А. Г. СОКОЛОВ
ОПОРЫ
линий
ПЕРЕДАЧ
(расчет и конструирование)
библиотека
белорусского Еоялехянчгскопг
ИНСТИТУТА
«чв, №
S~*.2.S*g,
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ, АРХИТЕКТУРЕ
И СТРОИТЕЛЬНЫМ МАТЕРИАЛАМ
М о с к в а—1 961
В монографии рассматриваются общие вопросы проекти-
рования и возведения опор различного назначения (для транс-
портирования электроэнергии, для связи, радио н телевещания,
буровых и геодезических вышек, канатных дорог, радиомая-
ков, створных знаков и пр.), а также специфические особен-
ности отдельных видов опор.
Большое внимание уделено воздействию метеорологических
факторов и усилию от нитей, являющихся для опор домини-
рующими. Сделана первая попытка унификации приемов опре-
деления нагрузок, выбора конструктивных форм и приемов
расчета различных опор. Приведены конструктивные решения
олор. выполненных из металла и железобетона.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников,
занятых проектированием опор различного назначения, и мо-
жет служить пособием для студентов строительных вузов и
факультетов.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие .............................................................. 4
Часть I. Общие сведения
§ 1.	Краткий исторический обзор и классификация современных опор ...	5
§ 2.	Нагрузки, приемы их определения и результаты экспериментальных наблю-
дений .....................................................................И
§ 3.	Материалы и методика расчета.........................................37
§ 4.	Основные данные о нитях  ............................................44
Часть 11. Конструктивные решения
§ 5.	Опоры линий электропередач.........................................  62
§ 6.	Радиоопоры .	.	............................................75
§ 7.	Телевизионные опоры ...	.	..........................88
§ 8.	Опоры радиорелейных линий	100
§ 9.	Прочие высотные сооружения ....	...................108
§ 10.	Механические детали	....	.117
§ 11.	Фундаменты .	................... ...................... 124
Часть III. Приемы расчета
§ 12.	Башни............................................................. 129
§ 13.	Мачты............................................................. 147
§ 14.	Предварительно напряженные конструкции .	....	165
§ 15.	Механические	детали...............................................168
§ 16.	Фундаменты .	............................................170
ПРЕДИСЛОВИЕ
Опоры широко применяются во многих отраслях народного хозяй-
ства: для поддержания проводов в линиях, транспортирующих электро-
энергию, антенн и оборудования в объектах связи, радио и телевещания;
канатов в канатных дорогах; специальных щитов и светильников в
створных знаках и маяках; технологического оборудования в ветроси-
ловых установках; устройств в буровых вышках и пр.
Общий бурный подъем строительства по семилетнему плану разви-
тия народного хозяйства на 1959—1965 гг. вызывает рост строительства
специальных сооружений. Проектированию и возведению опорных кон-
струкций для них и их совершенствованию уделяется строителями осо-
бое внимание.
Проектированием и возведением опор занимается большое число
специализированных организаций, каждая из которых накапливает опыт
и создает самостоятельно нормативные материалы.
Вместе с тем ряд основных вопросов, возникающих при проектирова-
нии и возведении опор, не зависит от их назначения и является общим.
В первую очередь это относится к метеорологическим нагрузкам, доми-
нирующим над всеми другими нагрузками, действующими на опоры и
зависящими только от географического местоположения, а не от их на-
значения. Общими являются также вопросы, связанные с работой нитей
(часто употребляемых в опорах), выявлением действительного характе-
ра работы опоры, выявлением оптимального предварительного натяже-
ния и др.
До настоящего времени в технической литературе, освещающей
проектирование различных сооружений, в состав которых входят опоры,
последним отводится очень мало места и тем более выбору их оптималь-
ной формы. В настоящей книге восполняется этот пробел, при этом осо-
бо выделяются вопросы, не зависящие от назначения опор, чем создает-
ся предпосылка к унификации нормативных материалов. Автором сде-
лана попытка объединить общие требования по выбору оптимального
решения опор и унифицировать подход к решению этой задачи вне зави-
симости от назначения опор и наряду с этим отметить все специфические
особенности, которые необходимо учитывать при проектировании отдель-
ных видов опор.
ЧАСТЬ I
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
§ 1. КРАТКИЙ ИСТОРИЧЕСКИЙ ОБЗОР И КЛАССИФИКАЦИЯ СОВРЕМЕННЫХ
ОПОР
Название «Опоры линий передач» в настоя-
щее время объединяет большую группу
высотных сооружений, предназначенных для
передачи по проводам или без них электро-
энергии промышленным, общественным и
коммунальным объектам, а также для связи,
сигнализации, транспортирования, различных
культурных и иных целей.
Нет ии одной современной отрасли про-
мышленности, в которой не применялись бы
указанные устройства; ими пользуются мил-
лионы людей всего земного шара в повседнев-
ной жизни как для взаимного общения, так и
повышения своей культуры, их используют в
области изучения космического пространства
и во многих других научных целях.
Затраты материалов и средств на изготов-
ление опор, служащих для поддерживания
проводов или аппаратуры, достигают огром-
ных размеров, а протяженность линий пере-
дач исчисляется десятками тысяч километров.
Например, в течение последних лет на опоры
различного назначения расходовалось еже-
годно свыше 200 тыс. т стали, т. е. около 15%
от общего количества стали, вкладываемой в
строительство, и около 100 тыс. м3 бетона и
железобетона.
Отличительной особенностью всех высот-
ных сооружений является доминирующее
влияние на их напряженное состояние метео-
рологических факторов — ветровой нагрузки,
обледенения, температуры. Особенно сильно
сказываются метеорологические факторы на
опоры линий электро- и радиопередачи и род-
ственные им конструкции — опоры канатных
дорог, ветросиловые установки, различные
краны, маяки и створные знаки, рефлекторы
и пр.
Если обратиться к истории развития
строительных конструкций, то окажется, что
область строительства высотных сооружений,
к которым относятся опоры, всегда являлась
одной из наиболее сложных. Недаром геомет-
рические размеры и, в первую очередь, высо-
та сооружения символизировали могущество
человека. Наиболее сложные инженерные
проблемы возникали и решались при пост-
ройке сооружений, имеющих большую высоту
или перекрывающих большие пролеты. Боль-
шая обзорность высоких сооружений в наи-
большей степени привлекала внимание людей,
а следовательно, и архитекторов.
Разные эпохи человеческого развития со-
провождались строительством различных вы-
сотных сооружений, отражающих направлен-
ность деятельности людей этой эпохи и сви-
детельствующие об уровне строительной тех-
ники. На рис. 1 приведено наглядное сравне-
ние самых высоких зданий и памятников, воз-
двигнутых до конца XIX в.
Если расположить приведенные сооруже-
ния по векам их постройки, то легко видеть,
что на смену тяжелым массивным сооружени-
ям, например древним египетским пирами-
дам, не требовавшим инженерных расчетов,
но представлявшим большие физические труд-
ности (имея в виду технические возможности
того времени) и сложные задачи в части ор-
ганизации и производства работ, начинают
возводиться все более легкие и ажурные кон-
струкции различных соборов, памятников, а
также высотные сооружения утилитарного
назначения, в которых расчет или экспери-
мент, обосновывающий прочность сооруже-
ния, оказывается необходимым. Достаточно
взглянуть на очертания пирамид и шпиля
— 5 —
Рис. 1. Самые высокие здания и памятники мира к концу XIX в.
1 — колокольня Ивана Великого в Московском Кремле
(99.6 м); 2 — царь-колокол, там же (3,7 л); 3 — Исааки-
евский собор в Ленинграде (без креста 121,6 м); 4 — па-
мятник Петру I в Ленинграде (10,1 л); 5 — Петропавлов-
ский собор в Ленинграде (138,7 м); 6 — Адмиралтейский
шпиль в Ленинграде (70 м); 7 — Сухарева башня в Мо-
скве (74.7 м); 3 — Британский мост в Бонгоре (63,1 м);
9 — статуя Свободы в Нью-Йорке (86 л); /0 — памятник
Герману в Дотмольде (56,2 л); //—собор в Милане
(108.8 м): 12 — Ратуша в Берлине (88.2 м); /3 —сфинкс
в Гипебе (12,5 л); 14 — Кутаб-Мииар в Дели (75.1 л);
/5 — собор в Антверпене (120,9 л): /6 — Триумфальная
арка в Париже (47,6 л); 17 — статуя Баварии в Мюнхене
(30,6 л); /3 —пагода в Джагерхете (110,2 л); 19 — пожар-
ная вышка а Лондоне (56.9 л): 20 — собор в Шартре
(115.2 л); 2/— памятник Победы в Берлине (61.2 л);
22 — Ист-Рнверскнй мост в Нью-Йорке (90,1 л); 23 —во-
допровод в Сеговии (33,1 л); 24 —храм св. Петра в Ро-
стоке (126.2 л); 25 — водопровод Алькантара (69,1 л);
26 —колонна Трояна в Риме (46,1 л): 27 — храм. св. Ели-
саветы в Бреславле (108,1 л); 23 — Национальный па-
мятник в.. Нидере (18,5 л); 29 —собор в Салисбюрн
(122.1 и); 30 — ротонда Венской всемирной выставки
<85.3 м); 3/— собор в Страсбурге (143 л); 32 —храм св.
Павла в Лондоне (Ш л); 33 —собор в Любеке (120.7л);
34 —церковь св. Николая в Гамбурге (144,4 л); 35— со-
бор в Амьене (134,2 л); 35 —пирамида в Цефреня
(133,3 л); 37 — собор в Руане (149,4 л); 33 — собор в
Кельне (156.2 л); 39 — пирамида Хеопса в Египте
(137,3 л): 40 — храм св. Михаила в Гамбурге (136,6 л);
41 — собор св. Стефана в Вене (137,3 л): 42 —церковь
св. Мартина в Лондсгуте (132,7 л); 43 —храм св. Петра
в Риме (138,9 л); 44 — церковь св. Джеральди в Севилье
(110,9 л); 45 — церковь Богоматери в Любеке (123,6 л);
16 — собор во Фрейбурге (125,2 л); 47 — церковь св. Ма-
рии во Флоренции (108,3 л); 48 — собор в Магдебурге
(103,8 л); 49 — собор в Ульме (82,3 л); 50 — Бранден-
бургские ворота в Берлине (26,1 л); 5/— Александров-
ская колонна в Ленинграде (50,2 л); 52 —Дом инвалидов
в Париже (105,2 л); 53 — Лувровский обелиск в Париже
(22,7 л); 54 — башня в Пизе (57,1 л); 55 — ратуша в
Брюсселе (108,1 л); 56 — Июльская колонна в Париже
(43 л); 57 —пантеон в Риме (40,9 л); 53 — башня Геркуле-
са в Касселе (99.2 л); 59 — Вандомская колонна в Па-
риже (50,3 л); 60 — Собор Богоматери в Париже (65 л):
61 — башня Гризенда в Болоньи (83.1 л); 62 — Гельц-
штальский водопровод в Саксонии (87,3 л); 63 — обелиск
на Лютеранской площади в Риме (29 л)
---6
Петропавловского собора в Ленинграде, что-
бы увидеть, насколько изменились отношения
высоты сооружения к его основанию и на-
сколько убедительной кажется прочность пер-
вых и вызывает видимое опасение прочность
последнего.
Из этого же рисунка следует и другой вы-
вод— начиная с XVI в. развивается строи-
тельство утилитарных сооружений. Строятся
здания ратуш, пожарных башен, эстакад для
водопроводов, административных и научно-
учебных зданий (например, здание адмирал-
тейства в Ленинграде, Сухарева башня в
Москве) и др.
В течение этого же периода, и особенно в
XIX столетии, в высотных сооружениях камень
и кирпич вытесняются чугуном и сталью. На-
пример, в Петербурге из чугуна и железа бы-
ли построены Триумфальные ворота у Мо-
сковской заставы (1839—1838 гг.), купол Иса-
акиевского собора (1818—1858 гг.), купол
Казанского собора (1806—1811 гг.), купол
Троицко-Измайловского собора (1828—
1835 гг.), шпиль Петропавловского собора
(1858 г.) и др.
Бурное развитие техники соответственно
повлияло на развитие строительства ряда но-
вых видов сооружений и конструкций во всех
областях, в том числе и в области высотных
сооружений.
Широкая электрификация потребовала
транспортирования энергии из мест ее эконо-
мичного производства к местам потребления
и вызвала постройку сети линий электропере-
дачи. Открытие и развитие радиовещания оп-
ределило необходимость постройки опор боль-
шой высоты с подвешенными антеннами или
без них, служащих для передачи или приема.
Развитие телевидения потребовало построй-
ки небывало высоких опор для размещения
на них специальных антенн. Направленная
передача и информация передач вызвали к
жизни новую систему так называемой релей-
ной связи. Этот перечень можно было бы
- продлить и далее.
Начало этого века было отмечено построй-
кой в Париже на Всемирной выставке Эйфе-
лем стальной 300-метровой башни, знаменую-
щей возможности техники в момент наступ-
ления XX в. Вскоре быстрый рост заставил
современного человека через небольшой про-
межуток (60 лет) относиться к этому выдаю-
щемуся сооружению так, как строители XV в.
относились к пирамиде Хеопса. Достаточно
сказать, что вес Эйфелевой башни .составляет
8 500 т, в то время как вес современной те-
левизионной башни высотой 500ии-Из стали со-
ставляет всего около 2 000 т.
Такой скачок в уменьшении веса связан с
изменением конструктивных форм, основан-
ным на исследованиях, проведенных в послед-
ние десятилетия в области строительного ис-
кусства и аэродинамики и, кроме того, с на-
капливанием опыта эксплуатации большого
количества высотных сооружений высотой до
325 м и улучшением качества стали.
Развитие конструктивных форм высотных
сооружений идет в направлении наиболее
полного удовлетворения технологических тре-
бований, приводящих к относительному (к
единице продукции, например на 1 квт-ч
энергии 1 обслуживаемого потребителя и т.п.)
уменьшению расхода материалов и стоимости,
несмотря на большую абсолютную стоимость
сооружений. Так, переход на напряжение
500 кв потребовал увеличения сечения прово-
дов, изоляции и, как следствие, увеличения
пролетов до 500 м (вместо 300—400 м в опо-
рах с напряжением 220 кв) и высоты опор,
что позволило передавать электроэнергию на
большие расстояния с меньшими потерями, а
также быстро окупать произведенные затраты
средств и ресурсов.
Сказанное относится ко всем видам высот-
ных сооружений.
В настоящее время оказалось возможным
и экономически целесообразным осуществить
переход ЛЭП пролетом 3 646 м через Мессин-
ский пролив, при этом на обоих берегах по-
требовалось создать опоры высотой более
210 м. Известны переходы канатных дорог
пролетом 450 м через Волгу у г. Куйбышева и
пролетом 874 м с опорами высотой 100 м в
Сталинграде. В Манчестере построен радио-
астрономический вращающийся рефлектор
диаметром 78 м и проектируются рефлекторы
еще больших размеров. Краны различных ти-
пов имеют высоту 134 м. Дымовые трубы де-
лаются высотой около 200 м. Перечень можно
продолжать очень долго.
Инженерные возможности_____в настоящее
время столь велики, что их ограничивают
лишь технологические соображения. Высоты
опор и пролеты проводов могут быть сделаны
значительно больше, нежели уже осуществ-
ленные. В качестве примера на рис. 2 приве-
дено сопоставление осуществленных и запро-
ектированных опор большой высоты и проле-
тов, осуществленных и запроектированных
преимущественно для целей радио и телеви-
дения.
Различные виды опор по признаку взаим-
ного воздействия и связи между собой состав-
ляют две группы.
Первую группу представляют системы
отдельных опор, связанных между собой
проводами, канатами или пролетными строе-
ниями. К системам относятся опоры линий
электропередач, различных проволочных ан-
тенн, канатных дорог, включающих анкерные
и натяжные станции и промежуточные опоры,
опоры нитей рефлекторов, служащих для по-
следних отражающей поверхностью, воспри-
нимающей механиче-
ские нагрузки, опоры
высоких эстакад раз-
личного назначения,
у которых верхнее
строение перераспре-
деляет усилие между
отдельными опора-
ми, и др.
Вторую группу
представляют от-
дельно стоя-
щие опоры, не
связанные между со-
бой в единую меха-
ническую систему.
Таких опор можег
быть и много, но они
работают незави-
симо.
Опоры первой и
второй групп могут
быть выполнены как
в виде башен, т. е.
консолей, заделан-
ных в основания, так
и в виде мачт, пред-
ставляющих стволы,
поддерживаемые от-
тяжками, закреплен-
ными к основаниям.
Мачты более эконо-
мичны, нежели баш-
ни, но для разме-
щения их необходи-
ма большая терри-
тория.
Как мачтовые,
так и башенные опо-
ры в зависимости от
конструктивного ре-
шения, применяе-
м.ых материалов, ме-
ста установки и дол-
говечности разделяются на следующие группы.
1.	По конструктивному решению стволов —-
на решетчатые и сплошные. Решетчатые опоры
в зависимости от формы применяемого сор-
тамента, элементов, формы сооружения могут
быть разбиты на две подгруппы: а) из хоро-
шо обтекаемых профилей, выполняемые из
трубчатых и сплошных круглых стержней, об-
ладающих наименьшими коэффициентами об-
текания, и б) выполняемые из уголков, швел-
леров и прочих профилей, имеющих большие
коэффициенты обтекания. В зависимости от
формы ствола в плане — на треугольные, квад-
ратные, шестиугольные и т. д.
Рис. 2. Характерные высокие сооружения, построенные в XX в.
/ — опоры линий электропередачи 400 кв. Высота 30 м, пролет ~ 450 м; 2 — опоры канатной дороги
для строительства Куйбышевской гидроэлектростанции. Средняя опора высотой ~ 70 м, край-
няя—40 м, пролеты 2x460 At; 3 — вантовый переход канатной дороги для строительства Сталин-
градской гидроэлектростанции. Высота опор 134 м, пролет 860 м; 4 — башня Шухова высотой
160 м; 5 — типовая телевизионная башия. Высота 180+12=192 м; б — типовая телевизионная опора
с крутопоставленнымн оттяжками и с реями. Высота 180+12=192 м; 7 — железобетонная башня
в Штутгарте с металлической антенной. Общая высота 150 + 60 = 210 м; 8 — башни радноЦеитра нз
труб с гибкими предварительно напряженными раскосами. Высота 205 м; 9—Московский университет.
Высота 235 м; /б — переходные опоры линии электропередач пролетом 3600 м через Мессинский
Сплошное опоры обычно выполняются
круглой-фо’рмы в плане.
2.	В соответствии с применяемым мате-
риалом—-н'а стальные, железобетонные, из
легких сплавов, комбинированные (с приме-
нением стали и железобетона или пласт-
масс).
— 8 —
3.	В зависимости от капитальности и
эксплуатационных качеств делятся на три
класса:
а)	сооружения I класса — удовлетворяю-
щие повышенным требованиям. К ним отно-
сятся такие сооружения, как опоры линий пе-
редачи напряжением 400—500 кв, переходы
через большие водные преграды, сооружения,
располагаемые в крупных городах, ветроси-
ловые станции и т. п.;
б)	сооружения II класса — удовлетворяю-
щие средним требованиям, т. е. все сооруже-
ния, кроме отнесенных к I и III классу;
в)	сооружения III класса—удовлетворяю-
щие минимальным требованиям. К ним отно-
сятся временные опоры, рассчитанные на ко-
роткий срок эксплуатации.
Требования, определяющие класс соору-
жений, устанавливают в нормах и техниче-
ских условиях проектирования соответствую-
щих сооружений и технических заданиях. От-
несение отдельных высотных сооружений к
тому или иному классу должно производиться
в зависимости от народно-хозяйственного зна-
4.	В зависимости от места установки:
а)	рассчитанные на нагрузки соответст-
вующих ветровых районов;
б)	в случае гололедного района — рас-
считанные на нагрузки, соответствующие рай-
ону обледенения;
в)	в особых случаях — рассчитанные на
сейсмические воздействия.
5.	В зависимости от перевозимости — на
стационарные и сборные.
Наибольшее количество опор выполняется
стационарными. Опоры специального типа,
нефтяные, буровые вышки и различные ме-
теорологические опоры часто выполняются
сборно-разбооного типа.
Несмотря на различные назначения и виды
опор, а также применяемые в них материалы
(выбор которых в некоторых случаях связан
с конъюнктурными условиями), основные во-
просы, связанные с выбором оптимальной схе-
мы опоры, компоновочного решения, приме-
няемых профилей и т. д., для всех видов опор
одинаковы и зависят от необходимости все-
мерного уменьшения воздействий на них ме-

пролив, Высота 210 м; // — мачта из труб со стороной ствола 1350 мм. Высота 257 м; /2 — башня
Эйфеля. Высота 300 м-, 3 — мачта в Обнинске. Высота 310 м: 14 — мачта в Будапеште с одним
ярусом оттяжек. Высота 315 м; /5 — мачты релейной связи в Чехословакии. Высота 325 м; 16—теле-
внзионная опора в Виннице. Высота 350 м; /7 — здание Эмпайер Стейт Билдииг. Высота 448 м;
/3 — телевизионная мачта в Оклахома-Сити. Высота 478 м>. 19 — Железобетонная опора для Мо-
сковского телецентра (проект Моспроекта). Высота 500 м; 20 — мачта с реями с круторасположен-
ными оттяжками (проект института Проектстальконструкция). Высота 500 м: 2/— железобетонная
опора Московского телецентра (проект института Проектстальконструкция). Высота 550 м
чения, размеров и мощности комплексного
объекта.
В случае возведения опор в городе, где к
ним предъявляются особые архитектурные
требования, в классе оговариваются эти тре-
бования путем добавления индекса А, напри-
мер, класс П-А.
теорологических факторов. Это является пер-
вой специфической особенностью опор.
Второй специфической особенностью опор
является широкое применение нитей как в ка-
честве технологических элементов (токопере-
дающих проводов, антенн, отражающих по-
верхностей), создающих значительные на-
•9—
грузки на опоры, так и в качестве поддержи-
вающих элементов, которыми являются от-
тяжки в мачтах, раскосы в башнях и иногда
сами технологические элементы.
Многие ведомства еще применяют различ-
ные подходы при оценке вышеуказанных воз-
действий на опоры, однако намечается тенден-
ция к унификации основных положений, свя-
занных с проектированием опор, и в настоя-
щее время ряд ведущих проектных и исследо-
вательских организаций в области высотных
сооружений, как-то: Проектстальконструкция,
Теплоэлектропроект, ЦНИИСК, ГСПИ Мини-
стерства связи, Главная геофизическая обсер-
ватория и другие ведут работы в этом направ-
лении.
Указанные специфические особенности, не
зависящие от назначения опор или применяе-
мого в них материала, но требующие унифи-
цировать подходы к назначению основных
данных, необходимых при определении нагру-
зок на опоры, выделены в самостоятельную
часть настоящей книги (часть I).
Следует иметь в виду, что если совершен-
ствование конструктивных форм опор зависит
от развития теории, улучшения качества су-
ществующих и применения новых материалов,
правильности выбора форм и размеров сече-
ний, а также компоновочных решений!, то
экономичность сооружения в равной мере за-
висит и от правильности оценки метеорологи-
ческих явлений.
В связи с этим особо важное значение
приобретает правильность разбивки географи-
ческих территорий на ветровые районы и рай-
оны гололедности с последующим уточнением
профиля ветра в плане и по высоте сооруже-
ния, характера динамического воздействия по-
рывов ветра, изменения толщины обледенения
и объемного веса отложений льда в зависимо-
сти от высоты сооружения.
Проведение таких наблюдений требует
значительных сроков и разветвленной сети
надлежащим образом оборудованных метео-
станций. Законные требования, предъявляе-
мые промышленностью и строительством в
части получения надежных данных по метео-
рологическим воздействиям, должны послу-
жить толчком к расширению их деятельности.
Развитие энергетики, связи, промышлен-
ности и электрификация сельского хозяйства
1 Под компоновочными решениями следует пони-
мать различные сочетания элементов в плане, размеров
и рисунка панелей, конфигурации и взаимоотношения
элементов в отдельных опорах, а в системах, кроме то-
го, характер взаимного расположения опор и чередова-
ние определенных типов опор по трассе илн на площад-
"ке-.-		........ -  
приводят к ежегодному увеличению объемов
строительства опор различного назначения.
Основной характеристикой оптимальности
выбранного типа опор является, кроме умень-
шения стоимости и затрат материалов, уско-
рение сроков ввода в действие при полном
удовлетворении технологических требований.
Достигнуть указанного эффекта позволя-
ют следующие мероприятия.
1.	Уточнение метеорологических воздейст-
вий путем:
а)	расширения сети метеослужб и периоди-
ческого уточнения карт ветрового и гололед-
ного районирования;
б)	уточнения влияния микрорельефов;
в)	проведения наблюдений над работой
сооружения в естественных условиях с целью
выявления их действительного характера ра-
боты;
г)	сбора и анализа в едином центре слу-
чаев аварий опор.
2.	Уменьшение метеорологических воздей-
ствий за счет:
а)	применение хорошо обтекаемых профи-
лей;
б)	улучшения аэродинамических характе-
ристик опор и оборудования, для чего необхо-
димо ввести в практику проектирования про-
ведение опытов в аэродинамических трубах
по определению действительных коэффициен-
тов обтекания над различными формами опор
и оборудования;
в)	уменьшения нагрузок от обледенения и
ветра путем надлежащего выбора трассы,
обеспечивающей минимальные метеорологи-
ческие воздействия;
г)	уменьшения обледенения посредством
электропрогрева, специальных защитных по-
крытий и др.
3.	Увеличение скорости возведения опор
путем уменьшения веса и применения высоко-
прочных легких материалов, позволяющих
улучшить условия транспортирования. Осо-
бенное значение имеет облегчение опор при
постановке их на труднодоступных трассах,
где для транспортирования и монтажа эффек-
тивно использование вертолетов.
В случае применения металла особого вни-
мания заслуживает использование высоко-
прочных сталей, легких сплавов, тонкостенных
профилей и высокопрочных болтов.
В железобетонных опорах необходимо пре-
имущественное применение предварительного
напряжения и высоких марок бетона.
4.	Унификация решений опор, фундамен-
тов, отдельных деталей конструкций.
5,	Улучшение технологичности изготовле-
ния и, особенно, производства монтажа.
40 —
...6. Улучшение качества .покрытия поверх-
ностей, обеспечивающее долговечность рабо-
ты сооружения.
7. Комплексное использование опор; на-
пример, в сельскохозяйственных районах над-
лежит использовать их одновременно для во-
донапорных устройств, ветросиловых станций
и приемно-передающих антенн; в городских
районах использовать дымовые трубы для
поддержания водонапорных баков и т. п.
8. Достижение возможности модернизации
опор при эксплуатации наиболее простыми
способами, что особенно важно при условии
быстро изменяющегося технологического про-
цесса.
Как общее правило, наибольший техникой
экономический эффект приносит одновремен-
ное проведение всех перечисленных мероприя-
тий. Однако в определенных условиях какое-
либо одно из них может оказаться решаю-
щим, поэтому именно его и следует проводить
в первую очередь.
§ 2. НАГРУЗКИ, ПРИЕМЫ ИХ ОПРЕДЕЛЕНИЯ И РЕЗУЛЬТАТЫ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ НАБЛЮДЕНИЙ
В отличие от зданий и сооружений, для ко-
торых собственный вес и технологическая на-
грузка (краны, железнодорожные составы,
толпа, внутреннее давление, вес жидкости и
сыпучих материалов и др.) являются преоб-
ладающими, в высотных сооружениях эти на-
грузки в большинстве случаев1 имеют второ-
степенное значение и мало влияют на выбор
конструктивной формы и назначение размеров
сечений..
Наибольшая доля усилий во всех высот-
ных сооружениях возникает от действия на
них ветра и обледенения. В системах расчет-
ными случаями являются также односторон-
ние обрывы проводов, антенн и т. п.
Нагрузки от сейсмических толчков в боль-
шинстве случаев мало влияют на назначение
геометрических размеров самих сооружений,
а отражаются лишь на решении узлов закреп-
ления их в неподвижных точках, а также уз-
лов, закрепляющих элементы с большой мас-
сой или несущих большую массу.
Нагрузки от предварительного натяжения
в гибких нитях мачтовых и других конструк-
ций в ряде случаев существенно влияют на их
технико-экономические показатели, поэтому
при проектировании должно быть уделено
серьезное внимание назначению величины
предварительного напряжения.
В случае изготовления высотных конструк-
ций из материалов, имеющих различные коэф-
фициенты температурного расширения, на-
грузка от изменения температуры может до-
стигать значительной величины и должна учи-
тываться при назначении сечений и величины
предварительных напряжений.
В ряде случаев, „когда по технологическим
требованиям резко ограничивается деформа-
1 Лишь в случае башенных конструкций большой
вькйтй «/-Особенно, при применении железобетона доля
нагрузок'от собственногсг' веса увеличивается и Может
существенно влиять на выбор-'конструктивной формы,-
тивность сооружения (например, в вышках,
поддерживающих измерительные приборы или
аппаратуру с остронаправленной диаграммой
и др.), необходимо учитывать влияние одно-
стороннего нагрева солнца на деформацию
сооружения.
Кроме указанных нагрузок, на высотные
сооружения во время их возведения дейст-
вуют монтажные нагрузки, при этом монтаж-
ные схемы сооружения отличны от эксплуата-
ционных. Например, при подъеме опор цели-
ком с помощью падающей стрелы работа
сооружения не имеет ничего общего с работой
при эксплуатации.
При монтаже методом наращивания воз-
можна постановка временных оттяжек, пло-
щади сечения, модули нормальной упругости
и величина предварительного напряжения ко-
торых могут отличаться от расчетных. Вслед-
ствие этого на основные конструкции в про-
цессе монтажа могут действовать усилия, от-
личные от тех, которые возникнут при эксплу-
атации, что обязательно должно быть учтено
в проекте путем разработки такого способа
возведения сооружения, при котором монтаж-
ные усилия не превысят эксплуатационных.
В этом же случае следует учитывать возмож-
ное неполное закрепление монтажных соеди-
нений.
Ниже приводится описание воздействий
различных нагрузок на высотные сооружения
и способы их определения. Возможные комби-
нации нагрузок и их классификация приведе-
ны в § 3.
