонных ферм. Недостаточная их стабильность объясняется в
основном поисками рациональных конструктивных параметров
ферм и эффективной технологии их изготовления.
Многообразны также схемы стропильных железобетонных
ферм, применяемых за рубежом [2). Так, в Чехословакии, Румы-,
нии и Венгрии используются предварительно-напряженные же-
лезобетонные фермы с ломаным нижним поясом, опирающиеся
на колонны в узлах верхнего пояса (рис. 2, а). В ГДР приме-
няются фермы арочного очертания с частой раскосной решеткой
(рис. 2,6). Разнообразные решетчатые железобетонные стропиль-
ные конструкции применяются в Италии, Англии, Франции, ФРГ
и других странах. В Италии, например, нашли применение фер-
мы с параллельными поясами и частой решеткой, в ФРГ — сбор-
ные железобетонные фермы трапециевидного очертания с тре-
угольной решеткой (рис. 2, в). Примером применения железобе-
тонных ферм в Англии могут служить фермы с параллельными
поясами на здании, построенном в Хантингдоке (рис. 2,г).
5
a) ^<*[0
Г goop |
18000
30000
д)
EEMSEEE
18000
||ики^гакищ1
I	20000
Рис. 1. Схема раскосных стропильных ферм
а — из двух половин с натяжением арматуры на бетон; б — полиго«
нальные арочные; в — арочные: г — из линейных элементов: д — для
плоской кровли; е — сегментные с закладной решеткой

Рис. 2. Схема ферм, применяющихся за рубежом
в—с ломаным нижним поясом; б—-арочные; в—с треугольной решеткой; г—с параллельными поясами
Из представленных примеров видно, что применяемые за ру-
бежом разнообразные схемы раскосных ферм — полигональные,
трапециевидные, сегментные, с параллельными поясами и др.,
по существу, мало чем отличаются от схем ферм, нашедших при-
менение в Советском Союзе.
Анализируя статические схемы приведенных железобетонных
раскосных ферм, нетрудно заметить, что не только первые желе-
зобетонные фермы, но и фермы, разработанные сравнительно
недавно, зачастую-повторяют известные геометрические схемы
металлических и деревянных ферм.
Важным достоинством статической схемы раскосных ферм
(понимая под фермой систему, стержни которой в узлах соеди-
нены шарнирно) является четкость расчетной схемы и работа
элементов только на продольные усилия (центральное сжатие
или растяжение). Исследования металлических раскосных ферм
выявили возможность не учитывать изгибающие моменты, воз-
никающие из-за жесткости узлов. Это положение вначале было
принято и при разработке железобетонных ферм. Однако оно
оказалось в некоторой мере справедливым лишь при расчете
ферм на прочность.
В предварительно-напряженных фермах необходимо обеспе-
чить трещиностойкость напряженных элементов и ограничить
раскрытие трещин в других элементах. В результате, как пока-
зали исследования [19], узлы железобетонных предварительно-
напряженных ферм по характеру своей работы стоят гораздо
ближе к схеме жесткого узла, чем шарнирного. Установлено
[19, 41], что если при расчете на прочность влияние изгибающих
моментов, возникающих вследствие жесткости узлов, во многих
случаях может не учитываться, то при расчете на'трещиностой-
кость учет их обязателен.
Таким образом, в настоящее время, при применении высоко-
прочных бетонов и сталей, раскосные железобетонные ферь^ы
лишились основного преимущества — четкости и простоты рас-
четной схемы, превратившись, по существу, в многократно ста-
тически неопределимые системы с раскосной решеткой.
В значительно меньшей степени, чем фермы, для покрытий
промышленных зданий применяются железобетонные предвари-
тельно-напряженные арки. Чтобы яснее представить себе целе-
сообразность конструктивной схемы безраскосных ферм, рас-
смотрим работы по созданию арочных, конструкций для покры-
тий упомянутых зданий.
В конце 50-х годов, в связи с началом практического исполь-
зования предварительного напряжения, наметился новый этап
в развитии арочных конструкций. Затяжки арок стало возмож-
ным выполнять предварительно-напряженными с непосредствен-
ным натяжением арматуры затяжек.
В 1950—1954 гг. в Польской Народной Республике были раз-
работаны типовые чертежи железобетонных арок пролетом 18,
9
21 и 24 м, названные балками типа КВО. Армирование затяжек
в них осуществлялось пучковой арматурой с передачей усилий
предварительного напряжения на бетон. Подвески с высотой се-
чения 100 мм и шириной, равной ширине арки, изготавливались
заранее и устанавливались в форму перед бетонированием арки.
Проектным институтом № 2 в 1962 г. были разработаны ра-
бочие чертежи так называемых арочных рам пролетами 18, 24
и 30 м. Верхний пояс таких рам имел полигональное очертание
и собирался из линейных элементов длиной 6 м (рис. 3, а). Под-
вески изготавливались заранее, и приваривались к закладным
металлическим листам. Затяжка выполнялась железобетонной,
предварительно-напряженной. Был разработан также вариант
арок со сплошным верхним поясом двутаврового сечения (рис. 3, б).
В 1968 г. Ленинградским Промстройпроектом были разрабо-
таны технические решения железобетонных арок пролетами 18
и 24 м (серия ЖК-19-95-03). Затяжки арок предусматривалось
выполнять предварительно-напряженными, а подвески — жест-
кими. Целесообразность таких подвесок выявлена в результате
сравнительного анализа арок с гибкими и жесткими подвесками.
Арки с жесткими подвесками оказались экономичней по стоимо-
сти на 12%.
Таким образом, характерной особенностью арок, разработан-
ных в последние годы, является замена металлических затяжек-
(гибких и жестких) предварительно-напряженных железобе-
тонными, а гибких металлических подвесок — сборными железо-
бетонными элементами. Высота сечения этих элементов, исходя
из конструктивных и технологических соображений, принималась
не менее 100 м. При этом отношение расчетной длины к мини-
мальному радиусу инерции сечения не превышало 80. При таких
геометрических параметрах подвесок, помимо выполнения своих
основных функций — предохранения затяжки от провисания, они
приобрели способность воспринимать сжимающие усилия, пре-
пятствуя потере устойчивости арки. По характеру работы под-
вески в- данном случае правильнее было бы называть . стойками
по аналогии с вертикальными сжатыми элементами ферм.
Анализируя статическую работу рассмотренных железобе-
тонных арок, следует отметить ряд качественно новых свойств,
приобретенных ими в связи с жестким исполнением затяжек и
подвесок:
а)	деформация арки в вертикальной плоскости не может сво-
бодно проявляться без включения в работу через сжатые стойки
железобетонной затяжки, что обеспечивает неразрывность де-
формации арки и затяжки и их совместную работу;
б)	свободная длина арки в плоскости ее кривизны при рас-
чете на продольный изгиб может приниматься равной расстоя-
нию между стойками, в то время как в обычных арках (с гиб-
кой затяжкой и подвесками) эта длина принимается равной
0,54S (S —длина развернутой оси арки);
10
в)	затяжка, воспринимая распор, одновременно испытывает
воздействие изгибающих моментов, вызванных деформацией
арки.
Рис. 3. Схема арок
а —арочные рамы; б —арки пролетом 36 м
Перечисленные особенности работы железобетонных арок с
жесткими стойками и жесткой затяжкой присущи работе ферм
арочного очертания. Но, в отличие от ферм, щродольпые усилия
11
в панелях затяжки постоянны по всей длине пролета, благодаря
чему более эффективно используется напрягаемая арматура.
Кроме того, арки технологичнее в изготовлении из-за отсутствия
раскосной решетки и сложных узлов. Л'аким образом, предвари-
тельное напряжение затяжек железобетонных арок способство-
вало появлению промежуточной между аркой и фермой кон-
струкции— «арочной фермы». Обладая рядом преимуществ, та-
кие фермы все же не получили широкого распространения из-за
трехстадийного, процесса их изготовления с закладными стой-
ками. Этого технологического недостатка можно избежать при
а — для скатных покрытий; б — для плоских (малоуклонных) покрытий
одновременном монолитном изготовлении всех элементов «ароч-
ных ферм». Однако при этом возникают трудности при выполне-
нии шарнирных’узлов примыкания стоек, к поясам.
В 1956 г. Проектным институтом № 1 было предложено вы-
полнять узлы сопряжения стоек и поясов жесткими [17], и тогда
«арочные фермы» превращаются в многократно статически
неопределимые рамные конструкции, называемые в прак-
тике строительства сегментными безраскосными фермами
,(рис. 4, а и б).
Несколько позже болгарские инженеры предприняли попытку
также перейти от арочной конструкции к сегментным безраскос-
ным фермам. Однако по первоначальному конструктивному ре-
шению (нижний пояс выполнялся без предварительного напря-
жения и потому имел небольшую высоту, высота же верхнего
пояса более чем в три раза превышала высоту нижнего пояса)
эти фермы в большей мере работали- по статической схеме арки
с затяжкой, чем по схеме безраскосной фермы. В дальнейшем
безраскосные фермы с напряженным нижним поясом были при-
няты в Болгарии как типовые и широко применяются в промыш-
ленном строительстве,
12

Ий ‘
К . Таким образом, статическая схема безраскосных ферм с
^криволинейным верхним поясом явилась логичным результатом
Е эволюции конструктивных форм стропильных конструкций одно-
этажных промышленных зданий.
gt Схема стропильных ферм (очертание поясов, геометрическая
Ц-.структура решетки, решение узлов сопряжения элементов и др.)
Ц оказывает влияние на ряд показателей не только самих ферм,
||Лно и здания в целом. От схемы ферм зависят:
рациональное использование материала ферм, трудоемкость
Ь. изготовления и их стоимость;
эксплуатационные качества покрытия (возможность исполь-
-зевания межферменногр пространства для производственных
нужд и размещения различных коммуникаций);
конструкция подвесного потолка, элементы крепления путей
подвесного транспорта и подвеска различных коммуникаций.
В свою очередь, физико-механические свойства ’ материала
ферм, его конструктивные и технологические возможности зна-
чительно влияют на выбор схемы ферм. Кроме того, целесооб-
разность той или иной схемы ферм определяется и нагрузками,
для восприятия которых они предназначены. С этой точки зре-
ния существенна определившаяся за последние годы тенденция
к возрастанию нагрузок от подвесного транспорта.
Как видно из изложенного, имеется 'сложная зависимость
между схемой фермы, материалом для ёе изготовления, внеш-
ними нагрузками и технико-экономическими показателями всего
здания. В этой связи целесообразность схемы безраскосных
ферм может быть установлена лишь путем сравнительного ана-
лиза ее с другими конкурентоспособными схемами стропильных
ферм.
. Выше отмечалось, что статическая схема «арочных ферм» об-
ладает рядом преимуществ перед другими схемами стропильных
конструкций. Размещение основного объема материала в сжатом
верхнем поясе и напряженной затяжке, при центрально-сжатых
стойках от нагрузки на верхний пояс, исключает несвойствен-
ную железобетону работу на растяжение.
Железобетонные безраскосные фермы сегментного очертания
отличаются от «арочных ферм» главным образом рамным ис-
полнением узлов сопряжения стоек и поясов. Целесообразность
перехода на рамные узлы определилась в результате вариант-
ного проектирования «арочных» и сегментных безраскосных
ферм. Критерием для оценки служил расход материалов на
сравниваемые фермы, так как их эксплуатационные и техноло-
гические характеристики практически равноценны.
По результатам опытного проектирования установлено, что
осуществление-узлов сопряжения стоек и поясов в виде рамных
конструкций снижает расход стали на 20—30% при одинаковом
расходе бетона. Значительная разница в расходе стали объ-
ясняется влиянием изгибающих моментов в пояёах ферм.
13
Сопоставление усилий и расхода матери
В безраскосных фермах изгибающие моменты в расчетных се-
чениях верхнего г нижнего поясов в два-три раза меньше, чем
в «арочных».
В качестве примера в табл. 1 представлены результаты про-
ектирования безраскосных и арочных ферм пролетом 18 м. Рас-
сматривались симметричное и несимметричнде положения снего-
вой нагрузки. Как видно из таблицы, продольные усилия в поя-
сах сравниваемых ферм одинаковы, а изгибающие моменты в
поясах «арочной фермы» в 2—2,5 раза больше, в связи с чем и
расход стали на «арочные фермы» значительно выше. Таким об-
разом, по расходу материалов безраскосные фермы предпочти-
тельнее «арочных ферм»; кроме того, они обладают повышенной
жесткостью в процессе их изготовления, транспортировки и мон-
тажа, а также при работе в покрытии.
Помимо решения узлов, требовалось выявить целесообраз-
ность сегментного очертания безраскосных ферм. Рядом работ
[12, 40] установлено, что расход материалов на безраскосные
фермы в значительной мере определяется очертанием верхнего
14
алов по аркам и безраскосным фермам
Расчетные усилия в элементах
при симметричной нагрузке
при несимметричной нагрузке
Таблица 1
Расход стали
верхний
пояс
нижний
пояс
стойки
верхний
пояс
нижний
пояс
стойки
к
&
я
0,74
820* 100
653	100
4,7 102,0 4,8 96,0 7,3
0,50
662 *
461
80
70
матурой, в знаменателе—высокопрочной проволокой.
пояса. При прямоугольном очертании безраскосных ферм (фер-
мы с параллельными поясами) нагрузка от покрытия передается
на колонны в результате вовлечения в работу стоек фермы, что
приводит к появлению в них значительных по величине изги-
бающих моментов и перерезывающих сил. При сегментном очер-
тании фермы симметричная нагрузка не вызывает ощутимых
усилий в стойках, так как нагрузка от покрытия передается не-
посредственно на колонны через верхний пояс, работающий как
арка.
Отмеченные соображения были подтверждены результатами
опытного проектирования безраскосных ферм с параллельными
поясами и сегментного очертания. В качестве примера в табл. 2
представлены результаты проектирования безраскосных ферм
пролетом 18 м. При сегментном очертании верхнего пояса тре-
буется на 30—40% меньше бетона и стали.
В отношении расхода материалов целесообразность сегмент-
ного очертания безраскосных ферм очевидна. Что касается их
эксплуатационных качеств, то для большинства производств, как
15
о
Т а б л иц а 2
Сопоставление усилий и расхода материалов в безраскосных фермах с параллельными поясами и сегментного
очертания
Схема ферм									Усилия в элементах		Наименование узлов													
											1—2	2 — 1		2-3		3—2		3—4		4—3	8—9	9—8	9—10	| 10—9
	1	1 10	11				1 13				Изгибающие моменты, т • м		—83,4	68,6		—44,0		54,4		— 11,6		22,4	—81,6	68,4	-39,1	57,3
	\																							
									Нормаль- ные силы, т		54,2			127,0				171,6			-54,2		-127,0	
д	3	Ь	5 I	1	1																							
	Р, 9^^		,	’					р, 1 2 							Изгибающие моменты, т • м		—0,48	2,40		5,38		-9,8		—12,5		17,4	0,48 I	-1,18	— 1,00	5,75
									Нормаль- ные силы, т		180,0			178,0				177,0			-209,0		— 191,5	
	Z						6 1 9																	
Усилия в элементах				Наименование узлов																	Расход бетона		Расход стали	
				10-11		11-10		1—8	8—1	2—9	|	9—2		3-10		10—3 | 4—11 | 11—4						л.'	|	%	кг |	%
Изгибающие моменты				— 10,6		—21,5		58,4	-81,6	112,6	— 107,5		66,0		—67,9		0,00		0,00		7,85	100	2410	100
Нормальные силы				— 171,6				-53,8		1,5			1,5				 1,5							
Изгибающие моменты				12,20		-17,40			’—	2,98	0,18		—2,70		6,45		0,00		0,00		5,1	55	1365	57
Нормальные силы				— 177,0	|	—	|	1,5	|	1,5													1,5							
показала практика проектирования, межферменного простран-
ства при сегментном очертании покрытия достаточно для разме-
щения возможных коммуникаций.
Однако в некоторых случаях все же появляется необходи-
мость в использовании межферменного пространства по всему
пролету. Так, например, в многоэтажных зданиях с межфермен-
ными этажами при использовании их для производственных
нужд может быть оправдано применение безраскосных ферм и
с параллельными поясами [13, 15].
Помимо эксплуатационных качеств покрытия, на выбор очер-
тания ферм может оказать влияние и конструкция кровельного
ковра, долговечность которого зависит от уклонов покрытия.
При этом оптимальное решение кровли обеспечивается при ма-
лоуклонных покрытиях, а наименьший расход материалов на
фермы — при сегментном очертании ферм.
Указанное противоречие может быть преодолено при исполь-
зовании для покрытий безраскосных ферм сегментного очерта-
ния с удлиненными стойками (рис. 4,6), позволяющих решать
покрытия промышленных зданий с любым уклоном кровли.
В результате применение сегментных безраскосных ферм, очер-
тание которых рационально в отношении расхода материалов,
позволяет создавать покрытия с оптимальным уклоном
кровли.
Для оценки целесообразности безраскосных ферм Проект-
ным институтом № 1 и ЦНИИ промзданий выполнен ряд работ -
по сравнению расхода материалов на сегментные безраскосные
фермы, разработанные Проектным институтом № 1, и на рас-
косные фермы серий ПК-01-76, ПК-01-84, ПК-01-121 и ПП-01-02.
В результате было установлено, что при скатных покрытиях рас-
ход материалов на безраскосные и раскосные фермы практиче-
ски одинаков; при плоских покрытиях сегментные безраскосные
фермы с удлиненными стойками требуют на 15—18% меньшего
расхода стали, чем типовые фермы серии ПП-01-02.
Опыт применения безраскосных ферм позволил выявить так-
же ряд положительных- эксплуатационных качеств этих ферм по
сравнению с типовыми раскосными фермами:
1)	отсутствие раскосов дает возможность эффективнее ис-
пользовать межферменное пространство для размещения раз-
личных коммуникаций (технологических, транспортных, санитар-
но-технических и др.);
2)	расположение стоек через 3 м позволяет применять более
рациональную конструкцию подвесных потолков в зданиях с"
техническими этажами;
3)	при использовании сегментных безраскосных ферм в про-
мышленных зданиях с насыщенной сетью транспортных конвейе-
ров или кран-балок, подвешиваемых к фермам, создаются луч-
шие условия для кр'епления путей подвесного транспорта ввиду
более частого расположения узлов по нижнему поясу.
17
§ 2. Конструктивные решения безраскосных ферм
В процессе опытного проектирования, изготовления и приме-
нения сегментных безраскосных ферм их конструктивнее реше-
ния претерпели ряд изменений в связи с совершенствованием
методов расчета, приёмов конструирования и технологии изго-
товления. Принятая методика исследования и применения без-
раскосных ферм — первоначально на отдельных объектах, за-
тем на стройках ряда районов страны и, наконец, в качестве
типовых конструкций — способствовала широкой эксперимен-
тальной проверке этих изменений при изготовлении и эксплуа-
тации ферм на конкретных объектах.
В 1957 г. в Проектном институте № 1 были созданы рабочие
чертежи первых железобетонных безраскосных ферм сегмент-
ного очертания, предназначавшихся для покрытий зданий тепло-
вых электростанций пролетом 24 м.
Исследования работы безраскосных ферм для покрытий зда-
ний ТЭЦ выполнены ВНИИГ имени Б. Е. Веденеева. Проектом
предусматривалось предварительное напряжение арматуры ниж-
него пояса. Однако из-за отсутствия оборудования для натяже-
ния арматуры на Дубровском ЗЖК, где предполагалось освоить
их изготовление, вначале применялись ненапряженные фермы.
Всего их было изготовлено и использовано на различных объек-
тах около трехсот.
С расширением области применения предварительно-напря-
женных конструкций и с совершенствованием технологии их из-
готовления было признано целесообразным перейти к предва-
рительно-напряженным фермам.
В 1961—1962 гг. Проектным институтом № 1 были разрабо-
таны напряженные безраскосные фермы сегментного очертания,
пролетами 24, 27, 30, 33 и 36 м, для покрытий машинных и ко-
тельных отделений главных корпусов тепловых электростанций
[11]. Для строек энергетических объектов характерно обслужи-
вание их базовыми предприятиями сборного железобетона с
транспортировкой конструкций по железной дороге на расстоя-
ние до 2000 км\ это обстоятельство потребовало создания ферм,
отвечающих условиям доставки их по железной дороге.
Анализ стоимости перевозки конструкций по железной дороге
выявил целесообразность членения ферм на блоки. Исходя из
условия обеспечения минимальной стоимости перевозки, макси-
мальная длина’блоков была принята равной 12 м. Для всей се-
рии ферм было установлено шесть типоразмеров блоков длиной
3, 6, 9 и 12 м. Фермы пролетом 24 м собирались из двух 12-мет-
ровых блоков, а фермы пролетами 27, 30, 33 и 36 м — из двух
крайних блоков и блока-вставки длиной соответственно 3, 6, 9
и 12 м (рис. 5, а).
Каждый блок представлял собой полностью законченный
предварительно-напряженный элемент. Напрягаемая арматура
Рис. 5. Блочные фермы
а—схемы ферм; б—конструкция стыка нижнего пояса; в—то же,
верхнего пояса
150 20150
нижнего пояса принята стержневой из стали классов A-IV и
А-ШВ. Стык нижнего пояса осуществлялся ванной электро-
сваркой выпусков рабочей арматуры пояса (рис. 5,6). Для
уменьшения величины раскрытия трещин в пределах ненапря-
женного стыка к основной арматуре в месте стыка приварива-
лись арматурные стержни большого диаметра. Стыки верхнего
пояса решены «сухими» (рис. 5, в) с передачей сжимающих уси-
лий через стальной лист, закладываемый между торцами сты-
куемых элементов.
Помимо блочных ферм, в 1962—1963 гг. были разработаны
безраскосные фермы пролетом 24 м, состоящие из двух половин,
для покрытий промышленных зданий. Госстрой СССР разрешил
применять эти фермы на объектах Главзападуралстроя и треста
После сборки фермы
замонолитить бетоном
Рис. 6. Стык нижнего пояса ферм, состоящих из двух половин
«Череповецметаллургстрой» с целью отработки технологии изго-
товления и выявления их эксплуатационных качеств. Нижние
пояса армировались стержневой арматурой из стали класса
А-ШВ, а стык выполнялся дуговой сваркой выпусков рабочей
арматуры с накладками (рис. 6).
Опыт изготовления блочных ферм выявил значительную тру-
доемкость и стоимость укрупнительной сборки. Так, например,
по данным треста «Череповецметаллургстрой», стоимость укруп-
нительной сборки составляет 86 руб. (17% от общей стоимости
фермы), а трудоемкость — 33,8 чел.-ч (20% от общей трудоем-
кости).. Кроме того, значительная величина раскрытия трещин
в ненапряженном бетоне стыка не обеспечивает надежность ра-
боты конструкции в цехах с повышенной влажностью и агрес-
сивной средой.
Следует отметить, что указанные недостатки блочных желе-
зобетонных безраскосных ферм свойственны и другим железобе-
тонным конструкциям, собираемым из отдельных элементов или
блоков. Таким образом, опыт проектирования, изготовления и
эксплуатации блочных безраскосных ферм показал, что типовые
железобетонные фермы надо проектировать цельными.
Опыт проектирования безраскосных блочных ферм, экспери-
ментальное исследование их работы под нагрузкой, а также при-
20
менение их в покрытиях зданий электростанций и ряда промыш-
ленных объектов подтвердили приемлемость' общей схемы без-
раскосных ферм для создания типовой серии.
Для типовых ферм приняты пролеты 18 и 24 м, очертание
верхнего пояса — круговым, шаг стоек — 3 м (рис. 7). Фермы
спроектированы цельными, предварительно-напряженными, с ар-
I мированием нижнего пояса 'стержневой, проволочной и пряде-
|‘вой арматурой. Чтобы упростить изготовление ферм и обеспе-
|чить однотипное сопряжение их с другими элементами здания,
^внешнее очертание всех марок ферм одного пролета принято
: одинаковым. Безраскосные фермы для покрытий зданий со скат-
ной, малоуклонной и плоской кровлями имеют одинаковые опа-
'лубочные размерьте отличаются друг от друга лишь длиной вы-
пущенных за верхний пояс стоек.
Благодаря унификации стало возможным все марки ферм
'одного пролета для покрытий зданий с любым уклоном кровли .
изготавливать в одних и тех же опалубочных формах, меняя
Ьлишь внутренние-или наружные вкладыши (рис. 7,6).
В Серия типовых безраскосных ферм предусматривает исполь-
зование их в зданиях с неагрессивной, слабо- и среднеагрессив-
Кными средами при обычном армировании стоек арматурой из
Детали класса А-Ш (серия 1.463-3, выпуски 1—5), а в зданиях
сильноагрессивной средой — ферм с напряженными стойками
*(серия 1.463-3, выпуски 6 и 7, рис. 7,в).
Железобетонные фермы для зданий с сильноагрессивной сре-
ч,дой признано целесообразным разрабатывать на базе безрас-
|\косных ферм, так как раскосные фермы-имеют большую суммар-
ную поверхность контакта с внешней средой (суммарная длина
 элементов решетки раскосных ферм для плоских покрытий в
• 4,7—2 раза больше, чем, стоек безраскосных ферм), что создает
J неблагоприятные условия при. их эксплуатации в агрессивной
Я среде. Кроме того, в раскосных фермах, когда все сходящиеся
* в узле элементы могут при определенном сочетании нагрузок
оказаться растянутыми, возникает необходимость натяжения
L арматуры всех элементов, что намного усложняет конструкцию
г узлов.	f
I Применение стропильных ферм в промышленном строитель-
L стве имеет свою специфику. Повышается нагрузка на фермы
| вследствие крепления к ним подвесных кран-бдлок грузоподъем-
I ностью до 5 т, устройства в уровне нижних поясов ферм подвес-
। ных потолков и подвески к фермам различных коммуникаций.
| Кроме того, фермы в промышленном строительстве исполь-
зуются значительно шире, чем в энергетическом строительстве.