ВЕТРОВАЯ НАГРУЗКА
Воздушные массы, находящиеся в движе-
нии, обладают кинетической энергией» .часть
которой теряют при встрече на своем пути
препятствий в виде .. гор, лесов, встречных
ветровых потоков или искусственных соору-
— U —
жений. При этом уменьшается скорость вет-
рового потока.
Рассмотрим действие ветрового потока на
неподвижный предмет, предположив, что
скорость ветрового потока вдали от препят-
ствия, равная Vo, постоянна, а воздух несжи-
маем * 1 и имеет плотность (рис. 3,6)
Рис. 3. Основные характеристики воздушного
потока и воздуха
а — линии тока воздуха в симметричном теле; б — за-
висимость между плотностью воздуха р, температу
рой t и барометрическим давлением В; в—зависи-
мость между кинематической вязкостью воздуха р.,
температурой I и барометрическим давлением В
где у — удельный вес воздуха в к.г!м3 в зави-
симости от температуры воздуха и
барометрического давления;
£=9,81 MjceK2 — ускорение свободного
падения.
На рис. 3,а показаны линии тока в сим-
метричном теле. В точке О разветвления по-
тока у неподвижного предмета, называемой
критической, скорость ветра в направлении
потока будет равна нулю.
Рассмотрим изменение давления в линии
тока, проходящей через критическую точку,
для удаленной точки и критической точ-
ки О.
1 Учет сжимаемости воздуха дает еле. ующее уточ-
нение: а) при У=48 м/сек— 1%; б) прнУ*=150 м/евк —
10%.
Использовав уравнение Бернулли2 для
точек 01 и О рассматриваемой линии тока,
получим
V2	V2
— + zg +—+
Р	2 Р	2
так как Vi=0, то после преобразования
имеем
। pV»
Pi =/’o+Jy--
Приращение давления в критической
точке
называется динамическим или скоростным
давлением ветра.
При нормальном барометрическом давле-
нии (760 мм рт. ст.) и температуре воздуха
~15°С, р = —, откуда и получается наиболее
8
употребительная формула
У2
Р~ 16
(2.2)
Однако значение р характеризует давле-
ние воздуха лишь в критических точках тела
(их может быть несколько, так например,
для кругового цилиндра, нормального вет-
Рис. 4. Координатная система для опреде-
ления коэффициентов Сх; Су; Сг
2 Напомним, что это уравнение устанавливает не-
прерывность движения частицы несжимаемой жидкости
или газа и записывается в следующем виде:
Ро	V2
— -4-Z -4--— = const.
1	2^
Величина г характеризует положение рассматривае-
мой точки в пространстве; ро— в нашем случае величн-
. на атмосферного давления.
— 12 —
ровому потоку, геометрическим местом точек
будет прямая линия), во всех других точках
значение давления будет отлично от опреде-
ленного для критической точки.
Законы изменения давления в различных
точках различных тел обычно определяются
экспериментально.
На рис. 4 показано тело, ограниченное
криволинейной поверхностью Оасб О и плос-
кими частями Оас, Обс; там же показана
произвольная элементарная площадка dF,
на которую действует элементарное усилие
Р^Р-
Если известен закон изменения, рг, то со-
ставляющие усилия от давления ветра на оси
Ох, Оу и Oz найдутся по формулам
F
Qx = L^piCos6xdF-, (2.3)
о
F
Qy = S $ Д cos 0/F;	(2.4)
о
F
Qx = ^\plcos9gdF. (2.5)
о
Qy = PFzoyCy,	<2-4а)
Qt-pF^C,,	(2.5а)
где значение р определяется по формуле
(2.2).
Значения коэффициентов обтекания Сх, Су
и Сг характеризуют аэродинамические свой-
ства (сопротивление ветровому потоку) дан-
ного тела и чаще всего относятся к теневой
площади тела, т. е. проекции тела на плос-
кость, перпендикулярную ветровому потоку.
Иногда, для того чтобы не производить
вычисления теневой поверхности, величина
которой меняется при разных направлениях
ветра, коэффициент обтекания относят к наи-
более характерной площади тела. Например,
в уголке — к площади поверхности одной
полки, в швеллере или двутавре — к боковой
поверхности стенки и т. д.
Ниже приводятся данные эксперименталь-
ных наблюдений, которыми можно пользо-
ваться в практической деятельности.
Действие ветра на цилиндрические тела* 1,
оси которых нормальны к ветровому потоку,
но направлены под различными углами к
наиболее характерным осям сечения цилин-
Обычно
виде
эти выражения записываются в

(2.3а)
а> С
Lx
1,2

дрических тел.
Вначале рассмотрим действие ветровой на-
грузки на круговой цилиндр.
Коэффициент обтекания кругового цилин-
дра Сх зависит от числа Рейнольдса Re =—
где d — диаметр цилиндра.
На графике, приведенном на рис. 5, дана
эта зависимость для чисел Re<; 2,5 • Ю6. Из
нижней части графика видно, что значение Сх
J.0
0,9
О,в
0,7
0,6
0,5
0,4
43
Ц2
О
В! с
1,г
R.
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 V 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,1 2,2 Zjio6
Рис. 5. Значение Сх в зависимости от Re для круговых цилиндров
	а — данные испытания: б — средние значения
1 К цилиндрическим телам относятся уголковые, швеллерные, двутавровые, тавровые и другие сечения, у
которых образующие параллельны между собой.
- 13-
не точно следует зависимости от Re. Так,
например, для диаметров 170, 300 и 600 мм
для одинаковых чисел Рейнольдса получены
различные значения Сх. Это обстоятельство
	.	I
можно объяснить тем, что удлинение —и сте-
пень шероховатости обтекаемых цилиндров
были различны. Так, например, модели ци-
линдров диаметром 102 и 170 мм выполнялись
из обыкновенных стальных труб и окрашива-
лись масляной краской, а модели цилиндров
диаметром 300 и 600 мм выполнялись из фа-
неры и покрывались лаком. Все эти цилиндры
имели одинаковую длину и, следовательно,
разные удлинения	Х= —. Цилиндр с Х=оо
d
был полирован (данные опытов, проведенных
в Геттингене). Зависимость значения кине-
матической вязкости воздуха р. (с м21сек) от
температуры и барометрического давления
приведена на рис. 3,в. Модели с индексом к
имели концевые вставки.
Для практического пользования графи-
ком, помещенным на рис. 5,а, средние зна-
чения Сх показаны в зависимости от Re,
принятые в технических условиях расчета
высоких сооружений на ветровую нагрузку
СН-40-58.
Из кривой зависимости Сх от Re видно,
что при Re^-0,13-106 значение Cx=l,2; при
0,13-106<^Re <;0,4-106 происходит резкое
уменьшенйе значения Сх (до 0,4), что связа-
но с переходом от ламинарного движения
ветрового потока в пограничном слое к тур-
булентному. Затем, при Re>0,9 • 10® происхо-
дит постепенный рост значения Сх, доходя-
щий ~ до 0,6.
В цилиндрических телах, расположенных
нормально к ветровому потоку, при определен-
ных скоростях ветра возникают срывы вих-
рей. Если до срыва вихрей эпюра распреде-
ления ветрового давления по поверхности ци-
линдра была симметричной относительно на-
правления ветрового потока, что в момент
срыва вихрей эпюра ветрового давления ста-
новится несимметричной и возникают усилия,
перпендикулярные ветровому потоку.
Расстояние между вихрями	а пе-
риод срыва вихрей
Т = 4,27-^.	(2.6)
Отношение между Сх и Су в период сры-
ва вихрей колеблется в пределах (Су = 0,12)
=0,2 -0,3.	(2.7)
СХ
Прокатные профили из уголков: одного;
двух — под углом 90°, образующих тавр или
под утлом 60°, и швеллеров: одного и двух
под углом 60° (табл. 2.1)	.. . аа _ .
а°	Значения С*, фактического для различных профилей						
	Ct Лк i\		ОС	ос			ос, •%-
0	1,34	1,12	1,3	1,52		1,38	0,89
10	1,35	1	1,24	1,38		1.3	0,98
20	1,34	0,96	. 1,17	1,34		1,2	1,15
30	1.31	1,17	1,06	1,18		1,44	1,33
40	1,35	1,3	1,28	1,18			1,2	1,34
45	1,36	1,3	—				—
50	1,29	1,33	1,55	1,25		1,27	1,26
. 60	1,12	1,29	 1,46 :	1,28		1,24	1,12
; 70	1^03	1,17	1,4	1,12		0,99	1,09
- 80	0,86	1,27	1,28	1.2		0,94	0,92
i 90	1,24	1,46	1,33	1,37		1,3	1,18
100	1,24	1,27	0,96	1,24		0,91	1,13
ПО	1,12	1,17	0,83	1,06		0,91	1,14
120	1,45	1,29	0,73	1,1.		0,94	1,02	'
130	1,47 (1,46)	1,33	0,87	;	1,36		..	0,96	0,98 ... \
140	1,35	1,3	1,22 ;	1,42		0,96	1,02
150	1,04	1,17	1,18 1	1,37		0,98	1,09 -> 1> 1
160	-	0,91	0,97	1,27  -	1,34		1,08	
170	0,93	1 '	' 1,35	__		1,23	1,13
180	0,95	1,12	1,37			1,31	1,18
^Сх факт	25,6	13,48	21,52	21,74		21,54	21,63
х факт п	1,22	1,22	1,2	1,14		1.14	.	1,12
— 14 —
при нормальном направлении ве!ра Имеют
достаточно постоянное значение CxttaKC=l,4,
отнесенное к теневой площади, соответствую-
щей рассматриваемому направлению ветра.
В случае действия ветра, нормальном к
оси этих профилей, но при учете изменения
направления ветра в плане можно поль-
зоваться результатами, приведенными в
табл. 2.1. При этом следует принимать не
характерную, а истинную площадь зате-
нения, соответствующую данному направ-
лению ветра.
Произвольное расположение элемен-
та в ветровом потоке. При изменении уг-
ла наклона оси профильных элементов
к нормали (проведенной к направлению
ветра) под углом /3 можно пользоваться
приближенными формулами
г г /14-0.25 sin 2₽ + cos 2р
4-0,05sinpy	(2.8)
Сгр = ~kCM sin 23 = ~0,6Сл0 Sinj2p. (2.9)
Q
На рис. 6 приведены значения и
Q
—, вычисленные по формулам (2.8)
и (2.9); даны сравнения с результатами
испытаний. Разброс значений Схр и Czp,
полученных экспериментально, составля-
ет ±15%.
Следует иметь в виду, что значение
Сх0 должно быть вычислено по отноше-
нию к теневой поверхности, соответству-
ющей направлению ветра в плане; таким
образом, значения Схр и Czp при изме-
нении угла р должны относиться к не-
изменной теневой площади.
При действии ветровой нагрузки на
канаты можно было бы пользоваться
формулой (2.8), однако в связи с услож-
нениями, которые возникают при опреде-
лении суммарной нагрузки на канат,
произвольно расположенный в пространстве
(см. ниже), от действия ветра и сил собствен-
ного веса обычно принимают
СхР = Сх0 cos р.	(2.10)
Эта зависимость дает некоторый запас,
что видно из сопоставления кривой cos Р с
формулой (2.8) и действительным соотноше
СJ-O
нием—, приведенным на рис. 6.
Различные сочетания элементов, находя-
щихся в одной плоскости при ветре, перпенди-
кулярном образующим. Если два одинако-
вых цилиндра находятся один за другим в
ветровом потоке, то изменение значения ко-
эффициента лобового сопротивления в зависи-
мости от числа калибров Д = — может быть
d
Рис. 6. Изменения отношений
Сер
— для отдельных
Cjr о
и
при различных углах .
цилиндрических элементов
а и б — координатные системы:
С* Сгд
« — зависимость — и —-L от 8
'-•хо
определено согласно данным, приведенным
в табл. 2.2.
Если два одинаковых цилиндра располо-
жены в плоскости, перпендикулярной ветрово-
му потоку, на различном расстоянии, то для
определения значений коэффициента лобового
сопротивления следует пользоваться данными
табл. 2.3.
Если два одинаковых цилиндра располо-
жены на разных расстояниях и со сносом по
отношению к ветровому потоку, то следует
пользоваться данными, приведенными на
рис. 7.
- 15 --
Таблица ‘2.2
	Коэффициент лобового		
	сопротивления		5?
калибров	переднего цилиндра	заднего цилиидра	средний
1				1,12
1,25	1	—0,45	0,274
1,5	1	—0,43	0,286
2	1,02	—0,3	0,36
2,5	1,03	0,15	0,59
3	1,034	0,4	0,718
3,5	1,04	0,434	0,738
4	1,048	0,43	0,74
5 .	1,052	0,43	0,74
10	1,1	0,54	0,802
15	1,1	0,64	0,87
20	1,1	0,7	0,9
30	1,1	0,81	0,958
40	1,104	0,86	0,982
50	1,114	0,87	0,99
60	1,116	0,906	1,012
70	1,12	0,916	1,018
80	1,122	0,92	1,022
90	1,126	0,924	1,026
Таблица 2.3
Число калибров	Коэффициент лобового сопро- тивления	Число калибров	Коэффициент лобового сопротивле- ния
1,08	1,5	2,17	1,274
1,26	1,27	2,52	1,268
1,43	1,23	2,6	1,28
1,78	1,22	3,05	1,218
2,09	1,296	3,91	1,17.
Если в плоскости ветрового потока распо-
ложено параллельно несколько одинаковых
элементов, находящихся один за другим, то
— а-25	-» 4-7,Р
Рнс. 7, Коэффициент лобового сопротивления цилиндров
в зависимости от угла сноса « и расстояния между ци-
линдрами
суммарный коэффициент обтекания можно
принимать при Д>3 по приближенной фор-
муле
'-'хобш " xl Сх\ 4- Сх2 4* Сх2 х
х 4- (и - 3) Сх2 М2 =
\^Х1/
= СХ1 4- Сх2 [1 4-1^4-(«-3)(|^У|.
(2.П)
При установке плоской фермы в вертикаль-
ной плоскости и изменении направления ветра
в плане изменение значения Сх можно прини-
д (-хо(
Схо
Рис. 8. Коэффициенты обтекания в плоских
фермах
а — изменение отношения — - в плоской ферме при
(-ха
изменении угла «; б — зависимость между
у—	для плоских ферм; 1 — ферма из
'-ха
стержней: 2— ферма из уголков
(-хв
—И
(-ха
круглых
мать в качестве первого приближения по гра-
фику, изображенному на рис. 8, а.
Сочетания из цилиндрических элементов,
лежащих в одной плоскости при произвольном
направлении ветра. В случае наклона фермы
к вертикали под углом 0 можно в качестве
первого приближения для ферм из уголков
пользоваться графиком, помещенным на
рис. 8,6. Под значением Сх0 следует прини-
мать значение коэффициента обтекания фер-
— 16 —
мы при заданном угле а, который во время
изменения угла 0 остается постоянным.
Данные, приведенные на рис. 8,6, можно
использовать для определения нагрузки на
плоские (или пространственные) фермы, рас-
положенные горизонтально (например, раз-
личные ригели ЛЭП и др.) при действии ветра
под углом в плане.
Если плоская ферма составлена из элемен-
тов, имеющих различные коэффициенты обте-
кания, то средний коэффициентчобтекания ее
будет равен	\
где Сх1—коэффициент-добовсТо сопротивле-
ния;
fi— площадь различных элементов;
Пространственные сочетания из элементов
при (3=0, но при изменении ветра в плане
(а¥=0). В случае постановки двух ферм одна за
другой отношение т лобового сопротивления
заветренной фермы С'х к наветренной Сх
т =	(2.13)
определяется в зависимости от числа калибров
и коэффициента сплошности <р по гра-
h
фику, изображенному на рис. 9,а,
Схобш == Сх 4- СХ| = Сх (1 + т).	(2.14)
В случае постановки нескольких ферм
(п> 3) одна за другой аналогично указанному
ранее получим приближенную формулу для
определения суммарного коэффициента обте-
кания всех ферм
СЛ-Обш “ —	+ Сд-,4- Сх1т 4- (л — 3) CXlm2, но
так как Сх> = тСх,то значение
Сд-общ = ~ Сх f 1 4- т 4- т? 4- (п - 3) т3],' (2.15)
где Сх — коэффициент лобового сопротивле-
ния первой фермы;
пг — по графику на рис. 9,а:
п — количество ферм.
В случае постановки двух ферм из уголков
при А =1 и изменении направления ветра в
з.	СХ
плане изменение коэффициента т= —1 для
Сх
<? =0,24 приведено в графике на рис. 9,5.
Значения коэффициентов CxnpbcTp для про-
странственных ферм, имеющих в плане фор-
му квадрата, определяются по формуле
^хпростр Схплоск(1 4"	(2.16)
Значения т принимаются по графику, по-
мещенному на рис. 9,а, где — коэффициент,
характеризующий изменение величины ветро-
вой нагрузки для квадратной формы в плане
Рис. 9. Значения Сх в спаренных фермах
а — изменение значения Сх для заветренной Фермы
при различном расстоянии между фермами; б»из-
менение значения Сх пространственной фермы при
изменении направления ветра в плане
при различном направлении ветра в плане,
приведен на графике рис. 10. В отечественной
и немецкой практике принимаются при диа-
гональном направлении ветра ^45“ = 1>2 для
железобетонных и деревянных башен и сталь-
ных из составных элементов и £45°=1,1 для
стальных башен из одиночных элементов.
Рис. 10. Изменение величины ветровой на-
грузки при различном направлении ветра в
плане
/ - ферма из труб: 2 — ферма из уголкоз
2 А. Г. Соколок
— 17 —
Значения коэффициентов Сх простр для про-
странственных ферм, имеющих в плане форму
правильного треугольника, определяются по
данным испытаний над пространственными
треугольными фермами, показывающими, что в
Рис. 11. Изменение значения Сх в пространственных
треугольных фермах при изменении направления ветра
в плане
а — элементы круглого профиля: б — элементы из уголков
коэффициентов обтекания треугольной и квад-
ратной ферм в плане составляет:
для ферм из круглых элементов
-Sa=~0,75,	(2.19)
для ферм из уголков отношение зависит от
конструкции элементов. Так, для случая при-
менения в каждом поясе квадратной фермы
всего одного уголка (L), а в треугольной фер-
ме двух таких же уголков (ТГ), отношение
^0,95, т. е. все же меньше единицы.
Сх □
При применении смолкованных уголков под
углом 60° или постановке двух уголков, но
меньшего размера, чем в квадратной ферме,
выгодность треугольной фермы еще увели-
чится.
Простанственные сочетания из цилиндри-
ческих элементов при изменении значения уг-
лов р и а. Этот вопрос не исследован.
Различные тела и поверхности. В практике
проектирования встречаются самые разнооб-
разные сочетания различных элементов и их
форм, для которых необходимо знать коэффи-
циенты обтекания. Удовлетворить все могу-
щие возникнуть в этой области вопросы не-
возможно. Ниже приводятся некоторые извест-
ные результаты проведенных исследований.
Значения Сх для шара исследованы для
широкой области чисел Рейнольдса и приве-
дены в табл. 2.4.
Таблица 2.4
Re=Y£ Р	0,1	1	10	Ю2	10s	10*	10s	10е
Сх	245	28	4,4	1,1	0,46	0,42	0,49	0,14
случае круглых сечений элементов и направ-
лении ветра на угол и на грань
^7хмакс. простр 13 1»6_Схплоск-	(2.17)
В случае других направлений ветра можно
пользоваться графиком на рис. 11.
Большое употребление нашла такая форму-
ла для определения Сх простр при треугольной
форме в шгане
^хпростр “ ^хпераой плоек
^тен£*
тенб*
(2.18)
где SFTeHCx — относится ко всей перед-
ней плоскости;
Zf'rnCx ~ ко всем оставшимся эле-
ментам.
В случае одинаковых сечений элементов и
размеров каждой плоской грани отношение
Обтекаемая форма сечения (форма дири-
жабля) даст значение Сх= 0,04. Такая форма
мало применима в строительной практике,
где направление ветра может изменяться под
любым углом в плане.
На рис. 12 представлено изменение значе-
ния коэффициента Сх для сплошной квадрат-
ной и шестиугольной призмы при изменении
направления ветра в плане.
На рис. 13 показано изменение ветрового
напора в модели цилиндрического резервуара
с конической крышей (®крыши= 1Г30'), нахо-
дящегося на земле. Здесь заметно преоблада-
ние отсосов над давлениями, которые действу-
ют только в секторе АОВ.
На рис. 14,а приведены изменения значений
Сх и Су для плоского круглого диска в зави-
симости от угла направления ветра а.
— 18 —
MW:aii-)200
M13-oJ
M14- гладкий цилиндр
M15- квадратный гарр
М16- треугольный wpp
кРУ1ны.й1синис<ш-
м <о сРе#ни9 шальны
Mi9” мелкий
90'
ми(о)
180
M12
мг
0°
2,0 Cx
1,8 |
1,6 I
M
J,2 M16,C,=0,155
M19;Cx=0,H5
.< M15,11,!8,C,=0,61
M14X,=0,52
M13X,=0,4l
M13,14,15,16,11,18,13
Рис. 13. Распределение давления в модели цилиндрического
резервуара с конической крышей
Рис. 12. Изменение значения Сх при различной шеро-
ховатости поверхности, а также в квадратной и ше-
стиугольной призмах в зависимости от '«
Рис. 14. Коэффициенты обтекания рефлекторов
а — изменения С н С в плоском диске при различных углах»; б—схема рефлектора и значения Сх, Су, С& при различных
. углах р
2е
-19 —
На рис. 14,6 изображена схема вращающе-
гося параболического отражателя гелиоуста-
новки и зависимость коэффициента обтекания
при повороте рефлектора на различный угол а.
Представляют интерес испытания, прове-
денные над различными типами решеток при
изменении направления ветра (габаритный
размер решетки и пластин принят 530X
Х730 мм).
Основные данные приведены в табл. 2.5.
Таблица 2.5
Модель	Основные характеристики	Г2 м	<р	С х макс	0°
1 И 2	Перфориро- ванный лист	—	0,2	0,33	0
3	То же	—	0,28	0,42	0
4	Решетки из труб с ячейка- ми по осям 40x40 мм\ в свету 30 x 30 мм	0,387	0,43	0,54	0
Пластины	Сплошная пластина тол- щиной 8 мм; с закругленными концами . . .		1	1.1	48
Зависимости между Сх, Сг и р показаны
на рис. 15.
Для различных турникетных антенн значе-
ния коэффициентов обтекания можно прини-
мать на основании результатов испытания.
Общие выводы испытания сводятся к следую-
щему:
1.	Изменение значения Сх при разных
углах а не превосходит 25%.
Рис. 15. Зависимость между Сх и Сг для
оазличных решеток при изменении угла ₽
/ — сплошная пластина с закругленными концами;
2 — решетка из труб ячейками по осям 40У40 лм<
2.	Значение коэффициента Су не превыша-
ет 25% значения Сх.
3.	Значение Сх не зависит от скорости
ветра.
4.	Значение Сх, отнесенное к теневой по-
верхности всех элементов при направлении
ветра по осям симметрии (перпендикулярно
одному из турникетов или по биссектрисе угла
между ними), довольно устойчиво и равно
1,1 —1,2.
Влияние шероховатости поверхности на
значение Сж. В реальных сооружениях распро-
странены цилиндрические очертания, выпол-
Таблица 2.6
Вид покрытия цилиндра	г 6	д, До	Поверх- ность	С Л
		1	Г ладкая	0,52
	25	1,04	Квадрат- ный гофр	0,67
	25	1,04	Трех- гранный гофр	0,76
-£-5?-1	30	1,033	Крупно- волнис- тый гофр	0,67
1-31-1	Т	33	1,03	Средне- волни- стый гофр	0,67
х-/ JfisL. ।	100	1.01	Мелкий гофр	0,72
Квадрат (Дописанный = =600жл/)	3,45	1,41	—	1,22* 0,92
Шестиугольник (Дописанпый~600 ММ}	7,5	1,15	—	1,18* 0,88
Примечание. Значения Сх , отнесенные к диагональ-
ной плошали, отмечены звездочкой.
— 20 —
няемые из волнистых профилей или цилиндров,
укрепленных внешними ребрами. Если коли-
чество ребер велико, то такую поверхность
можно рассмотреть, как имеющую соответст-
вующую шероховатость.
В табл. 2.6 даны результаты эксперимента
над цилиндрами, имеющими различную шеро-
ховатость. Испытания проводились над ци-
линдрами диаметром 600 мм, длиной 1 200 мм
(модели имели концевые диски).
На рис. 12 приведены значения Сх для
этих моделей.
В табл. 2.7 даны значения Сх для цилинд-
ра, находящегося над горизонтальной плоско-
стью, при различных отношениях высоты h к
диаметру d и при различном состоянии по-
верхности (шероховатости —г =25 и 6,25).
Л
Выше были рассмотрены способы определе-
ния ветровой нагрузки на конструкции, имею-
щие различные формы и находящиеся в плос-
копараллельном ветровом потоке с постоянной
скоростью, т. е. не испытывающие воздействия
порывов ветра и связанных с ней динамиче-
ских сил.
Кроме того, предполагалось, что параметры
сооружения и его элементов таковы, что в них
не возникает резонансных и автоколебатель-
ных явлений.
Такие условия ветрового воздействия могут
быть осуществлены лишь на специальных мо-
делях в аэродинамических трубах. В природ-
ных условиях ветровой поток, возникающий в
приземном слое (до 500—1000 л), характери-
зуется активным взаимодействием движущих-
ся воздушных масс с подстилающей поверх-
ностью, а ветровое давление его на сооруже-
ние зависит от параметров самого сооруже-
ния (коэффициентов лобового сопротивления,
периодов собственных колебаний, декремента
затухания).
Отдельные сооружения, находящиеся в вет-
ровом потоке, создают местные возмущения,
которые в некоторых случаях должны учиты-
ваться при проектировании. Например, соору-
жения, расположенные среди крупных постро-
ек, могут находиться в аэродинамической те-
ни. Если дымовые трубы расположены одна
за другой по потоку ветра, то воздействие
вихрей, возникших за первой трубой, вызыва-
ет быстрое возникновение поперечных колеба-
ний и в последующих и т. д.
Еще более важным обстоятельством являет-
ся то, что местные особенности рельефа и со-
стояние поверхности, характеризующие термо-
динамические особенности (влажность, темпе-
ратура), вносят возмущения в профиль ветро-
вого потока. Эти особенности, носящие назва-
ние микроклимата, в ряде случаев определяют
назначение величины ветровой нагрузки. Осо-
бенно сильно может сказываться влияние ми-
кроклимата на сооружения высотой до 50 м,
так как в нижнем слое происходит наибольшее
сгущение линий тока. Однако явления, свя-
занные с местными особенностями и характе-
ризующие микроклимат района (в ряде слу-
чаев вызывающие наибольшие усилия в соору-
жениях) , являются вторичными* 1 и зависят от
движений больших масс воздуха, происходя-
щих в толще атмосферы вследствие перепадов
давлений в различных географических райо-
нах земного шара, которые, в свою очередь,
возникают от различия температурно-влаж-
ностных режимов2 3 4 5.
1 Местными можно назвать такие явления, как
смерчи и торнадо, которые могут возникать и вие зави-
симости от движений больших масс воздуха.
2 Профиль скорости ветра в ограниченном слое
атмосферы в общем случае зависит от следующих об-
стоятельств:
1) трения воздуха о подстилающую поверхность и
характеризуется значением Zo (см. ниже);
2) перепада давления;
3) вращения земли, отклоняющего ветровые потоки;
4) турбулентного перемешивания;
5) температурно-влажностного режима.
Таблица 2. 7
Наименование
0,55
0,9
1,2
1.4
0,5
0,8
1
1,2
0,45
0,7
0,8
1
Гладкий цилиндр................
Цилиндр шероховатый 8=2% d . .
Цилиндр шероховатый 8=8«/0 d . .
Восьмиугольник .................
00
25
6,5
13,1
— 21 —
Даже при ровном рельефе местности взаи-
модействие движущихся воздушных масс с
подстилающей поверхностью происходит бла-
годаря беспорядочному перемещению вихрей,
способствующих обмену количества движения,
теплосодержания, влажности и других свойств,
между деятельной поверхностью земли (или
поверхностью воды) и атмосферой. В резуль-
тате вихревого перемешивания в пограничном
слое образуется некоторый профиль средней
скорости ветра, температуры, влажности.
Наблюдения, проводимые над ветровыми
потоками на различных уровнях от земной по-
верхности, показывают, что существует беспо-
рядочное отклонение скорости ветра от неко-
торого среднего значения, причем средние зна-
чения ординат профиля ветра приближенно
можно выразить формулой Д. Л. Лойхтмана
vt
~1—п	Л—п
z2 ~~ 2Q
,1-п Л-п
г1 —г0
(2.20)
где V2 и Vi — скорости ветра соответственно
на высоте Z2 и Zf,
z0 — так называемый показатель шерохо-
ватости поверхности земли;
Рис. 16. Эпюры коэффициентов az, характеризу-
ющих скоростные напоры ветра 
а, б, в, г — изменения скоростного напора по высоте по
логарифмическому закону при Zq tсоответственно равном
0,05; 0,01: 0,15; 0,2 м; д. е, ж — изменение скоростного
/ж
напора по степенному закону а = — m при т, равном
Z \20/
соответственно 4. 5 н 7.
1—и — показатель степени, зависящий от ти-
па погоды.
При адиабатическом распределении темпе-
ратуры с высотой формула (2.20) преобразо-
вывается в логарифмическую
V,
(2.21)
lg —
*0
которая справедлива для открытой ровной
местности.
В СССР эта формула наиболее употреби-
тельна, нашла применение в ТУ СН-40-58 и
записывается в виде
Z
lgT
(2.21а)
Z.
Если известна средняя скорость ветра на
какой-то определенной высоте (zi), и зная так-
же Zo, можно найти скорость ветра на любой
высоте.
На рис. 16 приведены кривые, характеризу-
ющие отношение скоростных напоров ветра в
произвольной точке, по сравнению со скоро-
стью ветра на отметке 20 м
9„
(2.22)
Для кривых а, б, в, г принят логарифмиче-
ский закон, соответственно при z0=0,05; 0,1;
0,15 и 0,2 м.
Для кривых д, е, ж принят степенной закон
2
аг= т при т = 4, 5, 7.
Кривая аг при т=7 принята американ-
ским стандартом 1957 г.; при т = 5 соответст-
вует формуле, рекомендованной
при т=4 была принята в бывшем
Рельманом;
ОСТ ~сой,
—-7626/а.
DKL.
Следует отметить, что одно лишь сопостав-
ление кривых скоростных напоров не может
характеризовать величины ветровой нагрузки,
принимаемой для расчета сооружений. Как
это будет видно из дальнейшего, следует срав-
нивать конечные значения, которые принима-
ются с учетом динамического воздействия,
перегрузки, возможности одновременности по-
рывов, способов определения ветровой нагруз-
ки и метода расчета и др.
В ТУ расчета высоких сооружений на вет-
ровую нагрузку для I и II ветровых районов
принято значение za=0,2 м. а для III ветрово-
го района Zq=0,05 м.
-22-
П. А. Воронцов 187, al приводит указанные
в табл. 2.8 значения z0 (в см) для четырех раз-
личных групп термодинамического состояния
атмосферы.
Таблица 2.8
Сезон	Группы			
	I	«	111	IV
Зима 		0,55	0,08	0,69	9,77
Весна 		0,1	0,3	.0,35	3,38
Лето . . . . :		0,79	0,05	1,13	0,38
Осень		0,83	0,11	0,87	4,57
Примечание. I группа — > 0,061 с неустойчивым со-
V2
стоянием атмосферы;
[| группа 0,021 < —• < 0,06 со слабо устойчи-
|/2
вым состоянием атмосферы;
д/
111 группа 0,02 < — < 0,02 примерно с изо-
V2
термическим состоянием;
д/
IV группа — < — 0,021 с инверсионным
И2
состоянием атмосферы.
Чем больше значение г0, тем резче возрас-
тает с высотой скорость ветра, что видно из
рис. 16. При сравнении значений по табл. 2.8
с принятыми в ТУ видно, что для верхних сло-
ев данные ТУ имеют резервы.
Указанные выше зависимости скорости вет-
ра на различной высоте справедливы лишь
для средних значений скорости ветра, получен-
ных для длительного периода времени.
Фактически профили скорости ветра непре-
рывно и беспорядочно меняются.
Во французских источниках приводятся ин-
тересные данные, характеризующие распреде-
ление ветра по высоте. В частности, указы-
вается на то, что при больших скоростях про-
исходит выравнивание профиля ветра по высо-
те, причем в ряде случаев скорость ветра в
нижних слоях превосходит скорость в верхних
слоях. В табл. 2.9 содержатся данные об од-
ной из бурь во Франции.
Таблица 2.9
Характеристика ветра	Скорость ветра в MfceK на различных отметках	
	39 м	250 м
Умеренный		6	12
Сильный	.	.	17	24
Большая буря		35	32
Наблюдения показывают, что во время бу-
ри для меньших высот минимумы более остры,
в то время как значения максимумов на выс-
шей и низшей отметках имеют один и тот же
порядок.
Наблюдения над количеством энергии, про-
веденные во Франции фирмой «Electrite de
France» специальными счетчиками, приведены
в табл. 2.10.
Таблица 2.10
Высо- та в м	Энергия, сум- мированная за 15 месяцев, в квт-ч1м*	Энергия, сумми- рованная за 24 ча- са бури, в квт-ч/м2	Вычисленная энергия (средний закон изме- нения v в зависимо- сти от Н) в квт-ч1м*
39	674 (0,153)	18,65 (0,326)	8,9 (0,156)
75	1341 (0,305)	27,3 (0,477)	17,2 (0,312)
250	4402 (1)	57,2 (1)	57,2 (1)
	(В скобках -	- соотношения)	
Данные табл. 2.10 показывают, что суммар-
ная энергия за большой промежуток времени
(15 месяцев) пропорциональна высоте
=	(2.23)
"о
Во время бури происходит выравнивание
энергии на различных уровнях, чем снова под-
тверждаются высказанные ранее положения о
выравнивании скорости ветра при ее увеличе-
нии.
В табл. 2.11 приведены американские дан-
ные о распределении скорости ветра на раз-
личных уровнях при различных скоростях,
также соответствующие вышесказанному.
Таблица 2.11
Высота в м	Скорость ветра в м(сек на различных уровнях при нормативной скорости							
	26,7	30 | 33,5	35,5 | 37,8	40	42,5	44,5 | 51,5 | 58,5		
0-15	26,7	30 |зЗ,5	1 35,537,8	40	42,5	14,5	51,5	58,5
15—45	31,2	35,537,8	37,8'37,8	40	42,5	44,5	51,5	58,5
45-120	35,5	40 [44,5	44,544,5	44,5	44,5	44,5	51,5	58,5
120—210	40	44,5 51.5	51,5)51,5	51,5	51,551,5		51,5	58,5
210—300	44,5	49 55,5	55,555,5	55,5	55,5'55.5		55,5	58,5
300-450	46,5	51,5 58,5	58,5)58,5	58,5	58,5 58,5		58,5	58,5
Учитывая изложенные данные, автором по-
добрана формула (2.24), характеризующая из-
менение скоростного напора на различных
уровнях в зависимости от максимального ско-
ростного напора, установленного на отметке
20 м. При этом принято, что при достижении
на отметке 20 м скорости ветра 65 м/сек. (что
соответствует скоростному напору </=265 кг1м2
без коэффициента перегрузки) скорость ветра
на всех отметках будет неизменной.
— 23
“ 	(2.24)
/4
2	(2.24а)
На рис. 17 показано изменение скоростно-
го напора на разной высоте для I, II, III и IV
ветровых районов соответственно по ТУ
Рис. 17. Изменения скоростных иалоров на различ-
ных отметках по различным данным
СН-40-58 на ломаных I, II, Ill, IV и по форму-
ле 2.24 на кривых I,a, II,a, III,а, IV,а; ло-
маные 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7 построены по американ-
ским данным.
Следует отметить, что по американским
данным выше отметки 45 м установлено три
района, так как районы 3, 4, 5, 6 и 7 объеди-
нены. Дифференцирование значений скорост-
ных напоров сделано для нижних уровней, а
именно, на участке 0,15 м — семь районов,
на участке 15—45 м — пять районов. Такой
подход соответствует ранее сказанному о ми-
кроклимате, который наиболее сильно прояв-
ляется в нижних слоях (кроме того, в зоне до
50 м строится наибольшее количество соору-
жений) и сглаживается с высотой, почему на
высоких отметках возможна большая унифи-
кация значений q.
В табл. 2.12 приведено сравнение скорост-
ных напоров по формуле 2.24 (с введением ко-
эффициента перегрузки п=1,2) с американ-
скими данными.
Таблица 2.12
Отметки в м	q в кг/м2 для ветрового района с л=1,2				Американские данные q в кг!*?							
					Отметки в м	Ветровые районы с нормаль- ной скоростью ветраj (миль в час)						
	I	II	III	IV								
						60	67	75	80	85	90	95
20	48	84	120	228	0-15	44	56	70	79	90	100	113
50	68	109	147	246	15-45	65	79	90	90	9J	то	из
100	88	133	169	260	45-120	79	100	124	124	124	124	Г24
200	114	162	197	275	120-210	100	124	165	165	165	165	165
300	133	181	215	285	210—300	124	150	192	192	192	192	192
400	148	197	228	295	300—450	135	165	215	215	215	215	215
500	160	211	240	300								
II р н м‘е чан ие. 1 ветровой-район — вся территория СССР,
за исключением II, 111 и IV; г
II ветровой район — береговая полоса океа-
нов и морей, за исключением 111 и V;
III ветровой район —береговая полоса Чер-
ного моря от Анапы до Туапсе;
IV ветровой район — береговая полоса Ба-
ренцева, Карского, Лаптевых, Восточно-Сибирского, Чукотского,
Берин ова морей и их заливов, острова на ука1анных морях, бе-
реговая полоса залива Мелихова, полуостров Камчатка, остров
Сахалин, Курильские и Командорские острова.
Ширина береговой полосы принимается х яв-
ной 100 км, но не далее чем до ближайшего хребта.
Районирование и значения скоростных на-
поров на отметке 20 м в настоящее время
уточняются главной Геофизической обсервато-
рией. Обработка имеющихся в ее распоряже-
нии материалов позволила составить про-
ект ветрового районирования СССР, изобра-
женного на рис. 18.
В отличие от действующих и действовав-
ших нормативов по проекту нового ветрового
районирования, вся территория СССР разделе-
на на семь районов что позволит более точно
устанавливать ветровые нагрузки. Скорости
ветров на открытых местах на уровне 20 м,
возможные в течение 20 лет по данным Глав-
ной геофизической обсерватории, представ-
лены в табл. 2.13.
При этом рекомендуется для I ветрового
района, относящегося к Средне-Сибирскому
плоскогорью и Восточной Сибири, увеличи-
вать расчетную скорость ветра по сравнению
с принятой по району на 8—10 м/сек также и
по долинам рек. Для горных районов Кавка-
— 24 —
Рис. 18 Проект карты ветрового районирования СССР
за и Средней Азии скорости ветра, приведен-
ные на карте, можно принимать лишь до вы-
соты 300—400 м.
Таблица 2.13
Ветровой район
(рис. 18)
Vi0 в м/сек
I	п	ш	IV	V	VI	VII
24	28	33	38	43	48	50 и более
q в кг1м2 с коэффици-
ентом и=1,2
44 59 82
109 139 172
188 н
более
Сравнивая данные нового ветрового райо-
нирования с американскими (табл. 2.12 и 2.13),
видим, что скоростные напоры ветра в райо-
нах с небольшими скоростями совпадают; в
районах с повышенными скоростями отечест-
венные данные имеют большие запасы. В тех
случаях, когда имеются долголетние наблюде-
ния местных метеорологических станций, при
назначении ветровой нагрузки следует их ис-
пользовать.
Установление среднего профиля ветрового
напора является лишь частью данных, необхо-
димых для определения ветровой нагрузки на
высотные сооружения.
Ветровая нагрузка является пульсирую-
щей, постоянно отклоняющейся от своей сред-
ней величины в сторону максимума и миниму-
ма. Продолжительность порыва ветра исчис-
ляется от долей секунды до нескольких се-
кунд. Длительные порывы могут являться сум-
мой нескольких отдельных порывов. Ускоре-
ние нарастания порыва достигает 15—25 м/сек2
(Мархотский перевал).
Коэффициент порывистости (пульсации)
ветра т характеризуется отношением ветро-
вой нагрузки при максимальном порыве
ИсрДV к средней ветровой нагрузке
(2.25)
откуда
т = ~2—,	(2.25а)
Уср
и уменьшается с увеличением скорости ветра
/ДУ	ДУмакс
----средняя, —— средне-максимальная
порывистость).
С увеличением расстояния от поверхности
земли порывистость ветра уменьшается, од-
нако абсолютное значение Д|/ с увеличением
высоты не уменьшается. На рис. 19 приведе-
на кривая повторяемости значений k = -4^-с
Уср
в секундных интервалах на различных гори-
зонтах.
Следует иметь в виду, что порывы ветра не
действуют по всей высоте и фронту сооруже-
ния одновременно. Отклонение от среднего
профиля ветра может быть представлено в
виде некоторой поверхности, сечения которой
представляют профили ветра.
Ветровую нагрузку на высотные сооруже-
ния определяют по формуле
р = $CxqF,	(2.26)
где q—nqQ — скоростной напор, определяемый
на основании многолетних на-
блюдений или в зависимости от
географического района в соот-
ветствии с нормативными дан-
ными	(п= 1,2 — коэффициент
перегрузки);
Сх— коэффициент лобового сопротив-
ления;
р — коэффициент увеличения норма-
тивного скоростного напора, оп-
ределяемый по формуле (2.27);
F — теневая площадь сооружения
или его элементов, вычисляемая
согласно ранее изложенным ре-
комендациям
р = 1 4- U.	(2.27)
Здесь $ — коэффициент динамичности, зави-
сящий от периода собственных колебаний со-
— 26 —
оружения Г и логарифмического декремента	корреляционную связь между	импульсами по затухания сооружений. Значение этого коэф-	высоте и фронту сооружения	и с этих пози- фициента определяется в зависимости от ма-	ций подойти к определению	динамического териала конструкций по графикам, приведен-	воздействия. ным на рис. 20;	Для опор, проводов и тросов линий элект- т — коэффициент пульсации, определяе-	ропередачи ветровая нагрузка определяется в мый по табл. 2.14.	предположении, что	и вследствие этого Структура формулы (2.26) и (2.27) показы-	Р — 1+т. вает, что динамическая добавка выражается	Кроме того, ветровая нагрузка от проводов произведением 5 т.	умножается на коэффициент а, учитывающий Таблица 2.14								
Объект	Значение коэффициента пульсации т на различных высотах в м							
	до 20	40	60	80	100-200	200-300	300-400	выше 400
Сооружения . . . Провода		0,35 0,25	0,32 0,22	0,28 0,2	0,25 0,18	0,21 0,15	0,18 0,12	0,14 0,1.	о,1 0,08
Значение коэффициента пульсации т на
различных уровнях получается на основании
статистической обработки результатов запи-
сей фактических скоростей ветра, проведен-
ных для различных уровней.
Более сложным является определение ко-
эффициента динамичности .
ЦНИИСК в своей работе по составлению
норм на ветровую нагрузку для высотных со-
оружений подошел с позиций частотно-вре-
менного анализа пульсирующего действия
ветра, рассматривая его как станционарный
случайный процесс, вероятные характеристи-
ки которого не зависят от времени.
В результате разложения записей диаграмм
ветровых давлений (реализацией случайно-
стационарного процесса) на гармонические
колебания некоторых частот, образующих оп-
ределенные спектры *, в ДНИИСКе была про-
ведена математическая обработка этих реали-
заций1 2 и получены указанные значения $.
Принятая в ДНИИСКе методика впервые
дает научное обоснование величинам динами-
ческого воздействия ветровой нагрузки. Одна-
ко это не означает, что уже не требуется даль-
нейших исследований в области уточнения ди-
намического воздействия ветра на сооруже-
ния. Еще многое можно уточнить, исследуя
в течение длительного времени изменения про-
филя ветровой нагрузки с тем, чтобы выяснить
1 В настоящее время спектральная теория случайно-
стационарных процессов является общепризнанной в
ряде областей техники: в теории следящих систем, авто-
матического регулирования и др.
2 В связи со специальностью и сложностью вопро-
са определения значения 6 желающим следует обра-
титься к специальной литературе [123].
неравномерность скоростного напора по про-
лету
qB = (1 + т) Cxa.qF. (2.26а)
Значения а принимаются зависящими от
величины скоростного напора и приведены в
табл. 2.15.
Рис. 20. Значения коэффициента динамичности 5 в
зависимости от периода собственных колебаний со-
оружения Т и применяемого материала
I — для стальных опор: 2 — для железобетонных опор
Ветровая нагрузка для опор, проводов и
тросов на прямых участках ЛЭП и других
аналогичных сооружений с опорами высотой
до 60 м принимается под невыгоднейшим уг-
лом к направлению трассы. При расчете угло-
вых опор направление ветра принимается по
биссектрисе угла поворота линии. Для опор
Таблица 2.15
q в кг)мг	До 25	26-40	41—56	57 и более
а	0,9	0,85	0,75	0,7
-27-
высотой 60 м и более следует принимать На-
правление ветра, дающее наиболее невыгодное
сочетание внешних сил, действующих на
опору.
Во всех случаях для проводов и тросов
ветровая нагрузка принимается по той зоне,
в которой расположена точка крепления тро-
сов. На больших переходах с пролетами бо-
лее 500 м и высотой подвески провода 35 м
и более ветровая нагрузка должна принимать-
ся для зоны, соответствующей средней высо-
те троса и провода в пролете.
В случае прохождения трассы ЛЭП по хол-
мистым или гористым местам необходимо учи-
тывать условия микроклимата. При наличии
материалов наблюдений местных метеостан-
ций следует руководствоваться ими. В случае
отсутствия таких данных изыскательская пар-
тия, выбирающая трассу линии, должна стре-
миться провести ее, избегая направлений со
значительными сгущениями линии воздушно-
го тока.
Желательно избегать установку точек на
хребтах (водоразделах), отдельных возвыше-
ниях и др. В случае необходимости такие точ-
ки следует оговаривать особо для того, что-
бы для них были учтены повышенные ветро-
вые нагрузки.
Во многих нормах ветровая нагрузка для
сооружений, располагаемых на возвышенно-
стях, принималась в предположении, что вы-
сота сооружения отсчитывалась от подошвы
возвышенности. Такой подход может считать-
ся приемлемым для отдельных возвышенных
точек. В случае же холмистой или гористой
местности следует считаться с расположением
ближайших холмов или гор, которые при оп-
ределенных направлениях ветра могут созда-
вать затенение.
Три наиболее распространенных случая
расположения сооружений на возвышенности
и рекомендации по способу определения вет-
ровой нагрузки приведены на рис. 21. Эти ре-
комендации являются приближенными и сде-
v
Рис. 21. Назначение величины скоростного напора для сооружений, стоящих
на возвышенности
лаНы На основании аналогий сгущений ли-
ний тока и затенений, полученных при продув-
ке моделей в аэродинамических трубах. По
мере накапливания опыта приведенные при-
ближенные данные должны уточняться.
При расчете башенных и мачтовых конст-
рукций расчетным воздействием ветра не всег-
да является действие максимального ветрово-
го напора.
Например, при расчете раскосов и распорок
башен в случае совпадения или приближения
точек Риттера к центру тяжести эпюры давле-
ния (при расчете данного элемента) необходи-
мо учитывать возможность зонального дейст-
вия ветра, когда часть ветрового давления,
лежащая выше или ниже точки Риттера (в за-
висимости от того, какой случай будет наихуд-
шим), принимается в уменьшенном размере.
В мачтах для ствола также иногда уменьше-
ние давления через один ярус или другой ха-
рактер уменьшения ветровой нагрузки приво-
дит к ухудшению условий работы сооружения.
Критерием возможного изменения эпюры
ветрового давления является значение коэф-
фициента р. Если принять коэффициенты
пульсации по табл. 2.13 и закон изменения
периодов собственных колебаний, возрастаю-
щий с высотой по линейному закону (для ме-
талла при h—Q Е = 1, при Л=400 м 5 =3,5,
для железобетона при h—0 5=1, при й=
= 400 м 5 =2,5), то средние значения произ-
ведения В т для точки составят при металле
— 0,62, при железобетоне ~ 0,48.
Коэффициент, характеризующий возмож-
ность уменьшения (спад) ветровой нагрузки в
рассматриваемой точке, может быть опреде-
лен по формуле 2.28
4сп=-^ = ^-	(2.28)
9макс *т
Для полученных значений 1т величина
kcn для одной точки оказывается для метал-
ла =s0,25, для железобетона =0,35.
При назначении
величины /гсп для от-
дельных участков,
имеющих различ-
ную геометрическую
длину, следует учи-
тывать уменьшение
возможности совпа-
дения максималь-
ных ускорений ско-
рости ветра с ростом
величины участка.
На рис. 22,а при-
веден график воз-
— 28 —
можного уменьшения ветрового давления на
участках, имеющих различную протяженность.
В американской практике для мачт принимает-
ся &сп=0,75. В отечественной практике в тече-
ние длительного времени принимался #сп=0,
что шло в запас, так как полное снятие ветро-
вой нагрузки в некоторых пролетах мачты ма-
ловероятно.
На рис. 22, б, в приведены возможные рас-
четные схемы действия ветровой нагрузки
для решетки у башни и ствола мачты, при
которых ухудшаются условия работы этих
элементов сооружения.
В случае обледенения проводов, тросов и
элементов сооружения скоростной напор при-
нимается равным
?г = 0,25?.	(2.29)
В районах с гололедностью более 1,5 см
на каждую сторону скоростной напор ветра
принимается не менее 20 кг/м2.
Остановимся еще на одном характерном яв-
лении, возникающем в круговом цилиндре,
помещенном в ветровом потоке.
При эксплуатации цилиндрических дымо-
вых труб и отдельных трубчатых элементов
решетчатых башен обнаружены колебания
их с собственной частотой (сооружения или
элемента).
Отличительной особенностью таких колеба-
ний является то, что, во-первых, значительные
амплитуды возникают при малых скоростях
ветра, т. е. У=4—10 м!сек; во-вторых, однаж-
ды начавшись, колебания происходят не в уз-
ком пределе скоростей, как это можно было
ожидать в резонансных колебаниях, а в до-
вольно широком, как это было указано выше.
Объяснение значительного диапазона ско-
ростей, при которых происходят колебания,
следует искать в автоколебательном процес-
се, возникающем в таких элементах. Действи-
тельно, если произошел первый толчок, вы-
звавший срыв вихрей около цилиндрического
тела (по причине одностороннего нагрева,
различной шероховатости верхней и нижней
поверхностей, искривления элемента и др.),
то возникает составляющая давления в на-
правлении, перпендикулярном движению вет-
рового потока, вследствие искажения эпюры
давления.
Если периоды собственных колебаний труб-
чатого элемента близки к периодам срыва
вихрей, то происходит резонансное явление
и элемент колеблется с собственной частотой.
Однажды начавшиеся колебания элемента
приводят к тому, что даже при изменении в
дальнейшем скорости ветра срывы вихрей (а
следовательно, и раскачка элемента) будут
происходить в моменты изменения направле-
ния движения элемента.
Поэтому при проектировании следует из-
бегать определенных отношений — (длину
d
трубы к ее диаметру), причем эти отношения
будут связаны с характером закреплений кон-
цов элементов.
Если периоды срыва вихрей равны перио-
ду собственных колебаний, то возникает яв-
ление резонанса
•jy	3d	rr*
• срыва вихрей ~	~	’
У к
где Т — период собственных колебаний со
оружения;
Рис. 22. Схемы изменения давления по высоте
сооружения
I — значение коэффициента спада ветрового давления
(&СП)В зависимости от длины участка (а); б — возможные
схемы уменьшения зон ветровых нагрузок, при которых
ухудшаются условия работы мачт; в — возможные схе-
мы уменьшения зон ветровых нагрузок, при которых
ухудшаются условия работы башен-.
/ — металл* 2 — жрлрзобетон
— 29--
— критическая скорость ветра, при
которой возникают резонансные ко-
лебания
VK = ~-y
(2.30)
Рассмотрим наиболее часто встречающие-
ся случаи.
Случай 1. Стальная балка трубчатого се-
чения шарнирно оперта по концам.
гту	5d	d
'срыва вихрей ” ."7 ССК.= о МИН.
V к	12 к к
Для основного тона а=к.
Подставив соответствующие значения, по-
лучим
Т	- d Ъ р у
/срыва вихрей- 12Г	9 55^ *
X Л/ -----------------------= тъ.
У 21 -106-0,393-B-rf3
Т < ~ 7г (И в м'сек}-
(2.31)
При диапазоне скоростей ветра от 5 до
10 м/сек отношение— от 39 до 53.
d
Таким образом, следует, что в трубчатых
элементах с шарнирным опиранием концов
при отношении —>—40 следует предприни-
d
мать конструктивные мероприятия, препят-
ствующие возникновению автоколебаний.
Случаи 2 и 3. Аналогично первому приме-
ру, произведя вычисления для консольной
трубчатой стальной балки и жестко заделан-
ной по концам однопролетной балки, можно
1
получить следующие отношения —, при кото-
d
рых маловероятно возникновение колебаний:
для консольной балки Z/d<~20;
для однопролетной балки с жестким за-
креплением обоих концов l/d< ~50.
ГОЛОЛЕД
Гололед, изморозь и смесь являются от-
ложениями переохлажденных капель дождя
или тумана, происходящими при соприкосно-
вении с предметами, имеющими более низкую
температуру.
Гололед образуется при медленном замер-
зании капель, когда температура близка к
нулю и капли успевают растечься, образовав
однородный ледяной слой с объемным весом
7г~=0,6—0,9 т/и3. При быстром замерзании
в случае низких температур образуется измо-
розь, имеющая yr= 0,15—0,25 т/м3. При про-
межуточных температурах замерзания или
при чередовании охлаждения в связи с изме-
нением температуры возникает смесь гололе-
да и изморози, имеющая 7г^0,25—0,6 т/м3.
Ниже мы не делаем различия между голо-
ледом, смесью и изморозью, называя все эти
явления гололедом, имея в виду, что воздейст-
вие их на сооружения будет зависеть лишь
от величины уг и величины корки отложения.
Образование гололеда есть явление физи-
ческое, частота которого определяется повто-
ряемостью определенного комплекса метео-
рологических условий в данном месте. В
СССР наиболее часто гололедные явления
встречаются в районах Северного Кавказа и
Донбасса.
Данные отечественных наблюдений об об-
разовании гололеда в районах Северного
Кавказа, Урала и Донбасса показывают,
что с увеличением толщины корки отложения
Дг (при обледенении, смеси или изморози)
объемный вес уг уменьшается. На рис. 23
приведены отечественные и зарубежные дан-
ные и проведена кривая зависимости уг от
Дг применительно к отечественным данным,
которой можно пользоваться в случае отсутст-
вия обоснованных данных метеорологических
наблюдений для места возведения сооруже-
ния.
Отложение гололеда на проводах и эле-
ментах в опорах линий передач создает на-
грузки, которые для ряда типов конструкций
являются решающими.
Наибольшее влияние гололед оказывает на
сооружения, состоящие из большого числа
Рис. 23. Зависимость объемного веса 7г от сред-
ней толщины корки отложения по отечественным
и зарубежным данным
-30-
конструктивных элементов, имеющих неболь-
шие поперечные размеры.
В этом случае нагрузка от веса гололеда,
а также от ветра (qr> уменьшенной интенсив-
ности, но действующего на резко увеличен-
ную площадь поперечного сечения элементов,
является решающей и в ряде случаев значи-
тельно превосходит нагрузки от расчетной
силы ветра и собственного веса.
Особенно сильно сказывается обледенение
на нагрузку от проводов, антенн, канатов
(нитей) при одностороннем их прикреплении;
при двустороннем закреплении, но односторон-
нем обледенении; в случае расположения про-
водов двух смежных пролетов на разных
уровнях; при переломе направления нити в
угловых опорах. Кроме того, нагрузки, дейст-
вующие на опоры при обледенении нитей, при
ветре увеличиваются в связи с увеличением
площади элементов.
Отложение гололеда обстоятельно изучено
для опор линий электропередач, т. е. на уров-
не 20—30 м над землей. На больших высотах
наблюдения носили случайный характер и
производились преимущественно на антенно-
мачтовых сооружениях высотой до 200—250 м.
Наблюдения над обледенением самолетов
или аэростатов не дают нужные сведения,
так как в результате кратковременного на-
хождения в зоне обледенения самолеты вы-
нуждены принимать меры по устранению
опасного для него обледенения, а аэростаты
при обледенении получают добавочный вес и
скоро опускаются на землю. Таким образом,
и самолеты, и аэростаты находятся в зоне об-
леденения лишь небольшую часть того вре-
мени, в течение которого происходит процесс
образования гололеда на сооружениях.
И. И. Саломатина дает теоретическую
формулу зависимости диаметра максимально-
го отложения гололеда на различных уров-
нях
D = У-D 0 + d(— - 1W
Ул \v„ Г
+ 0,08 — (О0- 2,15d),	(2.32)
где D — 2ДГ + d — диаметр максимального
отложения гололеда вме-
сте с проводом в мм\
Do = 2ДГ о + d — измеренный диаметр голо-
леда на высоте 2 м в мм-,
d—диаметр провода в мл';
Дг; Дг0—-толщина корки обледене-
ния на произвольной от-
метке и высоте 2 м;
А; Ло — соответственно отметка
вычисляемого и измерен-
ного обледенения (Ло=
=2 .и).
V=~V0
Формула (2.32) дает хорошую сходимость с
результатами эксперимента при значении по-
казателя шероховатости земли Zo=3 см.
Если принять расчетную толщину корки
обледенения на отметке 10 м— Дг0, скорость
ветра У10=15 м/сек (что соответствует qr=
=15 кг/м2), значение zo = O,O3 м и диаметр
провода d=5 мм, то выражение (2.32) преоб-
разовывается в такой вид:
Дг = (0,2 Ig h+ 0,3) (2Дг0 + 5) + (1gh - 2) +
+ 0,008 Л (Дг0-2,9).	(2.33)
Здесь значение Д в мм при значении h в м.
В табл. 2.16 приведена толщина корки об-
леденения Д на различных уровнях h, вычис-
ленная для различных значений обледенения
на отметке 10 м, Дг0 по формуле (2.33).
Таблица 2.16
Отметка в м	Толщина корки гололеда Д в мм по районам					
	1	П	•и	IV	V	особый
До 10	5	10	15	20	30	50
20	8	12	21	27	40	65
50	10	20	26	35	52	85
100	12	24	34	45	67	ПО
150	14	28	40	54	80	130
200	15	32	46	62	95	155
300	17,5	38	57	77	110	200
400	20	44	68	92	140	240
500	22	50	80	110	160	280
При отнесении площадок сооружения к со-
ответствующему району гололедности для
Европейской части СССР следует пользовать-
ся схемой расчетных гололедных районов, со-
становленной ЦНИЭЛ Министерства электро-
станций СССР и приведенной на рис. 24.
Азиатская часть СССР разбивается следу-
ющим образом на районы гололедности:
I район —- вся территория, за исключе-
нием II, III, IV, V и особого
районов;
II район — северные районы Казахстана;
— 31 —
Ill район — побережье северных морей и
заливов до границы тундры
или до прибрежных горных
хребтов;
IV район — местности, находящиеся вбли-
зи поздно замерзающих рек,
горные местности, перевалы
Закавказья и Средней Азии;
V район — береговая полоса Берингова
моря, Камчатка и Сахалин.
Следует иметь в виду, что для горизонталь-
но расположенных нитей на величину отложе-
Рис. 24. Схема расчетных гололедных районов
ния гололеда имеет значение направление вет-
ра. Некоторые авторы считают, что величина
отложения осадка пропорциональна синусу
угла между направлением ветра и осью нити.
В тех случаях, когда известно направление
ветра при образовании гололеда, желательно
(если это возможно) соответствующим обра-
зом ориентировать элементы, дающие наи-
большие нагрузки при гололеде.