1 В этой связи при разработке типовых безраскосных ферм для
покрытий промышленных зданий возникли конструктивные
- трудности при решении сопряжения внецентренно-растянутых
стоек с поясами ферм. В соответствии со СНиП П-В. 1—62 анке-
ровка растянутой арматуры в изгибаемых и внецентренно-рас-
21
Рис. 7. Типовые
безраскосные фер-
мы
а — для скатных кро-
вель; б—для мало-
уклонной кровли;
в — для зданий с аг-
рессивной средой
тянутых элементах может производиться путем запуска ее за
грань опоры на 30—40 диаметров. В данном случае гранями, за
которые следует осуществлять заделку, являются грани верхнего
и нижнего поясов. Исходя из используемых диаметров рабочей
арматуры стоек и размеров поясов, в безраскосных фермах, как
правило, может быть обеспечена заделка арматуры лишь на
15—17 диаметров, что явно недостаточно. Поэтому в процессе
проектирования было проработано' несколько типов узлов со-
пряжения стоек к поясам (рис. 8).
Узел по типу I применен в фермах для покрытий электро-
станций. Анкеровка рабочей арматуры стоек осуществлялась
Рис. 8. Варианты конструктивных решений сопряжений стоек с поясами
а—тип /; б — тип II', в —тип III', г —тип IV
1 — окаймляющая арматура вута; 2 — поперечная арматура; 3 — вваренная петля; 4~ за-
кладная деталь, приваренная к рабочей арматуре стоек; 5 — рабочая арматура стоек
; путем запуска ее за грань поясов на 20—25 диаметров и при-
• варки к ней дополнительной поперечной арматуры. Испытания
ферм с узлом по типу I подтвердили его надежность при дей-
ствии незначительных усилий в стойках ферм, применяемых в
покрытиях котельных и машинных отделений тепловых электро-
станций.
В фермах для покрытий промышленных зданий конструкция
. узла первоначально принималась по типу 11. При испытании
ферм с такими узлами наблюдалось повышенное раскрытие тре-
щин в пределах вутов вследствие обрыва в этом месте окайм-
ляющих стержней. Кроме того, приварка анкерующих петель
электродуговой сваркой оказалась нетехнологичной из-за значи-
тельной затраты-ручного труда (на арматуре одной фермы тре-
бовалось выполнить более 5 пог. м сварных швов).
В дальнейшем для ряда ферм был применен узел по типу
III. В этом случае в верхнем поясе анкерующая закладная де-
таль одновременно использовала£ь и для крепления плит по-
крытия. Опыт изготовления и эксплуатации ферм на объектах
23
треста «Череповец^еталлургстрой» показал, что данный тип
узла обеспечивает надежную работу конструкции в отношении
анкеровки арматуры, но несколько усложняет армирование
ферм.. Кроме того, в процессе бетонирования ферм арматура,
окаймляющая вут, часто смещалась из проектного положения
из-за трудности ее фиксации, что приводило к повышенному
раскрытию трещин в этих сечениях.
В процессе дальнейшей конструктивной проработки было
предложено новое решение узлов сопряжения стоек с поясами
ферм — тип IV. Очертание вутов принято более пологим. Про-
дольная арматура стоек перегибается по форме вута с уклоном
1:3. Такое решение исключает приварку петель, облегчает' ус-
ловия фиксации в проектном положении рабочей арматуры и
дает некоторую экономию стали за счет размещения арматуры
в соответствии с эпюрой моментов.
При натурных испытаниях ферм пролетами 18 и 24 м с
узлами по типу IV раскрытие трещин в стойках не превышало
допустимых пределов и было значительно меньше, чем в узлах
иной конструкции. Кроме того, в фермах с. узлами данного
типа повышается трещиностойкость нижних поясов, так как тре-
щины в стойках возникают не в месте примыкания их к поясам,
а в месте сочленения вута и стойки.
Для более детального изучения работы узлов по типу IV в
НИИЖБ проведены испытания моделей этих узлов. Результаты
такого исследования подтвердили надежность их работы в отно-
шении анкеровки арматуры, прочности и трещиностойкости.
Для типовых сегментных безраскосных ферм серии 1.463-1,
1.463-2 и 1.463-3 принята конструкция узла по типу IV.
Для ферм с преднапряженными стойками, с целью упроще-
ния защиты выступающих из бетона концов стержней и умень-
шения отходов напрягаемой арматуры стоек в пределах натяж-
ных устройств, предложено новое решение внутреннего анкера:
концы арматуры стоек не доводятся до наружных граней поясов
и заканчиваются высаженными головками, помещаемыми в
стальном стакане, внутренняя полость которого имеет форму
головки. Стакан обеспечивает анкеровку арматуры стоек и од-
новременно служит захватным приспособлением для инвентар-
ных тяг натяжного устройства. После снятия натяжения арма-
туры тяги вывинчивают, а оставшиеся в бетоне отверстия заде-
лывают бетоном специального состава.
Фермы с преднапряженными стойками изготавливаются в
тех же опалубочных формах, что и фермы с обычным армирова-
нием стоек.
В типовых конструкциях безраскосных ферм видоизменен
способ крепления подвесного транспорта по сравнению с приме-
няющимся в раскосных фермах. В вутах предусматривается
установка закладных деталей,'к которым крепятся элементы пу-
тей подвесного транспорта,
24
§ 3. Влияние безраскосных ферм на совершенствование
объемно-планировочных решений современных
промышленных зданий
J
Стропильные фермы, выполняя функции несущего элемента
ограждающихся конструкций покрытия, располагаются в преде-
лах основного объема здания. Анализ зданий, решенных в уни-
фицированных типовых габаритных схемах, показал, что в одно-
этажных промышленных зданиях площадь поперечного сечения
межферменного пространства составляет 20—38% от полной
площади поперечника при
плоских покрытиях и 15—
30% при скатных (рис. 9).
Объем межферменного
пространства в практике про-
ектирования одноэтажных
промышленных зданий, как
правило, не использовался,
из-за сложной раскосной ре-
шетки стропильных ферм.
Вентиляционные короба боль-
шого сечения, технологические
трубопроводы и всевозможные
транспортные средства распо-
лагались в основном объеме
здания и крепились к нижним
поясам стропильных ферм.
Поэтому для размещения ос-
новного технологического обо-
рудования требовалась по-
вышенная высота здания.
Кроме того, подвешенные к
фермам коммуникации труд-
нодоступны для обслужива-
ния, ремонта и уборки скап-
ливающейся на них пыли и
производственных выделений.
Отмеченные обстоятельства
шенствование технологических
Высота до низа
стропильных конструкций
Рис. 9. Площадь межферменного про-
странства в зависимости от высоты
здания
---в зданиях с плоской кровлей;
--- в зданиях со скатной кровлей; / — при
пролете 18 м; 2—при пролете 24 м
усугубляются тем, что совер-
процессов связано с еще боль-
шим насыщением основного объема здания разнообразными
коммуникациями и сложными системами подвесных транспорт-
ных средств.
Таким образом, около 30% объема одноэтажных промыш-
ленных зданий не использовалось, и для ряда производств не
обеспечивались необходимые технологические и санитарно-ги-
гиенические требования. Применение безраскосных ферм в
строительстве активно влияет на совершенствование объемно-
планировочных решений одноэтажных промышленных зданий.
25
Положительные эксплуатационные качества безраскосных
ферм, отмеченные выше, проверялись при экспериментальном
проектировании предприятий ряда отраслей промышленности.
Проектные работы выполнялись многими институтами,. в том
числе , Гипропластом, Гипрометизом, Литпромпроектом, Лен-
промстройпроектом, Проектным институтом № 1, Резинопроек-
том и др. Анализ опытного проектирования, строительства и
эксплуатации указанных предприятий с точки зрения совершен-
ствования объемно-планировочных решений выявил три основ-
ных типа одноэтажных промышленных зданий, позволяющих
успешно решить поставленную задачу.
Здания, оборудованные мостовыми кранами. Этот тип зда-
ний предназначен главным образом для размещения предприн-
яв
тий тяжелого машиностроения, черной металлургии, промыш-
ленности строительных материалов и ряда подобных промыш-
ленных отраслей. Покрытия зданий выполняются, как правило,
скатными с целью восприятия горизонтальных крановых и вет-
Рис. 10. Примеры использования межферменного пространства
а—для размещения коммуникаций в зданиях со скатной кровлей; б — для устройства
технического этажа; в —для устройства межферменного производственного этажа
ровых нагрузок диском покрытия без специальных связей. Про-
странство в пределах безраскосных ферм используется для раз-
мещения различных коммуникаций. Например, в котельно-сва-
рочных, кузнечно-прессовых и литейных цехах в межферменном
пространстве могут быть размещены крупногабаритные вентиля-
ционные короба с местным отсосом и ряд иных санитарно-тех-
нических коммуникаций. Примером этому могут служить Чере-
повецкий метизный завод (проект Ленпромстройпроекта и Гип-
рометиза), Вильнюсский завод топливной аппаратуры (проект
Литпромпроекта) и другие предприятия (рис. 10, а).
На предприятиях шинной промышленности межферменное
пространство используется не только для размещения санитар-
но-технических коммуникаций, но и для пропуска транспортных
средств. -
Так, например, в главном корпусе Нижнекамского шинного
комбината (проект Резинопроекта и Проектного института № 1,
1968 г.) в межферменном пространстве размещены, помимо всех
санитарно-технических коммуникаций, конвейерные линии вул-
канизации и остывания шин. Одним из примеров использования
27
межферменного пространства для пропуска крупных транспорт-
• ных средств может служить Ликинский комбинат мучнистых до-
ломитов. В пределах межферменного пространства здесь раз-
мещены два транспортерных конвейера с самозагружающимися
тележками и металлические площадки для их обслуживания.
Таким образом, в рассматриваемом типе зданий применение
безраскосных ферм способствует использованию межферменно-
го пространства для размещения крупных санитарно-техниче-
ских коммуникаций, транспортных средств и другого оборудо-
вания. Благодаря этому можно уменьшить основной объем зда-
ния по сравнению с обычными решениями или использовать ос-
вобожденный объем для технологических нужд.
Здания с техническим этажом. На ряде производств (глав-
ным образом радиоэлектронной, электровакуумной, текстильной
и пищевой промышленности) с насыщенной сетью коммуникаций
для их размещения недостаточно межферменного пространства
при сегментном очертании покрытия. Кроме того, во многих
случаях возникает потребность расположить коммуникации во
взаимно перпендикулярных направлениях. В этой связи в по-
- следние годы широкое распространение получили здания с плос-
кими покрытиями.
В пределах межферменного пространства плоского покрытия,
образованного сегментными безраскосными фермами с удлинен-
ными стойками, могут быть размещены воздуховоды, трубопро-
воды, коммуникации, связанные с технологией производства,
электросети (силовая и осветительная), ливневая канализация.и
прочие коммуникации. Для их изоляции от основного производ-
ственного объема в уровне нижних поясов ферм устраивается
подвесной потолок, служащий одновременно полом технического
этажа. В подвесной потолок встраиваются светильники и необхо-
димые воздухораздаточные устройства. Все коммуникации, рас-
положенные в пределах технического этажа, доступны для ос-
мотра, обслуживания и ремонта.
Применение безраскосных ферм способствовало широкому
использованию в ряде отраслей промышленности зданий с тех-
ническим этажом взамен обычных решений одноэтажных зданий.
Примером этому могут служить пищевая и текстильная про-
мышленность. Мясо-молочные, кондитерские и другие пищевые
предприятия размещались обычно в одноэтажных зданиях, по-
крытия которых предусматривались из типовых кровельных
плит, балок или ферм.'Технологические и санитарно-техниче-
ские коммуникации подвешивались к низу стропильных кон-
струкций. В результате пространство между стропильными кон-
струкциями, ребрами кровельного настила и многочисленными
коммуникациями плохо вентилировалось, что, сопровождаясь
высокой влажностью, способствовало возникновению и актив-
ному развитию микрофлоры, скоплению пыли и вредных выде-
лений в «воздушных карманах».
28
Проведенные в. 1964—1968 гг. обследования пищевых пред-
приятий, построенных за последние 10—15 лет [35], выявили не-
пригодность обычных конструктивных решений одноэтажных
зданий из-за невозможности соблюдения высоких санитарно-
технических требований, предъявляемых к таким предприятиям.
В 1968 г. Министерством пищевой промышленности СССР было
принято решение об экспериментальном строительстве пищевых
предприятий, размещенных в зданиях с техническим этажом.
Первым экспериментальным объектом явился Алитусский
мясокомбинат, спроектированный Ленгипропищепромом и Про-
ектным институтом № 1 (рис. 10,6). В качестве, стропильных
элементов, покрытия здесь приняты безраскосные фермы проле-
том 18 м. Подвесной железобетонный потолок выполнен из плит
типа 2Т, опирающихся непосредственно на нижний пояс ферм.
В техническом этаже размещены кондиционеры, система возду-
ховодов, все санитарно-технические коммуникации, ряд техноло-
гических трубопроводов и прочее оборудование. Процесс произ-
водства протекает в изолированном гладким потолком объеме,
что в сочетании с кондиционированием воздуха и искусственным
освещением обеспечивает оптимальные санитарно-гигиениче-
ские условия.
Рассмотренное решение здания с техническим этажом нашло
повторное применение на Угличском сыроваренном заводе,
Минском и Слуцком мясокомбинатах и на других предприятиях
пищевой промышленности.
Применение безраскосных ферм в покрытиях Алитусского
хлопчатобумажного комбината и Капсукасского комбината
объемной пряжи послужило началом широкого использования
таких ферм на предприятиях текстильной промышленности. Зда-
ния с техническим этажом, помимо пищевой: и текстильной про-
мышленности, могут быть также использованы для размещения
предприятий точного приборостроения, радиоэлектроники и дру-
гих отраслей промышленности.
Здания с межферменным этажом. Исследования, проведен-
ные ЦНИИ промзданий и Проектным институтом № 1, показали,
что межферменное пространство зданий ряда отраслей промыш-
ленности может быть использовано для устройства полноцен-
ного межферменного этажа, пригодного для размещения поме-
щений не только технического'назначения, но также производ-
ственных, административно-конторских, бытовых и др.
В результате опытного проектирования, выполненного ЦНИИ
промзданий, было установлено, что размещение предприятий в
зданиях с межферменным этажом снижает: общую стоимость —
на 12—18%, расход железобетона — на 11—12%, расход ста-
ли— на 3—6%, трудовые затраты на монтаж — на 26—30% [13].
Конструктивные решения зданий с межферменными этажами
были проверены на экспериментальном объекте — заводе пласт-
массовых изделий в пос. Олайне [21]. Проект завода разработан
29
Ленинградским отделением института «Гипропласт» совместно
с Проектным институтом №1 (рис. 10, в). На первом этаже рас-
положены основное производство, ремонтно-механический и ин-
струментальный цехи. В межферменном этаже размещаются
склады готовой продукции, заводоуправление, лаборатории, ад-
министративно-бытовые и вспомогательные помещения. Блоки-
ровка всех производств в одном здании и полное использование
межферменного этажа позволили снизить сметную стоимость
строительства более чем на 1 млн. руб. по сравнению с затра-
тами на сооружение аналогичного завода в Вилырюссе, состоя-
щего из шести отдельно стоящих зданий.
Анализ опытного проектирования, строительства и эксплуа-
тации завода пластмасс в пос. Олайне позволил установить сле-
дующее:
1)	здания с техническим этажом, используемые для разме-
щения административно-бытовых, складских и производствен-
ных помещений с полезными нагрузками до 500 кГ/м2, экономи-
чески целесообразны для ряда отраслей промышленности и
практически осуществимы;
2)	при сетке колонн 24 X 12 м вес стропильных ферм превы-
шает 30 т, что затрудняет их’транспортировку и монтаж из-за
отсутствия стандартного оборудования;
3)	для массового применения зданий с.техническим этажом
можно рекомендовать сетки колонн 18X6, 18X12, 24X6 м\
4)	в целях обеспечения требуемой освещенности в пределах
межферменного этажа желательно применение в покрытии све-
топрозрачных панелей;
' 5) областью рационального использования зданий с техниче-
ским этажом следует считать предприятия с небольшими на-
грузками от производственного оборудования или требующие
значительных вспомогательных площадей для размещения адми-
нистративно-бытовых, складских и прочих помещений.
Использование безраскосных ферм в промышленном строи-
тельстве оказывает значительное влияние и на конструктивные
решения одноэтажных промышленных зданий. Появилась воз-
можность выполнять покрытия с оптимальным (1,5—5%) укло-
ном при использовании безраскосных ферм с удлиненными стой-
ками. В последние годы доказана целесообразность укрупнения
сетки колонн промышленных зданий [26], решенных с использо-
ванием подстропильных и стропильных безраскосных ферм.
Примером здания с укрупненной сеткой колонн (18X24 м)
может служить многофункциональный корпус Московского ин-
женерно-строительного института имени В. В. Куйбышева, спро-
ектированный Проектным институтом № 1 и ЦНИИ промзда-
ний.
ГЛАВА ВТОРАЯ
ОПТИМИЗАЦИЯ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ
БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
§ 1.	Методика оптимизации
Геометрические параметры железобетонных ферм (высота в
середине пролета, очертание верхнего пояса и соотношения
жесткостей поперечных сечений элементов) определяют расход
материалов и стоимость не только самих ферм, но и покрытия
здания в целом. В соответствии с принятой системой унифика-
ции пролет стропильных ферм назначается кратным 6 м.
Для типовых железобетонных ферм пролет установлен рав-
ным 18 и 24 м. Размеры поперечных сечений элементов стати-
чески неопределимых систем обусловливают соотношения жест-
костей этих элементов, а следовательно, и распределение уси-
лий в системе.
Таким образом, для безраскосных ферм необходимо было
определить:
1)	рациональное отношение высоты ферм к длине пролета;
2)	соотношение жесткостей элементов;
3)	оптимальное очертание верхнего пояса.
Для металлических стропильных конструкций отношения
H/L, при которых достигается минимальный вес, изучены до-
статочно полно [38]. Для простейших железобетонных элемен-
тов также выведена аналитическая зависимость между высотой
сечения и стоимостью элемента [3].
В последние годы выполнен ряд работ по установлению оп-
тимального соотношения H/L и для железобетонных стропиль-
ных ферм. Однако выводы их противоречивы. Так, в работе [30]
получено, что оптимальные соотношения H/L = 1/10 4- 1/15, а
в работе [29] H/L = 1/7 4-1/8.
Как видим, поставленная задача оптимизации отношения
H/L для железобетонных ферм не имеет приемлемого для прак-
тических целей решения.
Рациональное распределение материала между элементами
самих стропильных конструкций'в функции параметра веса так-
же достаточно полно изучено для металлических ферм. Для же-
лезобетонных ферм подобных исследований не проводилось, так
как в фермах с треугольной или раскосной решеткой (рассмат-
риваемых как статически определимые системы с шарнирными
31
узлами) этот вопрос Ие имел принципиального Значения. В без-
раскосных фермах (многократно статически неопределимых)
рациональное использование материала возможно лишь при оп-
ределенном соотношении жесткостей поперечных сечений эле-
ментов.
При проектировании сложных статически неопределимых си-
стем типа безраскосных ферм назначение оптимальных соотно-
шений площадей сечений ^элементов является весьма трудоем-
кой задачей, решение которой может быть найдено лишь мето-
дом последовательных приближений.
Третья задача — оптимизация очертания верхнего пояса для
сегментных ферм — не получила еще решения как для металли-
ческих, так и для железобетонных ферм. В ряде работ [12, 40]
отмечается лишь преимущество безраскосных ферм сегментного
очертания перед фермами с параллельными - поясами. Однако
более детального исследования оптимального очертания верхних
поясов сегментных безраскосных железобетонных ферм не про-
водилось.
Для отыскания оптимальных геометрических параметров был
принят метод вариантного проектирования. Использовать дру-
гие методы (аналитические методы проектирования конструкций,
экономичных по весу, объему или стоимости) не представилось
возможным, ибо изменение генеральных размеров стропильных
ферм влияет на другие элементы здания, и поэтому при оптими-
зации нельзя исходить лишь из веса самой конструкции, а так-
же из-за отсутствия достаточной статистической информации о
технологии изготовления ферм.
Метод вариантного проектирования заключается в том, что
из ряда вариантов конструкции с различными значениями ис-
следуемого параметра выбирается оптимальное его значение,
исходя из принятого, критерия оценки. Этот метод связан с не-
обходимостью выполнения большого объема расчетных и про-
ектных работ. Использование ЭВМ в строительном проектирова-
нии позволило намного расширить возможности вариантного
метода и поставить его на более строгую основу.
Институтом Гипротис, при участии нескольких проектных ин-
ститутов, разработаны универсальные программы для ЭВМ
(БЭСМ-2М и «Минск-22») с автомотизацией расчета и кон-
струирования и автоматическим выбором оптимального варианта
по заданному параметру. Однако оптимизация с помощью таких
программ на ЭВМ в настоящее время возможна лишь для отно-
сительно простых и независимых (не оказывающих влияния на
другие элементы здания) конструкций.
Геометрические параметры сегментных безраскосных желе-
зобетонных стропильных ферм можно оптимизировать полуавто-
матическим методом вариантного проектирования в следующем
порядке:
32
1)	выполнение статических расчетов на ЭВМ с автоматиче-
ским выбором определяющих арматуру расчетных усилий;
2)	проектирование вариантов ферм в покрытиях зданий;
3)	выбор оптимального варианта по заданному параметру.
Фермы проектировались на усилия, определенные расчетом в
предположении упругой работы материалов. Учет перераспреде-
ления усилий при вычислении оптимальных геометрических па-
раметров мог бы иметь место лишь при исследовании соотноше-
ний жесткостей между элементами. Однако размеры сечений
нижнего пояса и стоек определяют расчеты трещиностойкости и
ширины раскрытия трещин, выполняемые на стадии работы ма-
териала, близкой к упругой. Размеры верхнего пояса, загружен-
ного с малым эксцентриситетом, определяет главным образом
продольная сила, величина которой практически не зависит от
раскрытия трещин и неупругих свойств железобетона. Поэтому
было признано возможным произвести оптимизацию по резуль-
татам упругого расчета.
При вариантном проектировании особую важность приобре-
тает выбор критерия для оценки оптимального решения. Необхо-
димо, чтобы выбранный критерий удовлетворял следующим тре-
бованиям:
а)	он должен измерять эффективность принятого решения;
б)	критерий должен однозначно выразить эффективность
решения некоторым числом;
в)	критерий должен быть полным, т. е. реагировать на изме-
нения любого фактора, влияющего на решение задачи.
Перечисленным требованиям к критерию при выборе опти-
мальных соотношений H/L отвечает стоимость материалов по-
крытия, отнесенная к 1 м2 пола, а при выборе оптимальных соот-
ношений жесткостей поперечных сечений элементов и рацио-
нального очертания верхнего пояса безраскосных ферм — рас-
ход материалов на ферму.
§ 2.	Высота ферм
Высота железобетонных стропильных ферм определяется ря-
дом факторов:
1)	необходимостью обеспечения достаточной жесткости по-
крытия в плоскости фермы;
2)	конструкцией кровельного ковра, эксплуатационные ка-
чества которого зависят от уклона покрытия;
3)	объемно-планировочными и технологическими компонов-
ками при необходимости использования межферменного про-
странства;
4)	габаритами приближения строений при транспортировке
ферм от завода-изготовителя к месту монтажа.
В свою очередь, высота стропильных ферм существенно
влияет на другие элементы здания: его кубатуру, площадь стен,
аз
2 Зак. 698
объем бетона заМойоЛичиваний кровельных плит покрытий, Пло-
щадь кровельного ковра. Кроме того, высота ферм определяет
расход бетона и стали на саму ферму.
Анализируя факторы, определяющие высоту ферм, следует
отметить, что для рассматриваемых пролетов—18 и 24 м — до-
статочная жесткость предварительно-напряженных ферм обес-

Рис. И. Изменение расхода материалов и стоимости покрытия в зависи-
мости от высоты фермы
в—-покрытие со скатной кровлей пролетом 18 л; б—то же, пролетом 24 л; в—покрытие
с плоской кровлей 18 л: г—то же, пролетом 24 л
/•—стены; 2—-сталь на ферму;?—бетон замоноличивания; 4—кровля; 5—стоимость
печиваётся при отношении H/L = 1/12	1/15 [42], а габариты
приближения строений допускают отношение H/L == 1/15 ~ 1/7.
Улучшение объемно-планировочных и технологических компоно-
вок за счет той или иной высоты ферм трудно учесть количе-
ственно, поэтому в дальнейшем при оценке решений оно не мо-
жет быть учтено.
Таким образом, исследование оптимальных отношений H/L
для железобетонных стропильных ферм надо проводить в пре-
делах от 1/5 до 1/15, учитывая при том влияние изменения вы-
соты ферм на расход материалов в целом на покрытие*
34
Для выявления оптимальной высоты ферм были исследованы
покрытия зданий размером в плане 144 X 144 м с плоской и
скатной кровлями. Отношения высот ферм к пролету принима-
лись:
при пролете 18 м— H/L — 1/12; 1/8,5; 1/6,7; 1/5,5;
при пролете 24 м — H/L —1/13,3; 1/10; 1/8; 1/6,7.
Плиты покрытий и стеновые панели приняты по каталогу ти-
повых конструкций. Кровельный ковер для скатных покрытий
принят трехслойный, для плоских — четырехслойный. Расход ма-
териалов на покрытие определялся для конструкций здания,
расположенных выше отметки низа стропильных ферм.
В качестве" критерия для оценки рассмотренных вариантов
покрытия принята стоимость покрытия, отнесенная к Г ж2 пола.
Стоимость железобетонных конструкций определена по прейску-
ранту № 06-08 — «Оптовые цены на железобетонные изделия», а
стоимость кровельного покрытия — по серии ИС-011 — «Мате-
риалы для экономической оценки строительных проектов по их
элементам».
На рис. 11 приведены графические зависимости расхода ма-
териалов и отношений H/L. С увеличением высоты покрытия
снижается расход стали на фермы; но при этом в скатных по-
крытиях увеличивается площадь кровли, площадь торцевых
стен и объем бетона замоноличивания кровельных плит
(рис.. 11,а и б), а в плоских покрытиях значительно возрастает
площадь продольных и торцевых стен (рйс. 11,в и г). Несмотря
на весьма резкое изменение расхода материалов на отдельные
элементы, стоимость покрытия в целом меняется очень незна-
чительно— от 1 до 2,5%. Можно считать, что в рассматривае-
мых пределах стоимость покрытия не зависит от высоты ферм.
При назначении высоты стропильных ферм определяющее
влияние могут оказать: стремление уменьшить расход какого-
либо материала покрытия, например стали; необходимость раз-
мещения в межферменном пространстве крупногабаритных ком-
муникаций; решение узлов сопряжения покрытия с продоль-
ными и торцевыми стенами из типовых панелей.