В связи с тем, что гололедообразование в
проводах происходит с наветренной стороны,
провод, по мере обложения гололеда, закручи-
вается и располагается
равномерно по пери-
метру.
Что касается значе-
ния коэффициента об-
текания проводов при
обледенении, то следу-
ет иметь в виду, что по-
скольку отложения
происходят при движе-
нии воздуха, то форма
обледенения должна
быть хорошо обтекае-
мой. Лишь повороты
сечения проводов в свя-
зи с указанным выше
закручиванием могут
привести к ухудшению
значения Сх.
Однако увеличение
значения Re из-за уве-
личения диаметра ни-
ти после обледенения
всегда должно приве-
сти к некоторому
уменьшению значения
Сл.
В большинстве слу-
чаев Сх принимают со-
ответственно диаметру
обледенения на про-
воде.
СЕЙСМИКА
Сейсмические силы
могут иметь произволь-
ные направления в за-
висимости от располо-
жения эпицентра зем-
летрясения по отноше-
нию к местоположению
рассматриваемого со-
оружения.
Если эпицентр на-
ходится вдалеке от со
оружения, то при одно-
— 32 —
родных грунтах наиболее интенсивны горизон-
тальные сейсмические силы, если эпицентр на-
ходится под сооружением, то будут преобла-
дать вертикальные составляющие. Поскольку
в большинстве случаев грунтовые условия в
промежутке между эпицентром землетрясения
и сооружением весьма разнообразны, то мо-
жет происходить искажение направления дей-
ствия сейсмических сил. Вследствие этого
предлагается принимать любое наихудшее для
прочности сооружения направление воздей-
ствия сейсмических сил.
Для высотных сооружений наиболее опас-
ными являются горизонтальные воздействия
сейсмических сил.
Сила землетрясения в местах строительст-
ва оценивается сейсмичностью в баллах по
шкале ОСТ ВКС 4537 и принимается по кар-
там сейсмического районирования СССР. Со-
гласно Нормам и правилам строительства в
сейсмических районах (СН-8-57) инженерные
сооружения: башни, мачты, дымовые трубы,
эстакады, градирни, элеваторы, подпорные
стенки и др. относятся ко II категории соору-
жений, для которых расчетный сейсмический
район совпадает с сейсмичностью пункта
строительства, принимаемого согласно картам,
приведенным в приложении СН-8-57.
Расчетная величина сейсмических сил
инерции определяется по формуле
S = а/гсР,	(2.34)
где Лс—сейсмический коэффициент, прини-
маемый по табл. 2,17;
а — коэффициент, зависящий только от
динамических характеристик соору-
жения и его элементов.
Таблица 2.17
Расчетная сейсмичность в баллах	7	8	9
Значение сейсмического коэф- фициента kz	1	1	1
	40	20	10
При расчете сооружения в целом на силы
инерции длиннопериодных колебаний в зави-
симости от высоты сооружения по схеме, изоб-
раженной на рис. 25,
а = 1 + -^-.	(2.35)
При /гz=0 а=1, при h^H а=2.
Местные соединения рассчитываются на
импульсивные силы (предшествующие силам
инерции длиннопериодных колебаний), возни-
кающие в местах жестких прикреплений гиб-
ких элементов к элементам, имеющим боль-
шую массу или жесткость, путем введения
значения коэффициента
а = 5	(2.36)
Такими местами являются закрепление ба-
шен к фундаментам, прикрепление элементов
с меньшей массой к конструкции, имеющей
значительно большую массу, или прикрепле-
ние элементов, имеющих значительно меньшую
жесткость.
В качестве примера на рис. 25 изображена
консоль на башне с массой, соответствующей
силе Рь Если консоль недостаточно жестка,
а масса силы Pi велика, то при вертикальном
сейсмическом толчке закрепление консоли к
башне следует рассчитывать с введением ко-
эффициента а =5.
Рис. 25. Схема определения инерционных сил
при сейсмических воздействиях
Р — вес сосредоточенной массы в т или Рг в
т!м, распределенной по высоте сооружения и
зависящий от собственного веса сооружения,
технологического оборудования, гололеда и
других элементов, жестко соединенных с кон-
струкцией сооружения. Под понятием жестко-
го соединения следует иметь в виду, чтобы си-
лы трения или элементы закрепления были не
менее 20% от величны сейсмического усилия,
определяемого по формуле (2.34). В случае
закрепления к сооружению гибких элементов
(проводов, канатов, антенн и других нитей)
3 А Г. Соколов
— 33 —
инерционная нагрузка от них не учитывается.
Для высотных сооружений общую формулу
(2.34) можно преобразовать в следующие:
а) при расчете сооружения в целом
от сосредоточенных сил
= + т’
от распределенных сил
(2.34а)
(2,346)
В качестве первого приближения Можно
принять: для башен при и=2	=3, go=
So
JS
=0,bgw-, Для мачт ПРИ п~ 1 — =3, go=
So
=0,4gcp.
а)
5 - Обозначения .
Данные
Отечественные
* ’ Зарубежные
из Iй
прмап ЗДЕЯ
Ж
о
б) при расчете узлов закрепления башен
к фундаментам в местах изменения жесткости
или приложения сосредоточенных масс
X
3-
5 = 5 kcP.
(2.34в)
2
СОБСТВЕННЫЙ ВЕС
оо
При проектировании высотных сооружений
собственный вес обычно определяется путем
ориентировочных прикидок, а также сообра-
зуясь с практикой, имеющейся для соответст-
вующего вида сооружений.
Как общее правило, доля собственного ве-
са конструкция мала по сравнению с суммар-
ной нагрузкой, поэтому погрешности в 10—
20% при назначении величины собственного
веса мало влияют на технико-экономические
показатели большинства высотных сооруже-
ний из металла. Исключение составляют же-
лезобетонные опоры большой высоты (более
100 м), в которых доля усилий от собственно-
го веса в ряде случаев превосходит 50%.
На рис. 26 приведено изменение среднего
веса 1 м стальных башен и мачт при различ-
ном режиме работы. При пользовании этими
данными следует иметь в виду, что закон из-
менения веса башен и мачт по высоте имеет
вид	л .
gi =Яо+ —77-Ч	X
\ п /
1--------
6aui”u
(Я
б)
х
со
3
2
!
хГ14-К*(1-
L go \
(2.37)
где g( — вес 1 м башни или мачты на рас-
сматриваемой высоте ht;
п —показатель степени, характеризую-
щий конструктивное решение (кон-
фигурацию, размер оснований, сече-
ния элементов и др.);
kg—конструктивная характеристика, учи-
тывающая характер и величину при-
ложения нагрузок, качество приме-
няемого материала и пр. (размер-
ность — т/м).
/
---------/А-------
CPC 9	.	Y


о
Башни слегним ретимом
I работы | -
J00	200	300	400
Высота В м
Обозначения :
Данные
Решетчатый
n _	rCLUCIIi'tU
Сплошное . ствол
сечение -----------
ствола
Отечеств
Зарубежн.

0
500
из
прокате
УзтМшп
Ж
Э
О
s

1^%;
I Д ~ т мачты решетчатые из триб
Ю0 200	300	400	500
Высота В м
Рис. 26. Средний вес 1 м стальных башен и
мачт в зависимости от высоты и режима ра-
боты
а — металлические решетчатые башни: б — металли-
ческие мачты
Таким образом, пользуясь указанными
графиками, можно найти вес 1 м конструкции
на соответствующей высоте по формулам:
для башен
gt-0,5gcp[l+3(l -А.)2], (2.37а)
для мачт
^ = 0,4gc- [1+3(1--^-)] =
~=0,4£ср(4-ЗА).	(2.376)
\	/7 /
— 34 —
В случае постановки на опорах оборудования
вес его определяется по фактическим данным.
Современные высотные сооружения осна-
щены более мощным оборудованием, создаю-
щим все большие нагрузки, нежели нагрузки
на опоры постройки предыдущих лет. Это от-
носится и к линиям электропередач, у которых
возрастает передаваемая мощность, сечения
проводов, пролеты и высота опор, и к соору-
жениям радио, телевидения, канатным доро-
гам и пр
В качестве примера на рис. 27 приведен
график изменения доли ветровой нагрузки на
телевизионные опоры. Из этого графика вид-
но, что если в телевизионных опорах построй-
ки 1949 г. доля ветровой нагрузки на обору-
дование составляла лишь около 15%, то в со-
временных опорах она составляет уже около
60%.
В качестве примера в табл. 2.18 приведен
средний вес железобетонных башен. В эти веса
не включен вес оборудования.
Таблица 2.18
Наименование	Высота в м	Год постройки	Показатели			
			железобе- тон в м3[м	' металл в mfM		
					стоим, в тыс.	(У Q « и во Я
Ганновер, ФРГ. Башня		70	1956	7,5	1,07		16
Ройч, ГДР. Баш- ня 		79,5	1957	16,1	1,65	73	34
Париж—Лилль, Франция. Башня .	84,75	1954-55	22,9	3,9			50
ГДР Башня (ти- повая) 		132	1956	7,6	0,76	23	16
Гельптеборг, ГДР. Башня . . .	190	1957	19,6	2,76	46	42
Декведе, ГДР. Башня .....	209	1956	10,5	1,13	29	22
Штутгарт, ФРГ. Башня		211,94	1955	9,95	0,85			21
СССР Мачта (проект) .	500	Проект	2,76	1,66	14	7, *2
СССР Башня (проект) .	550	1957 Проект 1956 Проект	16,8	2,9	40	37
Бельгия. Башня Монъеля . . . .	707		113	2,83		230
		1952				
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАТЯЖЕНИЕ
Предварительное натяжение неизбежно в
случае применения канатов в качестве конст-
руктивных элементов. Поэтому мачты, опоры
ЛЭП (особенно угловые и переходные ) всегда
имеют предварительное натяжение, величина
которого задается при проектировании. Кроме
того, предварительное натяжение применяется
в ряде конструктивных элементов, например
в раскосах (а следовательно, и в распорках и
поясах) башен, фланцевых болтовых соедине-
ниях, некоторых типах изоляторов, железобе-
тонных фундаментах и пр.
Рис. 27. Изменения доли ветровой нагрузки иа
телевизионные опоры в течение последних лет
1 — оборудование и лифт; 2 — ствол с лестницами
Предварительное натяжение для некото-
рых схем может быть выбрано таким, чтобы
после приложения внешних сил оно не влия-
ло на конечную величину усилия. В качестве
простейшего примера рассмотрим ферму с
гибкими раскосами, предварительно напря-
женными усилием, равным —— ’В этом слу-
2 cos а
чае после приложения поперечной силы Q
один из раскосов станет нулевым, а второй
раскос полностью воспримет поперечную си-
.	кг Q
лу и усилие в нем будет равноЛС, к --------.
•	F cos а
Если предварительное напряжение Л7°<—-—,
р 2 COS а
то после приложения силы Q в раскосе по-
прежнему усилие будет равно Л7,,макс= ——,
но несколько возрастет деформация фермы;
если предварительное усилие 7V®= К —— >
р 2 cos а
>—-—,т. е. К>1, то максимальное усилие в
2 COS а
й	кг'	Q 1+К
раскосе будет равно /v^MaKC =--------*—.
cose 2
3*
— 35 —
Таким образом, увеличение усилия в
раскосе, предварительно натянутом с силой
JV° = К ——,по сравнению с силой Лф =—-—
Р 2 COS а Г	Р 2cos а
будет равно
Т) = Ломакс ’• Nрмакс ~ ~*“	(2.38)
и при расчете раскосов следует учитывать ве-
личину предварительного усилия.
В некоторых конструктивных схемах
нельзя выбрать такую величину предвари-
тельного натяжения, которая вовсе не влияла
бы на увеличение расчетного усилия.
К таким конструктивным схемам относят-
ся мачты, у которых оттяжки представляют
гибкую нить, всегда нагруженную попереч-
ной нагрузкой, и поэтому в отличие от неве-
сомой стержневой системы всегда имеющие в
оттяжках некоторые усилия. Указанное об-
стоятельство усугубляется тем, что для про-
странственного поддержания ствола мачты
требуется не менее трех оттяжек в плане в
каждом ярусе. Вследствие этого при измене-
нии направления ветра в плане часть оття-
жек работает на полное усилие, а часть их
является резервными, работая лишь при оп-
ределенном направлении ветра. Особенно
ясно становится это обстоятельство при рас-
положении четырех оттяжек в плане и на-
правлении ветра на одну плоскость оттяжек.
В этом случае оттяжки, перпендикулярные
ветровому потоку, не участвуют в восприятии
действующих сил, но они сами создают до-
полнительные усилия на ствол.
Из сказанного ясно, что нагрузки от пред-
варительного натяжения необходимо учиты-
вать при работе сооружения, стараясь путем
выбора их правильной величины всемерно
уменьшить величину этой нагрузки.
Вопросы рационального назначения вели-
чины предварительного натяжения разбира-
ются в соответствующих разделах.
ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Изменение усилий при колебаниях темпе-
ратуры возникает во всех статически неопре-
делимых системах, т. е. там, где условий рав-
новесия недостаточно для определения уси-
лий.
К таким системам в высотных сооружени-
ях относятся: нити с жестко или упруго за-
крепленными концами; мачты; конструктив-
ные узлы или конструкции, имеющие сочета-
ние элементов с различными коэффициента-
ми температурного расширения (например, в
изоляторах, стянутых металлическим стерж-
нем); опоры башен в месте соединения их с
фундаментами (в связи с разной температу-
рой и коэффициентом температурного расши-
рения материала конструкции и грунта); од-
носторонний нагрев конструкций при стеснен-
ной деформации (вследствие жесткости опор-
ных закреплений); различный нагрев или теп-
лоотдача отдельных элементов конструкций,
например вследствие разного угла падения
лучей солнца на элементы стержневых кон-
струкций или при перепаде температур в вен-
тиляционных и дымовых трубах, имеющих
внешние ребра, и т. д.
Величина усилий и напряжений в боль-
шинстве случаев зависит от изменения тем-
пературы по сравнению с температурой в мо-
мент ее монтажного замыкания, происходя-
щей. преимущественно вследствие изменения
солнечной радиации в течении годового и
суточного цикла и метеорологических факто-
ров (осадков, температуры и скорости ветра).
Лишь такие конструкции, как дымовые и вен-
тиляционные трубы или изоляторы, находя-
щиеся в поле высокого напряжения, могут
иметь приток тепла из других источников.
В тех случаях, когда провода и нити имеют
электропрогрев для ликвидации гололедооб-
разования, изменение их температуры также
имеет другие источники.
В большинстве конструкций (к ним отно-
сятся все металлические и железобетонные
сооружения) при понижении температуры
усилия увеличиваются, с повышением же
температуры увеличивается деформативность.
Климатологические данные по некоторым
пунктам СССР следует брать в СНиПе,
том II, глава IV В—3, § 7, табл. 12, стр.
158—160.
Максимальные изменения температуры
следует принимать следующими.
I.	Для районов, имеющих на карте (рис. 4.47)
температуры —20, —25, —30°: положительную
+ 40, отрицательную —40, среднюю 0°.
II.	Для районов, имеющих на карте темпе-
ратуру —35 и —40°: положительную +40, от-
рицательную —50, среднюю —5°.
III.	Для районов, имеющих на карте темпера-
туру —45, —50, —55°: положительную +30,
отрицательную —60, среднюю —15°.
IV.	Для районов, имеющих на карте темпера-
туру —15 и —11°: положительную +50; отри-
цательную —30, среднюю + 10°.
— 36 —
В случае обледенения проводов при тол-
щине корки льда до 1,5 см принимается тем-
пература —10°; при больших толщинах обле-
денения принимается температура —15°.
Назначая предварительные натяжения, не-
обходимо считаться, что отклонение темпера-
туры сооружения должно происходить от
указанной выше средней температуры.
Значения коэффициентов температурного
расширения для материалов, наиболее часто
встречающихся при постройке высотных со-
оружений, приведены в § 3.
§ 3. МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДИКА РАСЧЕТА
Материалы. Опоры большой высоты, а
также воспринимающие большие усилия от
проводов или оборудования до настоящего
времени выполнялись преимущественно ме-
таллическими.
Деревянные опоры в значительной мере
вытеснились вначале металлическими, а в
настоящее время железобетонными, которые
в ряде случаев вытесняют и металлические.
Поскольку экономика и конъюнктурные
условия влияют на расширение применения
того или иного материала, в ближайшие го-
ды следует ожидать, по-прежнему, сооруже-
ния металлических и более широкое приме-
нение железобетонных опор. В ряде случаев
рационально применение пластмасс для со-
оружения опор без изоляторов и для защит-
ных покрытий, но конструктивные разработ-
ки в этой области находятся еще в начальной
стадии. Дерево имеет и пока еще будет иметь
свою область применения при сооружении
опор. Здесь этот материал не рассматри-
вается, так как ему посвящено достаточно
работ , а область применения деревянных
конструкций ограничивается небольшими вы-
сотами и нагрузками.
Применение легких сплавов для высотных
сооружений, за исключением расположенных
на труднодоступных трассах и перевозных
сборно-разборного типа, не дает пока тех
особых преимуществ, которые получаются в
сооружениях, имеющих горизонтальные несу-
щие элементы в связи с уменьшением собст-
венного веса, как-то: мосты, перекрытия,
балки и пр. Однако хорошая коррозиеустой-
чивость и малый удельный вес при одинако-
вой механической прочности со сталью Ст. 3
делают этот материал весьма перспектив-
ным.	.
В случае использования в несущих конст-
рукциях опор железобетона необходимо при-
менять высокие марки бетона для того, что-
бы уменьшить величину собственного веса,
который в этом случае вызывает большую
долю напряжений от суммарных.
Металлические опоры выполняются из
прокатных или холодногнутых профилей,
имеющих форму уголков, швеллеров, дву-
тавров, круглой стали или трубчатых сече-
ний.
Необходимо отметить, что в случае отсут-
ствия нагрузок от оборудования величина
ветровой нагрузки, которая для большинства
случаев является решающей, зависит лишь
от правильности выбора конструктивного
решения опоры и, в первую очередь, формы
применяемых профилей. Выбор решения и
формы профилей, при которых ветровая на-
Рис. 28. Зависимость между изменением
веса башни в случае применения прокат-
ных профилей или труб и отношением
доли напряжений от ветровой нагрузки
к суммарной
грузка будет наименьшей, приводит к резко-
му уменьшению веса опоры. При увеличении
доли ветровой нагрузки на оборудование
экономия, которая может быть получена пу-
тем применения оптимальной схемы и хоро-
шо обтекаемых сечений, уменьшается.
На рис. 28 приведена зависимость между
относительным изменением веса башен из
плохо обтекаемых сечений (уголки, швелле-
ры и пр.) по сравнению с башнями из труб
— 37 —
в зависимости от доли ветровой нагрузки,
действующей на оборудование.
Там, где нагрузка от оборудования мала,
в случае применения трубчатых элементов
вес опоры уменьшается более чем в 2 раза
(например, при А=0,1, #веса =2,2); там же,
где доля нагрузки от оборудования увеличи-
вается, разрыв в весе уменьшается.
В металлических опорах для несущих эле-
ментов наибольшее применение находили
следующие стали: для прокатных профилей и
листов — сталь 3 по группе А + Б ГОСТ
380—50 с дополнительными гарантиями пре-
дела текучести и загиба в холодном состоя-
нии согласно п. 8 и 9 этого ГОСТа, что соот-
ветствует стали 3 ио ГОСТ 380—60; для труб
диаметром до 140 мм — сталь 20; для труб
диаметром более 146 мм — сталь 4 и сталь 5.
При гибкости элементов опоры X, не пре-
восходящей 50, когда значения коэффициента
продольной устойчивости ® для высокопроч-
ных сталей и стали 3 имеют малое отличие,
выгодно применять стали повышенной проч-
ности. Например, сталь 15ХСНД, 14Г2 или тер-
мообработанные стали рационально применять
в сооружениях, выполненных в виде одной тру-
бы при условии, что местная устойчивость обо-
лочки не лимитирует назначения размера сече-
ний. Применение легированной стали может
оказаться рациональной в тех случаях, когда
на сооружение действуют большие внешние
нагрузки при А>-0,5 (рис. 28), что полностью
относится к линиям электропередач. Здесь
можно добиться такого конструктивного ре-
шения, в котором значения <р при стали Зили
легированной стали будут одинаковы, а повы-
шение ветровой нагрузки из-за увеличения
размера сечения1 мало скажется вследствие
большого значения А. Особенно выгодно при-
менять в этом случае тонкостенные профили.
Элементы оттяжек, механических деталей
и монтажных приспособлений предваритель-
но напряженной арматуры выполняются из
сталей повышенной прочности. Для оттяжек
в некоторых случаях, когда ограничивается
деформативность сооружения, нет необходи-
мости применять проволоку с максимальным
разрушающим напряжением, так как несу-
щая способность каната намного превысит
возникающие усилия; стоимость же такой
проволоки будет больше.
1 Имеется в виду увеличение геометрических разме-
ров сечения при уменьшении площади поперечного сече-
ния в низколегированных сталях с тем, чтоб Ллег<Г^ст з
При «Рлег = ?Ст.З, ЧТО соответствует \лег< V.T.3.
В табл. 3.1 приведены данные механиче-
ских показателей наиболее употребительных
материалов.
Расчет. Высотные сооружения выполняют-
ся преимущественно в виде пространствен-
ных стержневых и реже сплошных конструк-
ций, на которые, кроме сил, действующих не-
посредственно на конструкцию, действуют
также реакции от нагрузок, прикладываемых
к проводам, антеннам, различному оборудо-
ванию и др. Поскольку ветровая нагрузка,
являющаяся основной, может изменять на-
правление, то приходится выявлять то на-
правление ветра, при котором возникающие
усилия будут наибольшими.
Выявление наихудших силовых воздейст-
вий на сооружение усложняется тем, что
ветровое воздействие имеет пульсирующий
характер (см. § 2), а закон изменения пуль-
саций скорости ветра носит, как уже говори-
лось, случайно-стационарный характер. Это
означает, что ветер может действовать на со-
оружение в разные промежутки по-разно-
му. Возможность совпадения определенных
спектров частот ветровых порывов с перио-
дами собственных колебаний сооружения
учитывается при расчете сооружений введени-
ем коэффициентов динамичности £ и пуль-
сации т. Однако нагрузка на сооружение
характеризуется не только величиной дина-
мического воздействия, но и распределением
эпюры ветрового потока по высоте. Это рас-
пределение может быть различным, о чем
также указывалось ранее.
В отличие от промышленных сооружений,
мостов и пр., в которых форма применяемых
элементов почти не влияет на величину
действующей нагрузки, в высотных сооруже-
ниях формообразование и применение соот-
ветствующих профилей самым тесным обра-
зом связаны с величиной нагрузки от ветра,
а часто и от гололеда.
Ряд вопросов строительной механики, осо-
бенно относящихся к разделам колебаний,
устойчивости и нелинейных статических за-
дач, требуется разрешать при расчете вы-
сотных сооружений в наиболее сложном ви-
де, так как расчет должен вестись с учетом
пространственности конструкций и в ряде
случаев с учетом нелинейных зависимостей.
Определение величины ветровых и голо-
ледных нагрузок во многом является услов-
ным, так как имеющихся материалов наблю-
дений явно недостаточно, а на получение но-
вых требуется длительное время. Трудоем-
кость некоторых вычислений, позволяющих
правильно выбрать расчетные схемы, тре-
бует применения вычислительных машин и
38-
Материалы	Марка и ГОСТ	Предел проч- сти 7?пр в кг] см2	Предел текучести в кг{см*
Сталь прокатная Сталь литая	I Ст. 0 Ст. 2 ГОСТ 380-60 Ст. 3 Ст. 4 Ст. 5 г Ст. 10 ГОСТ 301-50 ] £т 35 1 Ст. 45 ГОСТ 5058-57 f {зхсНД легированная | (НЛ2) ГОСТ 977-53 | J СЧ12-32 ГОСТ 1412-48 | СЧ15-32 | СЧ18-36 1 1	АМ-П ГОСТ 4784-49 Д16-М Д16-Т ТУ39-56	J АМ-6Т 2485-53	1АА8 (AMf-M; ГОСТ 4784-49 { АВ-М 1 АВ-Т, ТУ39-56	АМГ-6Т-М 7117ВД	/ ЦAM 10-5 7! 17-59	|ЦАМ9-1,5	3200 3 400 3 800 4 200 5 000 3 200 4 000 5 200 6 000 4 700 5 200 4 000 5000 1 200 раст.	2 200 2 400 2 600 2 800 3 000 3 400 2 000 2 800
1 Чугун 00 го 1 Алюминие- вые сплавы* Алюминие- вые сплавы в зоне свар- ных швов Заливка втулок Бетон Стеклопласт		5 000 сжат. 1 500 6500 1 800 7 000 В соответствии с данными НиТУ 123-55 До 4000	1	1 Illi 1 1 1 1 1 1 1 1	1	1
I По состоянию поставок профили разделяются на:
а) отожженные (Л4);
б) закаленные н естественно состаренные (Т):
в) закаленные н искусственно состаренные (Т.):
г) полунагартованные (П).
Таблица 3.1
Расчетные сопротивления в кг 1см*				Модуль нормаль- ной упругости Е в кг {см*	Модуль сдвига 4 в кг {см*	Коэффи- циент по- перечного сжатия
сжатие	растяже- ние Яр	срез ^?ср	смятия ^?см			
1700	1 700	1 000	2500	2,1 • 10»	0,8-10»	о,3
2 000	2 000	1 200	3 000	2,1-10»	0,8-10»	0,3
2 100	2 100	1 300	3 200	2,1-10»	0,8-10»	0,3
2 100	2 109	1 300	3 200	2,1-10»	0,8-10»	0,3
2 400	2 400	1 400	3 600	2,1-10»	0,8-10»	0,3
								2,1-10»	0,8-10»	0,3
				—.			2,1-10»	0,8-10»	0,3
___							2,1-10»	0,8-10»	0,3
—	—	—	—	2,1-10»	0,8-10»	0,3
2 900	2 900	—	—	2,1-10»	0,8-10»	0,3
3 000	3 000	1700	4300	2,1-10»	0,8-10»	0,3
								2,1-10»	0,8-10»	0,3
—	—	—	—	2,1-10»	0,8-10»	0,3
1500	450	350	2 250	0,48-1,6-10»	0,25-0,7-10»	—
1500	450	350	2 250	0,48-1,6-10»	0,25-0,7-10»	—
•1900	550	450	2 800	0,48—1,6-10»	0,25-0,7-10»	—
1 700	1 700	1000	2 600	0,72-10»	0,27-10»	0,34
700	700	450	1050	0,72-10»	0,27-10»	0,34
1 800	1.800	1050	2 700	0,72-10»	0,27-10»	0,34
450	450	60J	1450	0,72-10»	0,27-10»	0,34
2500	2500	1500	3 750	0,72-10»	0,27-10»	0,34
1350	1350	800	2000	0,72-10»	0,27-10»	0,34
—	—	—	—	—	—*	—
700	700	400			0,72-10»	0,27-10»	0,34
1 100	1 100	650	—	0,72-10»	0,27-10»	0,34
1 300	1300	800	—	—	—	—-
	—	—	—	—	—	—
• —	—	—	—~	—	—	—
-	—	—	—	0,2-10»	—	—
Примечание. Характеристики аллюмнниевых сплавов следует принимать
по «Техническим условиям проектирования конструкций из
аллюмиииевых сплавов СН 113—60». Госстройнздат, 1961.
табулирования результатов для ряда основ-
ных схем.
Вышесказанное показывает, что для со-
здания рациональных высотных сооружений
необходимо обладать знаниями в большом и
сложном комплексе вопросов. Достаточно
отметить, что вопросами, связанными прямо
или косвенно с расчетом высотных сооруже-
ний, у нас и за границей занимается большое
количество инженеров и ученых, работающих
в различных областях.
В СССР большие работы велись и ведут-
ся в институте Проектстальконструкция Гос-
строя СССР, Главной геофизической обсерва-
тории, ЦНИИСКе Академии строительства и
архитектуры СССР, ЦАГИ имени Жуковско-
го, институтах Министерства электростанций:
ЦНИЭЛС и ТЭП, институтах Министерства
связи: ГСПИ и НИИ и в ряде других орга-
низаций.
Наличие большого количества неясностей
приводит к тому, что методика расчета вы-
сотных сооружений должна проверяться ре-
зультатами практики и, в первую очередь,
анализом действительной работы сооруже-
ний. К сожалению, наблюдений над высотны-
ми сооружениями, в которых наряду с за-
писью скоростей, ускорений и направлений
ветра в разных точках велись бы записи од-
новременно возникающих напряжений, нет в
отечественной практике. За рубежом таких
записей сделано немного. Лишь косвенные
характеристики, как-то: аварии отдельных
сооружений, свидетельствующих о недоста-
точной их прочности при возникавших слу-
чайных нагрузках, или, наоборот, безаварий-
ная работа сооружений, выдержавших такие
нагрузки, дают некоторые пределы, характе-
ризующие крайние положения, но не позво-
ляют дать количественный анализ и срав-
нить действительные напряженные состояния
с вычисленными по определенной методике.
Разработанный в ЦНИИСКе способ опре-
деления величины ветровой нагрузки являет-
ся основой для дальнейшего расчета высот-
ных сооружений. Изложенные § 3 приемы оп-
ределения характера эпюры скоростных на-
nopoBt в зависимости от величины скорости
ветра на уровне 20 м, рекомендации в части
возможности изменения ветровой нагрузки в
определенных зонах, а также собранные мно-
гочисленные данные о действительных коэф-
фициентах обтекания позволяют определять
с удовлетворительной точностью действитель-
ные напряжения в высотных сооружениях.
- - „Аналогично другим сооружениям расчет
высотных  сооружений производится по двум
предельным состояниям;
1) по несущей способности (прочности,
устойчивости или выносливости); при дости-
жении этого (первого) предельного состоя-
ния конструкция теряет способность сопро-
тивляться внешним воздействиям;
2) по деформациям; при достижении это-
го (второго) предельного состояния в конст-
рукции, несмотря на сохранение прочности и
устойчивости, появляются деформации или
колебания, исключающие возможность даль-
нейшей эксплуатации сооружения. (Напри-
мер, токонесущий провод, провисая под на-
грузкой от гололеда, но не разрушаясь, со-
прикасается с землей и создает короткое за-
мыкание.)