Исходя из изложенного, с целью унификации высота типо-
вых сегментных безраскосных ферм принята 3 м для пролета
18 м и 3,3 м для пролета 24 м.
§ 3. Соотношение жесткостей поперечных сечений
элементов безраскосных ферм
Изменение соотношений площадей поперечных сечений эле-
ментов безраскосных ферм оказывает влияние на рациональное
использование материалов в самих фермах и не влияет на дру-
гие элементы здания. Для установления зависимости расхода
материалов от соотношений жесткостей поперечных сечений эле-
ментов были спроектированы две группы безраскосных ферм
2*
35
Таблица 3
Геометрические характеристики элементов ферм
Группа ферм	Номер ’ фермы	Характеристика сечений фермы						Расход материалов		Сечение арматуры, см2				
		стойки		ннжний пояс		верхний пояс		бето- на, м3	стали, кг	ниж- ний пояс	верх- ний пояс	стойки		
		высота сечения, мм.	момент инерции	высота сечения, мм	момент инерции	высота сечения, мм	момент инерции					1	2	3
Первая группа	I	50	0,00	300	1,00	300	1,00	2,9	820 653 .	30,1 17,6	17,24	0,44	0,44	0,44
	II	100	0,04	300	1,00	300	1,00	3,0	767 566	29,8 14,9	9,21	4,20	9,10	8,30
	III	200	0,30	300	1,00	300	1,00	3,2	662 461	27,5 12,6	4,72	4,10	8,14	7,40
	IV	300	1,00	300	1,00	300	1,00	3,4	635 435	26,4 11,6	3,99	3,78	6,00	5,60
Вторая	V	200	0,30	300	1,00	250	0,58	3,0	788 606	27,5 13,9	12,50	4,70	9,36	7,86
группа	VI	200	0,30	300	1,00	300	1,00	3,2	655 455	27,5 12,6	4,70	4,10	8,14	7,40
	VII	200	0,30	300	1,00	400	2,37	3,6	618 415	26,2 11,2	3,50	3,32	6.80	5,62
	VIII	200	0,30	300	1,00	500	4,65	4,0	612 411	25,5	4,40	2,58	6,34	4,60
Примечание. Цифры в числителе относятся к фермам со стержневым армированием нижиего пояса, в знаменателе—с армированием
высокопрочной проволокой.
пролетом 18 м* в 'фермах первой группы менялась высота сече-
ния стоек от 50 до 300 мм при одинаковых постоянных размерах
поясов; в фермах второй группы менялась высота сечения верх-
него пояса от 250 до 500 мм при постоянных размерах нижнего
пояса и стоек. Соотношения жесткостей поперечных сечений
стоек и нижнего пояса приняты оптимальными по результатам
анализа ферм первой группы. Ширина стоек и поясов считалась
одинаковой.
Геометрические характеристики исследуемых ферм приведе-
ны в табл. 3.
Рис. 12. Влияние изменения высоты сечения стоек на: а — величину из-
гибающих моментов; б — расход материалов и стоимость
1—нижний пояс; 2—верхний пояс; 3 — стойки; 4—стоимость при стержневой арматуре;
S—то же, прн проволочной арматуре; 6—расход стали при стержневой арматуре в ниж-
нем поясе; 7—то же, при проволочной арматуре; в—расход бетона
Изменения соотношений жесткостей элементов ферм при по-
стоянной высоте ферм практически не влияют на величину про-
дольной силы в элементах, но изгибающие моменты при этом
меняются весьма значительно.
Графики изменения моментов представлены на рис. 12 и 13.
Увеличение высоты сечения стоек от 100 до 300 мм приводит
к возрастанию изгибающих моментов в них от 1,5 до 4,2 т-м
(в 2,8 раза); изгибающие моменты в поясах при этом умень-
шаются в 2—3 раза. Интенсивность снижения моментов в поя-
сах затухает с приближением высоты сечения стоек к высоте
поясов (рис. 12, а и б).
Несмотря на значительное возрастание моментов в стойках,
количество арматуры в них все же уменьшается вследствие уве-
личения высоты рабочего сечения (табл. 3). Повышение жест-
кости стоек благоприятно сказывается на общем расходе стали
на ферму, но требует дополнительного расхода бетона; напри-
мер, расход стали уменьшается на 20—30%, а расход бетона
увеличивается на 11%.
87
Критерием для выбора оптимальных соотношений жестко-
стей элементов служит минимальная стоимость материала ферм.
Стоимость определялась по прейскуранту № 06-08.
Из графика, представленного на рис. 12, б, видно, что мини-
мальная стоимость ферм со стержневым и проволочным -арми-
рованием нижних поясов соответствует высоте сечения стоек
[	— 200 мм. При этом высота сечения поясов hn равна 300м%.
'Следовательно, оптимальным соотношением жесткостей попе-
речных сечений стоек и поясов сегментных безраскосных ферм,
Рис. 13. Влияние изменения высоты сечения поясов на: а — величину
изгибающих моментов; б — расход материалов и стоимость
1 — нижний пояс; 2 — верхний пояс; 3 —стойки; 4 — стоимость при стержневой арма-
туре; 5—то же, при проволочной арматуре; 6 — расход стали при стержневой арма-
туре в нижнем поясе; 7— то же, при проволочной арматуре; 3 —расход бетона
исходя из условия минимальной стоимости, при одинаковой ши-
$ рине всех элементов, будет /iCT/^n = 200/300 = 0,75. При проек-
( тировании высоту сечения стоек с достаточной точностью надо
j назначать равной 0,7—0,8 высоты сечения поясов.
Анализ графической зависимости расхода материалов от вы-
соты сечения верхнего пояса для второй группы ферм позволяет
отметить следующее. Увеличение размеров верхнего пояса вы-
зывает снижение изгибающих моментов в стойках и нижнем
поясе до 30%, а изгибающие моменты в самом верхнем поясе
при этом возрастают (рис. 13, а) более чем в три раза (от 1,8
до 7 т-м). Снижение моментов в нижнем поясе особенно важно
при необходимости обеспечения трещиностойкости ферм, арми-
рованных высокопрочной арматурой. Однако ощутимое сниже-
ние моментов может быть достигнуто лишь в результате значи-
тельного увеличения высоты верхнего пояса, что ведет к нео-
правданному перерасходу бетона. В связи с изложенным, ис-
ходя из условия минимальной стоимости ферм (рис. 13,6),
( высоту сечений верхнего и нижнего поясов надо принимать оди-
( наковой,
3$
§ 4. Очертание верхнего пояса
Верхний пояс сегментных ферм может быть выполнен криво- .
линейным или полигональным. Из возможных криволинейных
очертаний предпочтение следует отдать круговому, как более
приемлемому в отношении технологичности (упрощается изго-
товление арматурных каркасов и опалубочных форм). Очерта-
ние стропильных ферм (круговое или полигональное) не оказы-
вает влияния на другие элементы покрытия, но может повлиять
на расход материалов на ферму, трудоемкость изготовления
арматурных каркасов верхнего пояса, монтажа кровельных плит
и замоноличивания диска покрытия.
Помимо расхода материалов, перечисленные факторы труд-
но оценить количественно, но их надо учитывать при выборе
оптимального варианта.
На примере оптимизации очертания арок выше было уста-
новлено, что рациональное очертание верхнего пояса безраскос-
ных ферм зависит от схемы приложения внешней нагрузки. Для
стропильных безраскосных ферм при шаге стоек 3 м и примене-
нии типовых кровельных плит шириной 1,5 и 3 м возможна
узловая и внеузловая передача нагрузки от' покрытия на верх-
ний пояс. ,	,
Рациональное очертание верхнего пояса ферм выбиралось
путем исследования двух групп ферм пролетом 18 м с узловой
и внеузловой передачей нагрузки. Очертание верхних поясов
принималось полигональным и круговым. Круговое очертание
верхнего пояса при расчете ферм на ЭВМ по программе СМ-4
заменялось ломаным; причем чем лучше ломаная вписывается
в кривую, тем точнее результаты расчета. Однако при этом рас-
ходуется больше машинного времени на расчет и усложняется
обработка результатов. А потому представило интерес построить
ломаную, заменяющую кривую, с минимальным числом прямых
участков в пределах панели, обеспечивая требуемую точность
расчета. В связи с этим очертание верхнего пояса в пределах
панели задавалось по прямой и по ломаной, состоящей из двух,
четырех, шести и восьми участков, вписанных в кривую.
Фермы проектировались на нагрузку от покрытия, равную
550 кГ/м2' (в том числе от снега — 210 кГ!м2), и нагрузку от
подвесного потолка, составляющую 400 кГ)м2. -Опалубочные раз-
меры всех ферм принимались одинаковыми.
Изменение очертания верхнего пояса ферм приводит к рез-
кому изменению изгибающих моментов в нем (четыре-пятьраз).
В стойках и нижнем поясе изгибающие моменты изменяются на
15—20%, а продольные силы — на 5—10% (табл. 4). Как сле-
дует из табл. 5, расход стали на фермы при различных оперта- .
ниях верхнего пояса изменяется в пределах 7—10%.
Критерием для выбора оптимального очертания верхнего поя-
са, как и выше, служила стоимость материала ферм. На рис. 14
39
Таблица 4
Изменение усилий в элементах в зависимости от очертания
верхнего пояса
Наименование элементов ферм	Очертание верхнего пояса							
	ломаное				круговое			
	приложение нагрузки				приложение нагрузки			
	узловое		внеузловое		узловое		внеузловое	
	изгибающий момент, т-м	нормальная сила, т	изгибающий момент, т-м	нормальная сила, г	изгибающий момент, т-м	нормальная сила, т	изгибающий момент, т-м	нормальная сила, т
Верхний пояс . . Нижний пояс . . Стойка 1 .... Стойка 2 ... . Стойка 3 . . . .	1,15 2,89 2,45 1,06 0,81	102 95,2 6,17 5,77 8,86	3,04 2,36 1,45 0,8 0,72	106,4 94,7 6,41 6,57 8,0	4,3 3,25 3,08 1,41 0,81	99,2 93,6 5,5 5,6 8,7	3,54 2,31 2,58 1,2 0,72	101,3 94,9 5,68 6,13 8,0
представлен график изменения стоимости ферм в зависимости
от очертания верхнего пояса и схемы приложения внешней на-
грузки. При узловой нагрузке стоимость ферм с круговым очер-
Количество прямых участков,вписанных в панель верхнего пояса
Рис. 14. Влияние очертания верхнего пояса на стоимость ферм
1 — при узловой нагрузке; 2—при внеузловой нагрузке
танием верхнего пояса на 2,6% больше стоимости ферм с лома-
ным его очертанием. При внеузловой нагрузке стоимость прак-
тически не зависит от очертания верхнего пояса ферм (ломаное
или круговое).
Расчетные усилия и стоимость ферм при очертании верхнего
пояса в пределах панели по ломаной, состоящей из четырех, ше-
сти и восьми участков, практически не меняются (табл. 5).
40
Таблица 5
Влияние узловой и внеузловой нагрузки
Узловое приложение внешней нагрузки
Очертание верхнего пояса (количество прямых участков в пределах панели)	Расход стали на элементы ферм, кг						, — Общий расход стали на фермы		Объем бетона, м3	Стоимость ферм	
	рабочая арматура			Конструк- тивная арматура	Закладные части	кг	%		руб.	%
	верхнего пояса	нижнего пояса	стоек							
1	24,6	335	21,3	99,7	85,8	566	100	2,8	383	100,0
2	63,0	340	23,5	99,7	85,8	612	108	2,8	392	102.3
4	72,0	333	23,7	99,7	85,8	614	109	2,8	393	102,6
8	74,0	332	23,9	99,7	85,8	617	ПО	2,8	394	102,6
Продолжение
Внеузловое приложение внешней нагрузки
1	68,0	327	20,8	99,7	85,8	601	100	2,8	390	100
2	62,5	346	25,0	99,7	85,8	619	103	2,8	394	101
4	64,5	327	25,6	99,7	85,8	602	100	2,8	390	100
8	65,6	327	25 6	99,7	85,8	604	100,5	2,8	390	100
Таким образом, подтвердилось предположение о том, что ра-
циональным очертанием сегм'ентных безраскосных ферм при уз-
ловых нагрузках, по аналогии с арками, будет полигональное
с переломами в точках приложения сосредоточенных сил.
Поскольку при полигональном и круговом очертании ферм
стоимость их меняется незначительно (в пределах 2—3%), на
выбор очертания верхних поясов могут оказать влияние иные
факторы. Так, например, при круговом очертании верхнего
пояса монтаж плит покрытия можно вести без больших зазоров
в пролете, неизбежных при полигональном очертании, концен-
трируя их у опор ферм, что намного упрощает замоноличивание
диска покрытия. Кровельное покрытие при этом получается бо-
лее плавным. Кроме того, при круговом очертании верхнего поя-
са отпадает необходимость в устройстве переломов и стыков в
арматурных каркасах верхнего пояса. Каркасы, как правило,
изготавливаются прямолинейными на половину длины верхнего
пояса, а при установке в опалубочную форму приобретают про-
ектное круговое очертание. Интерьер здания при .криволинейном
очертании ферм в эстетическом отношении более благоприятен.
Исходя из изложенного, верхние пояса для типовых стро-
пильных безраскосных ферм приняты кругового очертания. "При
статическом расчете ферм с- криволинейным очертанием верх-
него пояса кривая в пределах панели может быть заменена ло-
маной, состоящей не менее чем из четырех прямых участков.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ИССЛЕДОВАНИЕ БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
§ 1.	Задачи и методика исследований
С появлением первых вариантов конструктивных решений
безраскосных ферм они сразу были приняты строителями для
массового применения сначала на строительстве зданий тепло-
вых электростанций, а затем и в промышленном строительстве.
Случилось так, что безраскосные фермы получили массовое рас-
пространение еще до завершения их исследований, до разработ-
ки типовых рабочих чертежей. Вследствие этого методы расчета
и конструирования ферм, конструктивные решения отдельных
их узлов претерпели определенные изменения в процессе прак-
тического их применения под влиянием результатов исследова-
ний, технологических и эксплуатационных требований. Это по-
зволило провести широкую и всестороннюю проверку конструк-
ций безраскосных ферм в экспериментальном строительстве и
приступить к разработке типовых рабочих чертежей, имея до-
статочно опытных данных практического их использования. По-
мимо исследований натурных образцов, исследовались модели
их узлов.
Всего в 1963—1969 гг. было испытано более 30 натурных
образцов ферм пролетами 18 и 24 м. Испытания проводились
НИИЖБ и ПИ-1 совместно с трестами «Оргтехстрой» Главза-
падуралстроя (г. Пермь), «Череповецметаллургстрой» (г. Чере-
повец) и б. БашНИИстрой (г. Уфа). Особенно большой вклад
в экспериментальные исследования безраскосных ферм был вне-
сен трестом «Оргтехстрой» Министерства строительства Литов-
ской ССР (г. Вильнюс).*
Основной задачей исследований являлась проверка прочно-
сти, жесткости и трещиностойкости безраскосных ферм. Необ-
ходимость проведения широких экспериментальных исследова-
ний обусловливалась следующими обстоятельствами.
При проектировании опытных образцов ферм статический
расчет выполнялся в предположении упругости материала и не-
изменности соотношения жесткостей элементов на всех этапах
* Экспериментальные исследования выполнялись инженерами В. Бога-
чунасом, И, Иозайтисом, И. Парасонисом и Г. Укялисом.
43
работы конструкции. В железобетонных конструкциях наблю-
даются неупругие деформации, обусловленные ползучестью бе-
тона при длительном действии нагрузки. Кроме того, появление
трещин в элементах фермы при действии внешней нагрузки
приводит к изменению жесткостей этих элементов и их соотно-
шений в целом для фермы. Перечисленные факторы вызывают
перераспределение внутренних усилий в элементах конструкции,
т. е. к отклонению фактически действующих усилий и проявляе-
мых деформаций от величин, полученных при расчете упругой
системы.
Расчет железобетонных конструкций по несущей способности
за пределами упругости дает обычно значительную экономию в
расходе материала по сравнению с данными расчета, исходя-
щего из предположения об упругой работе системы, что приоб-
ретает особую важность при создании типовой конструкции мас-
сового применения. Кроме того, при конструировании узлов без-
раскосных ферм было признано целесообразным отказаться от
традиционных схем армирования узлов рам. Допустимость та-
кого подхода требовала специальной экспериментальной про-
верки.
Неясен был также вопрос о распределении усилий при пере-
даче предварительного натяжения арматуры на бетон и их из-
менении во времени. Этот вопрос имел особенно важное значе-
ние для расчета трещиностойкости нижних поясов ферм при
армировании их проволочной и прядевой арматурой, а также
для нижних поясов и стоек безраскосных ферм для агрессивной
среды, ибо при расчете трещиностойкости требуется знать ха-
рактер распределения усилий не только от внешней нагрузки,
но и от обжатия предварительно-напряженной арматурой. Это
также потребовало проведения специальных исследований на
натурных и опытных образцах ферм.
В соответствии с задачами исследований испытывались фер-
мы пролетами 18 и 24 м для скатных и плоских покрытий с
различными конструктивными решениями узлов сопряжения
стоек и поясов. Предварительно-напряженные нижние пояса
ферм армировались стержневой, прядевой и проволочной арма-
турой. Верхние пояса и стойки армировались стержневой арма-
турой из стали класса А-Ш.
Для удобства дальнейшего изложения принята условная
маркировка испытанных ферм в зависимости от конструктив-
ных особенностей, способов изготовления, вида напряженной
арматуры и других параметров (табл. 6).
Испытания всех ферм проводились в вертикальном положе-
нии (рис. 15). Нагрузка на 4>ермы создавалась с помощью гид-
равлических домкратов и системы металлических траверс.
В узлах верхнего пояса ферм имитировалась нагрузка от покры-
тия, а в узлах нижнего — нагрузка от подвесного транспорта
или подвесного потолка. Нагрузка прикладывалась постепенно,
44
Номера ферм	Нижний пояс		Верхний пояс	
	сечение, мм	армирование	сечение, мм	армирование
Ф-24№1	240X360	14О05ВрП	240X340	4018AIII
Ф-24 №2	240X360	14О05ВрП	240X340	4018AIII
Ф-24№3	240X340	4032AIIIB	240X340	6016AIII
Ф-24 № 4	240X340	4032AIIIB	240X340	6016 АШ
Ф-24 №5	240X340	4032АШВ	240X340	6016AIII
Ф-24 №6	240X340	60 32АШВ	240X320	6016AIII
Ф-24 №7	240X340	6032AIIIB	240X320	6016AIII
Ф-24 №8	240X340	6032АШВ	240X320	6016АШ
Ф-24 №9	240X340	6032AIIIB	240X320	6016AIII
Ф-24 №10	240X340	6032AIIIB	240X320	6016AIII
Ф-24№11	300X500	18О05ВрП	300X550	6016AIII
Ф-24№ 12	300X500	18О05ВрП	300X550	6016АШ
Ф-18№1	220X310	6025AIIIB	220X260	4016АШ
Ф-18№2	220X310	6025АШВ	220X260	4016АШ
Ф-18№3	220X310	6025AIIIB	220X260	4016AIII
Ф-18№4	220X260	6025АШВ	220X310	4012AIII
Ф-18№5	250X330	4025АШВ	250X360	4012AIII
Ф 18№6	250X450	6028АШВ+ -L4/Z49 А ПТ	250X500	402OAIII
Ф-18№7	250X450	6028АШВ+	250X500	402ОАШ
		+4032AIIIB		
Ф-18№ 1п	220X310	4028AIIIB	220X260	401ОАШВ
Ф-18№2п	220X310	4028АШВ	220X260	401OAII1B
Ф-18№Зп	220X310	4028АШВ	220X260	401ОАШВ
Ф-18№4п	220X310	4028АП IB	220X260	401ОАШВ
Ф-18№5п	220X310	4028AIIIB	220X260	4016АШВ
Ф-18№6п>220ХЗЮ		8025AIIIB	220X310	4025A1I1B
Таблица 6
Маркировка ферм
Стойки					Анкеровка арматуры стоек	Проект- ная марка бетона	Место испытания
высота сече- ния, мм	армирование						
	1	2	3	4			
250	4018	4022	4025	4025	Выездная головка	500	г. Уфа
250	4018	4022 4020	4025	4025	Приварка попе- речных стержней	500	г. Пермь
250	4012		4020	4025	Приварка петли	400	
250	4012	4020	4020	4025	» > .	400	
250	4012	4020	4020	4025	» >	400	
250	4016	4025	4028	4025	» »	500	г. Череповец
250	4016	4025	4028 4028	4025	Отгиб рабочей арматуры	500	
250	4016	4025		4025	То же	500	»
250	4016	4025	4028	4025		500	
250	4016	4025	4028	4025	» »	500	
300	6020	6025	6022	6020		500	г. Пермь
300	6020	6025	6022	6020		500	
200	4012	4016	4016		Приварка петли	400	г. Вильнюс
200	4012	4016	4016		» »	400	»
200	4012	4016	4016		» »	400	»
200	4016	4016	4016		Приварка закладной	500	»
250	4012	4016	4020		» »	400	г. Пермь
300	4022	4022	4022	—-	» »	500	
300	4022	4022	4022	—	» »	, 500	»
200	4012	4016	4016		Приварка петли	400	г. Вильнюс
200	4012	4016	4016	—	» »	400	»
200	4012	4016	4016	—	» »	400	»
200	4012	4016	4016		» »	400	»
200	4016	4016	4016		Отгиб рабочей арматуры	400	»
200	4022	4022	4022	—	То же	500	»
ступенями, составляющими 0,1 величины нормативного загру-
жения.	'
Схемы приложения нагрузок для большинства испытанных
ферм подбирались исходя из условия создания расчетных соче-
таний усилий (изгибающего момента, продольной и поперечной
сил) в основных элементах. Ряд ферм испытывался по специ-
альным схемам загружения, не отвечающим расчетным сочета-
ниям нагрузок, например на чисто одностороннее загружение,
Рие. 15. Общий вид фермы при испытании
Эти испытания проводились с целью уточнения свободной длины
верхнего пояса в плоскости ферм и проверки анкеровки арма-
туры стоек.
Расчетные сочетания усилий в поясах и стойках фермы не
всегда достигались при одной схеме загружения; и тогда ферма
испытывалась по схеме для нижнего пояса до появления в нем
первой трещины (фиксировался момент трещинообразования),
затем, после разгрузки, ферма испытывалась по схеме для од-
ной из стоек до 1,4 от расчетной нагрузки (фиксировалась ши-
рина раскрытия трещин в стойках и характер трещинообра-
зования), и, наконец, ферма доводилась до разрушения по
схеме для верхнего пояса.
Для некоторых ферм расчетные сочетания усилий в основ-
ных элементах (верхнем поясе, стойках и нижнем поясе) до-
стигались при одной схеме загружения, по которой фермы
'доводились до разрушения.
46
Вь табл. 7 приведены величины нагрузок для испытанных
ферм.
Таблица 7
Нагрузки при испытании ферм
Номера ферм	Наибольшие нагрузки	при схемах загружения, неблагоприятных для	
	нижнего пояса	стойки	верхнего пояса
Ф-24 № 1	1 »1 Р расч {Р тр)	1,4 Ррасч	Р разр
Ф-24 № 2 .	1,16 Ррасч (Ртр)	1,4 Ррасч	Р разр
Ф-24 № 6	—	Р разр	- —
Ф-24 № 7	Р расч	Р разр	Р разр
Ф-24 № 8	Р разр	Р разр	Р разр
Ф-24 № 9	Р разр	Р разр	Р разр
Ф-24 № 10	Рразр	Р разр	Р разр
Ф-24 № 11	*	2,1 Р расч	—	2,1 Р расч
Ф-24 № 12	1,73 Р расч	1 >3 Ррасч	1,73 Ррасч
Ф-18 № 1	Р норм	1,4 Ррасч	Р разр
Ф-18 № 2	—	Р разр	—
Ф-18 № 3	Р норм	1 >4 Ррасч	Р разр
Ф-18 № 4	1,08 Ррасч	Р разр	1,08 Ррасч
Ф-18 Xs 5	Р разр	—	Р разр
Ф-18 Xs In	Р разр	—	Р разр
Ф-18 Xs 2п	—	Р разр	
Ф-18 Xs 4п	Т’разр	—	Р разр
Ф-18 Xs 5п	1,4 Ррасч	Р разр	1,4 Ррасч
Ф-18 Х° 6п	1,48 Р расч	1,5 Ррасч	1,48 Р расч
В момент испытания опытных ферм, чтобы предотвратить
потерю устойчивости, верхний пояс ферм закреплялся из пло-
скости к жестким треугольным рамам с помощью тяг с кату-
чими опорами. В фермах для скатных покрытий верхний пояс
закреплялся в местах опирания кровельных плит и распорок
под фонарем в коньке фермы, а в фермах для плоских покры7
тий закреплялись концы удлиненных стоек.
При испытании ферм измерялись деформации бетона и арма-
туры. Для измерения деформаций арматуры нижнего пояса и
стоек в ряде ферм при их изготовлении к арматуре припаива-
лись специальные выводные штыри, на торцах которых устанав-
ливались тензометры. Деформации бетона измерялись посред-
ством механических тензометров и тензодатчиков, устанавливае-
мых непосредственно на его поверхности. Прогибы узлов ферм,
суммарные продольные деформации нижнего пояса и возможные
деформации узлов верхнего пояса из плоскости фиксировались
47
прогибомерами. При испы-
тании с помощью мессур
фиксировалась осадка опор
и контролировалась надеж-
ность анкеровки напряжен-
ной арматуры в пределах
опорных узлов. Ширина
раскрытия трещин измеря-
лась микроскопом с 24-
кратным увеличением.
Пример схемы установ-
ки приборов при испыта-
нии ферм приведен на
рис. 16.
Исследования распреде-
ления усилий при передаче
натяжения арматуры на бе-
тон проводились в тресте
«Оргтехстрой» Министерст-
ва строительства Литов-
ской ССР на безраскосных
фермах для зданий с агрес-
сивной средой (с предвари-
тельно-напряженными ниж-
ним поясом и стойками) и
на специальных простей-
ших статически неопредели-
мых образцах*. При изго-
товлении опытных образцов
натурных ферм электротен-
зодатчики устанавливались
на все стержни предвари-
тельно-напряженной арма-
туры около узлов ферм, что
позволило проследив за из-
менением нормальных сил
и изгибающих моментов
при передаче натяжения
арматуры на бетон в про-
цессе хранения ферм [31].
Опытные статически не-
определимые образцы пред-
ставляли собой П-образные
предварительно - напряжен-
ные рамы, между стойками
* Исследование проводилось
ннж,. И. И. Парасонисом,
48
которых устанавливались специально спроектированные метал-
лические распорки с динамометрами. По изменению усилий в
динамометрах можно было четко оценить величины изгибаю-
щих моментов при передаче натяжения арматуры и их измене-
ние во времени [23].
На основании результатов этих исследований даны рекомен-
дации по определению величины усилий и их изменения во вре-
мени, приведенные в § 3 четвертой главы.
§ 2.	Результаты испытаний натурных образцов ферм
Разрушение всех испытанных ферм произошло по верхнему
поясу в результате раздробления сжатого бетона. Разрушение
сопровождалось характерным шелушением бетона и интенсив-
ным ростом его деформаций. Перед разрушением тензометры
Рис. 17. Характер разрушения верхнего пояса
зафиксировали в ряде ферм относительную деформацию бетона
верхнего пояса е = (1,54-3) • 10~3, что превышает предельную
сжимаемость бетона. Разрушение ферм наступает не мгновенно,
а при поддержании нагрузки начала шелушения бетона в тече-
ние 5—10 мин или на следующей ступени загружения, что ука-
зывает на развитие пластических деформаций сжатого бетона
в момент разрушения. Характер разрушения представлен на
рис. 17,
49
При обработке результатов испытаний сопоставлялись опыт-
ные и теоретические значения нормальных сил и изгибающих
моментов в наиболее характерных сечениях элементов. Опытные
значения усилий определялись по деформациям бетона и арма-
туры, замеренным тензометрами. Усилия определялись по фор-
мулам
V — е1 t g2 рр
у '	2 ^ГпР»
m 2
где 81 и 82 — значения относительных деформаций в местах
установки тензометров. Значения модуля деформации бетона Е
принимались по результатам испытания призм, что позволило
учесть изменение Е на различных этапах загружения опытных
ферм.
Теоретические значения усилий принимались по результатам
упругого расчета. Опытные и теоретические усилия сопоставля-
лись на различных этапах загружения, в том числе и на стадии,
предшествующей разрушению.
Результаты сопоставления усилий для ферм Ф-18 № 1, № 1п,
№ 2п, № 4п, № 5п и № 6п представлены на рис. 18.
При сопоставлении продольной силы отмечается близкое сов-
падение опытных щ теоретических значений на всех этапах за-
гружения. Однако наблюдается общая тенденция к превышению
на 10—15% опытных значений над теоретическими (рис. 18, а).
Возможно, что это результат некоторого несоответствия значе-
ния модуля деформации бетона призм и бетона опытных ферм.
Так, например, принимая нормативные значения, можно было
бы получить более точное совпадение опытных и теоретических
значений.	।
При сопоставлении опытных и теоретических значений изги-
бающих моментов наблюдается значительно больший разброс.
Необходимо отметить, что принятые при статическом расчете
опытных образцов ферм допущения об упругой работе материа-
ла и неизменности соотношений жесткостей между элементами
на всех этапах загружения делают несколько условным сопо-
ставление опытных значений изгибающих моментов с теорети-
ческими данными. Кроме того, опытные значения изгибающих
моментов также весьма условны, ибо при их определении не
учитывалось уменьшение жесткости элементов вследствие обра-
зования трещин. Тем не менее выполненный канализ позволяет
установить характер перераспределения моментов между эле-
ментами.
В стойках и нижнем поясе опытные значения моментов мень-
ше теоретических на всех этапах загружения (рис. 18, б), что
можно объяснить уменьшением жесткости этих элементов из-за
образования трещин. В верхнем поясе отмечается превышение
опытных моментов над теоретическими до нагрузки, составляю-
щей 1,2—1,4 расчетной. При дальнейшем возрастании нагрузки
50
О)
г, о о
/,75
1,50
1,25
1,00
0,75
0,50
0,25
в)
Рис. 18. Сопоставление опытных и теоретических
значений усилий
а—нормальных сил в сечении 22; б — изгибающих моментов
в сечениях 67 и 81; в—изгибающих моментов > сечениях верх-
него пояса 22 , 27 и 30 ж
1—ферма Ф-18^° 1; 2 —ферма Ф-18 № 1п; 3 — ферма Ф-18 Xs 2п;
4—ферма Ф-18№4п; 5 — ферма Ф-18 № 5п; 6 — ферма Ф 18№6п.
-...- — теоретические значения; ---- —опытные значения
Таблица 8
Сопоставление опытных и теоретических продольных сил в месте
разрушения верхнего пояса
Номера ферм	N , расч’ т	N разр’ т	мтеор разр’ т	N разр ^расч	лг — дДе°Р разр "разр
					д/Теор разр
ф-24 № 1	124	208	178	1,68	19,5
Ф-24 № 2	124	200	178	1,68	12,5
Ф-24 № 3	112	230	195	2,10	18,0
Ф-24 № 4	100	217	192	2,17	13,0
Ф-24 № 5 *	— —	132	100	—		
Ф-24 № 6	129	229	182	1,77	25,0
ф-24 № 7	129	204	178	1,65	19,0
ф-24 № 8	129	204	167	1,59	22,0
Ф-24 № 9	129	204	183	1,59	11,0
Ф-24 № 10	129	230	193	1,78	19,0
Ф-24 № 11**	239	502	—	2,10	
Ф-24 № 12 **	239	415	—	1,73	—
Ф-18 № 1	77	152	127	1,99	20,0
Ф-18 № 2	109	197	 161	1,80	22,0
Ф-18 № 3	72	138	120	1,93	15,0
Ф-18 № 4	72	138	. 116	1.90	19,0
Ф-18 № 5	111	189	165	- 1,71	14,0
Ф-18 № 6		292,3	454	До разрушения не доведена	
Ф-18 № 1п	75	158	130	2,1	22,0
Ф-18 № 2п	83,2 ‘	175	151	2,1	16,0
Ф-18 № Зп*	—	61	' 50	—	•м.
Ф-18 № 4п	109	198	179	1,81	11,0
Ф-18 № 6п	— 4	171	133	—	28,0
• Фермы Ф-24 № 5 и Ф-18 № Зп испытывались на одностороннюю нагрузку, не от-
вечающую расчетным сочетаниям нагрузок.
** Фермы Ф-24 № 11 и № 12 до разрушения при данной схеме испытания не доведены.
начинается перераспределение изгибающих моментов на менее
нагруженные участки пояса. Например, после достижения пре-
дельных значений изгибающих моментов в местах сопряжений
панелей верхнего пояса со стойками начинают резко расти мо-
менты в середине панели (рис. 18, в). Однако оценить количе-
ственно процесс перераспределения моментов по результатам
сопоставления не представляется возможным из-за большого
разброса опытных данных.
Основным критерием оценки надежности конструкции по
прочности является сопоставление значений опытных и теорети-
ческих разрушающих нагрузок. При обработке результатов ис-
пытаний безраскосных ферм оказалось целесообразным сравни-
вать не нагрузки, а величины продольных сил в месте разру-
шения от действия опытных разрушающих нагрузок с теорети-
ческими значениями, определяемыми по формуле
д^теор ^пр^о ^ас^а
52
Эксцентриситет приложения продольной силы ^определялся
по изгибающим моментам на основе упругого расчета. Помимо
сопоставления усилий при разрушении, сопоставлялись также
продольные силы от расчетных и разрушающих нагрузок. Ре-
зультаты сопоставления приведены в табл. 8. Продольные силы
в месте разрушения верхнего пояса превышают теоретические
значения продольных сил на 11—28%, что свидетельствует
о значительном перераспределении изгибающих моментов на
предельной стадии. Соотношения продольных сил от расчетной
и разрушающей нагрузок находятся в пределах 1,6—2,17. Сле-
довательно, испытанные фермы по несущей способности удовле-
творяют требованиям ГОСТ 8829—66.
Принимая во внимание близкое совпадение опытных и тео-
ретических значений продольных сил (рис. 18, а), можно опре-
делить величины изгибающих моментов на предельной стадии.
Сопоставление их с данными упругого расчета (табл. 9) указы-
вает на то, что на предельной стадии перераспределение изги-
бающих моментов в верхнем поясе достигает 30—70%.
Таблица 9
Сопоставление изгибающих моментов при разрушении верхнего пояса
Номера ферм	Ne *,	разр’	Мразр’	Л1у , разр’ Т-М	мУ—м
	Т’М	т	т-м		му
Ф-24 № 1	34,0	208	3,0	7,0	57
Ф-24 № 2	33,3	200	3,3	6,3	48
Ф-24 № 3	39,3	230	7,3	11,7	38
Ф-24 № 4	37,3	217	8,3	10,3	20
Ф-24 № 5	1			—	
Ф-24 № 6	34,8	229	4,8	11,2	57
Ф-24 № 7	29,8	204	1,8	6,8	74
Ф-24 № 8	32,0	204	5,0	10,0	50
Ф-24 № 9	32,0	204	5,0	8,0	38
Ф-24 № 10	34,8	230	•4,8	9,2	48
Ф-24 № 11	—.				
Ф-24 № 12	—.	II1 		—	
Ф-18 № 1	18,1	152	3,0	5,4	45
Ф-18 № 2	22,0	197	2,3	5,9	61
Ф-18 № 3	19,0	138	5,2	7,0	26
Ф-18 № 4	17,0	138	1,5	3,0	50
Ф-18 № 5	39,2	189	11,0	14,2	23
Ф-18 № 6			—		
Ф-18 № 1п	19,2	158	3,2	6,2	49
Ф-18 № 2п	21,2	175	4,0	6,2	36
Ф-18 № Зп	—	—			
Ф-18 № 4п	22,0	198	2,2	4,1	47
Ф-18 № 6п	15,8	171	1,5	2,5	40
* #е=0,5	прМо+<°т	(‘о-»7			
63
В нижних поясах ферм в момент разрушения верхних поясов
наблюдаются сквозные трещины, однако текучести, арматуры
приборы не зафиксировали. Можно предположить, что нижние
пояса, спроектированные на совместное действие момента и про-
дольной силы, на предельной стадии. работают с небольшим
эксцентриситетом, и, следовательно, текучести напрягаемой ар-
матуры всегда будет предшествовать исчерпание несущей спо-
собности верхнего пояса. В стойках безраскосных ферм на пре-
дельной стадии также не наблюдалось текучести арматуры и
разрушения сжатой зоны бетона.
В результате экспериментальных исследований опытных об-
разцов установлено, что единственно возможной схемой разру-
шения безраскосных ферм сегментного очертания при марке
бетона 400—500 является разрушение по верхнему поясу.
Анализ прочности безраскосных ферм, спроектированных по
результатам статического расчета на упругой стадии, свидетель-
ствует о том, что фермы обладают излишними запасами проч-
ности. В результате образования трещин в элементах ферм про-
исходит перераспределение усилий, а на предельной стадии про-
явление пластических свойств сжатого бетона в верхних поясах
и раскрытие сквозных трещин в нижних поясах значительно
меняют распределение усилий в элементах конструкции.
В дальнейшем при проектировании типовых безраскосных
ферм необходимо учесть перераспределение усилий в элементах
конструкции, что позволит уточнить действительную работу
ферм под нагрузкой и снизить расход материалов.
§ 3.	Исследование трещинообразования в элементах ферм
При проектировании опытных образцов безраскосных ферм,
помимо расчета по несущей способности, производился расчет
по образованию и ширине раскрытия трещин в элементах ферм.
Фермы, армированные напрягаемой стержневой арматурой, по
трещиностойкости относятся к третьей категории. Ширина рас-
крытия трещин при нормативной нагрузке не должна превы-
шать 0,2 мм. Для ферм, армированных высокопрочной напрягае-
мой арматурой, требуется обеспечить трещиностойкосТь ниж-
него пояса при нормативных нагрузках.
По результатам испытаний натурных образцов ферм необхо-
димо было оценить приемлемость расчетных положений при
проверке трещиностойкости и ширины раскрытия трещин во
внецентренно-растянутых (внецентренно-сжатых) стойках ферм.
Кроме того, надо было выявить общую картину трещинообразо-
вания в безраскосных фермах и проверить различные конструк-
тивные решения армирования стоек в отношении характера и
ширины раскрытия трещин.
54
1 Процесс трещинообразования при испытании ферм протекал
следующим образом. Первые трещины появлялись в стойках, в
местах их сопряжения с поясами или на границе вутов. При
увеличении нагрузки на фермы происходило дальнейшее рас-
крытие уже имеющихся трещин в стойках и появление новых;
при нагрузках, превышающих нормативные, возникали трещины
в узлах напряженного нижнего пояса и косые трещины в опор-
ных узлах.
В качестве примера на рис. 19 приведена схема трещин O'-
образования в ферме Ф-18 № Зп. ,
Рис. 19. Характер трещинообразования в элементах фермы
Для оценки приемлемости расчетных положений сопоставля-
лись опытные и теоретические величины раскрытия трещин в
стойках ферм. Расчетные величины раскрытия трещин, как пра-
вило, значительно меньше фактических величин, замеренных
при испытании ферм (табл. 10).
Таблица 10
Сопоставление ширины раскрытия трещин
Номера ферм	Номера стоек	Номера трещин	°а- кГ/см2	теор т ’ мм	опыт “т ’ мм	опыт т
						теор т
Ф-24 № 1	3-3'	, тр. 2 тр. 4 тр. 5	1207 1086 967	0,029 0,024 0,018	0,04 0,04 0,01	1,38 1,63 0,56
	6-6	тр. 6	2642	0,105	0,09	0,86
Ф-18 № 1п	3-3 4—4 5-5	тр. 3 тр. 1 тр. 6	1705 1674 1700	0,058 . 0,042 0,056	0,1 0,15 0,15	1,72 3,60 2,70
Ф-18 № 2п	2-2 3-3 4-4	тр. 2 тр. 1 тр. 3	2330 2550 1234	0,043 0,063 0,032	0,18 0,18 0,06	4,20 3,50 1,90
Ф-18 № Зп	2-2	тр. 2	2180	0,024	0,10	1,65
Следует отметить, что несоответствие между опытными и
теоретическими величинами усилий трещинообразования и ши-
рины раскрытия трещин наблюдалось и при испытаниях
55
раскосных железобетонных ферм [36]. Одной из причин такого
несоответствия может являться то, что формулы СНиП дают
средние значения трещин, а при сопоставлении они сравни-
ваются с наибольшей опытной величиной' раскрытия. Кроме
того, теоретические величины несут в себе определенную по-
грешность, так как они определялись по данным только упру-
гого расчета без учета перераспределения усилий. В результате
понятие «теоретическая ширина раскрытия трещин» в данном
случае достаточно условно.
Для проверки надежности безраскосных ферм с точки зре-
ния раскрытия трещин рассмотрены фактические величины ши-
рины их раскрытия в стойках.
Таблица 11
Максимальное раскрытие трещин в стойках
Номера ферм	Макси- мальная ширина раскрытия трещин, мм	Номера ферм	Макси- мальная ширина раскрытия трещин, мм
Ф-24 № 1	0,15	Ф-24 № 12	0,15
Ф-24 № 2	- 0,30	Ф-18 № 1	0,25
Ф-24 № 3	0,25	Ф-18 № 2	0,25
Ф-24 № 4	0,15	Ф-18 № 3	0,35
Ф-24 № 5	0,20	Ф-18 № 4	0,16
Ф-24 № 6	0,21	Ф-18 № 5	0,22
Ф-24 № 7	0,10	Ф-18 № 1п	0,11
Ф-24 № 8	0,15	Ф-18 № 2п	0,23
Ф-24 № 9	0,12	Ф-18 № 4п	0,15
Ф-24 № 10	0,10	Ф-18 № 5п	0,20
Ф-24 № 11	0,11	Ф-18 № 6п	0,20
В табл. 11 приведены значения максимальной ширины рас-
крытия трещин в стойках ферм при действии нормативной на-
грузки. В большинстве испытанных ферм ширина раскрытия
трещин не превышала предельно допустимой величины (0,2 мм)
для конструкций, эксплуатируемых в зданиях с неагрессивной
средой.
Случаи превышения допустимого раскрытия трещин (напри-
мер, в фермах Ф-24 № 2 и Ф-18 № 3) объясняются смещением
окаймляющей арматуры вута. Характерно, что при армирова-
нии вутов по типу IV (см. гл. 1) уменьшается вероятность сме-
щения арматуры, а ширина раскрытия трещин находится в до-
пустимых пределах (фермы Ф-18 № 4п, Ф-18 № 5п, Ф-18 № 6п,
Ф-24 № 11 и Ф-24 № 12).
Все испытанные фермы, кроме Ф-24 № 1, Ф-24 № 11 и Ф-24
№ 12, имели стержневое армирование нижних поясов и проек-
тировались с учетом требований, предъявляемых к конструк-
циям третьей категории трещиностойкости. Однако, как следует
56
из табл. 12, трещины в нижних поясах большинства испытанных
ферм образовались при нагрузках, превышающих нормативные.
Это можно объяснить тем, что арматура нижнего пояса, подо-
бранная исходя из условия прочности по внецентренному рас-
тяжению, во многих случаях обеспечивает вторую категорию
Таблица 12
Момент появления трещины в нижнем поясе
	^Пыт		Л/°"ыт
Номера ферм	тр	Номера ферм	тр
	N '*норм		N '*норм
Ф-24 № 1	1,10	Ф-24 № 10	1,50
Ф-24 № 2	1,39	Ф-24 № 11	1,30
Ф-24 № 3	1,47	Ф-24 № 12	1,30
Ф-24 № 4	1,49	Ф-18 № 1	1,37
Ф-24 № 7	1,50	Ф-18 № 1п	1,47
Ф-24 № 8	1,00	Ф-18 № 2п	1,25
Ф-24 № 9	1,20	Ф-18 № Зп	1,30
трещиностойкости. Кроме того, несколько повышенная трещино-
стойкость испытанных ферм могла быть обусловлена тем, что
испытания проводились до полного проявления потерь от ползу-
чести и усадки бетона.
Таблица 13
Сопоставление опытных и теоретических
усилий в момент появления трещин
в нижнем поясе
Номера ферм	..опыт yVTp т	т	^ЫТ~^р0Р р	Р »1ПП Г%1
			^теор тр
Ф-24 № 1	108,50	117,8	-7,5
Ф-18 № 1П	94,70	115,8	—13,2
Ф-18 № 2п	87,90	97,4	-3,8
Ф-18 № 5п	106,60	128	—16,7
Ф-18 № 6п	171,00	188	-9,0
Ф-24 № 11	276,60	280	-1,2
Ф-24 № 12	270,00	258	-4,5
Для оценки приемлемости принятого метода расчета трещи-
ностойкости было проведено сопоставление опытных и теорети-
ческих усилий возникновения трещин для ряда испытанных ферм
(табл. 13). Полученные данные характеризуются значительным
разбросом. Опытная трещиностойкость некоторых ферм (Ф-18
№ 1п и Ф-18 № 5п) оказалась намного ниже теоретической. Эти
фермы имели стержневое армирование нижнего пояса, при ко-
тором упомянутое различие в трещиностойкости несущественно.
57
Однако, имея в виду возможность применения ферм с армиро-
ванием нижних поясов высокопрочной арматурой (вторая кате-
гория трещиностойкости), следует определить вероятные причи-
ны различия между опытными и теоретическими значениями
трещиностойкости.
Опытные значения усилий появления первых трещин в ниж-
них поясах были определены путем статического расчета упру-
гой системы с неизменным соотношением жесткостей между
элементами на всех этапах работы конструкции. В действитель-
ности же появление трещин в стойках фермы приводит к резко-
му уменьшению их жесткости и, следовательно, к снижению
величины изгибающих моментов в стойках и увеличению изги-
бающих моментов в поясах (см. гл. 2). Кроме того, на перерас-
пределение усилий при нормативной нагрузке может оказать
некоторое влияние уменьшение модуля деформации бетона верх-
него пояса (напряжение в бетоне этого пояса при нормативной
нагрузке превышает 0,5 7?пр). Уменьшение жесткости верхнего
пояса также приводит к возрастанию изгибающих моментов в
нижнем поясе.
Таким образом, опытные значения усилий появления первых
трещин в нижних поясах, указанные в табл. 13, явно занижены.
При учете действительной работы ферм под нагрузкой отмечен-
ное несоответствие между опытными и теоретическими усилия-
ми появления трещин будет уменьшаться.
§ 4. Исследование жесткости ферм
Второе предельное состояние безраскосных ферм определяет
величина прогибов узлов в плоскости ферм, которые могут огра-
ничить возможность нормальной эксплуатации покрытия. Пре-
дельный относительный прогиб стропильных ферм в середине
пролета ограничен Руководством проектирования железобетон-
ных ферм /макс 1/800 L, где L — пролет ферм.
Прогибы безраскосных ферм во время испытаний при дей-
ствии нормативных нагрузок составляли 15—30 мм для ферм
пролетом 24 м и 10—20 мм для ферм пролетом 18 м (табл. 14).
Малые относительные прогибы ферм (менее 1/1000 L) свиде-
тельствуют о достаточной жесткости безраскосных ферм.
Сопоставление опытных и теоретических величин деформа-
ций безраскосных ферм — прогибов средних узлов ферм и удли-
нение нижних поясов — представлено соответственно на рис. 20
и 21.	‘
Анализируя характер изменения опытных значений прогибов
в зависимости от величины внешней нагрузки (рис. 20), можно
отметить три стадии в работе ферм.
До нагрузки, составляющей 0,5—0,6 от нормативных значе-
ний, фермы работают без трещин, и прогиб прямо пропорцио-
нален внешней нагрузке. На этой стадии опытные и теоретиче-
ские значения прогибов практически одинаковы.
58
Таблица 14
Прогибы ферм
Номера ферм	Прогиб при нормативной нагрузке, мм	Относитель- ный прогиб при нормативной нагрузке	Номера ферм	Прогиб при нормативной нагрузке, мм	Относитель- ный прогиб при нормативной нагрузке
Ф-24 № 1	20,5	1 1160	Ф-18 № 1	13,9	1 1290
ф-24 № 2	15,0	1 1600	Ф-18 № 2	16,6	1 1060
Ф-24 № 3	20,15	1 1190	Ф-18 № 3	12,7	1 1510
Ф-24 № 4	20,2	1 1188	Ф-18 № 4	13,08	1 990
Ф-24 № 6	21,7	1 1100	Ф-18 № 5	17,0	1 1040
Ф-24 № 7	20,5	1 1170	Ф-18 № 1п	13,0	1 1250
Ф-24 № 8	29,5	1 815	Ф-18 № 2п	14,3	1 1173
Ф-24 № 9	23,7	1 1010	Ф-18 № 4п	. 14,6	1 1230
Ф-24 № 10	24,1	1 ,1000	Ф-18 № 5п	12,9	1 1390
Ф-24 № 11	19,0	1 1250	Ф-18 № 6п	26,03	1 . 680
Ф-24 № 12	17 4	1			
		' 1360			
С ростом внешней нагрузки появляются трещины в стойках
и нижнем поясе, что приводит к более интенсивному росту про-
гибов. Опытные значения прогибов начинают превосходить тео-
ретические, определенные в предположении неизменности жест-
костей элементов.
При нагрузках, превышающих нормативные в 1,5—1,8 раза,
наблюдается активное нарастание прогибов, связанное с прояв-
лением неупругих свойств железобетона. На предельной стадии
опытные значения прогибов при кратковременных испытаниях
превосходят теоретические более чем в два раза (рис. 20).
Аналогичное явление отмечается и при рассмотрении зависи-
мости удлинения нижнего пояса от внешней нагрузки (рис. 21).
При длительном действии внешней нагрузки (в эксплуатации),
вследствие усадки и ползучести бетона, прогибы ферм будут
иметь несколько большие значения5 Однако при работе ферм
59
в покрытии, в результате включения кровельных пдит в сов-
местную работу с фермами, заметного нарастания прогибов
ожидать не следует [22]. Справедливость этого предположения
может быть оценена путем обследования ферм, длительное
время эксплуатирующихся в покрытии. В § 7 настоящей главы
приведены результаты обследования, подтвердившие высказан-
ное предположение.
Таким образом, анализ жесткости безраскосных ферм пока-
зал, что максимальные относительные прогибы ферм не превос-
ходят предельно допустимых значений. Теоретические значения
Рис. 20. График прогибов
1—расчетный прогиб; 2—опытные прогибы.
Рис. 21. График осевых деформаций
/ — расчетное удлинение; 2—опытные удли-
нения
прогибов, определенные в результате упругого расчета кон-
струкции, с достаточной для практических целей точностью ха-
рактеризуют деформированное состояние ферм при нагрузках,
не превышающих нормативных значений.
§ 5. Исследование узлов ферм
Исследования натурных образцов ферм показали, что при-
нятые конструктивные решения обеспечивают достаточную проч-
ность всех их элементов. Однако при этом фактическая несу-
щая способность узлов ферм осталась не выявленной, так как
разрушение происходило не по узлам, а по иным элементам
ферм. Следует также отметить, что окончательно принятое кон-
структивное решение промежуточных узлов ферм предусматри-
вало изгиб арматуры стоек по форме вута, что противоречило
традиционной схеме армирования входящих узлов рамных же-
лезобетонных конструкций. Все это потребовало специальных
исследований узлов ферм, которое проводилось в лаборатории
предварительно-напряженных конструкций НИИЖБ (с уча-
стием инж. Г. М. Кирпиченкова).
60
Стойки безраскосных ферм работают, как правило, на вне-
центренное растяжение. При этом величина эксцентриситета про-
дольного усилия в стойках может меняться в широком диапа-
зоне: от 30—40 см до величины, превышающей 1 м (т. е. от по-
чти центрального растяжения до изгиба). Характеристикой
влияния эксцентриситета может служить зависимость высоты
сжатия зоны (х) от эксцентриситета.
Из графика на рис. 22, построенного для железобетонного
сечения 240 X 250 с одиночной арматурой, видно, что при экс-
центриситетах более 100 см нет существенной разницы между
изгибом и внецентренным рас-
тяжением. На основании это-
го были выбраны три схемы ис-
пытания опытных образцов:
центральное растяжение, вне-
центренное растяжение и из-
гиб.