Расчет по первому предельному состоянию
производится при учете воздействия расчет-
ных нагрузок и их возможных сочетаний,
наиболее вероятных во время эксплуатации
сооружения.
Расчет на усталость производится только
в тех элементах, в которых возможно частое
приложение знакопеременных и пульсирую-
щих нагрузок. В большинстве случаев такие
воздействия возникают при малых скоростях
ветра в отдельных, преимущественно гибких
элементах сооружения. Максимальное значе-
ние ветровой нагрузки длится короткое вре-
мя, а поэтому основные расчетные элементы
сооружения не подвержены знакопеременной
нагрузке. Исключение могут составлять со-
оружения из одного цилиндра, в которых при
малых скоростях ветра могут возникать яв-
ления автоколебания.
Поскольку ветровая нагрузка может изме-
нять направление, то в высотных сооружени-
ях нельзя допускать образования шарниров
или зон пластичности в тех случаях, когда
ветровая нагрузка является расчетной. Лишь
тогда, когда повторные нагрузки при измене-
нии направления маловероятны (например,
обрывы проводов или антенн) или повторные
нагрузки всегда сохраняют направление, при
соответствующем обосновании допускается
использовать пластические свойства материа-
ла для выравнивания напряжений.
Если развитие пластических деформаций
при первом нагружении может выравнять на-
пряжения и поэтому они при повторных на-
грузках уменьшаются, тогда развитие пласти-
ческих деформаций должно быть использова-
но, но одновременно оговорены повышенные
требования, предъявляемые к металлу и свар-
ным соединениям.
Общие выражения условий, необходимых
для сохранения несущей способности элемен-
тов сооружения и сооружения в целом, ука-
40 —
заны: по прочности в формуле (3.1) и по
устойчивости в формуле (3.2):
/и/?><з=/?С0Ч[ЕФ1(/?19'1; Sj )+ЕФ2 (n2<?2; S2)+-
+ 2Ф1(«л; •$»)]>	(3.1)
mkyR > а = kC04 [£ФУ (n^p Sj) 4-
+ Ефу(л2<72; S2) + - 2Ф^(п„д„; $„)], (3.2)
где т — коэффициент условия работы;
nt— коэффициент перегрузки;
R — расчетное сопротивление;
St — геометрическая (статическая ха-
рактеристика рассчитываемого
сечения;
qt — вид нагрузки;
£сОЧ— коэффициент сочетания нагру-
зок;
Ф/; ФУ —формула напряжения для данной
нагрузки;
ky — коэффициент, характеризующий
понижение напряжений сжатого
элемента или сооружения.
Значения коэффициентов перегрузки п приве-
дены в' табл. 3.2.
Таблица 3.2
Вид нагрузки
Значение
коэффициента
перегрузки
п
Собственный вес конструкций и обо-
рудования .........................
Предварительное натяжение прово-
дов, антен, канатов, арматуры . . . .
Ветровая нагрузка ...............
Гололед .........................
Снег.............................
Сейсмика ........................
Температура .....................
Монтажные нагрузки...............
Обрыв проводов, канатов, антени . .
При расчете фундаментов собствен-
ный вес фундаментов н грунта:
на сжатие......................
на вырывание...................
1,1 
0,9ч-1,1
1,2*?
1,2
1,4
1
1
1,2
1,2
1.1
0,7—0,9
*) Этот коэффициент включен в величину ветровой нагрузки.
Кроме того, при определении ветровой нагрузки вводится коэффи-
циент (3, характеризующий динамическое воздействие ветра на
сооружение (см. § 2).
Для высотных конструкций, так же как и
для других, существует деление на основные,
дополнительные и особые сочетания нагрузок.
Основные сочетания для высотных соору-
жений в отличие от других конструкций состо-
ят не только из постоянно и регулярно дейст-
вующих нагрузок (собственный вес сооруже-
ния и оборудования, предварительное натяже-
ние), но также из регулярно повторяющихся
ветровых нагрузок и нагрузок от обледенения.
Ветровые нагрузки принимаются равными 50%
от ураганной (расчетной) скорости ветра. Эта
комбинация нагрузок не является определяю-
щей размеры сечений опор.
Дополнительные сочетания состоят из ос-
новных нагрузок и ветра ураганной силы, по-
вторяющегося не чаще чем через 20 лет, а так-
же из обледенения при ветре уменьшенной ин-
тенсивности с добавлением нагрузок от темпе-
ратуры и монтажных воздействий.
Особые сочетания состоят из основных на-
грузок, а также воздействия сейсмических сил,
односторонних обрывов проводов или антенн
и пр.
В табл. 3.3 приведены наиболее часто
встречающиеся в высотных сооружениях ком-
бинации основных, дополнительных и особых
сочетаний нагрузок и даны значения коэффи-
циентов сочетания.
Таблица 3.3
*) При этом учитывается действительный характер приложе-
ния усилий (отсутствие оборудования, поставка дополни-
тельных монтажных элементов и др.).
*ii:) Соответственно гололеду.
Чаще всего расчетными являются дополни-
тельные и особые сочетания нагрузок.
Для сооружения опор линии электропере-
дачи и аналогичных конструкций, обеспечи-
вающих работу большого количества ответст-
венных предприятий, коэффициент условия ра-
бот принимается равным т=0,8.
Для сооружений большой высоты, в ко-
торых местные условия, а также условия
влияния различных комбинаций нагрузок об-
стоятельно изучены, следует принимать коэф-
фициент условия работы, равный /п = 0,9.
К таким сооружениям следует относить опо-
ры релейной связи, радио, сооружений телеви-
— 41 —
дения, маяков, вентиляционных и дымовых
труб и т. п.
При расчете отдельных конструктивных
элементов и деталей в случае отсутствия норм
рекомендуется принимать следующие коэф-
фициенты условия работ.
Для механических деталей и
болтов 	т=0,85;
для фланцев	т=1,1;
для оттяжек мачт	т~0,5;
для проводов опор ЛЭП при про-
хождении по ненаселенным местам:
а)	для многопроволочных прово-
дов и тросов	т=0,6;
б)	для однопроволочных прово-
дов	т=0,5;
для проводов опор ЛЭП при прохождении
по населенным местам, мостам, плотинам,
дамбам, по пересечениям автострад, железно-
дорожных путей, постоянных канатных дорог,
русел рек и каналов (незамерзающих или в
пределах населенных мест), трубопроводов
особого назначения, линий связи, высоко-
вольтных линий:
а)	для многопроволочных прово-
дов и тросов	zn=0,4;
б)	для однопроводных проводов т=0,35;
для изоляторов ЛЭП при проводах
группы А:
а)	для штыревых изоляторов	т=0,5;
б)	для подвесных изоляторов	т=0,6;
для изоляторов ЛЭП при прово-
дах группы Б:
а)	для штыревых изоляторов	/п=0,35;
б)	для подвесных изоляторов	т=0,4;
для проводов проволочных антенн:
а)	для многопроволочных прово-
дов и тросов	т=0,6;
б)	для однопроволочных прово-
дов	т=0,5.
1. При расчете опор и их элементов на
устойчивость коэффициент Ау, характеризую-
щий понижение напряжений сжато-изогнутых
стержней, принимается, исходя из возможно-
сти общей потери устойчивости сооружения и
местной потери устойчивости элемента (стерж-
ня или зоны оболочки).
Значения ky для основных схем и видов
нагрузок принимаются следующими.
При элементах поясов сжатого решетчато-
го стержня и симметричного сечения (круг,
труба, два уголка крестом)
ky ?прив>
(3.3)
где <рприв — приведенный коэффициент про-
дольной устойчивости всего со-
оружения в целом, т. е. для ба-
шен или соответствующих про-
летов для мачт, принимаемый
по техническим условиям сталь-
ных конструкций, в зависимости
от Хприв . При назначении <рприв
учитываются граничные условия
закрепления путем введения со-
ответствующих значений коэф-
фициента р=—.Значение (Здля
h
основных схем приведены в
табл. 3.4;
Таблица 3.4
Приве-
денная
расчетная
длина
Приве-
денная
расчетная
длина
Схема
закрепления
и нагрузка
Схема
закрепления
и нагрузка
2. При расчете поясов и раскосов, выпол-
ненных из одного уголка, значение ky прини-
мается по табл. 3.5.
3. При проверке общей устойчивости мач-
ты как шарнирной цепи (методика расчета
изложена в § 21) Лу=1,5.
4. При проверке сжато-изогнутого элемен-
та (например, ствола мачты) значение ky яв-
ляется проверкой на устойчивость и прочность
(см. § 21)
?паН(1 + еА:-^-у	(3.4)
?паи — коэффициент продольной устойчи-
вости пояса в пределах панели;
? = — при М= Жмакс;
— 42 —
Таблица 3.5
Вид решетки					Значение X		Значение	
					пояса	раскоса	пояса	раскоса
					х 		lS—	Ixpzp р~ ГМИН х	 Лор — г Г МИИ	?Ап	?Хр
								
			>1.					
			Г					
—j" j	у		--	I Г- X	X 			* 1 , Мп — гх	₽	Гмии X __ _А_ Лор — г ' мин		0.7%>
					—	1) Оба раскоса при пе- ресечении не преры- ваются Р-pZp	0,5/р ХР~ГМИН'Х°Р- ГМИН 2) Раскос прерывается и поддерживается фа- сонкой _ ^р/р 1 _ °’7ZP р	fмин ’ ор	гмни	—	°-9<РЛр
1 /				-tp	—	То же, что в п. 3	—	°-75?Хр
д l" г Vu у		а 1 '-для г ’"для г	Ку раней юней	Г „а"	—	х' _ иР/р • х ' = гр ХР ~ г	’ Аор ' МИН	'мин п п	п . ’ Pplp .	zp ЛР “ г	’ Аор— > мнн	гмин	—	*у = 0>9пр ft’ =0,75<р’кр
------------ ‘р
* Значение р.п определяется по табл. 3, 6 в зависимости от отношения k =	, где
*п
Ар
сткость панели поясного уголка относительно оси х\ «р="7~— погонная жесткость уголка, наиболее
'р
*п = ”7
.*п
— погонная же-
гибкого из при-
мыкающих к узлу в двух смежных гранях опоры.
Zp
** Значение р-р определяется по графику, изображенному на рис, 29 в зависимости отХ°=-—и отношения •
**	’ МИИ	и
— 43 —
Таблица 3.6
Рис. 29. Значение коэффициента X, в зависимо-
, ZP
сти от й/= .— и отношения погонных жест-
* п
костей раскоса и пояса
й= гР	Менее 0,05	0,05	0,1	0,15	0,2	0,25	0,3	0,4	0,5	0,75	1
Рп	1,19	1,16	1,13	1,1	1,03	1,06	1,04	1,03	1,02	1	0,98
Для проводов линий электропередачи су-
ществуют определенные габариты приближе-
ния к выступающим предметам, указанные в
табл. 3.7.
Таблица 3.7
k — коэффициент увеличения изгибаю-
щего момента от нормальной
силы
Характеристики районов прохождения линии	Габариты приближения в м при номинальном напряжении лииии в кв			
	выше 1 и до 20 включи- тельно	35-110	154	, 220
Населенная местность	6	6	6,5	7
Несудоходные и не- сплавные реки: от уровня льда зи- мой 		5,5	6	6,5	7
от уровня высоких вод 		3	3	3,5	4
Склоны гор, доступ- ные пешеходному дви- жению, районы с малой плотностью населения .	4,5	5	5,5	6
Склоны гор, не доступ- ные пешеходному дви- жению, скалы, крутые утесы		1,5	3	3,5	4
2(1 — cos«)
и2 cos и
(3.5)
(3.6)
Допускаемая деформативность сооруже-
ния определяется технологическими требова-
ниями.
Прогиб мачт и башен для радиовещания и
телевидения должен быть не более Чюо соот-
ветствующей высоты.
Деформативность (смещение, угол накло-
на и угол поворота) опор релейной связи и
других остронаправленных антенн устанавли-
вается соответствующими технологическими
требованиями.
§ 4. ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ О НИТЯХ
В опорах часто в качестве технологических
и конструктивных элементов применяются
нити.
Провода в линиях электропередачи, антен-
ны в объектах связи, отражающие поверхно-
сти в рефлекторах, пути для тележек в канат-
ных дорогах, оттяжки в мачтах, раскосы в
башнях больших размеров, монтажные кана-
ты являются далеко не полным перечнем
элементов, в которых применяются нити.
Правильное назначение параметров нитей
(сечений, пролетов, конструкций, материала)
и выяснение действительной их работы во
многих случаях определяют экономичность
сооружения.
ХАРАКТЕРИСТИКИ РАЗЛИЧНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
НИТЕЙ
Типы и сортамент стальных канатов. Ос-
новные характеристики и требования, предъ-
являемые к канатам (технические условия,
правила приемки, методы испытания, условия
упаковки и маркировки), изложены в ГОСТ
— 44 —
3241-55 «Канаты стальные. Технические ус-
ловия».
По механическим свойствам канаты под-
разделяются на изготавливаемые из проволок:
высшей марки — В; первой марки — I; вто-
рой марки — II. Марка проволоки характе-
ризует вязкость металла и допускаемый раз-
бег предела прочности проволоки. Для прово-
локи марки В допускаемый разбег равен 16%,
для марки I — 20% и для марки II — 25%
от предела прочности проволоки.
По роду свивки проволок в прядях канаты
изготавливаются с точечным касанием прово-
лок (ТК); линейным касанием (ЛК) и точеч-
но-линейным (тлю.
По виду свивки канаты различаются на
обыкновенные (раскручивающиеся после сня-
тия перевязок); нераскручивающиеся (канат
в целом и отдельные пряди не раскручивают-
ся после снятия перевязок); некрутящиеся
(многопрядные с противоположным направле-
нием свивок прядей по слоям).
По направлению свивок прядей канаты
различаются на правое и левое направление
свивок, а по направлению свивок проволок в
отдельных прядях на крестовую (когда на-
правление свивки в смежных слоях различ-
но), одностороннюю и комбинированную.
При крестовой свивке проволоки канат
всегда будет иметь точечное касание проволок
(ТК), при односторонней свивке линейное ка-
сание будет иметь место лишь в случае, когда
шаг винта в различных слоях пряди будет
одинаковым. Пряди с линейным касанием
(ЛК) проволок имеют более компактную
укладку проволоки и при прочих равных ус-
ловиях должны иметь больший модуль упру-
гости.
Расчетный предел прочности проволоки
канатов увеличивается с уменьшением диа-
метра проволоки по формуле
% = ао /Т-
где вв ио! — конечные значения разрушаю-
щего напряжения и диаметра
проволоки, а а0 и D — началь-
ные соответствующие значения.
Разрывное усилие каната в целом меньше
суммарного разрывного усилия всех проволок
Т'разр = а£Л)°р = ^кбр-	(4.1)
Значение а определяется эксперименталь-
ным путем и получается из формулы 4.1.
По данным, приведенным А. Н. Дукель-
ским, значения а изменятся в зависимости
от свивки каната: при тройной свивке —
0,82, при двойной свивке — 0,85—0,9, при оди-
нарной свивке — 0,9.
Кроме количества свивок на прочность ка-
ната влияет угол свивки; чем больше угол
свивки, тем больше потеря прочности каната.
При наличи органического сердечника прово-
локи каната работают более равномерно, по-
скольку они имеют более постоянный угол
свивки, и поэтому прочность каната увеличи-
вается (значение а увеличивается).
По способу покрытия поверхности проволок
канаты разделяются на светлые, т. е. не имею-
щие покрытий кроме антикоррозийной смаз-
ки техническим вазелином (УН по ГОСТ 782-
53), с пушечной смазкой (УНЗ по ГОСТ 3005-
51), смазкой АМС-3 (по ГОСТ 2712-52), со
смазкой канатной мазью (по ГОСТ 5570-50),
и на оцинкованные (по ГОСТ 7372-52).
Цинковое покрытие канатов должно отве-
чать требованиям стандарта и разделяется в
зависимости от слоя покрытия на три группы:
I	— для легких условий работы — ЛС;
II	— для средних условий работы — СС;
III	— для жестких условий работы — ЖС.
Наиболее часто применяются канаты,
оцинкованные для средних условий работы
(СС). В случае высокой агрессивности среды
или особой ответственности сооружений сле-
дует применять канаты, оцинкованные для же-
стких условий работы (ЖС).
Постановка канатов из светлой проволоки
допускается во временных сооружениях или
в виде исключения при отсутствии оцинкован-
ного. В последнем случае необходимо следить
за состоянием каната и проводить освидетель-
ствование его сохранности первый раз не
больше чем через три года, а в последующее
время эксплуатации не реже чем через год.
Если обнаруживается коррозирование до 25%
площади поперечного сечения проволок кана-
та, он должен быть заменен новым.
С целью уменьшения поверхности коррозии
желательно выбирать канаты с диаметром
проволоки не менее 3 мм.
В практике строительства опор наиболее
употребительны канаты с жесткой сердцеви-
ной по ГОСТ 3062-55; 3063-55; 3064-55; 3065-
55; 3067-55; 3068-55; 7680-55, а в особо ответст-
венных сооружениях — канаты спиральные,
закрытые по ГОСТ 3090-55; 7675-55 и 7676-55.
Канаты с мягкой сердцевиной применяются
в случае врубки и оттяжки орешковых изоля-
торов, а также в подъемно-транспортных
устройствах при малых диаметрах роликов.
Наиболее часто применяются канаты из
проволоки марки I, так как канаты из про-
волоки высшей марки на 30—40% дороже.
Стоимость же канатов марки II составляет
75% от стоимости канатов марки I.
Стоимость канатов определяется по прей-
— 45 —
скурантам оптовых цен на металлоизделия
промышленного назначения. Как общее пра-
вило, стоимость 1 т канатов любой конструк-
ции возрастает с уменьшением их диаметра.
При одном и том же диаметре наиболее доро-
ги канаты закрытого типа, а затем с мягкой
сердцевиной. Стоимость канатов из светлой
проволоки на 20% меньше каната из оцинко-
ванной проволоки.
Марки канатов обычно обозначаются сле-
дующим образом:
Канат 13-150-1-ЖС ГОСТ 3064-55. Цифра
13 обозначает диаметр каната, 150 — расчет-
ный предел прочности проволоки, I — марка,
характеризующая разбег механических
свойств, ЖС — характер оцинковки и, нако-
нец, ГОСТ.
В случае нераскручивающегося светлого
каната он будет обозначаться соответственно
так:
Канат 13-Н-150-1-Л ГОСТ 3064-55.
Предельные (допустимые) усилия в кана-
тах, постоянно поддерживающих конструк-
цию, находят, сообразуясь с данными о раз-
рушающей нагрузке в канате в целом. Эти
данные приводятся в соответствующих
ГОСТах на канаты.
В связи с различной длиной проволок ка-
ната, находящихся в слоях одной пряди и в
соседних прядях, а также с разной величиной
удлинения отдельных проволок каната (точ-
нее, каната в целом), напряжения отдельных
проволок каната различны.
В тех случаях, когда известна лишь проч-
ность отдельных проволок каната, при опреде-
лении разрушающей нагрузки всего каната
вводится понижающий коэффициент а, как
это ранее указывалось в формуле 4.1.
Неоднородность работы каната, по данным
различных авторов, меняется в значительных
пределах. Так, например, по данным Кирил-
лова, коэффициент однородности для витого
троса составляет 0,5, для одной пряди — 0,6.
Кроме того, при закреплении каната во
втулки с помощью заливки происходит неко-
торый отпуск металла и понижение прочности
проволоки на величину ^закр.
Таким образом, расчетное сопротивление
каната следует принимать с учетом этих ко-
эффициентов по формуле
бр = ^одн^закр^?тек. каната =
— ^одн^закра/?тек. провод1	(4.2)
Высокопрочная проволока, из которой из-
готавливаются канаты, не имеет площадки те-
кучести, и условно принимают
^?тек. каната 0,65/^ра3р. каната O,65ot/^pa3p. провод.
(4-3)
В связи со сказанным для канатов удобно
объединить значения ряда коэффициентов и
принять единое значение коэффициента усло-
вия работы, отнесенное не к пределу текуче-
сти, поскольку он является условной величи-
ной, а к разрушающему напряжению каната.
р
™ = k0№ £3акр--ТеК- КаНаТа =~0,65^одАакр. (4.4)
^разр. канатв
Как указывалось ранее, в случае, если из-
вестно только значение предела прочности
проволоки, оно должно быть умножено на ко-
эффициент а .
Для канатов, закрепленных во втулки пу-
тем заливки, значения Азак0 = ~ 0,95; £одн =
= — 0,7;
т = 0,65-0,7-0,95=0,45, что и было указа-
но в § 3.
В случае монтажного закрепления кана-
тов В. И. Прокофьев рекомендует прини-
мать значения ^закр, приведенные в табл. 4.1.
Несмотря на удобство пользования спи-
ральными канатами, изготовленными на заво-
дах, и возможностью транспортирования на
катушках или в бухтах любыми транспортны-
ми средствами, серьезным недостатком их яв-
ляется низкий модуль упругости. В некоторых
сооружениях ограниченность допускаемых в
нем деформаций приводит к тому, что в кана-
тах не используется его несущая способность,
а вес и стоимость сооружения вследствие это-
го увеличиваются.
В СССР и зарубежных странах за послед-
ние годы в ряде железобетонных конструкций
применяются канаты в виде пучков из прово-
локи высокой прочности. Как показывает
практика правильной организации работ при
изготовлении таких канатов, модуль нормаль-
ной упругости в них приближается к модулю
проволоки.
Например, в Чехословакии при изготовле-
нии нескольких мачт высотой 325 м применя-
лись специальные машины, изготавливавшие
канат из пучка на монтажной площадке со
скоростью 0,5 м в минуту. Канаты изготавли-
вались шестиугольного сечения. Модуль нор-
мальной упругости составлял 2,1 • 106 кг! см2.
Изготовление канатов из пучка нормаль-
ных проволок для высотных сооружений при-
менялось также в Германии.
Однако такой канат нельзя транспортиро-
вать вне монтажной площадки, так как он не
может быть навернут на габаритный барабан,
а поэтому изготовление канатов на месте
строительства рационально только при усло-
вии, если в одном месте необходимо изготовить
значительную длину их.
В связи с бурным развитием химической
— 46 —
Таблица 4.1
Значения величины КОЭффН- циента закрепле- ния	Причина, вызывающая изменение несущей способности каната в месте соединения	Схемы узлов
D	Изгиб каната во- круг неподвижной цилиндрической оправки (серьга, коуш, клиновой захват и др.)	~	
£>-j-l,5 d		
0,43	Изгиб каната вокруг роликов яблока	
0,67	Изгиб каната во- круг стандартного коуша	(ГОСТ 2224-43), соответ- ствующего диа- метру каната	
0,35
Изгиб троса,
продетого в отвер-
стие планки
0,6
0,5
Изгиб каната,
перекинутого че-
рез крюк простой
петлей
Изгиб каната,
перекинутого че-
рез крюк накид-
ной петлей
Узел на канате
и расправленный
баранчик
промышленности следует не упускать из виду
возможность применения в некоторых обосно-
ванных случаях канатов из новых материалов
(нейлон и др.).
Провода и проволока голые. Провода и
проволока голые выполняются из меди, алю-
миния или комбинированными, частью из ста-
ли, а частью из алюминия (АС и АСУ).
Кроме того, проволока и провода вырабаты-
ваются биметаллическими, т. е. наружная по-
верхность проволоки делается из меди, а серд-
цевина — из стали.
Провода голые медные, алюминиевые и
сталеалюминиевые изготавливаются по ГОСТ
839-41 и им присвоены марки: М. — медные;
А — алюминиевые; АС — сталеалюминиевые;
АСУ — сталеалюминиевые усиленной проч-
ности.
Обозначения проводов при заказе записы-
ваются примерно следующим образом:
АС — 120, 500 м, ГОСТ 839-41.
Следует иметь в виду, что соотношение
количества стальных и алюминиевых проволок
может быть изменено при условии сохранения
общего количества проволок.
Скрутка проводов производится в разные
стороны (следовательно, провода имеют то-
чечное касание), при этом наружный навив
делается в правую сторону.
Временное сопротивление на разрыв, отно-
сительное удлинение проволоки, а также ко-
эффициент линейного удлинения от темпера-
туры и модуль нормальной упругости приве-
дены в табл. 4.2.
Таблица 4.2
Проволока	Расчетный предел прочности проволоки в кг(мм2	Минималь- ное отно- сительное удлинение при длине 2i 0 мм в %	Модуль нормаль, ной упру- гости в KZjMM2	Коэффи- циент тем- ператур- ного удли- нения в пределах 1°
Медная . .	39	1	13 000	1.7-10-5
Алюминиевая Стальная	16	1,5	6300	2,4-10-5
оцинкованная	120	4	20 000	1,2-10-5
В табл. 4.3 приведены характеристики ста-
леалюминиевых проводов (по ГОСТ 839-41 и
заводским данным) с указанием усилий в
момент достижения разрушающих напряже-
ний в алюминии f^p.a = 0,9Ra —— j, а так-
же разрушающего усилия стального сердечни-
ка Рс при Рс =0,9 -120 кг!мм2 (0,9 — коэффи-
циент однородности каната в целом).
Процесс работы этих проводов прибли-
жается к указанному на рис. 30 для биметал-
лических проводов, но в отличие от них раз-
рушение провода АС наступает непосредствен-
но после разрушения алюминиевых проволок,
так как Рс <Рр,Л-
. В случае замены части алюминиевых про-
волок стальными разрушающее усилие каната
изменится по сравнению с приведенными в
табл. 4.3.
— 47 —
Провода голые биметаллические, обозна-
чаемые маркой БМ, изготавливаются по
ГОСТ 4775-49. Основные характеристики би-
металлических проводов приведены в табл. 4.4.
------ Стальная часть проволоки
------Медная часть проволоки
Рис. 30. Изменения усилий и напряжений в биметал-
лической проволоке
Значение среднего
волоки определено по
модуля упругости про-
формуле
Е =
^ср
7~с£с + 7~м£м
Тс + Л,
(4-5)
а среднего коэффициента линейного расшире-
ния по формуле
_ __ gcCc + gMCM
ср Сс + Л,
(4.6)
Приближенное значение среднего модуля
биметаллического провода можно принять
равным
0,75£ср.	(4.7)
В проволоке, состоящей из нескольких
слоев различных металлов (многометалли-
ческая и биметаллическая проволока), напря-
жение в произвольном металле определится
по формуле
Выражение, находящееся в знаменателе,
характеризует выбранную конструкцию про-
волоки, а для нее SF£'=const.
Из этой формулы видно, что наибольшее
напряжение возникает в слое металла, име-
ющем наибольшее значение модуля нормаль-
ной упругости. Однако разрушение произой-
дет вначале в том металле, у которого будет
минимальным отношение
=	(4.9)
С.}
где Ri~ разрушающее напряжение.
В биметаллической проволоке разруше-
ние слоя меди произойдет раньше, нежели у
стали. После разрушения слоя меди всю на-
грузку будет воспринимать лишь сталь, по-
чему разрушающее усилие проволок произой-
дет при
Л>азр =	(4.Ю)
Таблица 4.3
Марка провода	Расчетное сечение стального сердеч- ника в лис2	Площадь поперечного сечения в мм2			Расчет- ный диа- метр про- вода в мм	Вес про- вода в кг/км	а £а в т	Р<Г -‘0,9RcFc в т
		алюминия	стали	всего				
АС-35		4	34,9	4	38,9	8,25	128	0,66	0,43
АС-50		7	50,7	6,7	57,4	9,85	193	1	0,73
АС-70		9	70,6	9,3	79,9	11,65	269	1,39	1
АС-95		18	97,9	17,8	115,7	13.85	431	2,12	1,95
АС-120		22	119,4	22	141,4	15,3	504	2,6	2,38
АС-150		27	148,7	26,6	175,3	17	623	3,2	2,9
АС-185		34	183,7	34,4	218,1	19,1	781	4,02	3,7
АС-240 		43	236,6	43,1	279,7	21,5	995	5.18	4,65
АС-300 		56	301,1	56.3	357,4	24,4	1285	6,6	6,1
АС-400 .....	72	386,1	72,2	458.3	27,8	1637	8,45	7,8
АСУ-120 ....	27	120	27	147	15,6	540	2,8	2,92
АСУ-150 ....	34	150	34	184	17,5	670	3,4	3,68
АСУ-185 ....	43	185	43	228	19,6	840.	4,38	4.65
АСУ-240 ....	56	240	56	296	22,4	1090	5,7	6,05
АСУ-300 ....	72	295.3	72,2	367,5	25,2	1393	7.13	7,8
АСУ-400 ....	93	413,6	93,3	506,9	29,3	1880	9,7	10,1
— 48 —
Таблица 4-4
По ГОСТ 4475-49								Теоретические расчетные характеристики							
эово-	*		ч ч		м ф 2	я	5 « ф	площадь в мм?			средний модуль нормальной упругости в к г [см*			Ем	
		ф				С S	5 5 ж							2	
К X X	сс el О	ф а о	О ч ф		Я 5 5 а	s g gg	® о а О Ф 5$						средний коэффициент	аг о	Ci © 1!
ф	О Е	с ф а ф	ф с	м	i| сч о	и я оЕ Ля	ggo						линейного расширения	1 X V	X га
	О,	S3	р.		га =; я о	Ь" о	SCI га Ч	стали	меди	всего	проволоки	канаI а	на 1"	2	V
о 	Ф 2 сз	з: о, ф с	ф 2 X		О © Ф’Я	sh ф 0-5.	s >»о S Я х Ф S							разр	разр
Я	=4	* а		а	CX.S	c'cuse	2 Й							о.	о.