Для испытания образцов
на внецентренное растяжение
приняты эксцентриситеты,
равные 40—50 см, при кото-
рых величина сжатой зоны яв-
ляется некоторой средней ве-
личиной между случаем наи-
меньших эксцентриситетов и
случаем изгиба. Для оценки
Рис. 22. Зависимость высоты сжа-
той зоны от изменения эксцентри-
ситета
ео—эксцентриситет нормальной силы в
стойке; х—высота сжатой зоны
влияния напряженного состояния узлов верхнего и нижнего
поясов ферм к образцам прикладывались соответственно сжи-
мающие или растягивающие усилия (табл. 15).
Образец представлял собой вырезанный промежуточный
узел безраскосной фермы, в котором стойка сопряжена с поя-
сом под прямым углом.
Соотношение размеров вутов принимается 1 : 3. Продольная
арматура стойки перегибается по форме вута и в месте пере-
гиба сваривается тремя поперечными стержнями из стали клас-
са А-Ш. Поперечные стержни 3 0 14 А-Ш и 3 0 8 А-Ш вос-
принимают усилия, возникающие в них в результате отгиба про-
дольной арматуры.
Испытание образцов производилось в специальной железобе-
тонной раме, ранее использовавшейся при исследовании узлов
раскосных ферм [20], позволяющей прикладывать нагрузку к об-
разцам по всем требуемым направлениям (рис. 23). Оснастка
и приспособления для испытания спроектированы так, чтобы
имелась возможность применения всех принятых схем испыта-
ния. Для испытания образец устанавливался в окно рамы на
опоры.
Растягивающие усилия в полках образцов во всех схемах
создавались домкратом ДС-60-315 при помощи инвентарных тяг.
61
Таблица 16
Схемы испытания
О-15а
О-16а
Центральное растяжение
Внецентренное растяжение
О-17а
Изгиб без поперечной арма-
туры в поясе
О-18а
Изгиб
!
Рис. 23. Схема испытания образцов
/—домкрат для внецептренного изгиба стойки; 2—то же, для ее растяжения; 3—~то же»
для ее изгиба; 4—то же, для растяжения пояса; 5—железобетонная рама; ^—испыты-
ваемый образец; 7—тяги; 5—опоры; 9—монтажные подставки
Рис, 24, Общий вид образца при
испытании
Величина усилия растяжения для образцов, в которых програм-
мой предусмотрено растяжение в поясе, принималась постоян-
ной, равной 28 т, что соответствует появлению трещин в поясе.
Сжимающие усилия в поясе создавались гидродомкратом
ДГ-100. Постоянная величина усилия, равная 96 т, принята ис-
ходя из того, что возникающие при этом напряжения в бетоне
(о = 155 кГ1смг) близки к эксплуатационным в верхних поясах
стропильных ферм.
При испытании образцов большое внимание уделялось цен-
тровке усилий. Центровка усилий при сжатии пояса выполня-
лась посредством шаровых шарниров и проверялась по показа-
ниям тензометров. Центровка усилий при растяжении осуществ-
лялась путем перемещения четырех гаек в захватном устройстве.
Центровка контролировалась тензометрами, установленными по-
парно на каждом арматурном стержне пояса.
При внецентренном растяжении внешняя сила прикладыва-
лась к стойке под углом 28°. Составляющая этой силы создает
в сечении сочетание момента и продольной силы, при котором
эксцентриситет равен принятому е0 — 40 см.
Напряженное состояние арматуры и бетона, изменявшееся
в процессе испытания, изучалось, путем непосредственного из-
мерения деформаций. Для этой цели применялись проволочные
датчики сопротивления, тензометры, индикаторы и прогибоме-
ры. Раскрытие трещин измерялось микроскопом с 24-кратным
увеличением. Измерение смещений незагруженных концов
стержней относительно бетона производилось индикаторами с
ценой деления 0,002 мм.
Общий вид образца во время испытания показан на рис. 24.
Порядок испытания всех образцов был принят следующий:
1)	установка приборов и центровка прикладываемых нагру-
зок по предусмотренным для этой цели приборам;
2)	«обкатка» со снятием отсчетов по приборам, при которой
образец нагружался до четырех ступеней загружения для про-
верки работы приборов и оснастки; каждая ступень составляет
10% условной нормативной нагрузки;
3)	загружение условной нормативной нагрузкой, представ-
ляющей собой такую нагрузку, которая по величине приравни-
вается прочности образца в расчетном сечении при расчетных
характеристиках с учетом коэффициента перегрузки 1,15;
4)	доведение образца до разрушения.
На каждой ступени загружения снимались отсчеты по прибо-
рам и замерялась ширина раскрытия трещин.
В узлах, испытываемых по схеме центрального растяжения
(образцы 0-15 и О-15а), разрушение наступило из-за разрыва
продольной арматуры при нагрузке, соответственно равной 56,8
и 59 т. Разрыв арматуры произошел в зоне изгиба стержней в
местах приварки к ним поперечной арматуры. Поперечные стер-
жни при этом не были разорваны.
И
Характер разрушения образцов, испытываемых по схемам из-
гиба и внецентренного растяжения, несколько иной, хотя в одном
изгибаемом образце также произошел разрыв растянутого стер-
жня. Разрушению по этим схемам испытания предшествует рас-
крытие косых трещин, после чего наступает разрыв поперечных
стержней, выпучивание бетона на растянутой грани в зоне из-
гиба продольной арматуры и, наконец, разрушение сжатой зоны
бетона.
В табл. 16 сопоставлены опытные и теоретические разру-
шающие нагрузки. Как видно из таблицы, величины теоретиче-
ских разрушающих усилий для всех образцов несколько выше
опытных. Причиной этого является, по-видимому, ослабление
сечения растянутой арматуры в результате контактной сварки
продольной арматуры стоек и поперечных стержней.
Испытания показали, что для всех образцов при величине
заделки продольной арматуры стоек в поясах, равной десяти
диаметрам, продергивания арматуры не происходило.
На рис. 25 приведены графики работы мессур, установленных
на незагруженном конце продольной арматуры стоек одного из
испытанных образцов. Из анализа этих графиков следует, что
в процессе испытания имела место некоторая деформативность
заделки, которая, однако, не повлияла на прочность.
Учитывая необходимость обеспечения высокой надежности
конструкций стропильных ферм, а также возможное влияние
длительного действия нагрузки и неоднородности бетона, — дли-
ну заделки арматуры стоек в пояса ферм было решено назна-
чать исходя из условия, чтобы при достижении предельного по
прочности состояния ферм не было признаков нарушения анке-
ровки арматуры стоек. При этом возникли определенные трудно-
сти из-за отсутствия надежных критериев, позволяющих по сме-
щению незагруженного конца арматуры определять начало на-
рушения анкеровки.
Действительно, во многих случаях при разгрузке образцов
мессуры, установленные на незагруженном конце арматуры,
почти полностью возвращались в исходное положение, что сви-
детельствует о том, что значительная часть регистрируемых ими
деформаций относилась к упругим. Поэтому было принято, что
начало нарушения анкеровки отвечает смещению 0,1 мм.
Обработка результатов испытаний показала, что наименьшее
напряжение (около 3500 кГ/сж1 2) в растянутой арматуре (в сече-
нии, проходящем по грани пояса) было в образцах с растянутым
поясом и с центрально- и внецентренно-растянутыми стойками.
Принимая коэффициент однородности бетона 0,55 и коэффи-
циент перехода от расчетных к разрушающим нагрузкам 1,6,
получаем, что длина заделки арматуры в поясе (/) должна отве-
чать условию
1	3500
з Зак. 098
65
Таблица 16
Сопоставление опытных и теоретических разрушающих нагрузок
Марка образца	Конструкция образца	Схема испытания		Прочность бетона	Характер разрушения	Разрушающая нагрузка		рр 	рр 	I22P-.100 [%] ^теор
						опытная . т оп’	теоретическая Рр , т теор	
0-15		t		 			550	Разрыв арматуры	56,8	69	—17,7
0-16	То же	_d.		543	Разрушение сжа- той зоны бетона	20,7	21,46	—3,5
0-16а					469	То же	18,9	21,46	-12,0
0-17 0-18	Без хомутов То же			470 . 400	Разрыв растяну- той арматуры	3,8 ' 5,36	5,4 6,66	-29,6 -19,6
0-15а	Центральное растяжение			500	Разрыв арматуры	59	69	— 14,5
где аа — напряжение в растянутой арматуре стоек при расчетных
нагрузках. Записывая эту формулу в виде, принятом при рас-
чете длины заделки арматуры в узлах раскосных ферм [20], на-
ходим
ga . 22d
2500
Одной из основных особенностей рассматриваемой конструк-
ции узла является- перегиб продольной растянутой арматуры
6)
Рис. 25. Графики смещения арма-
туры стоек
а —график смещений; б —график нараста-
ния смещений; <та—напряжения в арматуре
стоек (кПсм?)
стоек у начала вута. Подобные узлы рекомендуется армировать
пересекающимися стержнями. Однако выполнение этой рекомен-
дации в данном случае привело/ бы к значительному конструк-
тивному усложнению узла. '
Горизонтальные составляющие, возникающие в месте пере-
гиба растянутой продольной арматуры стоек (рис. 26), воспри-
нимаются усиленной поперечной арматурой. В опытных образцах
поперечная арматура приваривалась к продольной посредством
контактной.сварки,
3*	67
Следует отметить, что, несмотря на то, что опытные образцы
изготавливались в лабораторных условиях, испытание крестооб-
разных сварных образцов, проведенное после изготовления кар-
касов опытных образцов, не дало вполне положительных ре-
Рис. 26. Схема усилий в арматуре
стоек
Рис. 27. Соотношение усилий в про-
дольной и поперечной арматуре
/ — образцы O-I5’, 2 —образцы О-15а-, 3 —об-
разцы О-16а\ 4— образцы 0-18
А —опытные значения; Б — теоретические
значения
Усилия в поперечной арматуре, к Г
зультатов. Поэтому осуществление такого решения для ферм по-
требовало бы установления самого жесткого контроля качества
контактной сварки. В опытных фермах места перегибов стоек
армировались вязаными хомутами.
Расчет поперечной арматуры производится на горизонталь-
ную составляющую усилий в продольной арматуре, определяе-
мую по формуле
7 = tga.
На рис. 27 сопоставленье опытные и теоретические усилия
в поперечной арматуре. Из рисунка видно, что теоретический
68
расчет для всех случаев напряженного состояния узлов обеспе-
чивает некоторый запас при определении усилий, действующих
в поперечной арматуре, устанавливаемой в месте перегиба арма-
туры стоек. В то же время проведенные испытания показали, что
для армирования стоек в местах перегиба продольной арматуры
целесообразно использовать вязаные хомуты.
§ 6. Исследование перераспределения усилий вследствие
[	трещинообразования и проявления неупругих
деформаций бетона в элементах ферм
Анализ прочности, трещиностойкости и жесткости безраскос-
ных ферм, выполненный ранее по результатам испытаний много-
численных опытных их образцов и данным упругого расчета, вы-
явил значительное несоответствие между действительной работой
конструкции и ее расчетной схемой. Исследования, описанные
в настоящем параграфе, были предприняты для объяснения
этого несоответствия и дачи рекомендаций по учету действитель-
ной работы конструкции при проектировании типовых безрас-
косных ферм.
Исследованию перераспределения усилий в статически не-
определимых железобетонных конструкциях посвящено много
работ, выполненных в основном под руководством А. А. Гвоздева
и С. М. Крылова. В этих работах выявлены причины перераспре-
деления усилий, установлен характер напряженно-деформиро-
ванного состояния конструкций на различных этапах загружения
и предложена упрощенная методика оценки распределения уси-
лий в простейших системах.
В последние годы выполнен ряд работ по исследованию ста-
тически неопределимых железобетонных систем с применением
ЭВМ, в которых учет неупругих свойств материала ведется мето-
дом последовательных приближений [25] или. методом последо-
вательных загружений. Специальных исследований перераспре-
деления усилий в безраскосных железобетонных фермах сег-
ментного очертания не проводилось.
В настоящей книге, для оценки влияния трещинообразования
и пластических деформаций в бетоне на работу безраскосных
ферм, применен метод последовательных загружений, представ-
ляющий собой ряд последовательных расчетов упругой системы
с изменением жесткостных характеристик элементов по мере
увеличения нагрузки и с изменением статической схемы кон-
струкции в результате образования пластических шарниров в
элементах.
В качестве первого приближения используются результаты
расчета фермы как упругой системы с начальными жесткостями
элементов, определенными по размерам приведенного бетонного
сечения. По полученным усилиям, в соответствии со СНиП
II-B.1—62, определяются новые жесткостные характеристики с
69
учетом наличия трещин в элементах фермы. В процессе последо-
вательных приближений жесткости вычисляются по усилиям, по-
лученным в предыдущих циклах итерации. Итерационный про-
цесс заканчивается по достижении разницы в моментах в преде-
лах 5%. Заданная сходимость достигнута после восьмого цикла
расчета.
В целях более точного учета изменения жесткости элементов
с разнозначными эпюрами изгибающих моментов по их длине
панели нижнего пояса и стойки разбивались на шесть участков,
а панели верхнего пояса — на десять участков. Криволинейная
эпюра жесткостей элементов аппроксимировалась ломаной. Кри-
визна 1/р определялась по формулам СНиП II-B.1—62.
Коэффициент v, характеризующий* пластические деформации
в бетоне, СНиП П-В,.1—62 рекомендует принимать для сжатого
бетона постоянным на всех этапах работы конструкции. Однако
для безраскосных ферм, в которых перераспределение усилий
из-за пластических деформаций сжатого бетона при достаточно
высоких напряжениях может оказаться весьма существенным,
такое допущение может привести к значительным погрешностям.
Поэтому коэффициент v в настоящих исследованиях опреде-
лялся по формулам, полученным в работе [24], учитывающим
изменение v в зависимости от напряжения в элементе:
v = v,-(v,-270^-)4“,
где vH —нормативное значение v по СНиП II-B.1—62; k=Oi/Re—
для элементов, работающих без трещин; А = Af/Afpa3 — для эле-
ментов, работающих с трещинами,'в растянутой зоне;
о (1 J_
_ 200 + Яб \ А /
a ~ Ц. + 0,03 ’ Ra + 10 ООО- '
Коэффициент фб, учитывающий неравномерность распределе-
ния деформаций крайнего волокна сжатой зоны сечения на уча-
стке между трещинами, принимался равным 0,9.
Коэффициент фа, учитывающий работу растянутого бетона
между трещинами, определялся в соответствии со СНиП
II-B.1—62.
На стадии, предшествующей разрушению фермы, продольная
жесткость нижнего пояса определялась по его удлинению, а из-
гибная жесткость принималась только по арматуре вследствие
появления в бетоне к тому времени сквозных трещин.
При исследовании рассматривались четыре этапа загру-
жения:
I I этап — половина нормативной нагрузки, при которой в
процессе испытаний натурных образцов ферм наблюдалось тре*
щинообразование в стойках;
70
II этап — нормативная нагрузка, соответствующая началу
образования трещин в нижнем поясе, по которой производится
расчет конструкции по второму и третьему предельным состоя-
ниям;
III этап—расчетная нагрузка, по которой ведется расчет
по первому предельному состоянию (по прочности);
IV этап — разрушающая нагрузка, соответствующая исчер-
панию несущей способности верхнего пояса при натурных испы-
таниях.
• Исходные данные для исследуемых ферм (геометрические
параметры, характеристики материалов, усилия предваритель-
ного напряжения, нагрузки и др.) приняты по испытанным на-
турным образцам ферм.
Результаты исследований перераспределения усилий в эле-
ментах' безраскосных ферм сопоставлялись с данными натурных
испытаний этих же ферм и результатами расчета ферм, в пред-
положении упругой работы материала. Сопоставление выполня-
лось по всем четырем этапам загружения.
Анализ деформаций безраскосных ферм. Одним из критериев
оценки достоверности результатов теоретических исследований
напряженно-деформированного состояния конструкции моГут
служить результаты сравнения расчетных величин деформаций
с данными натурных испытаний. Расчетные величины прогибов,
полученные с учетом трещин и пластических свойств бетона, удо-
влетворительно согласуются с опытными данными. Максимальное
расхождение на стадии, предшествующей разрушению, состав-
ляет 3,5 мм, т. е. около 5%. Аналогичные результаты получены
при сравнений величин удлинения нижнего пояса фермы.
В качестве примера на рис. 28, а и б представлены резуль-
таты сопоставления для фермы Ф-18 № 5п. Полученные значе-
ния прогибов и удлинения нижних поясов анализировались в
отношении общей деформации конструкции и необходимости ее
учета при определении внутренних усилий.
При исследовании железобетонных полигональных арок под
нагрузкой в работе [28} отмечалось заметное перераспределение
усилий за счет деформативности конструкции в целом. Следует
отметить, что общая деформативность испытанных Б. В. Куче-
ром'арок была значительной. К моменту исчерпания несущей
способности арок прогибы составляли 1/180 длины пролета. хИс- i
следования более жестких статически неопределимых арок
(f/L 1/350) показали [4], что влиянием деформаций на несу-
щую способность арок можно пренебречь.
Прогиб безраскосных ферм к моменту исчерпания несущей
способности не превышает 1/450—1/500 длины пролета. В этом
случае при определении внутренних усилий в безраскосных фер-
мах можно пользоваться недеформированной схемой.
Перераспределение изгибающих моментов. Анализ рас-
пределения усилий, полученных в результате расчета ферм по
71
Рис. 28. Сопоставление опытных и теоретических Деформаций
а —прогибы; б—удлинения нижнего пояса
1 — опытные значения; 2 — теоретические значения по упругому расчету;
3 — теоретические значения с учетом раскрытия трещин
недеформированной схеме с учетом влияния трещин и пласти-
ческих свойств железобетона, позволяет отметить следующее.
При действии половины, нормативной нагрузки значения изги-
бающих моментов во всех элементах близки к результатам уп-
ругого расчета. При дальнейшем загружении ферм начинается
процесс перераспределения изгибающих моментов, а значения
нормальных сил продолжают расти прямо пропорционально *
внешней нагрузке.
Процесс перераспределения изгибающих моментов начи-
нается со стоек. На рис. 29 представлена зависимость изгибаю-
щих моментов в стойках от внешней нагрузки. Наблюдаемая
некоторая непропорциональность изгибающих моментов Iffi вне-
шней нагрузке объясняется тем, что фактическая нагрузка по
этапам при испытании ферм несколько отличалась от теоретиче-
ских значений. Появление первых трещин в стойках уменьшает
изгибающие моменты в них по сравнению с данными -упругого
расчета. Причем в местах примыкания стоек к нижнему поясу
изгибающие моменты уменьшаются более интенсивно. При на-
грузках, превышающих нормативные, дальнейшее раскрытие
трещин в стойках и образование трещин в нижнем поясе способ-
ствуют перераспределению изгибающих моментов с более нагру-
женных стоек на менее нагруженные.
Так, например, в ферме Ф-18 № 5 изгибающие моменты в
стойке 72—75 при нагрузке, равной нормативной и до 1,6 от нор-
мативной, увеличиваются менее интенсивно, зато включается в
работу соседняя стойка 76—79. При нагрузках, превышающих
1,6 от нормативной, в результате образования пластических шар-
ниров, в местах узлов, примыкания к верхнему поясу происходит
резкое падение изгибающих моментов. При равенстве предель-
ных изгибающих моментов в сечениях верхнего пояса, прилегаю-
щих к стойке, изгибающие моменты в месте примыкания стойки
к верхнему поясу будут равны нулю. Одновременно с падением
моментов в месте примыкания е^гоек к верхнему поясу наблю-
дается некоторое возрастание моментов в месте примыкания
стоек к нижнему поясу.
На рис. 30 представлена зависимость изгибающих моментов
в нижнем и верхнем поясах от внешней нагрузки. При нагрузках,
меньших нормативных, изгибающие моменты в поясах, как пра-
вило, хорошо согласуются с результатами упругого расчета.
Дальнейшее возрастание нагрузки приводит к уменьшению ин-
тенсивности роста моментов в наиболее загруженных сечениях
нижнего пояса вследствие появления в них трещин (точки 65
и 67).
После образования пластических шарниров в узлах верхнего
пояса начинают возрастать моменты в соответствующих узлах
нижнего пояса. На стадии, предшествующей разрушению, в
узлах нижнего пояса происходит перераспределение моментов на
73
Рис. 29. Изменение изгибающих моментов в стойках в за-
висимости от нагрузки
М.У — изгибающие моменты при расчете упругой системы; Мпл—из-
гибающие моменты при расчете с учетом раскрытия трещин и пла*
ртических свойств бетона
р. Рн	МеП5Л.		А Пл. и .	-1	'°Р™Р '¥'22 					 !122	4	
		/ Z / Z /Z [У	' '65				Пл. iuat	)HUp	
	//	у**							
л/ у // if							22		
							65		М
о	г	4	6	8 т-м
Рис. 30. Изменение изгибающих моментов в узлах верхнего и нижнего
поясов в зависимости от нагрузки
Л1У—изгибающие моменты при расчете упругой системы; Мпл —изгибающие моменты
при расчете с учетом раскрытия трещин и пластических свойств бетона
менее нагруженные панели, а в расчетных сечениях снижение
моментов достигает 70% от данных упругого расчета.
Изучению перераспределения усилий в статически неопреде-
лимых конструкциях вследствие пластических деформаций сжа-
того бетона посвящен ряд работ [4, 49 и др.]. Установлено, что
несущая способность статически неопределимых рамных и ароч-
ных конструкций значительно возрастает (в 1,4—1,7 раза) бла-
годаря перераспределению усилий, вызванному пластическими
деформациями сжатого бетона.
Необходимым условием возможности перераспределения
усилий во внецентренно-сжатых элементах, нагруженных с ма-
лым эксцентриситетом, является значительная длина сильно-
напряженного участка. Верхний пояс безраскосных ферм по
всей длине нагружен с малым эксцентриситетом (х 0,55 h),
следовательно, длина сильнонапряженного участка значительна.
Условие равновесия в сечениях верхнего пояса в момент до-
стижения предельного состояния можно выразить равенством
[Уп<?п] = О,5ЛиЯпР#Ло + ^aCh- (ho — а'),
где ЛГП — приведенная продольная сила в сечении;
еп — величина приведенного эксцентриситета продольной
силы относительно равнодействующей усилия в арма-
туре А с учетом влияния продольного изгиба.
en==eon + -f-;
Ац — интерполяционный множитель для бетона марки выше 400:
, ё- 1,25|С —(1 - 1,25g) еа ,
ё-С	’
— призменная прочность бетона;
b — ширина верхнего пряса;
ho — расстояние от сжатой грани до центра менее напря-
женной арматуры;
от — предел текучести арматуры;
Ло — а'— расстояние между центрами тяжести арматуры.
Для сечений с симметричным армированием правую часть
уравнения можно выразить через предельный изгибающий мо-
мент в сечении относительно центра менее напряженной арма-
туры и момент от продольной силы, приложенной центрально:
1ВД-Мч, + Уч(|-а').
Для исследуемых ферм по конкретным физическим и геомет-
рическим характеристикам сечений определены места появления
76
Таблица 17
Последовательное появление пластических шарниров в верхнем поясе
Номера сечений верхнего пояса	Предель- ная несущая способ- ность ЛГе,					н				н			
		^ПР- т*м	м, Т-М	Появ- ление шар нира	Расчетная схема (М—в т-м)	Ъ. s я 7 5 ь	М, Т'М	Появ- ление шар- нира	Расчетная схема (М—в т-м)	пр’ т-м	М, Т'М	Появ- ление шар- нира	Расчетная схема (Л4— в т-м)
6	16,2	6,5	2,2			Мх = 6,3;	5,3	2,5			мх = ьл-,	4,0	2,7			Мх = 3>,
10	15,8	6,3	6,6	+	М2 == 4,5;	5,1	5,1	+	М5 = 4;	3,9	3,9	+	. М5 = 2,8;
12	15,8	5,9	4,0		М3 = 6,8;	4,0	4,5	+	М2 == 2,7;	2,8	2,8	+	Л/2 == 1,3;
16	18,0	7,0	1,1	—	М4 = 3,5	5,6	1,23	—	М3 = 5,7;	4,5	1,36	—	М3 == 4,5;
20	15,5	4,5	6,0	+’	(см. рис. а)	2,7	2,7	+	М4= 1,9;	1,3	1,3	+	М4 = 0,5;
22	15,8	6,8	7,5	+		5,7	5,7	+	М6 = 5,8;	4,6	4,6	+	М 6 = 4,8;
27	15,8	6,8	0,3	—		5,7	0,1	.—	Мт = 6;	4,6	0,06	—	М9 = 4,7;
30	15,0	3,5	4,0	+		1,9	1,9	+	Л48 —6	0,5	0,5	+	Мт = 4,8;
32	15,8	6,8-	5,9	—		5,8	6,7	+	(ем. рис. 6)	4,8	4,8	+	М1о = 4,8;
37	15,8	6,8	2,05	—		5,8	2,3	-—		4,8	2,6	—	М8 = 4,7
40	15,8	6,8	1,67	-—		5,8	1,9	.—		4,7	4,8	+	(см. рис. в)
42	16,5	7,0	5,5	—		6,0	6,1	+		4,8	4,8	+	
47	16,5	7,0	2,6	—		6,0	3,0	.—		4,9	3,3	—	
50	16,5	7,0	1,5	—		6,0	1,7	—		4,8	4,8	+	
52	16,0	6,9	6,2	—		6,0	6,9	-Ь		4,7	4,7	+	
56	16,0	' 6,9	—	—		6,0	2,8			4,7	3,1	—	
a)
р		/ /		/ г	1	> Пл. шарнир7		
				^2П0	Мго7		
	и // —			7 / f / / V	/ f	(Пл. шар	пир	
	! —и	21	L.					<		
	II It /1	// // // //	//	f			
	//	у л	jLl.	fs	г У /7				
	' /S //	// /7 // /7					
///>	Л					****|ХЧ	
fty J7	47 47						
							М
О	2	,	4	6	т-м
6)
2,0
1,6
1,2
0,8
0,Ь
т-м
Рис. 31. Изменение опорных и пролетных моментов в пане-
лях верхнего пояса фермы Ф-18 № 5п в зависимости от на-
грузки
а — панель 12—20', б — панель 22—30
М? — изгибающие моменты при расчете упругой системы; Л1ПЛ —изгибаю-
щие моменты при расчете с учетом раскрытия трещин и пластических
свойств бетона .
пластических шарниров и предельные изгибающие моменты в
них на различных этапах загружения. Полученные новые стати-
ческие схемы с пластическими шарнирами в узлах использованы
для дальнейшего анализа распределения изгибающих моментов
в элементах конструкции.