25	6,6	7	2,2	0,21	0,15	75	1,5	19,81	6,79	26,6	1,82-10в	1,35-Юв	1,33-10-6	1,31	2,14
50	9	7	3	0,42	0,3	75	1,5	31,64	17,79	49,42	1,75-Юе	1,31 106	1,38-10-5	2,33	3,42
70	11	19	2.2	0,59	0,15	75	1.5	53,77	18,47	72.2	1,82-106	1,35-106	1,33 10-5	3,55	5.78
95	12,5	19	2,5	0,8	0,3	75	1,5	53,77	39,33	93,1	1,71-106	1,28-106	1,41-10-5	4,28	5,78
Таблица 4.5
Металл	Е в кг/см'1	В iCSjCM"2	R( в кг/см?	| ej|tq  । •«	Rt klT	’ ,т Е
Алюминий 	 Сталь		1,30-106 0,72-106 2-10я	3,9-10’ 1,6.10’ 12-106	2,8-Ю3 1,1-10’ 8,5-103	з-ю-3 2,22-10“3 6-10-3	2,16-10-’ 1,53-10-’ 4,25-10-’
В табл. 4.5 приведены теоретические ха-
рактеристики момента разрушения меди
биметаллических проводов, а также разру-
шения провода в целом. Поскольку провод
состоит из нескольких проволок, то введен
коэффициент однородности их работы, рав-
ный 0,9.
ПРИЕМЫ РАСЧЕТА НИТЕЙ
Основные данные о нитях. Рассмотрим
условие равновесия нерастяжимой однород-
ной гибкой нити, т. е. такой нити, в которой
не могут возникать напряжения сжатия.
Обозначения и расположение координат-
ных осей показаны на рис. 31. Точки закреп-
ления концов нити (.41 и Л2) приняты на раз-
ных уровнях.
Длина дуги
S	I. '	(4.11)
Вес единицы длины нити с учетом, допол-
нительных элементов
g9 — k9iF\ кг/м,	(4.12)
dg3^ k^Fds^ g3ds,	(4.13)
где т — удельный вес нити в кг!м3;
F — площадь поперечного сечения нити
в м2;
4 А. Г. Соколов
вес нити с учетом дополнительных элементов.
3	чистый вес нити	,
(4.14^
На нить действуют лишь силы тяжести,
направленные параллельно оси Оу. Из этого
условия следует, что горизонтальная состав-
Рис, 31. Схема работы нити при подвеске ее концов на
разных уровнях
— 49 —
ляющая усилия нити Н — величина посто-
- янная
----	= Tt cos a.t = H = const. (4.15)
Вертикальная составляющая тяжения ни-
ти есть величина переменная и равна весу
части нити- между низшей точкой провисания
01  и рассматриваемой точкой i
(4.16)
(Виточке 01 вертикальная составляющая уси-
лия в нити равна нулю).
Усилие в нити Tt равно геометрической
сумме Н и Vz
т; = уТ/Грй2- н 1/1 + tg4 =
= /f]/L+y^=,	(4-]7)
COS Of
где az — угол между направлением усилия в
нити и осью Ох.
Условие равновесия элементарной части-
цы нити длиной ds запишется следующими
уравнениями:
= (/ -)- 7 Г) cos (az tZa) —-
— Tt cos az = 0;	(4.18)
Sj, = — Tt sin +
+ (7) — dT) sin(az + da). (4.19)
Проведя преобразования и поместив нача-
ло координат в точку с ординатами (—и
—С2), получим, что Ci = C?2=0, и выражение
4.19 примет более простой вид
у = отСА—.	(4.20)
т
Выражение 4.20 показывает, что кривая
провисания—это цепная линия. Начало коор-
динат для выражения (4.20) проходит: Оу —
через нижнюю точку кривой, Ох — парал-
лельна касательной в этой точке и находится
на расстоянии
Уо =	(4.20а)
Между координатами точек подвеса и зна-
чениями I, kb, S существует зависимость
S2 - Ы2 = 4m2Sh2 —.	(4.21)
2m
Из формулы 4.21 следует, что заданным
значениям S; Д b\ I соответствуют два значе-
ния т, отличающихся лишь знаком ±.
Из четырех параметров S; Д&; /; т можно
определить любое, задаваясь значением трех
остальных: При этом следует иметь в виду, что
значения 5,7тг должны быть вещественны-
ми и что должно быть выдержано условие
S2>l24-№.
Рассмотрим частный, но часто встречаю-
щийся случай, когда опоры нити лежат на од-
ном уровне. Тогда Д6 = 0 и из 4.21 получим
S = 2mSh —.
2т
По формуле (4.20)
Уо=т-,
/о = Уа —т= ^(е2т-\-е2,п)—
i___________________i_
- от = -у- (е2п‘ + e2nj - 2).	(4.22)
Разлагая показательную функцию в ряд,
получим
'° ~ 2! \2т )	4! \2т ' т 6! \2т)	’”
(4.22а)
Аналогичным образом разлагая в ряд пока-
зательную функцию, можно получить и значе-
ния длины дуги
I	—1-
S = 2,mSh — = от (е2т — е2"1) =
2m
Если ограничиться в формуле (4.22а) лишь
одним членом, а в формуле (4.21а) двумя чле-
нами, то получим следующие наиболее упот-
ребительные приближенные формулы:
sez{i + -2-(Ay\	(4.24)
Формулы, устанавливающие взаимоотно-
шение между основными параметрами, доста-
точно сложны и часто не позволяют устано-
вить зависимость в явной форме.
Лишь приближенные формулы (4.23) и
(4.24) дают простую зависимость между пара-
метрами. Однако эти формулы получены пу-
тем использования соответственно лишь одно-
го и двух членов ряда.
Легко показать, что основное положение,
принятое в выводе — нить нерастяжима—при-
водит к весьма значительным погрешностям.
В качестве примера в табл. 4.6 приведены
I
значения — при различных — и часто встре-
/о	/о
чающихся значениях a = 4 т/см2 и Е —
— 1 600 т!см2.
-50—
Из этой таблицы видно, что только при
— <10 погрешность в случае неучета упруго-
го удлинения оказывается меньше 5°/о. При
малых же значениях стрел провисания — >10
/о
погрешность достигает очень большой вели-
чины, так как в связи с увеличением стрелы
провисания за счет растяжения нити напря-
жения в ней уменьшатся и не могут быть опре-
делены с достаточной точностью из формулы
о- р
И = aF =—, так как истинное значение про-
8/,
висания нити будет большим
Уо истинное = /oi > f О'
Таблица 4.6
1 fo	/о» ft,	I /о	/о» /о
5	1,012	30	1,36
10	1,047	40	1,58
15	1,1	50	1,82
20	1,17	60	2,09
25	1,26		
Эти сопоставления показывают, что при
— >10 назначение размеров нитей необходи-
мо
мо делать с' учетом упругого удлинения кана-
тов в процессе приложения и изменения на-
грузок.
Таким образом, выявляются два основных
положения:
1) формулы, выведенные для нерастяжи-
мой нити, сложны;
2) несмотря на сложность этих формул,
они недостаточно точны, так как не учитывают
упругие удлинения нити, возникающие после
приложения нагрузки.
Вследствие этого выведенные ранее фор-
мулы мало пригодны для инженерных целей
и необходимы более простые и точные зависи-
мости. Приближенным, но достаточно точным
для инженерной практики, будет решение:
а) в предположении, что вес нити пропор-
ционален ее проекции на ось Ох (а не пропор-
ционален длине нити, как это было сделано в
первом случае) и
б) с учетом упругих удлинений. В этом
случае кривая провисания нити будет парабо-
лой.
Уравнения 4.15 и 4.18 будут справедливы и
для параболы, а уравнение 4.19 должно быть
заменено уравнением (4.25):
— Aftg at — g9 dx +	4- d a) = 0;
- Ну- g9dx -f- H (y1 dy1) = 0;
Hdy = g3dx-, dy' = ^.dx = — ;
H
yf y==£+c'x +<4-25)
Если провести начало координат через низ-
шую точку параболы, то С1=С2=0 и уравне-
ние (4.25) упростится
<4-25а)
При расположении опор нити на одном
уровне максимальная величина провисания
нити будет равна
<4-25б>
а длина дуги (нити) Л1ОЛ2 будет равна
Ц2	1/2
5 = 2$ /1-f-у12 dx = 2 f
о	о
Используя бином Ньютона, преобразуем
выражение радикала
1
1 + 2_т2_2_/лу+
2\т)	2\т)
и, подставив его в основное выражение (заме-
/» \
нив при этом т — — , после интегрирования
ч/о /
получим
(4.216)
Весьма важным является и то обстоятель-
ство, что при параболе значения y/f не за-
висят от абсолютных величин I и f, а лишь ОТ
отношения —, что представляет значительные
удобства при вычислении.
Сказанное выше показывает, что допуще-
ние о равномерности нагрузки на единицу дли-
ны хорды нити, т. е. принятие параболической
закономерности, приводит к большей точности
расчета, так как в наиболее простом виде учи-
тывается упругое удлинение нити при измене-
нии нагрузки. Поэтому все дальнейшие фор-
мулы, устанавливающие зависимости в нитях
при действии собственного веса, гололеда, вет-
ра и других равномерных нагрузок будут вы-
водиться в предположении, что нагрузка рав-
номерна по длине хорды, т. е. кривая являет-
ся параболой.
В табл. 4.7 приведены основные формулы
для цепной линии, параболы и окружности.
Изменение усилий и очертания нити при из-
менении нагрузки. Ниже рассматриваются
наиболее часто встречающиеся случаи и схемы
работы нити, а также переходные состояния,
т. е. связь между изменением нагрузки на нить
и ее напряженным состоянием и геометрией.
1. Монтажное состояние. Монтаж-
ным состоянием называется такое состояние в
нити, когда на нее действует лишь собствен-
ный вес нити и вес дополнительных конструк-
ций (изоляторов, механических деталей, под-
весок и пр.).
Как будет показано ниже, монтажное со-
стояние имеет большое значение на напряжен-
ное состояние конструкции и не может быть
задано произвольно, так как оно, являясь
предварительным напряжением, в большой
мере определяет рациональность решения
(стоимость, долговечность, удовлетворение
требованиям жесткости) и задается в за-
висимости от расчетных нагрузок (ветра, го-
лоледа, температуры).
Следует отметить, что лучшим оптималь-
ным монтажным (предварительным) натяже-
нием в конструкции будет то, при котором при
наихудшем загружении конструкции потен-
циальная энергия будет минимальной.
Обычно монтажные состояния обозначают-
ся с индексом нуль: напряжение— а0; уси-
лия— Но, То Ко; нагрузка — g0, qo; геометриче-
ские размеры — Zo, So, fo-
В некоторых случаях удобно оперировать
со значением истинной длины нити (/и), т. е.
длины нити в ненапряженном состоянии. Ис-
пользуя два первых члена ряда, можно на-
писать:
(/•2 \
1 + ,
з р /
1 + А А	2
/и = I---i 1 + Л А _ А. |. (4.26)
, ,°о	\	3 Р Е ) v ’
1+ Е
Из формулы (4.26) видно, что 1^1 соот-
ветственно при
А2о>А.	(4.26а)
3 Р Е
Усилие
=	=	(4.27)
<70
В случае, если нить не имеет дополнитель-
ных нагрузок, то
Чо = <7он = V7,
где Г—площадь сечения каната (7 каната =
=8,4—8,8 т/лг3) и выражение (4.27) перепи-
шется так
=	(4-28)
W Q
Если нить имеет конструктивные элементы,
то
Чо Чоя 4“ Чо констр =
__п и 4~ 9» констр _ », п
— 40 н______________^эквУО Н’
н
£9кв = ?"н +9. констр	(4.28а)
где qOn — вес 1 пог. м нити;
Чо констр— приведенный вес конструкций на
1 пог. м нити
0о===ЛшА.	(4.286)
Конструктивные элементы (изоляторы, под-
вески, механические детали и т. п.) часто яв-
ляются сосредоточенными грузами, распо-
лагаемыми через некоторые интервалы по дли-
не нити.
Значения ?Он и 6Экв определяются в этом
случае путем приведения сосредоточенных
грузов к условной распределенной нагрузке.
Условная распределенная нагрузка (кото-
рую иногда называют эквивалентной нагруз-
кой) может быть определена двумя способа-
ми: во-первых, путем условия равенства сил
^экв/ = ЕР,.;
9экв = -у-;	(4-29)
и, во-вторых, из условия равенства максималь-
ных моментов
-^ = Л4Рмакс;
*7эквМ ™
8Л>Рмаке
Р
(4.30)
где Мрмакс—максимальный момент в однопро-
летной балке под действием сил Pt.
В случае неравномерного распределения
сил по длине пролета или если они различны
по величине, следует применять формулу
(4.30). При равномерном распределении сил
Р по длине нити, т. е. Р,—Р= const, и коли-
честве сил более трех, можно применять более
простую формулу (4.29).

Таблица 4.7
Наименование
Нагрузка постоянна по длние иити
Нагрузка постоянна по длине горизонтальной
проекции (хорде) иити
Нагрузка постоянна и действует в на-
правлении радиусов с центром О(
Схема приложения нагрузок и
обозначения
Уравнение кривой	X №У0сЬ—, Уо где У0+/0 = y«chr~ 2у0		8эХг У 2Н		у = р — У р2 —X3, '3 + Vo ГДе ₽ “ 8/0
Вид кривой	Цепная линия		Парабола		|	(-кружиость
СО Длина дуги а) точная формула б) приближенная фор- мула	Г	8 //„ \2	32 / s-'['+T(-7)+-H <W+-1 DO \ / /	j		4>+т(т)-т( 256 /А V 1 ‘	7 \ / /	”]	/)*+	S = 2pr.-'[l + f(^/+ . 384 /AV , 1536 //„ V ,	] + 5 W +	+••]
	Со 1? г 1 »—* СО 00 qp сс		со 1? 1	1 + W | 0. 1°^ ьэ		e-ifi 1 8 1 VI	Ait 4^3 M	]^ДеА=1+ —
Зависимость между прогибом в нижней точке нити /0 и Н	Р',/2 Н—^2— = const 8/0		gj? Н — 		• = const 8/0		„ g9(P+4f^ п —	A const Vo
Усилия: а) вертикальное У/ б) горизонтальное Hi в) в нити Ti	2		v=^~ 2		Vt — Т sin ср
	g9P И	const 8/.		Hi = H=	= const Vo		Н{ = Т cos <р
					Т, Т — g3p = const
	Tt = у ^+у«= н р/ 1 + (	Z3 /	77= ТАч-Уз=//1 + (		
Здесь	кг]м\ 7 — удельный вес нити кг/м\ F—площадь поперечного сечения нити м?
вес нити с учетом дополнительных элементов
К э =
чистый вес нити
Рассмотрим случай монтажного состояния
нити, на которую действует равномерно рас-
пределенная нагрузка q0, при расположении
опор на различном уровне (рис. 32).
Заданными величинами для нити ВА яв-
ляются q0', Но\ h\ I.
SF = 0; VA + VB = qal\
= 0;	VAl = 0-,
VA = ^ +	(4.31)
(4.32)
Рис. 32. Схема расчета нити при закреплении
концов канатов на разных уровнях
Из рис. 32 видно, что заданная кривая АВ
является частью параболы АВОС, у которой
точки подвеса А и С находятся на одном
уровне. В ряде случаев представляется удоб-
ным ввести понятие длины хорды Lo для та-
кой простейшей эквивалентной параболы, у
которой точки подвеса находятся на одном
уровне = Уд
=	=	+	(4.33)
Стрела прогиба такой эквивалентной пара-
болы равна
f	+ Л2.	(4.34)
0	8/7, 8HU L qj-
Используем приведенный прием эквивалент-
ных длин хорд для случая, когда точки под-
веса нити расположены на одном уровне, но к
нити приложена сосредоточенная нагрузка Р.
Дано: Л; /; a; b\ Q = gl; Р, k —
Допущения: g— равномерно распределенная
нагрузка, эквивалентная ве-
су нити. .
При отношении стрелы провисания к про-
f	S
лету до —<^0,137 отношение — не превыша-
ет 1,05 . L
и отношении -^->0,137 следует учиты-
вать изменение нагрузки, вызванное разницей
между длиной нити и хордой.
При выводе формул пользуемся ранее при-
веденным методом так называемых эквива-
лентных длин, заключающимся в том, что ле-
вая и правая части нити после их точек пере-
лома в месте приложения силы проходят до
пересечения с горизонтальной осью. После
этого рассматриваются две нити: первая АСЕ
и вторая BCD, подвергающаяся лишь дей-
ствию собственного веса и являющаяся экви-
валентной нити АСВ, находящейся под дей-
ствием собственного веса и силы Р.
Общим условием для нитей АСЕ и BCD яв-
ляется равенство их прогибов в общей
точке С.
Исходя из этого находятся эквивалентные
длины для левой части нити (ДС) Ьл и правой
части нити (ВС), Ln.
Приводится вывод формул
л 2	2 I ’
Ал = /+^ = /+2&-^-=/+2^; (4.35)
Т7	i Р&
rn“V“T+ Т’
£n = Z + ^==/ + 2a-^- = Z + 2ak\ (4.36)
J	J п 8/70
откуда
=2<|£"-4^<-|£--“к (4-37)
(4-38)
Подставив в формулу (4.38а) значение Ln
из (4,36) и преобразовав, получим
=	; (4.38а)
Иногда удобнее формулу (4.38)
вать в виде
записы-
(4.386)
Z70t=^/l +2—1
° 2hl\ Q /
— 54 —
В случае, если точки подвеса А и В на-
ходятся на разном уровне (рис. 33), то значе-
ния L и Н получим из формул (4.40) и (4.42).
учитывать касательные составляющие на-
грузки.
2. Работа нитей при изменении
Г
Ас=
2/7 I 4
2Н'	’
(4.39)
величины нагрузки, температуры
и при смешении опор. Рассмотрим слу-
чай, когда в монтажном состоянии опоры нити
находятся на одном уровне, а после изменения
откуда
7.л = а
, 2Hh.z
н—
ga
(4.40)
Значение Н определим из уравнения
МВ = ^±^+РЬ-
_ HhB - {а + Ь) = 0.
(4-41)
Подставив в формулу
(4.41) значение из
формулы (4.40), получим
41г±^ + Рг,_Я4л_
нагрузок одна из опор смещается в горизон-
тальном и вертикальном положениях на вели-
чины Дг и Д,,.
Схема положения нити до и после измене-
ния нагрузки приведена на рис. 34.
Рис. 33. Схема расчета нити при равномерной и одной сосредоточенной иагруз
ке, а также закреплении опор на разных уровнях
£(« + &) v Wk
_ /\
Произведя преобразования, решим относи-
тельно Н и получим
Г  2Р 1
gab 1 +	:—	—
f-[ = L ff(a 4~ J __
(a \
~
= £ab	(4.42)
л /	a \
2\hz-hB a+b )
В случае наклонной нити при небольших
стрелах провисания расчет ведется на состав-
ляющую нагрузки нормальную хорде нити
(<7osinx), значением же касательной состав-
ляющей (docosa) пренебрегают.
Определим значения у-, при которых по-
грешность в связи с неучетом касательной со-
ставляющей будет равна 5% от суммарного
усилия нити
В первом состоянии заданы значения /О‘> Яо,
Но (или /о), во втором состоянии — значения
<7i; Дх: А,.
Неизвестной величиной является Hi = Fcv
9, sin я/2
8/о
+ qa cos aZ <
1,05 дп sin аР
8/0
Преобразуя это выражение, получим, что
погрешность до 5% будет при условии
(4.43)
Рис. 34. Схема положения нит» при из-
менении нагрузки, а также горизонталь-
ном и вертикальном смешении опоры
В случае
tjra-
W0~ ПРИ Расчете слеДУет
— 55 —
Длина нити AOiCBi может быть найдена
по формуле (4.44), выражающей связь между
ее длиной до (/и) и после (SJ приложения
силы Яг, qQ\ q\.
EF Г
(4.44)
или по формуле (4.45), устанавливающей
связь между длиной дуги параболы с другими
геометрическими параметрами
!	L '
/	j-2 \	2 I Z0--j - Дх— —
— 1+1Д + 12-------------L
2 \	3 Р /	2
! , 8 (А + Ду)2
*Г3	/	L \2
^кН-Дх- —)
4# + т-^т- <4«)
о£,	и	Л
А
Приравняв выражения (4.44) и (4.45), по-
лучим основное уравнение
(4.51)
/„(1	= 10 4- Ах 4 А :±
\ EF)	3 L
, 2 (А 4-Ду)2
"Г 3 Л L '
Zn+Дх-у
Преобразуя выражение (4.51), подставив
соответствующие значения, заключающие f\ и
L из (4.46) и (4.50), а также значение /ч из
(4.27) с тем, чтобы осталось одно неизвест-
ное Hi, получим
р2
। । \ /
ЕР
, 91V + AX)3 г 12/У?Ду2
1 4~
24//f
^Z+Дх)*
Используя формулу 4.25а, можем написать
зависимость
/i + ДУ =
Р2
г,	-	*0
В связи с малостью значении ------- •
МН2
Но
— пренебрегаем произведениями этих
EF
личин и левую часть выражения преобразо-
вываем в приближенное
И,
EF
ве-
<Л
2Я,
8Ht
(4 46)
Координаты низшей точки параболы во вто-
ром состоянии по отношению к координатной
системе первого состояния будут следующими:
у __А>
(4.47)
(4.48)
о
ро	, и,___Н>_
МН2 ЁЕ	EF
После преобразования имеем
Pf V» -I '
Н
ЕЕ
ЕЕ
М10Н2
= Ах,________V
Zo r 2Z0(Z0-| Дх)
р2
'о
24^
(4.51а)
Значения L определим, используя
МВ1 = VA (/„ -I- Дх) + Н^у -
_ Р' ()
условия
Обозначив через
Pf(Z„+Ax)£ __
или
V = Lq' _ P1________Н^У
А 2	2 Z0 + Ax’
где Л = 4i(^o + &х)
247ОЯ
р2е
А= —•
0	24Л-
(4.52)
(4.52а)
(4.49)
и проведя окончательные преобразования, по-
лучим формулу перехода из первого состоя-
ния во второе
2Я,Ду _
91 ?i (^о Ч- Ах)
= /о + Дх------------
Ях Р-о + Ах)
(4.50)
In
Е
А
а?
„ _ А
9
30
Л > ДУ2
= Ах -ь --------------
2 (А 4* Ах)
(4.53)
и
2
— 56 —
д
Обозначив через В — а()---°- для случая
°о
А У = 0, получим широко распространенную
формулу
(4.54)

Из формулы (4.53) можно сделать следую-
щие выводы:
1)	напряжение в нити не зависит от знака
А У,
2)	влияние вертикального смещения нити
Ду на напряжение весьма мало. Так, напри-
мер, при Ах = Ду = изменение правой
части (4.53) составит всего лишь
1+=
4Дх (Z + Дх)
о 12	0 1
= 1 _j---------------rd--= 1+^ = 1,023,
4-0,1(14-0,1)	4,4
т. е. всего на 2,3%.
В случае смещения одной опоры простран-
ственно, т. е. при наличии Ах, Ау и Az, фор-
мула 4.53а запишется в виде
Zq Г /	Ai \	/	40 \  
1 * 3 " | I (Si	" I “ I Сл “““ "" I •—
£ IA	°?;	\	dJ
= Дх4--------------.	(4.53а)
2(4-|-}/ДуЧ-а^)
Так же как и Ду, смещение в направлении
A z мало влияет на напряженное состояние
нити.
В предыдущих формулах не было учтено
изменение температуры нити. Рассмотрим
простейший случай, когда опоры нити непод-
вижны, находятся на одном уровне, а темпе-
ратура нити изменяется на величину ±t. В
последующих формулах t надо брать со своим
знаком. Знак плюс указывает на увеличение,
а знак минус на уменьшение температуры ни-
ти против принятой в первом состоянии.
Ход решения задачи аналогичен предыду-
щему.
Из условия деформации
= ln (1 4- а^) -
24я2 I [ EF)
= Zn
(4.55)
н„
EF
Из условия геометрических соотношений
8 /? А , (1 । ро \	,л
ТТ =/о	-----Т • <4-56
3 $ / I 24/7; I
Bt — 1$
При преобразовании (4.56) имелось в ви-
ду, что f, =	 Р<>1
8Ht ЯН/ ’
где a — коэффициент температурного рас-
ширения нити.
Приравнивая выражение (4.55) и (4.56),
произведя преобразования и пренебрегая ве-
личинами второго порядка малости, получаем
(°i-	<4-57)
\	°7 /	\	°0 /
или
°t — 4 = в - rj-tE = вг (4.57а)
В случае изменения всех компонентов (на-
грузки у; смещения опор Ах, Ду, Az; тем-
пературы) можно вначале найти значения а,
по формуле (4.57) и, подставив их в формулу
(4.53) вместо значения а0, найти ар
Из формулы (4.57а) следует, что подставив
значение Bt вместо В в формулу (4.53а) или
(4.54), получим формулу (4.58), в которой
участвуют все изменяющиеся компоненты
= Дх 4-
(4.58)
- /Ч - — W “(Е
\ °? )
Ду2 4- Дг2
2(/0 + /д/+^;
Ду2 4- Дг2
2(/„-Ь /(ДуЧ=Д^Г)
v.tE.
(4.58а)
Формулы (4.58) и (4.58а) являются наибо-
лее общими для переходных состояний.
В предыдущих примерах определения на-
пряжений при переходе нити из одного со-
стояния в другое принималось, что в начальном
состоянии опоры нити находились на одном
уровне. Рассмотрим случай, когда опоры нити
находятся на разном уровне (рис. 35).
Известными величинами являются:
Ро = (Moi Pi ~ yj'o-
По формуле (4.33) находим
"+ 1л -‘° + —
Значение Н} определяется из формулы
(4.59), имеющей выражение, аналогичное
(4.51а):
Ч р1(д + АА) ' _
EF 24LHI
-57 —
—	--.	(4.59)
EF 2lrf J L
В этом выражении неизвестными являются
AZ и Н\.
Недостающее уравнение найдется (прини-
мая формулу 4.33) из условия, что
Z, = L + AZ =	+ ДЛ =
1	'	<7о('о+Д*)
Рис. 35. Схема расчета нити со смещающимися
опорами, расположенными на разных уровнях
Л г AL
AZ и—
L
Из формулы (4.60) найдем значения.
Д£ = 2НУ (ft, + Ay) _ 2//„ft,, , Дл.
П	Г) I ’
2Ht (А,4- Ду)
дд	Р,~ +г°+Лл t
L	2НЛ
D "г ‘о
подставив эти значения в формулу (4.59)
произведя преобразование, получим
---/-2(Ао + Ду) -
** сг
-РДМ^Ду)	+	+ Дх)
12//.	2Ш?
и
_|_ (А _	+ /оу (4.61)
В случае наличия температуры следует
подставить в формулу (4.61) вместо В значе-
ние В, из формулы (4.57).
В табл. 4.8 сведены вышеуказанные фор-
мулы, позволяющие определить напряжения в
нитях при изменении нагрузки, температуры и
смещении опор.
3. Предельное состояние нити.
При расчете нитей по допускаемым напряже-
ниям подбирают разрывное усилие в канате
(RF) таким, чтобы отношение его к расчетно-
му усилию (Я) было не менее коэффициента
запаса (Азап)
*зап>^.	(<62)
Г1
При этом значение Я для случая нити с
расположением опор на одном уровне равно
q р
Н~~. При определении коэффициента за-
паса предполагается, что величина прогиба
(/) при повышении нагрузки и изменении уси-
лия в нити от значения Н до RF остается по-
стоянной.
В действительности же значение прогиба
зависит от изменения нагрузки и величины
смещения опоры.
Рассмотрим сначала наиболее простой
случай, когда опоры неподвижны. Предельной
нагрузкой будет такая, при которой в нити
возникнет разрушающее усилие (FR), а коэф-
фициентом, характеризующим предельное со-
стояние, будет отношение разрушающей на-
грузки (<7ра3р ) к расчетной (?)
*пред =	(4-63)
FR
Переход из состояния сН=-^~и нагруз-
кой q в состоянии с ?разр == ?Апред и напря-
жением R запишется в виде
/>-	_ Л, _	=о,
\ Я2 /	о2)
VR<i
R MF*	24F2	ft3an
Подставив эти выражения и произведя пре-
образования, получим
п __ (?&предОг£) _
.	24Я/?2	J
_ Г_Я___________WE	=
lAan 24 fa (	-
\ftaan /
и далее
k
Отношение ц = . np!i указывает на уточне-
Азап
ние, полученное при методах расчета по пре-
58 —
Таблица 4.8
M случая, характеризую' шею вид сме- шения опоры					I Нагрузка ?0=7/=»экв				П нагрузка ?1=Мо=М/=»экв	
			Схемы			Формулы		Схемы		Формулы
0		к	4oShn3Kt ийШШЯ в	8			1-b-L.l \ 1и =	3 %	8/g _ z“	1 1 А. “ 1 3zg ~ Е		^1! и		i-7) МН л Р\Р k\k^l*E ^2л
			-—ч —			Ф°	СЧ |о° II II <ОС <5	f °“Ч	+ (О £ Л <0° <?•	«	g 2*»	х	оьэ да И **.	Oto О to ^|о° 1-			—1—		"“24Л2-	24	-Й1Л Pi — Ч^п = bi~(Ek3Kel„ 9^о fl = 8».
1	1 8,			,4-0			/ ло\ / ДЛ Е Г	(± ДЛ’) 1 = — (+ до + ———- Z0P“ ?+2(Zo±AZ)J		Si		1 АЛ ( АА (” <гг J = ми,)+:вд Zo L	2(Zo±AZ)J
		к 8	4 '	У	B'i зп? # й		1	ши 1 1>Ц—1.Q —'ih’tilh'-*		
Формулы
Схемы
Формулы
Схемы
. 9«1„ РЬ
А-~+т
Q^fj 
2	/0
я’= ^г(1+2А)>где k=7F
2fl0	4OLO
Lji = Iq ~h Ln — Zo -[-
qoab (;1 4- 2k)
Щ.
 a \
2 I hc h,B~ • - 1
\	a-\-b/
. q«i<> . рь
2 Zo
, где &=------
HQh0
to
Hoh0
/0
дельному состоянию по сравнению с методикои
расчета по допускаемым напряжениям. В рас-
сматриваемом случае
, _ _ !+ ’ « (4.64а)
Лзап	о с	язап
На рис. 36 дано значение rt в зависимости
от отношения —, при обычных значениях
Рис 36. Зависимость от отио-
/
шения —
Аэап=2,5; Е= 1,6-106 кг!см? и R = 1,6 X
X104 кг/'см2.
Из этих данных видно, что при малых про-
висаниях нити и несмещающихся опорах пре-
дельное состояние выявляет значительные ре-
зервы.