В качестве примера в табл. 17 представлены расчетные схемы
фермы Ф-18 № 5п с пластическими шарнирами по верхнему
поясу на различных этапах загружения.
Анализируя зависимости между изгибающими моментами в
узлах и в середине панелей верхнего пояса (рис. 31), можно от-
метить следующее. Появление пластического шарнира в одном
из узлов панели вызывает резкое возрастание моментов в проти-
воположном узле той же панели до образования и там пластиче-
ского шарнира. После образования двух пластических шарниров
в узлах одной панели верхнего пояса начинается интенсивный
рост моментов в середине панели до образования и там пласти-
ческого шарнира.
Предпосылки к расчету безраскосных ферм по несущей спо-
собности. При испытании натурных образцов выявлена форма
разрушения безраскосных ферм сегментного очертания. Причем
конструктивные особенности исследуемых ферм (круговое очер-
тание верхнего пояса, армирование нижних напрягаемых поясов
на совместное действие изгибающих моментов и продольной
силы, а стоек — из условия ограниченной ширины раскрытия
трещин) предопределяют только одну возможную форму разру-
шения.
Исчерпанию несущей способности фермы предшествует обра-
зование трех пластических шарниров в одной из панелей верх-
него пояса, в результате чего эта панель теряет способность вос-
принимать дополнительные усилия.
Предельное состояние наступает при образовании дополни-
тельного, четвертого, шарнира в соответствующей панели ниж-
него пояса (рис. 32). Разрушающая нагрузка, определенная
исходя из условия равенства нулю работ всех сил системы на
возможных ее перемещениях, превышает нагрузку, соответст-
вующую образованию только трех пластических шарниров вод-
79
ной из панелей верхнего пояса, на 1 —1,5%. Это и понятно, ибЪ
выключение из работы одной из панелей верхнего пояса ферм
приводит к изменению статической схемы конструкции. Ферма
начинает работать как балка с высотой сечения, равной высоте
сечения нижнего пояса. Несущая способность такой балки ни-
чтожна по сравнению с несущей способностью фермы. Таким
Рис. 33. Выравнивание моментов в верхнем поясе ферм
при узловой нагрузке
образом, нагрузку, при которой появляется третий пластический
шарнир в панели верхнего пояса, можно рассматривать как
предельную нагрузку.
Условие образования третьего пластического шарнира в се-
редине панели верхнего пояса, очерченного по дуге окружности,
при узловом приложении нагрузки из равновесия сил относи-
тельно среднего шарнира (рис. 33) может быть представлено
в следующем виде:
АГ f = М 4- М
iVnp' 1	npl	пр2’
где <р — продольная сила в панели верхнего пояса от действия
предельной нагрузки, направленная по осям крайних
шарниров панели;
fi — расстояние от оси среднего сечения панели до линии
действия AfnpJ
МПр1 — предельный момент в крайних шарнирах;
Мпр2 ~~ предельный момент в среднем шарнире.
Из условия равновесия в сечении верхнего пояса в момент
достижения предельного состояния
[ЛГ„ре„р] = Мпр + ^р(4-а
следует:
/ h \	/ h
МПР1 = [Ate] — 7Vnp cos a (j- — а); Мпр2 = [Уе] — Nnp [j — а
Пренебрегая незначительной разницей в продольной силе,
действующей в крайних и среднем шарнире (cos а « 0,996), мо-
жно принять Л4Пр 1 — Afnp 2- В этом случае условие появления
третьего шарнира в панели примет вид:
= 2.Млр; =
Подставляя в выражение для предельной несущей способно-
сти сечения значение Л4Пр, получим:
[Ate] = АйД + АГ II _ й) _ АГ (Д. +1 _ а\ = Дщ. , + г).
где z = h — 2а— расстояние между Fa и Fa, откуда
г __ 2 [Ate] ,
ПР~ fl + 2 ’
Переход от предельного состояния фермы к предельной на-
грузке может быть осуществлен через предельную продольную
силу А/Пр, являющуюся функцией внешней нагрузки.
Рис. 34. Выравнивание моментов в верхнем поясе
ферм при внеузловой нагрузке
 Для ферм с внеузловой нагрузкой по верхнему поясу появ-
ления третьего шарнира в панели следует ожидать не в сере-
дине панели, а в четверти (рис. 34). Условие образования
третьего шарнира в этом случае примет вид:
V' f = 2М +
zvnp'2	8 ’
тогда
ДЛ ___	 Pla
ПР 2	16 ’
а
гдгр1_ Nnpf'2 Fln N г Af	. Pln
[АГе]----j-------Щ- + —2“ = —<Г2 + 2)--|б"’
откуда
- Afnp
2[АМ + -^Г
fa z
31
Таким образом, для любой фермы с заданным армированием
и заданными размерами верхнего пояса, зная зависимость про-
дольной силы в сечении от внешней нагрузки, можно достаточно
просто найти предельную нагрузку.
Для построения зависимости продольной силы в верхнем
поясе от внешней нагрузки можно воспользоваться аналогией
сегментной безраскосной фермы с двухшарнирнои аркой. Распор
в двухшарнирной арке по-
стоянного поперечного сече-
ния, пренебрегая влиянием
укорочения оси арки вслед-
ствие продольного сжатия,
можно выразить так:
S
J MQyds
>
ds
о
где Мо — изгибающий мо-
мент в соответствующем се-
чении свободно, лежащей
балки, имеющей тот же про-
лет и ту же нагрузку, что и
арка.
Зная величину распора
от внешней нагрузки в арке
Рис. 35. Зависимость нормальной силы
в верхнем поясе от внешней нагрузки
того же очертания, что и
безраскосная ферма, можно определить продольную силу в лю-
бом сечении верхнего пояса:
N -==_Н*—==——
х cos ах ух cos ах
Многочисленные цифровые расчеты показали, что данный
способ может быть использован в инженерных расчетах, так
как погрешность в этом случае не превышает 5%. Предложен-
ным способом была найдена предельная внешняя нагрузка для
ряда испытанных ферм.
На рис. 35 представлена зависимость продольной силы в вер-
хнем поясе от внешней нагрузки для ферм Ф-18 № 1п, 2п, 4п, 5п,
6п и показан графический прием нахождения предельной внеш-
ней нагрузки по Mip.
В табл. 18 приведены нагрузки, соответствующие появлению
третьего шарнира в панели, т. е. предельному состоянию ферм,
определенные по методике, изложенной выше. Сравнение теоре-
тических предельных нагрузок с опытными’разрушающими на-
8?
Таблица 18
Сопоставление опытных и теоретических предельных
продольных сил
Номера ферм	..опыт 'уразр ’ г	*пр> кГ/см2	[Ne] Т’М	f + z, см	N 21АМ пр f+z	jVOnNT_jV _РазР	2Р_.100[%[ "пр
Ф-24 № 2	200	250	33,3	33	201	-0,5
Ф-24 № 3	230	z305	39,3	33	238	-3,5
Ф-24 № 4	217	290	37,3	33	226	-4,0
Ф-24 № 6	229	308	34,8	31	224	+2,0
Ф-24 № 7	212	255	29,8	31.	192	+9,0
Ф-24 № 8	204	280	32,0	31	206	-1,0
Ф-24 № 9	204	280	32,0	31	206	-1,0
Ф-24 № 10	230	382	34,8	31	226	+3,0
Ф-18 № 1	152	. 248	21,7	26	157	+3,2
Ф-18 № 5	189	287	39,-2	38	204	—7,4
Ф-18 № 1п	15$	315	• 19,2	25	154	+ 1,0
Ф-18 № 2п	175	287	21,2	25	169	+3,0
Ф-18 № 4п	198	290	22	23	192	+3,0
Ф-18 № 5п	145	252	15,8	23	138	+5,0
Ф-18 № 6п	171	301	22,0	25	175	-2,0
грузками свидетельствует об удовлетворительной сходимости ре-
зультатов.
Таким образом, разработанный способ вычисления предель-
ной нагрузки дает вполне приемлемые для практических целей
результаты, он весьма прост и потому может найти широкое
применение в инженерных расчетах.
Пользуясь основными положениями предложенного способа,
можно решать и обратные задачи. Например, на стадии проекти-
рования можно довольно просто определять основные параметры
безраскосных ферм: размеры сечения верхнего пояса при задан-
ном армировании и марке бетона, требуемое количество арма-
туры в верхнем поясе при заданных размерах поперечного сече-
ния, очертание верхнего пояса, а также решать другие задачи.
Требуемое количество арматуры в сечении верхнего пояса
при узловой нагрузке можно определить по формуле
р, _0.5[^Р(Л + *) “
а“	Ra(h0-a')
У »
при внеузловои нагрузке
,  ад [С (f2 + г) - ПУ- - ЛЛрИ*]
Результаты натурных испытаний ферм со стержневым арми-
рованием нижних поясов показали, что при таком армировании
обеспечивается вторая категория по трещиностойкости вместо
83
третьей по проекту. Это указывает на возможность уменьшения
количества напрягаемой арматуры в нижнем поясе, а тем самым
проектирования его равнопрочным по несущей способности с
верхним.
Количество арматуры в нижнем поясе, исходя из условия
равнопрочности с верхним поясом, т. е. из условия достижения
предела текучести арматуры нижнего пояса в момент образова-
ния трех пластических шарниров в верхнем поясе, может быть
определено по формуле
Р __ 2 [Me] cos а
Н~ (/+г)а?
Расчет ферм по предлагаемой методике позволяет снизить
расход стали на армирование верхнего пояса на 40—60%, а
нижнего — на 6—10% (табл. 19).
Таблица 19
Сопоставление результатов расчета
Номера ферм	Верхний пояс				Нижний пояс			
	расчет по СНиП		расчет по предлагаемой методике		расчет по СНиП		расчет по предлагаемой методике	
	Р\, см1	%	Га. см2	%	Гн> см’	%	Гн> см’	%
Ф-18 № 1	4,02	100	1,57	40	29,45	100	27,5	93
Ф-18 № 1п	1,57	100 .	1,01	60	24,63	100	23,2	94
Ф-18 № 5п	4,02	100	2,26	56	24,63	100	23,2	94
Ф-18 № 6п	9,82	100	8,20	80	39,27	100	37,6	96
Анализ трещинообразования. Перераспределение усилий в
элементах ферм влияет не только на их прочность, но и на ха-
рактер трещинообразования.
При сопоставлении опытных значений ширины раскрытия
трещин в стойках и трещиностойкости нижних поясов с теорети-
ческими отмечалось большое несоответствие. Опытная ширина
раскрытия трещин в менее загруженных стойках, как правило,
превышала расчетные значения. Опытная трещиностойкость
нижних поясов, определенная по данным упругого расчета, в по-
давляющем большинстве случаев была ниже теоретической. Оче-
видно, что при учете перераспределения усилий с более нагру-
женных стоек на менее загруженные и общего перераспределе-
ния моментов со стоек на пояса ферм можно ожидать более
точного совпадения опытных и теоретических значений ширины
раскрытия трещин в стойках и начала трещинообразования в
нижних поясах.
На рис. 36, а в качестве примера дано сопоставление опытных
и теоретических значений ширины раскрытия наиболее харак-
84
терных трещин в стойках фермы Ф-18 № 5п, с учетом действи-
тельной ее работы.
Анализ ширины раскрытия трещин в стойках и трещиностой-
кости нижних поясов ферм (рис. 36,6) показал, что с учетом
Рис. 36. Сопоставление опытных и теоретических значений ши-
рины раскрытия трещин и трещиностойкости в элементах фермы
Ф-18 № 5п
а — в стойках; б — в нижнем поясе
1 — опытные значения; 2 — теоретические значения
действительной работы материала опытные и теоретические зна- -
чения будут иметь большую сходимость.
§ 7. Натурные обследования безраскосных ферм
Обследование безраскосных ферм, находящихся в эксплуата-
ции в течение двух-трех лет, производилось осенью 1968 г.
на Алитусском хлопчатобумажном комбинате (г. Алитус,
85
Литовская ССР) и на заводе пластмассовых изделий в пос.
Олайне (Латвийская ССР).
Покрытия указанных предприятий решены плоскими, с тех-
ническими этажами в пределах межферменного пространства.
Пролет ферм на хлопчатобумажном комбинате равен 18 м, на
заводе пластмассовых изделий — 24 м. Шаг ферм в том и другом
случае принят в 12 м.
Следует отметить, что в покрытиях с техническими этажами
постоянно действующая часть внешней нагрузки на фермы дости-
гает 85—90% от суммарной расчетной нагрузки; этим обстоя-
тельством и был обусловлен выбор упомянутых предприятий для
обследования ферм.
Цель обследования заключалась в проверке влияния длитель-
ного воздействия внешней нагрузки на деформацию ферм и тре-
щинообразование в стойках и нижнем поясе. Одновременно про-
верялась .достаточность опирания кровельных плит на удлинен-
ные стойки с учетом реальных допусков при монтаже конструк-
ций.
При ббследовании велся визуальный осмотр конструкций по-
крытий с фиксацией трещин в элементах ферм и условий опира-
ния кровельных плит. Ширина раскрытия наиболее характерных
трещин в стойках и нижних поясах ферм замерялась микроско-
пом с 24-кратным увеличением. Для 20 ферм были определены
прогибы путем нивелирования дважды, с интервалом в один
месяц.	*	_
По результатам обследования 42 ферм была составлена
схема расположения наиболее характерных трещин в их элемен-
тах (рис. 37). Частота повторяемости этих трещин в процентах
от общего количества обследованных ферм дана на рис. 38.
В крайних стойках (/ и V), работающих с большим эксцен-
триситетом приложения продольной силы, самые характерные
трещины расположены в соответствии с эпюрой моментов и
имеют повторяемость более чем 60%. Максимальное раскрытие
наблюдалось у трещин Л® 2 (0,1 мм) и № 9 (0,17 мм). В средней
стойке максимальное раскрытие имела трещина № 15 (0,15 мм).
К стойкам II и IV прикреплена конструкция подвесного потолка,
вследствие чего они работают на внецентренное растяжение с
малым эксцентриситетом. Характер трещинообразования в этих
стойках подтверждает преобладающее влияние продольной силы.
Максимальное раскрытие (0,2 мм) имели трещины № 5 и 6.
По действующим нагрузкам на фермы определены теорети-
ческие значения ширины раскрытия наиболее характерных тре-
щин и произведено их сопоставление с опытными значениями
(табл. 20). Опытная ширина раскрытия трещин превысила тео-
ретические значения лишь в стойках II и IV. Однако, максималь-
ное их раскрытие не превысило допускаемой величины — 0,2 мм.
Прогибы ферм относительно горизонтальной оси составляли
6—8 мм. С учетом выгиба ферм при изготовлении в результате
86
'%Х>
Рис. 38. Распределение наиболее
характерных трещин
Рис. 39. Смещение плит по-
крытия с осей стоек
предварительного напряжения, абсолютные прогибы ферм соста-
вили 14—20 мм, т. е. не более 1/900 пролета.
Таким образом, заметного увеличения прогиба ферм при дли-
тельном их загружении по сравнению с результатами кратковре-
менных испытаний не наблюдалось, что могло явиться итогом
включения в совместную работу с фермами плит покрытия вслед-
ствие их приварки к фермам и замоноличивания диска покры-
тия. Наличие в стойках над верхним поясом трещин (№ 1 и 7)
свидетельствует о совместной работе плит покрытия и ферм.
Таблица 20
Сопоставление ширины раскрытия трещин
Номера стоек	Ширина раскрытия трещин		
	ОПЫТ ат. опыт	атеор т	ате°р
			опыт ат- макс
1 '	0,10	0,12	1,2
11 -	0,20	0,12	0,6
Ill	0,15	0,14	0,93
IV	0,20	0,12	0,6
V	0,17	0,18	1,05
Результаты специальных исследований действительной ра-
боты безраскосных ферм в покрытиях [22] показали, что включе-
ние плит покрытий в совместную работу с фермами уменьшает
прогиб ферм на 8—10%.
Наряду с обследованием состояния ферм в покрытии прово-
дились замеры ширины площадки опирания кровельных плит
ЗХ 12 м (серии ПК-01-99/62) на удлиненные стойки. Всего было
юбследовано 1900 узлов опирания плит. При проектной ширине
удлиненных стоек 300 мм достаточная площадь опирания для
плит 3 X 12 м обеспечивается при смещении их с оси стоек не
более чем на 50 мм.
Гистограмма смещения плит с оси стоек представлена на
рис. 39. Количество мест опирания плит со смещением свыше
50 мм равно 30, т. е. менее 3% от общего числа обследованных
узлов. Таким образом, удлиненные стойки шириной 300 мм обе-
спечивают достаточную площадку опирания для кровельных
плит.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
РАСЧЕТ БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
§ 1. Основные расчетные положения
Расчет безраскосных ферм включает в себя статический рас-
чет и расчет элементов и узлов ферм.
Статический расчет производится на воздействие внешней
нагрузки и на воздействие сил обжатия предварительно-напря-
женной арматуры. Вопросы статического расчета безраскосных
ферм весьма полно освещены в литературе [10, 16, 32, 33, 37].
Поэтому в настоящей работе изложены только основные прин-
ципы «точного» статического расчета, использованного при про-
ектировании типовых безраскосных ферм, и приближенного спо-
соба, примененного при проектировании безраскосных ферм для
покрытий зданий тепловых электростанций.
Как показано в предыдущей главе, статический расчет упру-
гой системы, даже точный, в достаточной степени правильно от-
ражает работу железобетонных безраскосных ферм лишь до
момента образования первых трещин при воздействии внешних
нагрузок. При воздействии усилий от предварительно-напряжен-
ной арматуры вследствие влияния неупругих деформаций' бето-
на даже при отсутствии трещин фактическое распределение уси-
лий отличается от полученного при расчете ферм как упругих
систем. При воздействии внешних нагрузок это различие стано-
вится существенным после появления первых трещин в стойках
и возрастает с приближением конструкции к предельному со-
стоянию по прочности. Поэтому результаты расчета, основанные
на строительной механике упругих стержневых систем, без кор-
ректировки используются только при расчете ферм в эксплуата-
ционной стадии на трещиностойкость и жесткость. При расчете
прочности учитывается перераспределение усилий от пластиче-
ских деформаций.
По полученным, в результате статического расчета усилиям
(в необходимых случаях величины их корректируются с учетом
неупругих деформаций бетона) рассчитываются элементы и
узлы фермы. При этом верхний пояс рассчитывается на внецен-
тренное сжатие, а нижний — на внецентренное растяжение. Рас-
чет на прочность производится в полном соответствии с дей-
ствующими нормативными документами и в настоящей работе
не рассматривается. Не имеет значительных особенностей рас-
чет раскрытия трещин.
8Э
Некоторые особенности присущи расчету трещиностойкости
предварительно-напряженных элементов ферм, так как расчет
элементов статически неопределимых систем на трещиностой-
кость в нормативных документах должным образом не отражен.
Существенные особенности отличают расчет устойчивости верх-
них поясов безраскосных ферм для зданий с плоской кровлей,
а также расчет и конструирование узлов ферм.
§ 2. Статический расчет безраскосных ферм
При проектировании первых безраскосных ферм для покры-
тий зданий тепловых электростанций необходимость в упроще-
нии статического расчета посредством ряда допущений была
обусловлена чрезвычайной трудоемкостью «точного» расчета из-
за отсутствия в то время электронной счетно-вычислительной
техники.
Применение электронно-вычислительных машин (ЭВМ) по-
зволяет механизировать решение системы канонических уравне-
ний и обеспечивает высокую точность, не достигаемую при вы-
полнении расчетов вручную. Задача статического расчета при
этом сводится к тому, чтобы принятая расчетная схема полнее
отражала геометрические и конструктивные параметры рассчи-
тываемой конструкции, а сам процесс расчета был максимально
автоматизирован.
Наиболее приемлемой программой для расчета на ЭВМ мно-
гократно статически неопределимых стержневых систем типа
безраскосных ферм является программа СМ-4, разработанная в
Гипротисе. Упрощенная блок-схема такой программы представ-
лена на рис. 40.
В соответствии с. программой СМ-4 автоматизируются сле-
дующие этапы расчета сегментных безраскосных ферм:
а)	установление геометрических размеров ферм при задан-
ном пролете и радиусе кривой верхнего пояса;
б)	определение усилий в элементах основной (статически
определимой) системы;
в)	вычисление коэффициентов и свободных членов канониче-
ских уравнений;.
г)	решение систем канонических уравнений;
д)	вычисление усилий в элементах;
е)	определение прогибов узлов под нагрузкой.
Для упрощения подготовительной работы и сокращения за-
трат машинного времени принята расчетная схема фермы, пред-
ставленная на рис. 41.,
Коэффициенты канонических уравнений вычислялись по фор-
муле Мора, преобразованной к виду:
SipSjgdp
6‘i = —dT~-
90
Рис. 40. Упрощенная блок-схема программы СМ-4
где S/p и Sip — усилия (нормальные силы, моменты, перерезы-
вающие силы);
dp — длина р-го элемента;
Dp — жесткость р-го элемента.	,
Указанная формула позволяет учитывать переменность уси-
лий и жесткостей по длине элементов. Благодаря этому при ста-
тическом расчете безраскосных ферм имеется возможность учи-
тывать конструктивные особенности узлов сопряжения стоек с
поясами и опорных узлов, представляющих собой участки повы-
шенной жесткости.
Использование программы СМ-4 способствовало значитель-
ному уточнению результатов статического расчета. В качестве
Рис. 42. Смещение линии нулевых моментов в стойках
при учете фактической жесткости поясов
примера, характеризующего значительную условность допуще-
ния об упругой симметрии конструкции, на рис. 42 представлено
положение линии нулевых моментов в стойках по отношению
к средней их линии для фермы пролетом 18 м, с отношением
жесткостей верхнего пояса к нижнему 1 : 1,6. Наибольшая раз-
ница наблюдается в крайних стойках, обладающих максималь-
ной погонной жесткостью. Погрешность в определении величины
изгибающих моментов для этих стоек достигает 10—12%.
92
Типовые безраскосные фермы рассчитывались на возможные
сочетания нагрузок от веса покрытия, подвесных кран-балок и
снеговых отложений. Причем для каждого вида внешней на-
грузки количество возможных загружений достигало 15—20.
Рассматривалось применение ферм в пяти снеговых районах,
причем в каждом районе предусматривалась возможность под-
вески кранов грузоподъемностью от 1 до 5 т. В связи с этим
возникла необходимость в сложении усилий от каждого вида
нагрузки и в выборе суммарных расчетных усилий в каждом
элементе фермы. Данная операция расчета оказалась сложной
и требовала затраты большого количества ручного труда.
Для ускорения расчетов и автоматизации выбора суммарных
расчетных усилий от всех действующих нагрузок Ленпромстрой-
проектом при участии ПИ-1 разработана специальная програм-
ма для работы на ЭВМ БЭСМ-2м.
Алгоритм программы автоматического выбора расчетных
усилий. Исходной информацией для такой программы являются
усилия в стержнях безраскосной фермы, найденные в резуль-
тате статического расчета фермы на систему единичных сил по
программе СМ-4. Упрощенная блок-схема программы представ-
лена на рис. 43.
Результаты расчета по программе СМ-4 записываются на
магнитный барабан МБ «0» в виде трех матриц:
l—l+p,
где й tn^H — изгибающие моменты в концевых сечениях
Z-ro стержня от Z-й единичной силы;
— нормальная сила в Z-м стержне от Z-й еди-
ничной силы;
k — число стержней в ферме;
р —число единичных сил.
1.	Определение усилий в стержнях фермы от реальной на-
грузки. Для этого Z-я строка каждой из матриц ЛК1), М2) и N
последовательно умножается на матрицу загружений:
Q==|<7Z/|; Z = 1 4-р; /=1-~т,
где qtj — Z-я сила в /-м загружений;
ш — число загружений.
2.	Для внецентренно-сжатых (растянутых) стоек ферм, без
учета гибкости элемента (случай «больших» эксцентриситетов)
е = е0 + (4 — a) Sign AZ;
для верхнего и нижнего поясов фермы (случай «малых» экс-
центриситетов) при сжатии
. (h \
e = ^o +	— а].
93
| Стол
Рис. 43. Блок-схема программы автоматического выбора расчетных сочета'
ций усилий-
при растяжении
' е' = б0 +	— а'},
где ^о = |> |;
h — высота поперечного сечения стержня;
а и а' — защитные слои..
Ввиду того, что в элементах каждого пояса возникают про-
дольные силы лишь одного знака, а структура двух последних
формул одинакова, принимают общую формулу значений экс-
центриситета для верхнего и, нижнего пояса (при а— а'):
е = eQ + I у — а I.
Значения Ne определяют по формулам:
для стоек
Ne = M +	Sign М;
для поясов
3.	-Пункты 1 и 2 выполняются с матрицей основных загру- -
жений, а затем — последовательно с матрицами дополнитель-
ных загружений. В результате для каждого z-ro стержня име-
ются: матрица Л°сн от основной нагрузки и матрица ДТ” от до-,
полнительной нагрузки (ем. п. 1). Кроме того, имеются выбран-
ные из этих матриц значения пар (М^\ Nj) и (M2j',Nj), соответ-
ствующих max Ne и min Ne (см. п. 2).
	Для верхнего (левого) конца	N	f соответствующие max (Ne) •	. N  Ah	
Для	стержня	• N	соответствующие min (Ne)	N	Для
АГ •		' м2	[ соответствующие max (Ne)	' M2	дд°п
	Для нижнего	N		i N	
	конца стержня	м2 . N	соответствующие min (Ne)	’ M2 . N	
Для каждого концевого сечения всех стержней находятся
такие суммы пар [(Mj, М;)осн+(Mj, Mj)«on], которые соответ-
ствуют max(AZe) и min(?/£) (см. п. 2).
Рассмотренная программа автоматического выбора расчет-
ных усилий при действии множества комбинаций внешней на-
грузки была широко использована при проектировании типовых
95
безраскосных ферм, благодаря чему срок создания рабочих чер-
тежей типовой серии I. 463 был значительно сокращен.
Необходимо отметить, что разработанная программа может
быть использована для расчета не только железобетонных ферм,
но и любых других рамно-стержневых систем.