Так, например, при = 15, что часто
встречается, действительный коэффициент за-
паса на 23% больше, а при = 30 на 73%
больше против определенного по методике до-
пускаемых напряжений.
Рассмотрим более сложный и часто встре-
чающийся случай, когда опоры смещаются под
действием нагрузки.
Для упрощения будем считать, что смеще-
ние опоры носит линейный характер, т. е. ес-
ли при нагрузке q, соответствующей усилию
р
в канате------ смещение опоры равно Д/=
Азап ’
Отсюда
Mr-M = R^k^=l.	(4.65)
^зап
Уравнение, связывающее переход из со-
R
стояния при нагрузке q и напряжении —
^зап
к состоянию <7пред = <7^репд с напряжением
R, запишется на основании уравнения (4.53)
так
(<7^пред02£
_R_______WE
*зап 24/4— f
Х^зап I
^зап 1 E
^зап
Произведя преобразования и заменив через
X, Е	Е	<л
k"-- = !=T-R—•	<4'67’
— °«
«зап
получим
*пред = *зап1/ 1 + —-А-АЛ™—! (1 _ £4);
пред зап I/ ‘	8	£	Л3ап
(4.68)
т = SA = , Г 1 + А А. А.^зап--1 (1 _ £д).
1 Лзап У	8 ' Е Р Азап
(4.68а)
Значение Л/ в формуле (4.67) принимает-
ся со знаком + в случае увеличения и со зна-
ком — в случае уменьшения пролета нити.
Из формулы (4.68а) видно, что в случае
увеличения пролета значение 4 будет умень-
шаться, т. е. выявление предельного состоя-
ния указывает на уменьшение величины истин-
ного коэффициента запаса по сравнению с рас-
четом по допускаемым напряжениям.
В единственном случае определение коэф-
фициента запаса по методу предельного со-
стояния к методу допускаемых напряжений
дает одинаковый результат, когда ц = 1, т. е.
_з_ АЛЛлцщ=1(1 _ Ад) = О.
8 Е Р бзап
В этом случае или Ад = 1, или А^ап = 1.
Если
I Ь	v
\ «зап	/
(где v—коэффициент податливости опо-
ры в см/кг/см2), то при усилии RF смещение
опоры Mr = (R—F<3n) v.
Ад =
AZ ____£
I R

-60-
то
А
=	--- (4.69)
При расчете по предельному состоянию
следует задаваться не величиной коэффициен-
та запаса, характеризующего отношение раз-
рушающего напряжения к расчетному на-
пряжению, а коэффициентом, характеризую-
щим увеличение разрушающей нагрузки по от-
ношению к расчетной. Эта зависимость для
случая смещающейся опоры записывается в
форме
_ (^пРед/)а£ | _ Г _ (ql^E 1
24ЛА2 ]	24£»а» j

(4.70)
Зная о, ft, v и &Пред, можно определить
площадь каната F; зная о, £прсд, > и F, можно
определить требующуюся прочность каната
R. В общем виде, задаваясь значением четы-
рех компонентов, можно определить значение
пятого.
ЧАСТЬ 11
КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ
§ 3. ОПОРЫ линии
Назначение опор линий электропередач —
поддерживать токонесущие провода. В зависи-
мости от конструкции опор провода через спе-
циальные гирлянды изоляторов закрепляются
к специальным консолям или траверсам. Во
время эксплуатации линий электропередачи
провода в случае ветра или гололеда отклоня-
ются от монтажного положения и прибли-
жаются к опоре или к земной поверхности.
Приближение провода к земле может выз-
вать разряды, представляющие смертельную
опасность для людей, а также может привести
к повреждению линий и сооружений, с кото-
рыми она контактирует. Минимальное рас-
стояние провода от опоры и от земли опре-
деляется в зависимости от передаваемого на-
пряжения и от месторасположения линии.
В слабонаселенных местах габариты при-
ближения уменьшаются, в густонаселенных —
увеличиваются (см. табл. 3.7).
Передаваемая мощность и напряжение
определяют основные параметры линии элек-
тропередачи, выбираемые по экономическим
соображениям, в том числе сечение проводов,
пролеты, высота опоры, типы изоляции.
Все опоры ЛЭП делятся на две основные
группы: линейные — располагаемые по трассе
и не встречающие значительных преград; спе-
циальные— располагаемые у перехода линий
через водные преграды и другие препятствия.
Линейные опоры занимают наибольший удель-
ный вес как по количеству, так и по суммар-
ному весу.
В зависимости от способа крепления про-
водов линейные опоры компонуются по двум
схемам.
Прикреплении проводов н а в ы-
пускающих зажимах через промежут-
ки 3—5 км устанавливаются мощные так на-
зываемые анкерные опоры, к которым провода
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧ
крепятся неподвижно и раздельно с двух сто-
рон пролета к двум гирляндам изоляторов,
соединяясь между собой перемычкой, не ра-
ботающей на механические усилия (рис. 37).
Рис. 37. Схема лодвески провода на участке между
двумя анкерными опорами пои эксплуатации и обры-
ве проводов
Анкерные опоры в состоянии воспринимать
усилия в случае обрыва двух проводов. В про-
межутках между анкерными опорами уста-
навливается несколько менее мощных опор,
называемых промежуточными. К промежуточ-
ным опорам провода крепятся через проскаль-
зывающие зажимы, позволяющие перемещать-
ся точкам подвеса на некоторую ограничен-
ную величину на подвесных гирляндах изоля-
торов. Такое решение рационально при гори-
зонтальном расположении проводов.
При креплении проводов на глу-
хих зажимах все опоры рассчитываются
как анкерные на обрыв провода. Такое реше-
ние рационально при расположении проводов
на разных уровнях.
В местах изменения направления трассы
устанавливаются угловые опоры, на которые
постоянно действуют усилия от натяжения
-62
проводов в направлении биссектрисы угла.
Из-за габаритов приближения проводов к опо-
ре консоли или траверсы в этих опорах де-
лаются несимметричными. В зависимости от
расположения по трассе эти опоры могут быть
как промежуточными, так и анкерными.
В конце и начале трассы устанавливаются
концевые опоры, обычно одинаковые с угло-
выми опорами анкерного типа.
Сечение проводов, количество изоляторов,
длина гирлянды и вес их с арматурой можно
принимать по табл. 5.1 с учетом напряжения
в линии.
На рис. 38 приведены схемы гирлянд изо-
ляторов при напряжении 220 и 330 кв для про-
водов АСО-330 и АСО-480.
Таблица 5-1
							
			X 3		S	Я	IU
			X		я	S	Й с а
в кв			S 3 я	Число	3	я и	Е Чй 0*3 ч 0> н
0> X	Марки проводов		о и о	изоляторов	№ Ч	3 S	0*0 ® о 5
X о			л			я Ч ч	5 s у
* к			s а х о		u CQ S’?	а*	5 К X 35 о о. X Н Е
с я X			я $ Е °"		=1 н	Вес рой	X и S EaS
110	От АС-120 до АС-300		С-50	7	1,45	50	0,5
154	От АС-150 до АС-300			И	2,2	75	0,75
							
220	АСО-330; АСО-480			11X140	2,3	80	1
	2АСО-330; 2ACO-4SO		М-70	11X206	2,95	154	
330	2 А СО-ЗЗО			16X140	2,97	124	1,5
	2АСО-480			13x206	3,36	188	
В зависимости от расположения проводой
опоры объединяются в следующие группы:
1	— по одной горизонтали;
2	— симметрично относительно оси опоры
«елкой», «обратной елкой», «ленинградские»,
«бочкой»;
3	— несимметрично относительно оси опо-
ры.
Опоры 1 и 3-й групп делаются одноцеп-
ными, причем для напряжений 400 и 500 кв
каждая из трех фаз состоит из трех расщеп-
ленных (расставленных на определенное рас-
стояние) проводов типа АСО-480/59,7.
Опоры 2-й группы делаются двухцепными
(2X3 проводов).
В табл. 5.2 представлены основные харак-
терные особенности конструктивных схем, при-
меняющихся при сооружении опор ЛЭП,
Рис. 38. Гирлянды изоляторов для проводов различного сечения
а — при напряжении 220 кв; б — при напряжении 330 кв
2*400-480
-63-
Таблица 5.1
Характеристика опоры	Основные схемы
	Одна	Одна	Две
Количество цепей	л	U <₽ <₽	*(4. Симметричной симметричная	1	t 1 i*	Ф* 1-Ф- ♦j-o Ф|Ч>
Количество стволов	Два или четыре	Один	
Размер базы	—	а) узкий б) широкий	£5* “S'	1
Виды порталов
Форма ствола в плане
Квадрат, прямоугольник, треугольник, круг
Сортамент
Прокат, холодногнутые профили, трубчатые профили,
круглая сталь, канаты, центрифугированные трубы
Материал
Ст. 3; легированная и термообработанная сталь 14Г2.
Легкие сплавы: железобетон марок 400, 500 при предвари-
тельном напряжении конструкций и марок 200, 300 при
обычной арматуре
Покрытие	Для стальных ЛЭП с напряжением 220 кет и более же- лательна горячая оцинковка
Вид решетки	При металле — .крест* и .елка*. При железобетоне — сплошные или трубчатого сечения
— 64 —
„ крь1мекогоип11ГМ1
tuna „Рюмка* Типа „бочка" „Ленинградского"	„Дунайского"
п типа п	типа
Рис. 39. Типы металлических опор ЛЭП напряжением НО кв
о — промежуточные: б — угловые промежуточные
сортамент стали и покрытия, а также марки
бетона.
Рассмотрим основные решения, применяю-
щиеся в металлических и железобетонных опо-
рах ЛЭП.
Металлические опоры. На рис. 39 приве-
дены основные схемы, применяющиеся для
опор при напряжении НО кв. Одноцепные
опоры представлены крымским типом (несим-
метричное расположение проводов) и типом
«рюмка» (симметричное расположение про-
водов). Двухцепные опоры представлены ти-
пами «бочка», ленинградским («обратная ел-
ка») и дунайским («елка»). Все последние
типы имеют симметричное расположение про-
водов.
Применение оттяжек в опорах ЛЭП доста-
точно широко применяется в Скандинавских
странах и начинает применяться в отечествен-
ной практике.
На рис. 40 приведены некоторые схемы
одноцедных промежуточных опор для напря-
жения 220 и 330 кв с применением оттяжек.
Оттяжки опор этого типа требуют более вни-
мательного наблюдения при эксплуатации за
их сохранностью.
Опоры для напряжения 220 и 330 кв по
своему принципиальному решению не отлича-
ются от опор для напряжения 110 кв. В обоих
случаях при одностоечных опорах двухцепных
линий применяется широкая база. На рис. 41
дана схема одноцепной промежуточной опоры
для напряжения 220 и 330 кв, а на рис. 42—
для двухцепной линии.
Построенные в СССР опоры ЛЭП для на-
пряжения 400 кв приняты портального типа
с шарнирным соединением ригелей со стойка-
ми для промежуточных опор (рис. 43). Анкер-
ные и угловые опоры выполнены простран-
ственной конструкции, так называемого ЛП-
образного типа. Анкерно-угловая опора этого
типа изображена на рис. 44. Схема опоры при-
нята портального типа, но каждая опора пор-
тала выполнена в виде Л-образной рамы,
шарнирно соединенной с фундаментом. Ри-
5 А. Г. Соколов
-65-
гель защемлен в стойки. Отдельные простран-
ственные элементы габаритны и соединяются
между собой с помощью черных болтов.
Поскольку конструкции опор ЛЭП с эле-
ментами из одного уголка весьма распростра-
нены и аналогичные решения применяются в
сооружениях иного назначения, то рассмотрим
подробнее одно из таких решений.
На рис. 45 приведена схема двухцепной
промежуточной опоры для напряжения 220 кв
с расположением проводов «обратной елкой»
ленинградского типа (1956 г.). Опора имеет
13 основных отправочных марок, из которых
Тио t
Рис. 40. Схемы одноцепных стальных опор
ЛЭП напряжением 220 и 330 кв с приме-
нением оттяжек
7 относятся к стволу (нижние 4 марки уши-
ренные), а 6 марок относятся к консолям.
Нижняя секция оканчивается башмаками
(рис. 46), каждый из которых прикрепляется
к фундаменту двумя болтами. Наружный пояс
секции прямолинеен, два внутренних—из-
ломаны и соединяются через полуфасонку, ко-
торая показана пунктирной линией. Соедине-
ние двух смежных секций между собой произ-
водится фасонкой, перекрывающей полуфа-
сонки двух нижних смежных секций. Каждая
из четырех нижних секций представляет собой
две сопряженные между собой основаниями
(в горизонтальной плоскости, проходящей че-
рез точки перелома внутренних поясов) тре-
угольные косые неправильные пирамиды. В
связи с тем, что горизонтальная составляющая
опорной реакции может иметь любое направ-
Рис. 41. Схемы одноцепных
стальных опор ЛЭП напряже-
нием 220 и 330 кв
Рис. 42. Схемы даухцепных стальных
опор ЛЭП напряжением 220 и 330 кв
ление, решетка в плане во всех трех гранях
рабочая.
Прикрепление решетки к наружному поя-
су, имеющему больший номер уголка, выпол-
няется без фасонок, а к внутренним поясам
— 66 —
меньшего сечения с помощью фасонок, при-
варенных в стык к подке уголка, что позволяет
увеличить длину сварных швов, прикрепляю-
щих решетку. Решетка внутренней грани при-
крепляется к гнутым фасонкам, накладывае-
мым внахлестку на внутренние пояса.
Соединение собранной из четырех секций
нижней часта опоры с последующей по вы-
соте, представляющей уже одну пространст-
венную секцию, производится с помощью од-
ного согнутого в двух плоскостях уголка на
черных болтах. В зоне стыкового уголка у
поясного уголка снимается фаска с тем, чтобы
стыковой уголок плотно соприкасался с обеи-
ми полками уголка стыкуемых поясов.
На уровне соединения опорных секций, а
также на уровне присоединения смежных сек-
Рис. 43. Промежуточная опора
ЛЭП напряжением 400 кв
ций между собой устанавливается крестооб-
разная диафрагма.
На рис. 47 показаны узлы пространствен-
ной секции, к которой прикрепляются консоли.
В связи с малой величиной базы ('—-800 мм)
усилия в решетке при обрыве проводов велики
(обращает внимание, что сечение решетки
приближается к сечению поясов и поэтому
для размещения сварных швов, прикрепляю-
щих решетку, требуется приварка фасонки,
которая аналогично нижним секциям прива-
ривается в стык к полке поясного уголка. Для
прикрепления консолей в секции сделаны от-
верстия, а для перераспределения усилий при
кручении делается диафрагма.
Конструкция консоли изображена на рис.
48. Нижняя плоскость консоли выполнена в
виде фермы. Она работает на сжатие от вер-
тикальных и горизонтальных сил. Верхние
уголки консоли являются подвесками, рабо-
тающими лишь на растяжение. Прикрепление
изолятора производится с помощью скобы,
имеющей по концам нарезку и две гайки.
Рис. 44. Анкерно-угловая опора ЛЭП напряжением
400 кв
Рис. 45. Типовая
двухцепная опора
ЛЭП напряжением
220 кв типа ПЛБ-8
с расположением
проводов «обрат-
ной елкой» (тип
1956 г.)
Рис. 46. Узлы нижней секции опо-
ры ЛЭП напряжением 220 кв
Конструкции стальных линейных опор
ЛЭП различаются не только по количеству
проводов и их расположению, но и по сорта-
5*
— 67 —
менту применяемой стали. Наибольшее рас-
пространение имеют опоры, выполненные из
Снята
фаска
по
о$цшку
Рис. 47. Узлы средней секции опоры ЛЭП напряжением
220 кв (в месте крепления консолей)
уголков. Объясняется это, в первую очередь,
более простым размещением заказов на такие
конструкции. За рубежом и у нас в переход-
ных опорах применяются также трубы. Не-
смотря на то что в линейных опорах ЛЭП уси-
лия от тяжения проводов составляют около
80% от суммарного и поэтому, как это было
указано в § 3, экономия в весе в случае при-
менения труб (хорошо обтекаемых сечений)
будет около 10%, однако конструктивные до-
стоинства трубчатого профиля столь велики,
что уменьшение количества конструктивных
элементов, повышение жесткости, возмож-
ность применения предварительно напряжен-
ных раскосов приводят к тому, что разница в
весе увеличивается до 20—25%. При ликви-
дации в будущем дефицитности труб их при-
менение в опорах ЛЭП должно резко увели-
читься. Следует иметь в виду, что сечения из
одиночных уголковых профилей легко дефор-
мируются и повреждаются при транспортиро-
вании, что в значительно меньшей степени
происходит с трубами вследствие замкнутости
сечения. Кроме того, одиночные уголковые се-
чения имеют меняющийся радиус инерции и
прикрепление решетки к поясам происходит с
эксцентрицитетом относительно центра тяже-
сти сечения. В случае применения низколеги-
рованных или термообработанных сталей тол-
щины уголков уменьшаются, а поэтому воз-
можна потеря устойчивости элемента в целом
и выпучивания тонкостенных полок. С целью
устранения этого недостатка следует исполь-
зовать гнутые из полосы профили с большим
радиусом инерции, применение которых дает
экономию 7—15%.
В уголковом гнутом тонкостенном профиле
полки для поясов отогнуты внутрь, что повыша-
ет его устойчивость и создает предпосылки к
применению высокопрочнных сталей (легиро-
ванных или термообработанных). В зависи-
мости от механической прочности стали при-
менение гнутых профилей из высокопрочной
стали позволяет уменьшить вес опор на 20—
30%.
Следует иметь в ваду, что там, где возмож-
но, следует организовать изготовление угол-
ков, гнутых под углом 60°, так как их жест-
кость на 20% больше жесткости одиночных
прямоугольных уголков.
Применение легких сплавов пока не наш-
ло широкого применения в строительстве
ЛЭП. Вместе с тем ожидаемое уменьшение
стоимости алюминия позволит применять его
для строительства опор ЛЭП, в первую оче-
редь, в труднодоступных районах, где для
транспортирования и монтажа опор будут
широко использоваться вертолеты. При этом
должны применяться •коррозиеустойчивые
сорта алюминиевых сплавов, и в местах со-
пряжения алюминия со сталью должны быть
осуществлены надежные меры против образо-
вания коррозии путем оцинковки стальных
элементов (болтов, фасонок и т. д.) или пу-
тем применения других покрытий.
При применении алюминия должны широ-
ко использоваться специальные тонкостенные
-68-
профили (гнутые или прессованные), обеспе-
чивающие местную и общую устойчивость эле-
ментов опоры.
Соединения элементов из алюминия в слу-
чае габаритных конструкций могут быть вы-
полнены в клепке, сварке или с помощью бол-
тов. Монтажные соединения должны быть вы-
полнены на болтах или в обоснованных слу-
чаях на клепке.
В настоящее время нет установившихся
решений узлов алюминиевых опор.
Схемы переходов линии через реки, кана-
лы, проливы и другие препятствия и конструк-
ции специальных переходных опор назнача-
ются в зависимости от местных условий и, в
первую очередь, от рельефа местности. Специ-
альных опор строится небольшое количество
по сравнению с линейными (как по количе-
ству, так и по тоннажу или объему бетона).
Линейные опоры, как общее правило, выпол-
няются по типовым проектам, в то время как
специальные, учитывающие различные усло-
вия переходов, являются индивидуальными,
рассчитанными на значительно большие на-
грузки. Поэтому проектирование, изготовление
и монтаж последних более трудоемки. До на-
стоящего времени эти опоры выполнялись
только из стали.
Переходные опоры, поддерживающие про-
вода больших пролетов, воспринимают очень
большую нагрузку, и в некоторых случаях от-
дельные пояса выполняются составными как
для увеличения площади сечения, так и для
увеличения жесткости сечений.
В качестве примера на рис. 49 приведена
опора перехода ЛЭП напряжением 220 кв
пролетом 3646 м через Мессинский пролив.
Высота от закрепления опоры в фундаменте
до точки подвески провода равна 193,6 ои; об-
щая высота опоры более 210 м. Элементы опо-
ры выполнены составными из четырех элемен-
тов, соединенных между собой решеткой, как
это указано на рис. 50.
В отличие от обычного расположения опо-
ры нормально трассе она установлена по диа-
гонали. Таким образом, от усилий вдоль трас-
сы и поперек трассы работают различные па-
ры поясов. Такое решение оптимально в слу-
чае, когда Mr=Mv.
Применение трубчатых профилей дает зна-
чительную экономию, так, например, конст-
рукция переходной опоры из труб, приведен-
ная на рис. 51, высотой 80 м имеет вес 65 т,
в то время как вес опоры из уголков состав-
ляет 102 т. На рис. 52 показан общий вид по-
строенной анкерной опоры из труб.
Рис. 49. Переходная опора ЛЭП напряжением 220 кв
высотой 210 м через Мессинский пролив
Рис, 5,0. Несущие элементы опоры ЛЭП через
Мессинский продин
-69 —
Рис. 51. Переходная опора ЛЭП высотой
80 ,м из труб
Более широкое применение трубчатые кон-
струкции нашли в радиостроительстре, поэто-
му конструктивные решения опор из труб
приведены в § 6.
Как было сказано ранее, мачтовые опоры с
оттяжками имеют меньший вес, но для них
требуется большая территория. Поэтому при-
менение таких решений рационально в забо-
лоченных, трудно доступных лесных и других
неиспользуемых местах.
Железобетонные опоры. До последнего вре-
мени сталь являлась основным материалом
для опор ЛЭП напряжением 35—400 кв. В на-
стоящее время для линий 35—НО кв разрабо-
таны конструкции железобетонных опор, ко-
торые дают экономию металла 60—80°/о и при
надлежащем качестве изготовления должны
увеличить срок их службы. Для линий с боль-
шим напряжением металл заменяется бетоном
(в мачтах ЛЭП) и в них применяются фунда-
менты в виде железобетонных свай, исключа-
ющих устройство котлованов, в связи с чем
темпы работы ускоряются в 4 раза.
За рубежом развитие строительства пред-
варительно напряженных железобетонных
опор для линий электропередачи началось не-
сколько раньше. Например, еще до 1953 г. во
Франции по проекту Фрейсине были построе-
ны опоры типа «рюмка» из сборного железобе-
тона (рис. 53) для линии напряжением
225 кв. Высота этой опоры до развилки 14,5м.
общая — 27,1 м. Ствол собирался из восьми
сборных трубчатых элементов длиной около
2 м, которые соединялись между собой и при-
креплялись к фундаменту с помощью арматур-
ных пучков. Для опор был применен бетон
марок 680 и 770. Проволоке давалось предва-
рительное напряжение 120 кг!мм?. После натя-
жения арматуры каналы инъектировались це-
ментным раствором.
В отечественных условиях железобетонные
опоры ЛЭП напряжением до 10 кв выполняют-
ся цельными, а от 35 кв — как цельными, так
и составными, собираемыми из коротких и лег-
ко транспортируемых элементов. Кроме опор
конического сечения, в линиях до 10 кв приме-
няются двутав'ровые, двухветвевые, трехлуче-
вые и другие сечения открытого профиля.
В настоящее время разработаны конструй
ции опор для линий напряжением 35 кв из
отдельных унифицированных железобетонных
блоков двутаврового сечения, соединяемых пу-
тем натяжения пучков высокопрочной прово-
локи. Опора состоит из стойки длиной 15 м
(из двух блоков) и траверсы. Блоки изготов-
ляются виброспособом из бетона марки 400
с арматурными сетками, . предохраняющими
-70 —
их от поломки при транспортировании. Со-
хранность железобетонных элементов при пе-
ревозке должна быть обязательно обеспечена,
так как в случае поломки исправление желе-
зобетонных и, особенно, предварительно на-
пряженных конструкций практически невоз-
можно.
Рис. 53. Сборная железобетонная пред-
варительно напряженная опора высотой
27,14 м. для линии ЛЭП напряжением
225 кв
Институт Теплоэлектропро.ект разработал
и унифицировал решения сборных железобе-
тонных опор ЛЭП напряжением 35—ПО кв с
применением вибрированного или центрифу-
гированного бетона, а в некоторых случаях из-
готовленного методом вибропрессования.
Опоры ЛЭП напряжением 35 кв разрабо-
таны для следующих пяти конструктивных ре-
шений.
Одноцепные:
1.	«Елка» с треугольным расположением
проводов и креплением их на стержневых изо-
ляторах СШ-35.
2.	«Крымский» с вертикальным расположе-
нием проводов и креплением их на поддержи-
вающих гирляндах изоляторов в выпускаю-
щих и глухих зажимах.
3.	«Портальный» с креплением проводов в
выпускающих и глухих зажимах для тяжелых
и в глухих зажимах для легких марок прово-
дов.
4.	«Рюмка» с креплением проводов на под-
держивающих гирляндах изоляторов в выпу-
скающих и глухих зажимах.
Двухцепные:
5.	«Ленинградский» (обратная елка) скре-
плением проводов на поддерживающих гир-
ляндах изоляторов на глухих зажимах.
Стойки опоры типа «елка» имеют двутавро-
вую форму сечения. Стойки всех прочих типов
опор выполняются трубчатой формы.
Принципиальные решения опор аналогич-
ны далее описываемым опорам для напряже-
ния 110 кв.
В I и II районах климатических условий
(Р.К.У.) для проводов 1 и 2-й групп более
экономичны по расходу материалов опоры ти-
па «елка», но в связи с использованием стер-
жневых изоляторов они могут применяться
лишь в слабогрозовых районах.
Для III и IV районов климатических усло-
вий при проводах 0 и 1-й групп и прохожде-
нии трассы через стесненные участки рекомен-
дуется применять опоры типа «рюмка». Обла-
сти применения этих пор, расход материалов и
вес в зависимости от марок проводов и клима-
тических условий приведены в табл. 5.3.
Приведенные данные соответствуют опорам
типов «елка» и «крымский» при выпускающих
зажимах, типа «рюмка» при обоих типах за-
жимов, для «портального» и «ленинградского»
типов при глухих зажимах.
Заглубление опор в грунте принято на
3 м. Для напряжения 35 кв опоры применяют-
ся как с грозозащитными тросами, так и без
них; при напряжении ПО кв обязательна по-
становка грозозащитных тросов.
Опоры для линий с напряжением 110 кв
разработаны трех типов:
1	—одноцепные, тип «крымский»;
2	— одноцепные, тип «портальный»;
3	— двухцепные, тип «ленинградский».
В первых двух типах крепление проводов
на промежуточных опорах делается на под-
держивающих гирляндах изоляторов в выпу-
скающих и глухих зажимах, в третьем типе
только на глухих зажимах.
На рис. 54 показан общий вид и основные
узлы решения двухцепной железобетонной
опоры напряжения 110 кв типа «ленинград-
ский». Эта опора выполнена с применением
для стоек напряженно армированного бетона
марок 400 и 500; для траверс, ригелей и фуш
„71
Таблица 5.3
рок проводов 1	Марки провода	Районы климатических условий									Примечания
		I и II	|	III и IV									
		Количество цепей									
		одна					две	|		одна		
0 X		Типы опор									
я			.елка		.крымский*		.ленинградский*	«рюмка*		.портальный*	
		1	12	3	1 1 2 1	3	1 1 2 1 3	1 1 2 1	3	1 1 2 1 3	
М-35
АС-50
А-50
А-70
1,73 221 4,34
1,65 194 4,14
1,03 114
0,75 96
2,58
1,88
2
3
М-50
АС-70
АС-95
А-120
1,03
0,75
140
109
2,58
1,88
1,23 187 3,59
1,37 177 3,35
3,21
2,95
478
446
8,05
7,39
1,78
1,89
225
215
242
264
4,46
4,71
2,07
2,15
5,19
5,4
М-70
АС-20
А-150
1,03 140 2,58 1,43
0,75 122 1,88 1,37
187
177
3,59
3,35
3,21
2,95
478
446
М-95 АС-150	—	1,7	200	4,28	3,58	598
А-185	—	1,37	177	3,35	3,52	505
8,98
8,81
8,05
7,39
2,07 242 5,19
2,31 280 5,8
2,65 314 6,65
4,94 336 7,34
Характеристики да-
ны:
в числителе — для
П или IV климати-
ческих районов в
опорах с тросом и
при грунтах:
Р2,о =1,5 кг/см2;
? = 20°;
7 = 1,8 т/м3',
в знаменателе — для
1 или 111 климатичес-
ких районов в опорах
без троса и при
грунтах:
Р2,о = 2 кг/см3;
<р = 30°;
7=1,6 т/м3.
Все данные с уче-
том выпускающих за-
жимов, кроме пор-
тального типа
Принятые обозначения граф: 1 — объем бетона в м‘; 2 — вес металла в кг; 3 — общий вес опоры в т.
даментов— обычная арматура и бетон марок
200 и 300. (В последних вариантах тра-
версы делаются металлическими, оцинкован-
ными, на подвесках.) Здесь для предваритель-
но напряженной арматуры применена высоко-
прочная холоднотянутая профилированная
проволока диаметром 6 мм со временным со-
противлением ав = 13 500 кг! см2 по ЧМТУ*
4987-55. Для обычной арматуры применена
холоднотянутая проволока и горячекатаная
сталь марки 25Г2С из периодического профи-
ля марки АНЛ-1.
Опора состоит из 18 заводских элементов,
соединяемых на монтаже. Стойка состоит из
двух частей—нижней длинной 21 700 мм (СБ),
на которую одеваются элементы, служащие
для крепления траверс (элементы ОБ), и верх-
* ТУ Министерства черной металлургии.
ней длиной 3000 мм (ТБ), служащей для
поддержания защитного троса.
Соединение стойки по длине производит-
ся с помощью указанного на рис. 54 (узла А)
железобетонного элемента, представляющего
две перпендикулярно расположенные втулки,
оси которых не пересекаются. Элемент внача-
ле одевается на стойку и располагается в про-
ектном положении, после чего во второе от-
верстие вводится траверса и стык заливается
через специальные отверстия раствором. Кон-
цы траверс и верх стойки закрываются желе-
зобетонными заглушками. На концах траверс
имеются отверстия для пропуска болтов, под-
держивающих гирлянды изоляторов. В случае
применения металлических траверс они выпол-
няются оцинкованными.
Опора закрепляется в грунте с помощью
башмака, устанавливаемого на грунт в котло-
ване, и крестовины, указанной на узле Б, рис.