§ 3. Особенности расчета трещиностойкости
безраскосных ферм
Расчет трещиностойкости. нижних поясов безраскосных ферм
ведется на внецентренное растяжение от усилий, возникающих
от внешних нагрузок, с учетом усилий, возникающих от усилий
обжатия предварительно-напряженной арматурой:
+	±гя),
где Мз — изгибающий момент относительно ядровой точки, воз-
никающий от воздействия внешней нагрузки и опреде-
ляемый путем статического расчета ферм как упругих
систем без учета перераспределения усилий;
 7?т — расчетное сопротивление бетона на растяжение при
расчете на трещиностойкость;
FT — упругопластический момент сопротивления рассчиты-
ваемого сечения;
гя — расстояние до ядровой точки;
2V06 — нормальная сила, возникающая в рассчитываемом се-
чении от предварительно-напряженной арматуры, с
учетом потерь от ползучести и усадки бетона;
е°б — эксцентриситет приложения этой силы.
Величины No6 и е°б определяются путем статического рас-
чета ферм на усилие обжатия предварительно-напряженной ар-
матурой. Однако, поскольку возникающие при обжатии в ниж-
нем поясе напряжения велики, результаты статического расчета
ферм как упругих систем должны быть скорректированы с уче-
том неупругих деформаций бетона, проявляющихся при обжа-
тии. Кроме того, при определении усилий, действующих в рас-
считываемых сечениях после проявления потерь от усадки и
ползучести бетона, надо учитывать особенности проявления этих
потерь в статически неопределимых системах, а также релакса-
цию напряжений. В формуле расчета трещиностойкости знак
«плюс» принимается, если внешний момент и момент от обжа-
тия имеют разные знаки, и знак «минус», — если знаки одина-
ковы.
Корректировку усилий можно производить следующим обра-
зом [23]. По полученным из расчета ферм (как упругих систем)
нормальным силам и изгибающим моментам определяют напря-
жения по граням интересующего сечения нижнего пояса
аб1 и аб2- Исходя из полученных значений (7?о — проч-
96
ность бетона при передаче натяжения арматуры), по графику
на рис. 44 определяют значение коэффициента а, учитывающего
нелинейность зависимости между на-
пряжениями и деформациями. Затем
вычисляют фактическое значение на-
пряжений по граням сечения с уче-
том неупругих деформаций бетона:
aj = сюгр.
Предполагая изменение напряже-
ний по сечению линейным, определя-
ют фактическое значение нормальных
сил и изгибающих моментов для сим-
метричного сечения:
Рис. 44. Изменение модуля
деформации бетона в за-
висимости от величины на-
пряжений: 2?б = Япр ПРИ
е0 < гя: Re = R при е0 > гя
дгФ _ n °$i + а%2
N об — Г пр	2	»
<=^.(4-4),
где Fnp и /пр —- площадь и момент инерции приведенного сече-
ния;
h—-высота сечения.
В процессе хранения ферм на складе, до их загружения
внешней нагрузкой, из-за релаксации напряжений в бетоне ве-
личина изгибающих моментов, возникающих при передаче натя-
жения арматуры, уменьшается.
Величина изгибающего момента Mt, действующего в сечении
по истечении t. дней после отпуска натя^ния арматуры, может
быть определена по формуле
где Ht — коэффициент затухания (релаксации) изгибающего
момента.
Величину коэффициента затухания в случае линейной
ползучести (об < 0,5 /?о) можно определить по формуле
= 0,95f °’13;
в случае нелинейной ползучести (об > 0,5/?р)—по формуле
Я/«О,77Г0’115.
Значения коэффициента релаксации, полученные по приве-
денным формулам, представлены в табл. 21. Этими формулами
можно пользоваться при t 120 дней. При более длительных
4 Зак, 698
97
сроках значения Ht следует принимать постоянными и равными
значениям коэффициентов релаксации при t — 120 дням.
Таблица 21
Значения коэффициентов релаксации
Длительность наблюдения	Значения коэффициента релаксации, определенные по формуле		Длительность наблюдения	Значения коэффициента релаксации, определенные по формуле	
t в днях		Я^-0,77/-0’115	t в днях	tf/=0,95f~0.13	Я^0,77/~°>115
0	1	1	8	0,73	0,606
1	0,95	0,77	9	0,714	0,6
2	0,87	0,71	10	0,70	0,59
3	0,82	0,68	14	0,67	0,57
4	0,79	0,66	28	0,62	0,53
5	0,77	0,64	56	0,56	0,485
6	0,75	0,63	90	0,53	0,46
7	0,74	0,616	120	0,51	0,45
Таким образом, при расчете трещиностойкости нижних поя-
сов ферм эксцентриситет нормальной силы следует определять
по формуле '
z>06_________ои 1
° ~ ЛГоб
При определении потерь предварительного натяжения в ар-
матуре нижнего пояса, напряжения в бетоне также должны
быть скорректированы с учетом особенностей проявления про-
цесса ползучести в статически неопределимых конструкциях.
Расчет исходных напряжений для определения потерь от ползу-
чести следует вести по формуле
м&на
°б = ~р- ± -т---
гпр	J пр
Пример. Размеры поперечного сечения нижнего пояса b = 24 см; h =
= 34 см; бетон марки 500 (/?т = 19,5 кГ1см2; Ев — 3,8-105 кГ)см2}; напря-
гаемая арматура — высокопрочная проволока периодического профиля =
= 16 000 кГ/см2; ~ 1,8-10е кГ/см2); = 15,7 см2 (8O05BpII); Ro —
= 350 кГ/см2.
В результате статического расчета фермы получены следующие усилия
в расчетном сечении нижнего пояса:
от обжатия предварительно-напряженной арматурой Л70б = 165 т; Л40б =
= —0,5 т-м (при расчете учтены потери, происходящие до обжатия бетона);
от внешней нормативной нагрузки № = 94 г; Мя = 3,6 т-м.
Изгибающие моменты от обжатия и внешней нагрузки имеют разные
знаки.
Гпр = 890 см2; /пр = 78 • 103 • 10 ел?.
98
Напряжения от усилий обжатия по граням сечения
165 000.50 000 • 17 1ОГ^ОС
“890~ ± ~78Й0^-----------------------185 А 8’5;
ap
О'? = 176,5 кГ/см2; = 0,56;
п.0
of = 186 кГ/см2;
~ -
o-P = 193,5 кГ[см2;
4
Х=°'5:
Oi = 0,96; d2 = 0,975; of = 186 кГ/см2; <rf = 172 кГ!см2;
A/J6=159t;	= 0,32 т • м.
Определяем потери от ползучести бетона на уровне верхнего и нижнего
рядов арматуры:
по более обжатой грани
159 000 , 320 000-0,46- 15 1О1О г/ ,
"61=^90- +---------таЛоз------181’8 кГ1см '
1	4,7 • 500
------------

по менее обжатой грани
159 000	320 000-0,52- 15	,_г г/ ,
-----890--------ст--------=176^/«г;
—[181,8+ Ю5о(-^У--0,sYl = 6,72(186 + 21)= 1390 кПс/Л
350 L	\ 350 /J
4,-73'5|— [176 + 1050	- 0,5^] = 6,72 (186 + 2) = 1260 кГ/см2
С учетом потерь от усадки
0^2 = 1790 кГ/см2; 2°п2 = ^60 кГ/см2;
1790+ 1600 = |65_27=,38 т.
wo62 = 165 000— 15,7-
2
o6 32 000 • 0,46
eQ _ .
0,107 см',
я =4^= 5,67 cm;
138 000
N МЯ
° №
360 000 о о
------= 3,8 см;
94 000
Л1* = 94. Ю3 (5,67 + 3,81) = 890- 103 кГ-см=*Ь$ т-м;
RTWr + Уоб2 (гя + е°об) = 19,5 - 1,75 - 21	+ 138 000 (5,67 + 0,107) =
= 158 000 + 6 796 000 = 9,59 т • м >8,9 т • м.
§ 4. Расчет узлов ферм
В безраскосных фермах должны быть рассчитаны опорные
и промежуточные узлы. Нижние пояса ферм армируются само-
заанкеривающейся арматурой. Поэтому расчет опорных узлов,
так же как и опорных узлов раскосных ферм, ведется исходя
из условия обеспечения надежной анкеровки продольной арма-
туры нижнего пояса и из условия обеспечения прочности опор-
ного узла при изгибе по наклонному сечению. Расчету подлежит
4*
99
поперечная арматура опорных узлов. Остальная арматура уста-
навливается по конструктивным соображениям.
Для обеспечения надежности анкеровки продольной арма-
туры нижнего пояса площадь сечения одного поперечного
стержня определяется из условия
£	_____________гз___________^за
х riRax (sin Y + COS Y ctg a) ’
где Afj — нормальная сила от внешней нагрузки в приопорной
панели нижнего пояса;
Z] — фактическая длина (в сантиметрах) заделки напря-
гаемой арматуры за линию, соединяющую грань опо-
ры с нижней точкой примыкания верхнего пояса к
опорному узлу (за линию АВ на рис. 45); h — может
приближенно приниматься по’ линии пересечения АВ
с осью, проходящей через центр тяжести предвари-
тельно-напряженной арматуры нижнего пояса;
Рис. 45. Расчетная схема опорного узла
а—на надежность заанкеривания; б — на йзгиб по наклонному сечению
Z]a — фактическая длина (в сантиметрах) заделки обычной
(не напрягаемой) арматуры за линию АВ (рис. 45);
Z3 — длина заделки (в сантиметрах) предварительно-напря-
женной арматуры, обеспечивающая полное использо-
вание ее расчетного сопротивления; при марке тяже-
лого бетона 400 и выше величина Z3 принимается по
табл. 22;
Z3a — величина заделки (в сантиметрах) обычной арматуры,
обеспечивающая полное использование ее расчетного
сопротивления; при марке тяжелого бетона 400 и вы-
ше для арматуры из стали классов А-П и А-Ш Z3a
принимается равной 35 диаметрам этой арматуры;
если имеются конструктивные возможности обеспече-
ния надежного заанкеривания обычной арматуры за
линию АВ (например, с помощью петель), допускается
принимать Zla = Z3a;
100
п — число поперечных Стержней, пересекаемых линией АВ,
исключая поперечные стержни, располагаемые ближе
чем на 100 мм к точке А;
Y — угол наклона поперечных стержней;
а — угол наклона линии АВ.
-	Таблица 22 '
Длины заделки арматуры
Вид напрягаемой арматуры	*»а
Семипроволочные пряди 0 12 и 15 мм : ...... ...	150 см
Семипроволочные пряди 0 9 мм .............	120 см
Высокопрочная проволока периодического профиля 0 5 мм	100 см
Стержневая арматура из стали классов А-ШВ и A-IV . .	35 d
Двухпрядные канаты заводского изготовления диаметром:	
15(2X7) . . . 			72-—
18(2X7) . 			
25 (2 X 19)		86.->
30(2X19)		
Примечание:	марка бетона.
Входящая в формулу площадь сечения обычной арматуры Га
принимается» при армировании нижнегд*Тюяса семипроволочны-
ми прядями Fa « 0,2 NJRa, а в остальных случаях F& =
= 0,1
Для обеспечения прочности по наклонному сечению опорного
узла площадь сечения одного поперечного стержня принимается
из условия
О. (Zy3 - а) sin р - /?анГнh- (лно -	- /?аГа (йа0 -
f	*3 \___'	*за V	/
'х	R^x	’
где, помимо обозначений, принятых в формуле расчета опорного
узла из условия заанкеривания арматуры:
Лн0 и Ла0 — расстояние от верхней грани’ опорного узла до
центра тяжести предварительно-напряженной' и
обычной арматуры;
/уз — длина опорного узла;
а — расстояние от торца опорного узла до центра
опорной площадки;
р—-угол наклона приопорной панели верхнего пояса;
01 — нормальная сила в приопорной панели верхнего
пояса.
loi
Высота сжатой зоны опорного узла при его изгибе по на-
клонному сечению определяется по формуле
Р(/Уз — 4) 8М(#нРн71Лно + ЯаРа7^Лао)81Пу +
л к*ьгх_ *
+ (^нт- + ЯаРа4^)г,
____\___£з_______‘за /
-(RnF„^- + RaFa-^.}^L '
где /?а — расчетное сопротивление поперечной арматуры, прини-
маемое, как при расчете на изгиб по наклонному сече-
нию;
zx — расстояние от центра тяжести сжатой зоны до равно-
действующей усилий в поперечной арматуре опорного
узла;
Ь — ширина опорного узла;
7?и — расчетное сопротивление бетона фермы.
Если поперечная арматура опорного узла располагается вер-
тикально (у = 0), высота сжатой зоны определяется по формуле
’ТПГ	^4 + ^
л.	v--------£з____
Рис. 46. Расчетная схема промежуточ-
ного узла
Расчет на изгиб по нак-
лонному сечению надо вес-
ти методом последователь-
ных приближений, опреде-
ляя сначала величину х, ис-
ходя из величин li и Zia, по-
лучаемых по положению ли-
нии АВ на рис. 45, б.
В промежуточных узлах
безраскосных ферм расчету
подлежит поперечная арма-
тура в месте перегиба продольной арматуры стоек и заделка
арматуры стоек в нижние и верхние пояса ферм. Площадь се-
чения поперечной арматуры (рис. 46) должна быть не меньше
f R&F& tg у
Гх Rx ’
где F& — площадь продольной арматуры в стойке;
7?а — ее расчетное сопротивление;
Rx — расчетное сопротивление поперечной арматуры;
у —угол перегиба продольной арматуры стойки.
Длина заделки продольной арматуры стоек в поясах безрас-
косных ферм проверяется при расчетных нагрузках по формуле
103
где аа — напряжение в растянутой арматуре стойки при рас-
четных нагрузках;
Z — длина заделки арматуры стойки в поясах (рис. 46);
d — диаметр арматуры стойки;
а — условное увеличение длины заделки, учитывающее на-
личие концевых анкеров у растянутой арматуры и при-
нимаемое в зависимости от типа дополнительного ан-
кера по табл. 23.
Таблица 23
Значения а
Тип анкера
а в диаметрах продольной
арматуры стойки
Два коротыша........
Один коротыш . . . .
Высаженная головка . .
5
3
2
Пример. Размеры сечений: стойки Ъ — 24 см, h = 25 см; верхнего
пояса b = 24 см, h = 34 см; нижнего пояса Ъ = 24 см, h = 34 см. Арматура
в стойке симметричная. В результате расчета по прочности, с учетом огра-
ничения раскрытия трещин, принята Fa = Fа = 7,63 cjw2 (3018A-III). При
этом расчетным сечением является сечение по верху вута стойки. В месте
сопряжения вута с поясом требуемая по расчету площадь сечения арматуры
составляет 5,3 см2.
Длина заделки арматуры
О'а	FpaCq	5,3 * 3400
/з в 2500 * 22d = 2500Гфакт /?а ’ 22d	7,63 • 2500 ’ 22 ‘1’* * * 8 * * * 12 = 37’4 см >34 см’
т. е. анкеровка не обеспечена.
Исходя из условия обеспечения необходимой длины заанкеривания, уве-
личиваем диаметр продольной арматуры до 302OA-III (Fa = Fa — 9,42 с.и2):
кq.4400
'==93Г25бб--22-2’0 - 33’8 СЯ<34 СЯ-
Площадь сечения поперечной арматуры в местах перегиба продольной,
исходя из условия равнопрочности с продольной:
,	3400-9,42 ПО1_ .	2
fx = —оТлгГ— • 0,317 — 4,85 см2.
Принимаем три замкнутых петли из арматуры класса A-I диаметром
12 мм (6012— Fa = 6,79 см2).
Пример расчета поперечной арматуры опорного узла
фермы, армированной прядями 15117
1. Расчет из условия обеспечения заанкеривания арматуры:
t/i = 88,8 т — расчетное усилие в приопорной панели;
/1=53 см — фактическая длина заделки напрягаемой арматуры;
Fa = 3400 кГ/сл/2 — расчетное сопротивление продольной арматуры;
Fax = 2700 кГ/см2 — расчетное сопротивление поперечной арматуры;
103
0,2 • 88 800	_ л ,
“3400—= 5-2 см>
l3x — 150 см — длина заделки напрягаемой арматура! Площадь продоль-
ной ненапрягаемой арматуры
F -	* F
/?а ’
принимаем F& — 6,16 см2 (4 0 14A-III).
Величина заделки ненапрягаемой арматуры h& = 51 см.
Величина заделки ненапрягаемой арматуры, обеспечивающая полное ис-
пользование ее расчетного сопротивления:
/за в 35 • 1,4 = 49 см;	= 1,05,
/за 4У
принийается не более единицы.
Число поперечных стержней п = 14; у = 0
88 800-9600* 14,15*-^- —3400*6* 1,0 ,
fx ==	17 * 2700* 1,77	“ 0,34 См2'
принимаем поперечную арматуру 0 8А-1П (fs see 0,5 см?) с шаром 100 мм.
2 Расчет из условия обеспечения прочности по наклонному сечению.
Усилие в приопорной панели верхнего пояса Oi = 100,7 т. Дл'ина узла Zy8 в
= 115 см. Расстояние от торца узла до точки пересечения осей верхнего и
нижнего поясов а — 17 см.
Расстояние от верхней грани опорного узла до центра тяжести напря-
гаемой и ненапрягаемой арматуры ЛНо == Лао — 74 см.
Определяем высоту сжатой зоны:
х —
RaiiFa т* + ^aFa 9600 * 14,15 •	+ 3400 • 6,16
/3	’l&O	1 л е
—	210*25	°’5 СМ'
45
100 700 (115 - 17) * 0,5 - 9600 • 14,15 •	• 68,8 - 3400 • 6,16 * 68,8
- . ____	1ои
Тх~	14 * 2700 * 42
«0,73 см?.
Окончательно принимаем поперечную арматуру 01OA-II1 (f*	0,785 см?)
с шагом 100 мм.
ГЛАВА ПЯТАЯ
I
ИЗГОТОВЛЕНИЕ И ЭКОНОМИКА ПРИМЕНЕНИЯ
БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
§ 1. Технологические схемы
изготовления безраскосных ферм
Изготовление предварительно-напряженных железобетонных
ферм ведется на длинных и коротких стендах, в многоярусных
напольных стендах, в к-ассетных формах, в стендах-камерах
и т. д. [1, 6, 9]. ~
Многообразие способов изготовления железобетонных ферм
свидетельствует о том, что еще не разработана оптимальная за-
водская технология изготовления длинномерных предварительно-
напряженных железобетонных конструкций. Следует отметить,
что технология изготовления более мелких железобетонных эле-
ментов промышленных зданий (кровельных и стеновых панелей,
плит перекрытий, ригелей и др.) к настоящему времени уже
определилась. Они, как правило, изготавливаются по агрегатно-
поточной технологии, с механизированной укладкой и уплотне-
нием бетонной смеси.
Выбор способа изготовления железобетонных сегментных без-
раскосных ферм определялся стремлением в максимальной мере
использовать их технологические преимущества, отмеченные
выше. С этой целью было предложено изготавливать блочные
безраскосные фермы по агрегатно-поточной технологии на Дуб-
ровском ЗЖК[П, 17].
Изготовление ферм по агрегатно-поточной технологии позво-
лило механизировать укладку и уплотнение бетонной смеси, по-
высить производительность труда и, что особенно важно, увели-
чить съем готовой продукции с 1 м2 производственной площади
[7].
Положительный опыт Дубровского ЗЖК по изготовлению
безраскосных ферм способствовал внедрению агрегатно-поточ-
ной технологии и на других заводах.
С 1962 г. по данной технологии начато изготовление безрас-
косных ферм на заводах железобетонных изделий в Перми, Че-
реповце и Каунасе (рис. 47).
Агрегатно-поточная технология требует использования вибро-
площадок и мостовых кранов значительной грузоподъемности,
определяемой общим весом формуемых изделий и силовых форм.
.105
Кроме того, расход металла на силовые формы определяет и еди-
новременные капитальные вложения.
Pkg. 47. Изготовление безраскосных ферм по агрегатно-
поточной технологии
Первоначально при организации производства сегментных
безраскосных ферм были применены рамные формы (рис. 48, в).
Вес формы для изготовления полуферм с усилиехм натяжения
200 т составил 12 т»
106
В 1961 г. Проектным институтом № 1 была разработана и
экспериментально проверена новая конструкция «безмоментной»
силовой формы (рис. 48,6) для изготовления сегментных без-
раскосных ферм. Предложенная форма состоит из силовой ча-
сти, поддона и набора внутренних и наружных жестких металли-
ческих вкладышей.
Отличительные особенности «безмоментной» силовой опалу-
бочной формы состоят в следующем:
1) силовая часть выполняется уголковой формы из прокатных
профилей, площадь которых подобрана таким образом, чтобы
равнодействующая сил обжатия совпала с центром тяжести си-
лового элемента; это исключает появление изгибающих момен-
тов в силовой части формы и обеспечивает ее работу на цен-
тральное сжатие от сил натяжения арматуры;
2) вместо обычно применяемой шарнирной откидной борто-
вой оснастки используется набор инвентарных жестких вклады-
шей, придающих необходимую геометрию ферме. Применение
сменного комплекта вкладышей взамен откидной бортовой
оснастки позволило решить задачу изготовления всех ферм для
скатной и плоской кровли на одних и тех же силовых поддонах.
Так, например, на Закамском заводе железобетонных изделий
№ 3 (г. Пермь) 12 силовых поддонов обслуживаются только
двумя комплектами вкладышей.
Вес «безмоментных» силовых ферм, разработанных Проект-
ным институтом № 1, для ферм пролетом 18 м составляет 10,5 т,
а ферм пролетом 24 м—12,3 т. Таким образом, конструктивные
особенности «безмоментных» силовых форм способствовали зна-
чительному снижению веса форм, повышению их универсально-
сти, эксплуатационной долговечности и более интенсивному их
использованию.
Агрегатно-поточная технология не может быть использована
повсеместно из-за отсутствия мощного кранового оборудования.
В этой связи Проектным институтом № 1 были спроектированы
силовые стенд-формы для изготовления безраскосных ферм по
стендовой технологии.
Отмеченные выше конструктивные особенности силовых «без-
моментных» форм были использованы и при создании стенд-
форм. Для возможности использования последних и в качестве
пропарочных камер наружные вертикальные стенки форм вы-
полнены с термоизоляцией и оборудованы .гидрозатворами
(рис. 48,а).
При изготовлении ферм в неподвижных силовых стенд-фор-
мах отпала необходимость в перемещении формы с изделием
с поста на пост, что позволило снизить ее вес на 15—20%. На-
чиная с 1963 г. на Каунасском заводе железобетонных изделий
№ 3 серийно изготавливаются безраскосные фермы в силовых
стенд-формах.
107
Основным недостатком стендовой технологии по сравнению
с агрегатно-поточной является, несколько меньший съем готовой
продукции с 1 м2 производственной площади.
Рис. 48. Опалубочные формы для изготовления безраскосных ферм
а—стенд-формы, совмещенные с пропарочными камерами; б — «безмоментные» силовые
формы; в — рамные формы
В 1968 г. на Коркинском комбинате железобетонных строи-
- тельных конструкций (г. Красноярск) было освоено, изготовление
безраскосных ферм в вертикальных кассетных установках.
Металлическая кассета состоит из поддона и трех рассекате-
лей. Средний из них выполнен неподвижным, а два крайних —
упругоподатливыми. В нерабочем положении крайние рассека-
тели отклонены от вертикали на угол 5—6°, благодаря чему обе-
спечивается свободная установка в кассету арматурного каркаса
и выемка готовых ферм. Рассекатели поворачиваются в верти-
кальное положение винтами за счет упругих деформаций метал-
лического листа в месте сопряжения их с поддоном.
Рассекатели, полностью повторяющие геометрические раз-
меры фермы, служат опалубкой двух боковых поверхностей
фермы, силовыми элементами для восприятия усилий натяжения
арматуры и паровой рубашкой при тепловой обработке изделий.
Опалубкой нижней грани верхних поясов и внутренних по-
верхностей стоек являются шарнирно-поворотные металличес-
кие щиты, служащие одновременно фиксаторами проектного
положения рассекателей. На рис. 49 изображена кассета в ра-
бочем положении.
108
Процесс заполнения кассетной формы бетоном, осуществляе-
мый вручную для панелей нижнего пояса и частично с помощью
мостового крана — для верхнего пояса, трудоемок и длителен.
Снизить его трудоемкость можно путем использования специаль-
ного бетоноукладчика [61. позволяющего непосредственно укла-
дывать бетонную смесь во все элементы ферм. Следует также
г
109
отметить несовершенство процесса уплотнения бетонной смеси
,в кассетах глубинными вибраторами. Поэтому представляет ин-
терес использовать для кассетной технологии вибропоршневую
направленную вибрацию.
Как видим, кассетная технология изготовления безраскосных
ферм требует дальнейшего совершенствования. Но уже сейчас
Рис. 49. Изготовление безраскосных ферм в вертикальных кассетах
можно отметить ряд ее преимуществ: минимальную потребность
в производственных площадях, отсутствие нужды в специальных
пропарочных камерах, грузоподъемность подъемных механизмов
определяется только собственным весом ферм.
Основным недостатком кассетного способа изготовления без-
раскосных ферм, в отличие от иных способов, является невоз-
можность изготовления в одной кассете нескольких типоразмеров
ферм одного пролета. Кроме того, при уплотнении бетона глу-
бинными вибраторами необходимо применять подвижные смеси,
что затрудняет получение бетонов высоких марок.
§ 2. Технико-экономические показатели
безраскосных ферм
Технико-экономические показатели определяются расходом
материалов на конструкцию, трудоемкостью изготовления, а так-
же влиянием конструкции на объемно-планировочное решение
здания и эксплуатационными затратами. Влияние безраскосных
ферм на объемно-планировочное решение здания было рассмо-
110
трено выше. К сожалению, в настоящее время отсутствуют досто-
верные данные, позволяющие оценить эксплуатационные за-
траты на ту или иную железобетонную конструкцию. Поэтому
ограничимся рассмотрением вопросов трудоемкости изготовления
и расхода материалов на безраскосные фермы.
Технологичность изготовления железобетонных ферм опреде-
ляется главным образом трудоемкостью выполнения арматур-
ных и бетонных работ.
Арматурные работы слагаются из заготовки отдельных арма-
турных позиций, изготовления плоских и пространственных кар-
касов и, наконец, укрупнительной сборки всего арматурного кар-
каса фермы.
В результате сравнения армирования действующих серий ти-
повых железобетонных ферм установлено, что для безраскосных
ферм требуется на 20—60% меньше арматурных позиций и в
1,7—2,4 раза меньше арматурных каркасов (табл. 24). Кроме
того, укрупнительная сборка арматурного каркаса безраскосных
ферм менее трудоемка, так как узлы сопряжения элементов
фермы более просты.
Таблица 24
Сравнение арматурных изделий
Фермы для скатной
кровли
Фермы для плоской
кровли
Наименование
Единица
измере-
ния
пролет
18 м,
пролет
24 м
пролет пролет
18 м	24 м.
Количество карка-
сов на одну ферму
Количество арма-
турных заготовок
(отдельных позиций)
н? одну ферму
шт.
%
шт.
%
11	19	13	31	11
100	173	100	238	100
1180	1230	1306	1598	1018
100	105	100	122	- 100
31
282
1623
159
19
100
1448
100
46
242
1900
131
Трудоемкость бетонных работ зависит от общей погонной
длины элементов ферм, размеров их поперечного сечения и удоб-
ства укладки и уплотнения бетонной смеси.
Сравнение показало, что погонная длина стоек безраскосных
ферм при практически одинаковой длине поясов меньше в 1,7—2
раза погонной длины решетки типовых раскосных ферм
(табл. 25). Кроме того,' значительно большие размеры
поперечных сечений стоек безраскосных ферм и одинаковая их
ширина с поясами создает условия для укладки и уплотнения
Ш
бетонной смеси с меньшими трудозатратами, чем при бетони-
ровании раскосных ферм.
Для оценки технологических преимуществ безраскосных ферм
было произведено сравнение трудозатрат на изготовление рас-
Таблица 25
Погонная длина решетки в метрах
Пролет ферм	.Фермы для скатной кровли				Фермы для плоской кровли			
	безраскосные серия 1.463-3		раскосные серия ПК-01-129		безраскосные серия 1.463-3		раскосные серия ПП-01-02	
	м	%	м	%	м	%	м	%
18 м	11,0	100	18,7	170	18,2	100	37,5	206
24 м	16,0	100	30,5	190	25,8	100	49,7	193
косных и безраскосных ферм по одной и той же технологии в со-
поставимых условиях.
В табл. 26 представлены результаты сравнения фактических
трудозатрат и расхода заработной платы (по нарядам) по от-
дельным операциям на 1 м3 раскосных и безраскосных ферм, из-
готавливаемых на Коркинском КЖСК по кассетной технологии.
Таблица 26
Сравнение трудоемкости и стоимости изготовления (на 1 ж3)
Наименование технологических
операций
Суммарные затраты
приготов-
ление
бетона
укладка
н уплотне-
ние
бетона
арматурные
работы
трудоем-
кость
стоимость
Тип и пролет ферм
Раскосная фер-
ма, пролет 18 м
Безраскосная
ферма, пролет
18 ж
1,57 0,79 14,75 7,37
1,57 0,79 4,85 2,42
7,54 3,45 23,86 100
5,60 2,95 12,02 50
11,61 100
6,16 53
Трудоемкость и стоимость укладки и уплотнения бетонной
Смеси в кассете для безраскосных ферм в три раза ниже, чем
112
для раскосных ферм, и общая трудоемкость и стоимость (вклю-
чая арматурные работы) меньше в два раза.
Определенные технологические преимущества безраскосных
ферм объясняются также возможностью изготовления всех типо-
размеров ферм одного пролета в одной опалубочной форме, ме-
няя лишь внутренние вкладыши; причем фермы для скатной и
малоуклонной кровель изготавливаются также в одной форме.
В 1962—1967 гг. Проектным институтом № 1 и ЦНИИ пром-
зданий выполнен ряд работ по сравнению расхода бетона и
стали на типовые раскосные фермы различных серий и безрас-
косные фермы, разрабатываемые ПИ-1. Было установлено, что
показатели расхода материалов на раскосные и безраскосные
фермы достаточно близки (разница составляет до 10%). Однако
полученные результаты были несколько условными, поскольку
стадии разработки сравниваемых ферм были различными.
В связи с этим в 1968 г. Проектным институтом № 1 произве-
дено сравнение расхода материалов и стоимости раскосных и
безраскосных ферм по рабочим чертежам, разработанным на
всю типовую номенклатуру нагрузок. Сравнение выполнено по
всем, возможным сочетаниям нагрузок от покрытия и подвесного
транспорта в соответствии с ключами для подбора ферм. Срав-
нивались фермы с двумя видами армирования нижнего пояса:
стержневым и проволочным.
Стоимость материала ферм определялась по прейскуранту
№ 06-08 «Оптовые цены на железобетонные изделия». При при-
нятых в прейскуранте соотношениях цен между бетоном и арма-
турной сталью критерием для оценки эффективности тех цли
иных ферм может служить их стоимость. При этом необходимо
иметь в виду, что цены прейскуранта № 06—08, составленные
для ферм с раскосной решеткой, дают несколько завышенные
значения стоимости для безраскосных ферм, так как не учиты-
вают отмеченных выше технологических преимуществ по-
следних.
Показатели ферм, предусматривающих подвеску транспорта,
включают в себя расход стали на крепление его к узлам ферм.
Результаты сравнения ферм при всех возможных комбина-
циях нагрузок (по клеткам ключей) послужили исходными дан-
ными для составления сводных таблиц и графиков. При этом
сводные результаты получены с учетом повторяемости зданий,
по данным ЦНИИ промзданий: с подвесными грузами—15%,
с кран-балками грузоподъемность/о 1 т — 30%, 2 т — 36%,
3,2 т—14% и 5 т — 5%.
На рис. 50 и 51 представлены сводные относительные резуль-
таты сравнения безраскосных ферм серии 1.463-3 и раскосных
ферм серии ПК-01-129/68. При пролете ферм 18 м и плитах
покрытия размером 1,5X6 м стоимость материалов на безрас-
косные фермы на 2—6% ниже, а при плитах покрытия 3 X 6 я —
ИЗ 3—6% выше стоимости материалов на типовые раскосные
ИЗ -
Рис. 50. Сравнение расхода материалов и их стоимости на безраскосные
и раскосные фермы пролетом 18 м
фермы. При пролете ферм 24 м расход материалов на безрас-
косные фермы со стержневым армированием нижнего пояса
Рис. 51. Сравнение расхода материалов и их стоимости на безраскос-
ные и раскосные фермы пролетом 24 м
меньше на 5—6%, а при армировании высокопрочной проволо-
кой— больше на 5—6%.
Таким образом, исходя из результатов выполненных сравне-
ний, можно сделать вывод о том, что расход материалов на без-
раскосные и раскосные фермы Для скатных покрытий практиче-
ски одинаков.
115
Результаты сравнения безраскосных ферм для плоских по-
крытий серии 1.463-4 и раскосных ферм с параллельными поя-
сами серии ПП-01-02/68 представлены на рис. 52. Расход мате-
риалов на безраскосные фермы в зависимости от вида подвес-
ного транспорта и армирования нижних поясов в среднем на
12—18% меньше, чем на раскосные фермы.
В 1957 г. безраскосные железобетонные фермы сегментного
очертания, изготовленные по чертежам Проектного института
2 кр.-балки 2кр-балки 2 кр.-балки 1кр.-6алка 1кр.-балка 1 кр,-балка
4=1 т 4=2т	4=3,2т	трехоп. Q-Zr трехоп.4=3,2ттрехоп.0=бт
Вид подвесного транспорта -
Рис. 52 Сравнение стоимости материалов (бетона и стали) на без-
раскосные фермы серии I. 463-3 и раскосные фермы серии ПП-01-02/68.
Стоимость материалов ферм серии ПП-01-02/68 принята за 100%
I — при армировании нижнего пояса стержневой арматурой класса А-ШВ; 2— при
армировании нижнего пояса прядевой арматурой класса П-7
№ 1, впервые были использованы на строительстве объектов
Министерства энергетики и электрификации СССР. Положитель-
ный опыт применения безраскосных ферм пролетом 24 м в по-
крытиях цеха центрифугированных опор Дубровского ЗЖК и
завода металлоконструкций в пос. Калищи способствовал даль-
нейшему использованию их при сооружении крупнейших тепло-
вых электростанций — Прибалтийской ГРЭС, Горьковской, Сара-
товской, Киришской ТЭЦ и др.
Унифицированные безраскосные фермы пролетом 24—36 м
для покрытий машинных и Котельных отделений тепловых элек-
тростанций в 1968 г. были утверждены Теплоэлектропроектом
в качестве типовых.
В дальнейшем безраскосные фермы сегментного очертания
были допущены Госстроем СССР к применению (на объектах
экспериментального строительства промышленных предприятий,
116
осуществляемых Главзападуралстр.оем, Череповецметаллург-
строем и Министерством строительства Литовской ССР.
В Пермском экономическом районе построены с использова-
нием безраскосных ферм завод силикатных блоков, велосипед-
ный завод и ряд других предприятий.
В г. Череповце безраскосные фермы применены на строитель-
стве Череповецкого метизного комбината, завода суперфосфата,
цеха железобетонных конструкций и других объектов.
В Литовской ССР покрытия промышленных объектов с боль-
шими пролетами с 1964 г. решаются с использованием безрас-
косных ферм. Примером этому могут служить завод топливной
аппаратуры в Вильнюсе, каунасский «Центролит», хлопчатобу-
мажный комбинат и завод холодильников в Алитусе, Капсукас-
ский комбинат объемной пряжи и ряд других предприятий.
К настоящему времени изготовлено и применено в строитель-
стве более 40 тыс. безраскосных ферм. Общая площадь соору-
женных зданий с использованием таких ферм к концу 1971 г.
составила свыше 5 млн. м2.
В 1967 г. безраскосные фермы для покрытий зданий, возводи-
мых в V районе снеговой нагрузки, — серия 1.463-1,2 (зональные
северные) —утверждены Госстроем СССР в качестве типовых.
В 1969 г. утверждены в качестве типовых безраскосные фер-
мы пролетом 18 и 24 м для покрытий зданий со скатной кров-
лей, возводимых в I—IV районах снеговой нагрузки, — серия
1.463-3, вып. 1—5.
В 1970 г. утверждены в качестве типовых безраскосные фер-
мы с напряженными стойками и нижним поясом, предназначен-
ные для покрытий зданий с сильноагрессивной средой (серия
1.463-3, вып. 6 и 7).
Полная номенклатура типовых ферм завершена созданием
рабочих чертежей безраскосных ферм для малоуклонных покры-
тий (серия 1.463-3, вып. 8—10).
Железобетонные безраскосные фермы сегментного очертания,
утвержденные в качестве типовых стропильных конструкций,
найдут еще более широкое применение на. строительстве про-
мышленных зданий в различных районах страны.
ПРИЛОЖЕНИЕ
ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЙ МАТЕРИАЛ
К РАСЧЕТУ БЕЗРАСКОСНЫХ ФЕРМ
1. Расчет верхнего пояса
Верхние пояса безраскосных ферм работают по второму случаю внецен-
тренного сжатия (х > 0,55 h0).
Количество арматуры при симметричном армировании сечения для бе-
тона марки 400 и ниже определяется по формуле
, Ne - 0,4bh^n
р __р' _________ u и
а а /?а(Ло-а)
Рассмотрим порядок расчета на внецентренное сжатие при бетоне мар-
ки 400 и ниже:
а)	определяем е0 = 0,7M/W; принимаем, что в верхнем поясе может про-
изойти перераспределение изгибающих моментов на 30%;
б)	находим Л^п == Nлл//Пцл -f- Л^кр;
в)	вычисляем коэффициент т], учитывающий влияние продольного изгиба,
по графику 1;
Таблица А
Сечение верхнего пояса b X h, см	Несущая способность Ne, т-м	Количество арматуры fa = <	Сечение верхнего пояса b X h, см	Несущая способность Ne, т.м	Количество арматуры F =р' а а
24X20	5,57 5,80 6,09 6,42	208 20 Ю -2 012 2014	24X25	9,81 10,21 10,69	2010 20 12 2014
			24Х 30	14,78 15,30 15,91	20 Ю 20 12 20 14
28X20	6,66 6,95 7,28	20 10 20 12 2014			
			28X30	17,60 18,20 18,91	20 12 2014 20 16
28X25	11,31 11,71 12,19	20 Ю 20 12 20 14			
г)	рассчитываем N^e и по табл. А находим необходимое количество ар-
матуры Fa = Fa.
118
Количество арматуры при симметричном армировании сечения для бетона
марки 500 определяется по формуле
р __рГ___Nne Ли6А0/?и
а а Ra(h0-a)
Порядок расчета на внецентренное сжатие при бетоне марки 500 сле-
дующий:
График 1. Значения коэффициента т] при расчете на прочность вне-
центренно-сжатых элементов с учетом влияния продольного изгиба
а)	определяем е0 == 0,7M/N-,
б)	находим Nn = Л^длМдл + AZKp;
в)	вычисляем е по графику 2;
Т) рассчитываем интерполяционный множитель Аа> пользуясь графиком 3;
119
л) определяем количество арматуры по формуле
а	а= йа(Л<,-а)	•
Пример. Даны размеры: сечения Ь — 28 см, h = 30 см; а = а' — 4 см;
бетон марки 400; арматура из стали класса А-Ш; изгибающий момент М =
=.4,4 т-м; приведенная продольная сила Na — 133 т.
График 2. Значения е — эксцентриситета приложе-
ния продольной силы по сечению относительно
наименее напряженной арматуры
График 3. Значения интерполяционного множителя Аи
По графику 1 для сечения 28 X 30 (А) и Na — 133 т определяем коэф-
фициент, учитывающий влияние продольного изгиба г| = 1,27:
, h 0,7-4,4	0,30
е = вот) + — а = —' *’27 + ~2------------0,04 = °’ 4 м*
= 133 • 0,141 = 18,8 т-Ц,
120
По табл. А определяем, что Me = 18,8 т-м соответствует арматура
2016A-III.
Пример. Даны размеры: сечения b = 28 см, h = 25 см\ а = а' — 4 см-,
бетон марки 500; арматура из стали класса А-Ш, изгибающий момент М —
= 3,5 т-м-, продольная сила N = ПО т (Млл = 69 т; Na ~ 113 г); тогда
0,7 -35	_ _
бо ~~ ПО — ^>2
По графику 2 для сечения 28X25 и во — 2,2 см определяем е = 11,6 см.
По графику 3, зная е=11,6 см, определяем интерполяционный множитель
Ли = 0,38.
График 4. Значения Fa = Fa для стоек в зависимости от значе-
ния Net. Бетон марок 400 и 500; 7?а = 3400 кГ!см2
Необходимое количество арматуры
Р. =- X. - ДЗ,.1.6-0^.28.2Р-250 = 242 см> (2 0 12Д.Ш)
2.	Расчет стоек ферм
Стойки безраскосных ферм работают по первому случаю внецентренного
сжатия (е' > h0 — а').
Количество арматуры определяется по формулам:
при а > 2а'/h
 N ( е
а а Яа\Ло-а
при а < 2a'/h
р	—
& а Яа
121
Порядок расчета стоек следующий:
а)	определяем необходимое количество арматуры Га по графику 4 для
сечения по грани вута и грани пояса; по наибольшему значению F& назначаем
количество стержней и их диаметр;
б)	проверяем анкеровку принятой арматуры в сечении по грани пояса по
графику 5 или 6 в зависимости от принятого количества стержней в сечении.
График 5. Определение диаметра
продольной арматуры стоек из
условия обеспечения достаточной
ее анкеровки в поясах при арми-
ровании стоек четырьмя стерж-
- нями
ft—высота сечения пояса; d—диаметр
арматуры
График 6. Определение диаметра про-
дольной арматуры стоек из условия
обеспечения достаточной ее анкеровки
в поясах при армировании стоек шестью
стержнями
h—высота сечения пояса; диаметр арма-
туры
Пример. Даны размеры: сечения стойки по грани вута 6 = 28 см,
h = 30 cjw; изгибающий момент по грани вута М = 4,0 т-лг, N = 4,9 т; сече-
ния по грани пояса b = 28 см, h = 50 см; М = 5,3 т-м; N = 4,9 т.
По графику 4 определяем количество арматуры по грани вута. При
Ne' = 4,4 т-м количество арматуры F& = 5,2 см2. По грани пояса, при Ne'—
= 6,3 т-м — Fa. — 4,2 см2. Принимаем 3016A-III.
По графику 6 проверяем анкеровку арматуры по грани пояса и убе-
ждаемся в том, что анкеровка обеспечена.
ЛИТЕРАТУРА
1.	Абовский В., Алексеев Ю., Иванов В., Оглоблин В. Пред-
варительно-напряженные железобетонные конструкции. Красноярск, 1967.
2.	Акридин Д. В., Галканов Д. Д., Якубовский Б. В. Пред-
варительно-напряженный железобетон за рубежом. Материалы 3-го между-
нар. конгр., М., 1961.
3.	Антонов К. К. Аналитический мётод в экономике проектирования
и унификации сборных железобетонных конструкций. Гос. изд-во по строит,
и арх., 1957.
4.	Ахвледиани Н. В. К расчету железобетонных арок по методу
предельного равновесия. — «Строительная механика и расчет сооружений»,
1960, № 2.
5.	Бердичевский Г. И., Клевцов В. А., Котляр Н. Л. Исследо-
вание Ирочности узлов железобетонных ферм. — «Промышленное строитель-
ство и инженерные сооружения», 1965, № 5.
6.	Бердичевский Г. И., Волков Л. А., Волконский Ю. В.,
Клевцов В. А. Производство железобетонных ферм. Стройиздат, 1968.
7.	Блехман И. Е., Рубинов Ю. М., Юрина Т. В., Бого-
слов Ю. Д. Агрегатно-поточное производство железобетонных стропильных
ферм пролетом 24 м. Стройиздат, 1965.
8.	Блехман И. Е., С о в а л о в И. Г. Оценка эффективности конструк-
ций силовых форм. — «Бетон и железобетон», 1968, № 7.
9.	Волконский Ю. В. Об экономической эффективности способов
изготовления предварительно-напряженных железобетонных ферм и балок.—
«Бетон и железобетон», 1969, № 10.
10.	Га л ер кин Б. Г. К расчету безраскосных ферм и жестких рам.
1926.
11.	Гер.шанок Р. А., Прохоров В. Н., Лущик Б. А. Безраскос-
ные железобетонные блочные предварительно-напряженные сегментные фер-
мы пролетом до 36 м. — «Промышленное строительство», 1963, № 4.
12.	Глуховской А. Д., Кутухтин Е. Г. Безраскосные железобетон-
ные фермы для зданий с межферменными этажами. Стройиздат, 1967.
13.	Глуховской А. Д. Промышленные здания с межферменным эта-
жом. М., 1960.
14.	Г о р ю н о в, Б. Ф. Статически неопределимые конструкции из напря-
женно-армированного бетона. Госстройиздат, 1957.
15.	Д р а п к и н Г. М., Нелина А. Д., Г а н к и н а Н. 3. Многоэтажное
здание с межферменными этажами. — «Промышленное строительство», 1966,
№ 6.
123
16.	Залигер Р. Железобетон, его расчет и проектирование, Госиздат,
1928.
17.	И в ой лов А„ Гершанок Р., Глебов В. Предварительно-напря-
женные фермы. — «На стройках России», 1962, № 4.
18.	Киселев В. А. Рациональные формы арок и подвесных систем.
Госстройиздат, 1953.
19.	Клевцов В. А.,' П о р т е р Э. Т. Уточнение расчета трещиностойко-
сти нижних поясов стропильных ферм. — «Бетон и железобетон», 1965, № 1.
20.	Клевцов В. А., Котляр Н. Л. К расчету промежуточных узлов
предварительно-напряженных железобетонных ферм. — «Промышленное строи-
тельство и инженерные сооружения», 1965, № 4.
21.	Клевцов В. А„ Гершанок Р. А. Предварительно-напряженные
железобетонные безраскосные фермы для зданий с межферменным этажом.—
«Промышленное строительство и инженерные сооружения», 1967, № 3.
22.	Т^лев^ов В. А., Кор ев и цк а я М. Г., Парасонис И. И., Мо-
розов В. С. Влияние плит покрытия на работу безраскосных ферм для
плоских кровель. — «Промышленное строительство и инженерные сооруже-
ния», 1971, № 5.
23.	Клевцов В. А., Парасонйс И. И. Об учете усилий обжатия
при расчете статически неопределимых предварительно-напряженных железо-
бетонных конструкций. Строительное проектирование промышленных пред-
приятий. Информ, вып. № 6, 1972.
24.	К о к о в и н О. А. Учет неупругих свойств материалов при расчете
статически неопределимых конструкций. Сб. статей НИИЖБ «Совершенство-
вание расчета статически неопределимых железобетонных конструкций».
Стройиздат, 1968.
25.	Коршунов Д. А., Сидоренко М. В. Экспериментальное, иссле-
дование напряженно-деформированного состояния железобетонных двухветве-
вых колонн. «Буд1вельник», Киев, 1966.
26.	Костюковский М. Г., Цалалихин М. С., Замараев А. В.
Экономия производственной площади при укрупнении сетки колонн одно-
этажных зданий. — «Промышленное строительство», 1966, № 1.
27.	К у з ь м и ч е в А. Е. Исследование влияния пластических деформа-
ций сжатого бетона на перераспределение усилий в железобетонных рамах.
Труды НИИЖБ, вып. 17. Госстройиздат, 1960.
28.	Кучер Б, В. Исследование перераспределения усилий в железо-
бетонной сжато-изогнутой полигональной арке. Сб. -статей НИИЖБ «Совер-
шенствование расчета статически неопределимых железобетонных конструк-
ций». Стройиздат, 1968. '
29.	Л ю б и м о в А. А. Расчет и конструирование предварительно-напря-
женных железобетонных ферм. Госстройиздат УССР, Киев, 1963.
30.	Н а з и н В. В. Ферма-балка. Стройиздат, 1965.
31.	Парасонис И. И. Учет упругопластических свойств бетона при
определении потерь предварительного напряжения в процессе обжатия.
Рефер. сб. «Межотраслевые вопросы строительства (отечественный опыт)»,
вып. 6, 1971.	х
32.	Передерий Г. П. К теории безраскосных ферм. М., 1906.
33.	П е р е д е р и й Г. П. О безраскосных фермах с параллельными поя-
сами.— «Инженерное дело», 1905, № 1, 2, 3.
34.	П о д о л ь с к и й И. С. К расчету безраскосных ферм. — «Инженер»,
Киев, 1913, № 6.
35.	Полищук К. Ю. Повышение долговечности конструкций покрытий
зданий пищевой промышленности. — «Бетон и железобетон», 1969, № 4.
36.	П о р т е р Э. Г., Клевцов В. А., Бердичевский Г. И. Иссле-
дование ширины раскрытия трещин в растянутых элементах железобетонных
124
стержневых систем. Сб. НИИЖБ «Предварительно-напряженные железобе-
тонные конструкции производственных зданий и инженерных сооружений»,
Стройиздат, 1969.
37.	Р а б и н о в и ч М. М. К теории статически неопределимых ферм.
«Транспечать», 1933.
38.	Стрелецкий Н. С., Стрелецкий Д. Н. Проектирование и из-
готовление экономичных металлических конструкций. Стройиздат, 1964.
39.	С т р е л е ц к и й Н. С. и др. Металлические конструкции. Госстрой-
издат, 1961.
40.	Ш а п и р о Т. С., Пр и х о ж а н А. А. Исследование безраскосных свар-
ных стропильных ферм. Со. трудов Московск. инж.-строит. инет., № 1, 1938.
41.	Шестаков А. В. Влияние жесткости узлов на напряженное со-
стояние железобетонных предварительно-напряженных ферм. Труды Хабаров-
ского инет. инж. железнодор. транспорта, вып. 9, Хабаровск, 1956. -
42.	Ш и ш к и н Р. Г. Сборные железобетонные конструкции одноэтаж-
ных промышленных зданий. Стройиздат, 1971.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр,
Предисловие ....................................................... 3
Глава первая. Разработка конструкций	безраскосных	ферм..............5
§ 1.	Развитие конструктивных форм стропильных элементов про-
мышленных зданий ............................................ 5
§ 2.	Конструктивные решения	безраскосных	ферм.................18
§ 3.	Влияние безраскосных ферм на совершенствование объемно-
планировочных решений современных промышленных зданий 25
Глава вторая. Оптимизация геометрических размеров безраскосных ферм 31
§ 1.	Методика оптимизации	.........31
§ 2.	Высота ферм.................................'...........33
§ 3.	Соотношение жесткостей поперечных сечений элементов без-
раскосных ферм.........................................'. . 35
§ 4.	Очертание верхнего пояса................................39
Глава третья. Исследование безраскосных ферм.......................43
§ 1.	Задачи и методика исследований..........................43
§ 2.	Результаты испытаний натурных образцов ферм.............49
§ 3.	Исследование трещинообразования в элементах ферм ... 54
§ 4.	Исследование жесткости ферм.............................58
§ 5.	Исследование узлов ферм.................................60
§ 6.	Исследование перераспределения усилий вследствие трещино-
образования и проявления неупругих деформаций бетона в
элементах ферм...............................................69
§ 7.	Натурные обследования безраскосных ферм.................85
Глава четвертая. Расчет безраскосных ферм..........................89
§ 1.	Основные расчетные положения ...........................89
§ 2.	Статический расчет безраскосных ферм....................90
§ 3.	Особенности расчета трещиностойкости	безраскосных ферм . 96
§ 4.	Расчет узлов ферм ......................................99
Глава пятая. Изготовление и экономика применения безраскосных ферм 105
§ 1.	Технологические схемы изготовления безраскосных ферм . . 105
§2.	Технико-экономические показатели безраскосных ферм . . .110,
Приложение. Вспомогательный материал к расчету безраскосных ферм 118
Литература........................................................123
Рафаил Аронович Гершанок
Владимир Александрович Клевцов
безраскосные ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ фермы
ДЛЯ ПОКРЫТИЙ ПРОМЫШЛЕННЫХ ЗДАНИЙ
Редактор издательства Д. В. Зарицкий
Обложка художника В. П. Дроздова
Технический редактор В. В. Живнова
Корректор Н. Г. Семина
Сдано в набор 29/VI 1973 г. Подписано к печати 22/XI 1973 г.
М-35433. Формат бумаги 60X90/ie- Бумага типографская № 3.
Усл. печ. л. 8,0 Уч.-изд. л. 7,67 Изд. № 1532-Л. Тираж 141)00
Заказ 698. Цена 42 коп.
Стройиздат, Ленинградское отделение
191011, Ленинград, пл. Островского, 6
Ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградская типография № 2 имени Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета
Министров СССР по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли
198052, Ленинград, Измайловский проспект, 29