-72-
54, служащей для уменьшения горизонталь-
ных напряжений на грунт у поверхности зем-
ли. Верх этой крестовины устанавливается на
расстоянии 300 мм от уровня земли. Кресто-
вина имеет втулку, с помощью которой она
закрепляется к стенке.
На рис. 55 показаны общий вид и узлы опо-
ры для одноцепной ЛЭП напряжением 110 кв
книги, и желающим следует обратиться к спе-
циальной литературе. Следует лишь обратить
внимание, что для сохранности проводов и
канатов серьезное значение имеет способ их
прикрепления к конструкции. В случае жест-
кого крепления провода или каната в них при
вибрации провода у закрепления (заделки)
возникают знакопеременные напряжения, ко-
-СБ-1Ч
Рис. 54. Одноцепная железобетонная опора ЛЭП напряжением
ПО кв крымского типа
портального типа. Приемы решения узлов, кро-
ме стыка стойки, аналогичны описанным для
опоры ленинградского типа. Стойка соединяет-
ся путем сварки манжет и последующей за-
ливки шва цементным раствором.
Области применения различных типов же-
лезобетонных опор ЛЭП напряжением ПО кв,
расход материалов и вес опоры в зависимости
от марок проводов и климатологических усло-
вий приведены в табл. 5.4.
В последнее время ТЭПом разработаны
опытные конструкции железобетонных опор с
оттяжками для ЛЭП 400—500 кв портального
типа. Стойки выполняются из центрифугиро-
ванных труб.
В связи с массовостью постройки опор ЛЭП
выбору типа опоры предшествует тщательное
изучение технологических требований, трассы,
перспективы развития. Выбор типа является
комплексной задачей, в разрешении которой
принимают участие планирующие организа-
ции, электротехники и строители. Решение ли-
цин в целом не входит в предмет настоящей
торые приводят к быстрому разрушению вслед-
ствие усталостных напряжений.
Для устранения этого недостатка применя-
ют устройство качающихся зажимов, свобод-
ную подвеску проводов, а также постепенное
увеличение жесткости провода у опорного за-
крепления путем постановки у опоры рессор
(одного или нескольких кусков проводов раз-
ной длины—1,5—3 м, скрепленных с основ-
ным проводом при помощи оплетки) и, нако-
нец, постановку виброгасителей (демпферов).
Распространен виброгаситель, состоящий из
двух грузов, соединенных между собой сталь-
ным тросом, середина которого закрепляется к
проводу с помощью специального зажима.
Действие виброгасителя основано на поглоще-
нии энергии колебания за счет трения прово-
лок каната, скрепляющего грузы.
Основные характеристики виброгасителей
этого типа, применяющиеся при гашении коле-
баний в проводах, приведены в табл. 5.5.
Существуют и другие системы виброгасите-
лей, например скручивающиеся, ударные и др.
— 73
Рис. М. Портальная железобетонная опора ЛЭП напряжением НО кв
74 —
Таблица 5.4
Тип за»имов	Группа проводов	Марки проводов	Районы расчетных климатических условий											
			I и И									III «IV		
			Количество цепей											
			одна	|	две									одна		
			Типы опор											
			иКрЫМСКИЙ*!			.портальный*			«ленинградский*			«портальный*		
			1	2	3	1	2	3	1 1 2 1 3			1		3
Выпуска- ющиеся	1 2 3 4	АС-70 АС-95 М-70 АС-120	2,23 2,01 2,23 2,01	507 476 507 476	5,79 5,22 5,79 5,22	—						—		
		М-95 АС-150 М-120 АС-185	—			3,6 3,13	607 529	9,42 8,2				3,6 3,13	607 529	9,42 8,2
Глухне	1 2 3 4	АС-70 АС-95 М-70 АС-120	2,34 1,85 2.70 2,01	537 439 636 529	6,35 4,82 7,02 5,23	—			5,13 4,5	837 627	13,33 12,16			
		М-95 АС-150 М-120 АС-185	—			4,18 3,6 4,18 3,6	846 742 1022 918	10,93 9,42 10,93 9,42	5,67 4,81 5,96 5?02	919 688 1006 753	14,73 12,54 15,5 13,04	4,18 3,6 4,18 3,6	846 742 1022 918	10,93 9,42 10,98 9,42
Примечание
В числителе—
И или IV кли-
матический
район и худ-
шие характе-
ристики грун-
тов.
В знаменате-
ле-1 или Ш
климатический
район и луч-
шие характе-
ристики грун-
тов
Принятые обозначения граф: 1 — объем бетона в 2 — вес металла в кг\ 3 — общий вес опоры в т.
Таблица 5,5
Марка провода	Пролет в м	Расстояние га- сителя от за- жима в мм	Вес гасителя в кг	Марка провода	Пролет в м	Расстояние гасителя от зажима в мм	Вес гасителя в кг
АСУ400	450	1 700	8,6	АС95	200	700	2,8
АСУЗОО	400	1 400	8,6	АС70	175	650	2,8
АС185	275	1 000	6,2	М95	250	700	4,3
АС 150	259	900	4,4	М70	225	600	2,8
АС120	250	800	4,4				
§ 6. РАДИООПОРЫ
Со времени открытия беспроволочной свя-
зи знаменитым русским ученым А. С. Поповым
непрерывно развиваются различные области
радио, а с ними антенная техника и, следова-
тельно, область сооружения опор (башен и
мачт), служащих для поддержания различных
антенн или сооружения таких опор, которые
сами являются антеннами.
Большая группа радиоопор имеет изоля-
цию в основании опоры или у мест прикрепле-
ния антенн, а также по длине оттяжек (в мач-
тах). Стоимость изоляции в опорах в ряде слу-
-75-
”. и - •
чаев достигала половины стоимости всего со-
оружения, поэтому оказывалось особенно важ-
ным сократить до минимума количество изо-
лируемых точек, а усилия оставить наимень-
шими. Это обстоятельство в значительной сте-
пени повышало тщательность изучения раз-
личных конструктивных решений и форм, с тем
чтобы уменьшить не только стоимость конст-
рукций опоры, но и в первую очередь упро-
стить изоляцию.
До 1917 г. конструкции опор выполнялись
преимущественно в виде деревянных мачт со
стальными оттяжками по типу корабельных.
Постепенно деревянные мачты с предельной
высотой до 150 м стали вытесняться более дол-
говечными стальными. Следует отметить, что в
Германии до 1933 г. получили довольно широ-
кое распространение деревянные башни высо-
той до 150 м.
В СССР до 1935 г. преобладающим типом
являлись мачты. Ствол их выполнялся в виде
раскосной решетчатой конструкции с поясами
из уголков, швеллеров или, при бескаркасной
конструкции, из рельсов. Несколько особняком
стоит построенная в 1921 г. известным конст-
руктором, почетным академиком В. Г. Шухо-
вым оригинальная сетчатая башня высотой
150 м (в дальнейшем ее высота была увели-
чена до 160 м) в виде пяти сопряженных меж-
ду собою гиперболоидов вращения (рис. 56).
Элементами сетчатой поверхности этой башни
были швеллеры, поэтому ветровая нагрузка и
вес сооружения (300 т) значительно превы-
шают имеющиеся в современных опорах из
труб. Такие же решения были в свое время с
успехам применены для строительства пере-
ходных опор ЛЭП высотой до 128 м у Ниж-
него Новгорода.
Начиная с 1935 г. в СССР строится боль-
шое количество радиобашен высотой до 100м,
а также мачт высотой до 200 м с элементами
из уголков. Конструктивные решения этого пе-
риода принимались под влиянием практики,
установившейся в промышленных сооружени-
ях. В 1940—1941 гг.в проектной конторе Сталь-
конструкция (ныне институт Проектсталькон-
струкция) с привлечением ЦАГИ и при уча-
стии Наркомата связи была проведена боль-
шая комплексная научно-исследовательская
работа по анализу основных факторов, опреде-
ляющих выбор рационального типа радиоба-
шен, явившаяся поворотным пунктом в обла-
сти строительства радиоопор.
В результате проделанного анализа было
выявлено решающее влияние на экономичность
опор аэродинамических факторов и были уста-
новлены основные конструктивные решения,
отвечающие этим требованиям.
Начиная с этого времени, все основные ра-
диоопоры выполнялись из труб с гибкими, ча-
сто предварительно напряженными раскосами
и там, где это допустимо по технологическим
соображениям, треугольной формы (рис. 57) в
плане. При конструктивной разработке особое
внимание обращалось на уменьшение количе-
ства выступающих элементов (фасонок, ребер
и пр.), уменьшение парусности вспомогатель-
ных элементов (лестниц, ограждений, направ-
ляющих и т. п.), расположение элементов пло-
щадок и диафрагм в одной плоскости с тем,
чтобы первые элементы создавали аэродина-
мическую тень и ветровая нагрузка на после-
дующие элементы уменьшалась.
Подобные решения применялись до 1956 г.
для всех видов радиосооружений, в том числе
и для телевизионных опор (см. § 7) и для опор
радиорелейных линий (см. § 8). Однако повы-
шение мощности технологического оборудова-
ния привело к тому, что доля ветровой нагруз-
ки на оборудование резко возросла (рис. 27) и
уменьшение ветровых нагрузок оказалось воз-
можно лишь путем размещения части его (фи-
деры, кабели, лестницы, направляющие лифтов
и др.) внутри несущих конструкций, т. е. со-
вмещения функций ограждающих и несущих
конструкций. При этом ствол опоры решен в
виде одной трубы.
Радиоопоры большой высоты из прокатных
профилей в настоящее время мало распростра-
нены и в СССР, и за рубежом. Их конструк-
ции отличаются от решений, описанных в § 5,
лишь применением в случае необходимости
больших номеров уголков составных сечений
из двух уголков и иногда швеллеров. Объем
настоящей книги не позволяет подробно опи-
сать эти радиоопоры.
Ниже рассматриваются раздельно две
группы радиоопор — башни и мачты, при этом
учитываются следующие соображения.
Если башни или мачты сами являются ан-
теннами, то велечина ветровой нагрузки и тех-
нико-экономические показатели сооружений
зависят лишь от принятого решения. В этом
случае с наибольшей ясностью можно выявить
основные факторы, влияющие на технико-эко-
номические показатели сооружения, и наибо-
лее доступно выбрать оптимальное решение.
В случае приложения к опоре нагрузок от
антенн, оборудования и пр. экономия, достиг-
нутая в результате применения выбранного та-
ким образом оптимального типа, уменьшится
(как это уже было показано на рис. 28) в связи
с тем, что нагрузка на опору окажется лишь
частью общей нагрузки на сооружение.
Поэтому вначале рассматриваются опоры,
являющиеся антеннами, и затем опоры с под-
— 76 —
Рис. 56. Башня Шухова (высота 160 м, вес ~ 300 т)
Рис. 57. Трехгранные трубчатые башнн
— 77 —
веоными антеннами, объединяющиеся в систе-
мы опор аналогично ЛЭП, или с оборудова-
нием, создающим большую парусность.
БАШНИ
Башни-антенны. Проведенные анализы 200 м
башен-антенн для выбора лучшего типа пока-
зывают, что различные факторы следующим
образом влияют на их технико-экономические
показатели.
1.	Материал. Материалом для башен-
антенн может служить лишь металл, так как
опора является одновременно излучателем-ан-
тенной.
2.	Форма в плане. Соотношение веса
стальных башен-антенн в зависимости от фор-
мы в плане приведено в табл. 6.1. При сравне-
нии за единицу принят вес башни треугольной
формы в плане.
Таблица 6.1
Количество граней п	3	4	6	8
Изменение периметра—т)пер	1	1,08 1,16	1,18
Изменение веса—...	1	1,1	1,21	1,24
Увеличение веса башен при увеличении ко-
личества граней объясняется увеличением вет-
ровой нагрузки, удлинением периметра, изме-
нением поясов и соответственно увеличением
конструктивного коэффициента.
Кроме того, при трех опорах опорная изо-
ляция работает наиболее определенно. При че-
тырех опарах в результате неточности установ-
ки или вследствие просадки фундаментов воз-
можна двукратная перегрузка, что должно
учитываться при назначении размера изо-
ляции.
3.	Сортамент. Применение хорошо обте-
каемых сечений из труб приводит к экономии
в весе в 2,24 раза по сравнению с сооружени-
ем из прокатных профилей.
В табл. 6.2 приведено сравнение веса, мак-
симального момента и поперечной силы в осно-
вании башен высотой 200 м, выполненных из
труб круглых сплошных сечений и уголков.
4.	Размеры оснований. Изменение
размера нижнего основания (В) в пределах
Н/8^>В>Н/20 (что составляет изменение уг-
ла наклона поясов в 6aniHHx~1/i6>tga>~1/4o)
мало влияет на изменение веса металла в нем,
так как при увеличении размера базы проис-
ходит уменьшение веса поясов, но одновре-
менно увеличение веса решетки и диафрагм.
Размер нижнего основания значительно вли-
яет на изменение объема фундаментов и де-
формативность сооружения, которые увеличи-
ваются по мере его уменьшения. Стоимость
сооружения оказывается минимальной при
Таблица 6.2
Тип башни	Полная ветро- вая нагрузка		Максимальный изгиба ощий момент		Вес ствола	
	т	%	тм	%	т	%
Из труб большого диаметра 		28,12	100	2943	100	97	100
Из круглых сплош- ных сечений ....	40,32	143	4016	136	123	127
Из уголков ....	90,83	324	8537	289	216	224
Изменение размера верхнего основания су-
щественно влияет на экономичность сооруже-
ния, так как изменение нагрузки в верхней
части сооружения сказывается на назначении
размеров сечений, а следовательно, и на вели-
чину ветровой нагрузки по всей высоте башни.
Так, например, изменение размера верхнего
основания в башне высотой 200 м с 0,9 до 2 м
привело к увеличению веса ствола и объема
фундаментов на 15%.
5.	Конфигурация. Изменение внешне-
го очертания башни при постоянных размерах
нижнего и верхнего основания незначительно
влияет на вес металла, объем фундаментов и
стоимость сооружения, но может существенно
отразиться на деформативности сооружения.
При выборе очертания башни (при заданных
размерах оснований) следует учитывать эсте-
тические требования, требования, предъявляе-
мые к жесткости сооружения, а также удоб-
ства изготовления и монтажа, связанные с
конфигурацией.
6.	Решетка. Тип решетки зависит от гео-
метрической формы поясов, так как их жест-
кость определяет величину допустимого разме-
ра панелей. В случае применения в поясах се-
чений с малыми радиусами инерции (напри-
мер, один уголок, два крестообразно располо-
женных уголка, один сплошной круг и т. п.)
необходимо производить вынужденное умень-
шение панелей, часто выполняемое с помощью
шпренгелей. В случае применения в поясах
элементов большой жесткости (например,
трубчатых сечений или составного сечения, в
котором каждый пояс представляет простран-
ственную ферму), нет необходимости в поста-
новке шпренгелей, но раскосы получаются
больших геометрических размеров и их рацио-
— 78 —
йально выполнять гибкими, с предваритель-
ным натяжением, как это указано на рис. 57.
Шпренгельные типы 'решеток были весьма
распространены в западно-европейской прак-
тике. В СССР и Америке чаще применяется
растянутая система решеток. Применение гиб-
ких раскосов с предварительным натяжением
дает значительную экономию и применяется в
отечественной практике с 1942 г.
В табл. 6.3 приведено сравнение веса ме-
талла и объема фундаментов в случае приме-
нения гибких и жестких раскосов, а также
шпренгельной системы решетки, из которой
видно, что при шпренгельной конструкции ре-
шетки вес металла увеличивается на 27°/о, а
при жестких раскосах на 25% по сравнению с
аналогичной башней, но с раскосами из круг-
лых предварительно натянутых элементов.
Таблица 6.3
Тип решетки	Вес металли- ческих кон- струкций		Объем фундаментов	
	m		м3	
Гибкие предварительно напряженные раскосы из круглой стали. Жесткие распорки из труб 		97	1	309	1
Жесткие раскосы и рас- порки из труб 		121	1,25	378	1,22
Шпренгельная решетка из трубчатых элементов .	123	1,27	—	—
7.	Оптимальные размеры пане-
лей и диаметры поясов. Увеличение
поперечных размеров поясов, с одной сторо-
ны, приводит к увеличению ветровой нагрузки
(при диаметре менее 150 мм следует учиты-
вать изменение коэффициента обтекания С х;
В настоящих рекомендациях принято Сх =
=const) и, с другой стороны, при сохранении
размера панели — к увеличению жесткости, а
следовательно, и коэффициента <р. Оптималь-
ный размер диаметра пояса при выбранной
схеме изменения размера панели (или, что
равнозначно определению оптимальных раз-
меров панелей при выбранном законе измене-
ния диаметра трубы) зависит от того, какая
доля суммарной ветровой нагрузки (на опору
с оборудованием) приходится от давления
ветра на пояса.
Если обозначить через
At = Опоясов < J	(б1)
Фобщее i	4
ТО
\ = у = ~ 76 А,. 4-33.	(6.2)
В башнях-антейнах значение А равно от
Vi до ’А; таким образом, область рациональ-
ных гибкостей равна к =50—75.
Изложенные положения используются на-
чиная с 1942 г. при сооружении башен раз-
личного назначения, а также мачт.
Рассмотрим несколько подробнее конструк-
тивное решение опоры высотой 205 м, явив-
шейся прототипом последующих сооружений.
Ствол башни выполнялся в виде простран-
ственной фермы, имевшей форму правильной
усеченной пирамиды высотой 205 м и разме-
ром стороны нижнего основания 15,5 м, верх-
него 2 м (рис. 57). Пространственная ферма
имела три прямолинейных пояса из труб диа-
метром от 152 мм (вверху) до 426мм (внизу),
соединенных между собой с помощью жестких
трубчатых распорок и предварительно напря-
женных раскосов из круглой стали, имевших
натяжные муфты. Восемнадцать нижних па-
нелей имели длину 8 м, вышележащие пане-
ли— 4 м. Длина отправочных марок поясов
равна 8 м. Каждая отправочная марка пояса
оканчивалась фланцем. Распорки имели по
концам полуфасонки, которые при монтаже
зажимались между двумя смежными фланца-
ми, соединяемыми с помощью черных болтов.
Гибкие раскосы прикреплялись к фасонкам,
приваренным к поясам у фланцев.
В двух нижних панелях раскосы выполня-
лись жесткими с целью равномерного распре-
деления усилий на изоляторы.
Каждая нога закреплялась к фундаментам
через системы изоляторов, которые могли вос-
принимать как сжимающие, так и растягиваю-
щие усилия.
В случае необходимости постройки опор
меньшей высоты, они получались путем ис-
пользования соответствующего количества вы-
шележащих секций. При этом в одной или двух
нижних панелях устанавливались жесткие рас-
косы.
Для сообщения с верхом в одном из углов
башни размещалась лестница типа стремянки,
выполненная из круглого железа.
На рис. 58 приведены основные узлы теле-
визионной опоры, в конструкции которой пол-
ностью использовано указанное решение. От-
личием является лишь квадратная форма в
плане и отсутствие изоляции в основании.
Башни для подвески проволочных, антенн.
Большое распространение нашли опоры высо-
той 65—125 м для подвешивания синфазных
горизонтальных антенн (СГ), изображенных
на рис. 59.
Отличительная особенность этих опор опре-
делилась следующими специфическими требо-
ваниями, предъявляемыми к ним.
— 79 —
Рис, 59. Схемы башен для подвески
синфазных антенн
— 80 —
1. Положение антенн. В различные
годы рабо‘ты радиостанции в зависимости от
солнечной радиации и связанным с ней поло-
жением слоя ионосферы, отражающей радио-
волны, изменяется положение антенн по вы-
соте опоры. Таким образом, элементы креп-
4. В з а и м о п о л о ж ей и е. Антенны двух
смежных пролетов могут находиться как на
одной прямой линии, так и примыкать под уг-
лом ₽>90°.
5. Высота и расположение опор.
В одной и той же антенной системе высота
лор
Разрез 4-4
т.РазРез-1'1
*0.00
Развез 2-2
Рис. 60. Башмак и закладные части

Разрез 3-3
в
раз-
ления антенн (реи, блоки и пр.) могут
личное время занимать различное положение
по высоте опоры. Полотна антенны, кроме то-
го, могут изменять расстояния в плане (отда-
ляться или сближаться).
2. Напряжения при обрыве. Нали-
чие в антенне основного провода и равного
ему по сечению, положению и размерам про-
вода-отражателя (рефлектора), которые вза-
имно расставлены на расстоянии до 12,5 м (в
горизонтальной плоскости), создает в случае
обрыва одного из них крутящий момент, вы-
зывающий большие напряжения в элементах
решетки опоры и их креплениях.
3. Тяжение при спуске. При эксплу-
атации на опоры может действовать односто-
роннее (не уравновешенное) тяжение от ан-
тенн в случае спуска их с одной стороны опо-
ры для ремонта или для изменения их техно-
логических параметров.
Таблица 6.4
Еид нагрузок	Усилия в кг		
		Л	V
Ураганный			
ветер 		500-1750	200-<-00	600 - 2250
Гололед .....	700 — 3500	125-500	900 -5000
могут
опор
быг
и их расположение
различными.
Величина нагрузок от
в зависимости от климатического
района сильно отличается, что
можно видеть из табл. 6.4.
С целью уменьшения усилий
в решетке при одностороннем об-
рыве антенн, а также для более
удобного крепления антенн, рас-
полагаемых с двух сторон опоры,
поперечное сечение опоры при-
нято в
За
плане,
опоры
ным для башни треугольной фор-
мы. Конструктивное решение по-
ясов и распорок приведено на
рис. 58. В первых типах таких
опор (до 1957 г.) раскосы выпол-
нялись из уголков, работающих
на растяжение, а диафрагмы — в виде диа-
гональной распорки. В последующих типах
раскосы выполняются из круглой стали, а
диафрагмы — в виде замкнутых рам, созда-
ющих жесткое поперечное сечение. Рас-
косы в некоторых решениях не имеют муфт
для натяжения, а допуски на изготовление
антенн
виде квадрата.
исключением формы в
конструктивное решение
аналогично ранее-описан-
элементов опоры таковы, что при установке
их необходимо некоторое предварительное
натяжение с помощью элементарных монтаж-
ных приспособлений.
Реи, поддерживающие антенны, выполня-
ются из труб и могут прикрепляться к стволу
опоры на любой отметке с помощью повод-
ков из стальных канатиков.
Опоры меньших высот получаются из бо-
лее высоких путем отсечения нижележащей
части, как это указано на рис. 59. Такой при-
ем способствует унификации элементов опор и
уменьшению трудоемкости изготовления от-
6 А. Г Соколов
— 81-
дельных монтажных элементов, а также позво-
ляет взаимозаменять соответствующие элемен-
ты различных опор.
С целью упрощения выверки опорных точек
по отношению к закладным частям, бетониру-
ющимся в фундаменте, применяются специаль-
ные башмаки (рис. 60), конструкция которых
позволяет точно выверить основание башни
перед монтажом в плане и по уровню при не-
точности установки закладных частей до
±50 мм.
.Указанный тип опоры широко распростра-
нен и в случаях, когда устанавливаемое обо-
рудование создает значительное кручение.
МАЧТЫ
В большинстве случаев по радиотехниче-
ским условиям может быть принята произволь-
ная форма поперечного сечения ствола мачты.
Поэтому назначение формы ствола определя-
ется по конструктивным соображениям. Лишь в
редких специальных случаях форма ствола за-
дается радиотехниками в виде одного сплош-
ного цилиндра. В этом случае конструктивное
решение ствола является подчиненным и ра-
циональность решения связана лишь с выбо-
ром жесткости ствола (диаметра и размера па-
нели), величины предварительного натяжения
оттяжек, угла наклона их и пр.
В большинстве мачты, так же как и башни,
выполняются стальными с решетчатым ство-
лом треугольной формы, поясами из труб и
раскрепляются в каждом ярусе тремя оттяж-
ками.
Как общее правило, проволочные антенны
подвешиваются к мачтам лишь в наивысшей
точке, что влияет на решение только верхней
части мачт. Поэтому ниже рассматриваются
конструктивные решения мачт вне зависимо-
сти от того, являются ли они сами антеннами
или служат для подвески проволочных антенн.
Рассмотрим влияние основных факторов на
технико-экономические показатели решетчатых
мачт.
1.	Материал. Для больших высот в ство-
ле желательно применение стали повышенной
прочности. Разрушающее напряжение стали в
оттяжках принимается в зависимости от допу-
стимых отклонений узлов мачт. Чем меньше
допустимые отклонения узлов, тем меньше
требующаяся прочность проволок каната.
2.	Форма в плане. Так же как и в баш-
.нях, наилучшей формой ствола является тре-
угольная, при которой величина ветровой на-
грузки и вес конструктивных элементов мини-
мальны.
3.	Сортамент. Применение трубчатых
сечений в стволе приводит к уменьшению на-
грузки и веса сооружения примерно в 2 раза.
4.	Количество оттяжек. При увели-
чении количества оттяжек в плане величина
сжимающего усилия в стволе увеличивается.
Подсчеты изменения сжимающей силы в ство-
ле, проделанные для мачты высотой 200 м при
наклоне оттяжки под углом а=45° и предва-
рительном напряжении % = 1 т/см2, показаны
в табл. 6.5. В большинстве случаев средние
Таблица 6.5
Изменения величин
Количество оттяжек в плане
3	4 |	6	|	8
Сжимающих сил в ство-
ле от тяжеиия оттяжек . .	1
Суммарного напряжения
в стволе .............. 1
1,065 1,165 1,185
1,03 1,08 1,09
напряжения в стволе от тяжения оттяжек со-
ставляют около 50°/о суммарных. В нижней
строке таблицы приведено изменение напряже-
ний в стволе с учетом того, что 50% напряже-
ний создается тяжением оттяжек.
При указанных сопоставлениях принима-
лось, что ветровая нагрузка на стволы и узлы
неизменна при различных значениях п, т. е.
требующееся изменение площади сечения поя-
сов происходит лишь за счет изменения тол-
щины стенки трубы. В случае изменения диа-
метра трубы ветровая нагрузка увеличится и
соотношения изменятся в сторону увеличения.
При ограничении деформативности соору-
жения следует иметь в виду, что если ветер
действует по биссектрисе угла между оттяж-
ками, деформативность опоры увеличивается *.
Наибольшее увеличение имеет место при трех
оттяжках в плане. В некоторых случаях по
этим соображениям приходится применять че-
тыре оттяжки в плане. В табл. 6.6 приведено
отношение
 Дбисеектр	(б 3)
Айа отт
Таблица 6,6
Отношение
^биссектр
^на отт
Количество оттяжек в плайе
1,64 1,14 1,04	1,03
♦ Указанные соображения справедливы для мачт
высотой до 200 м.
— 82 —
деформации угла оттяжек при направлении
ветра по биссектрисе угла по сравнению с вет-
ром на оттяжку.
5.	У г о л наклона (а) оттяжек к
стволу мачты*. На рис. 61 приведен гра-
фик изменения веса (оттяжек, ствола и сум-
Рис. 61. Изменение экономических показателей мачты
при различных значениях а и а0
а — изменение веса в т; б — изменение стоимости в тыс. руб.;
/ — башни: 2—мачта с реями; 3 — мачта без рей; 4 — вес ство
ла; 5 — вес рей: 6 — вес оттяжек
марного) мачты высотой 500 м при четырех
оттяжках в плане в зависимости от угла а при
разных значениях предварительного напряже-
ния о0. Из'графика видно, что область, в ко-
торой при изменении угла а вес и стоимость**
изменяются незначительно, зависит и от вели-
чины ап. Так, например, при ап = 1,5 т/см? —
30°<а<45°; при ап = 2,5 т!см? — 30°<а<55°;
при а0 = 3,5 т/см2— 30°<а<65°.
6.	Величина предварительного
натяжения. Из графика, помещенного на
* Приведенные сопоставления справедливы в слу-
чае одинаковой деформации соответствующих узлов
мачт при изменении а и
** В ценах 1960 г.
рис. 61, видно, что с увеличением величины
предварительного натяжения (но сохранении
постоянной деформации соответствующего уз-
ла) при увеличении предварительного напря-
жения вес и стоимость уменьшаются. Объяс-
няется это тем, что в случае заданной дефор-
мативнюсти узла с увеличением натяжения
провисание оттяжек уменьшается и, используя
более высокопрочную проволоку, можно
уменьшить площадь сечения каната. Несмотря
на увеличение напряжения в канате, усилие
(Fa) уменьшится. Расчетное усилие в канате
зависит от величины предварительного напря-
жения, поэтому оно должно быть таким, чтобы
не превысились допускаемые напряжения ка-
ната.
7.	Деформация узлов. Как и во всех
сооружениях, увеличение жесткости при про-
чих равных условиях (схеме, величине пред-
варительного натяжения и пр.) сопровождает-
ся увеличением площади сечения и стоимости
сооружения. Следует иметь в виду, что в мач-
тах с увеличением жесткости узлов крепления
оттяжек может быть несколько уменьшено
значение периода собственных колебаний и
связанной с ней величины коэффициента дина-
мичности $ (см. § 2).
8.	Количество ярусов оттяжек.
Количество ярусов оттяжек зависит от высоты
мачты и поперечного размера ствола. Кроме
того, в ряде случаев пролеты определяются
мощностью имеющихся в производстве изоля-
торов и ограничиваются условиями эксплуата-
ции, которые улучшаются с уменьшением ко-
личества оттяжек вообще, в том числе и яру-
сов оттяжек.
Вопрос выгодного количества оттяжек тео-
ретически не разрешен. Лишь в процессе раз-
работки типовых решений выявились эконо-
мичные типы мачт, которые нашли широкое
применение и охватывают диапазон высот от
45 до 400 м. При этом отношение высоты
мачты (Н) к размеру стороны основания ство-
ла (а) составляет 200^>Я/аС>60, а количество
ярусов изменилось от 4 до 2.
Указанные принципиальные положения ис-
пользуются при сооружении мачт как в СССР,
так и за рубежом.
В СССР разработаны и широко применя-
ются три типоразмера секций мачт, основные
показатели которых приведены в табл. 6.7.
Для высот 250—500 м необходимо увели-
чить размер стороны секции до—3,25 м в слу-
чае транспортирования их в собранном виде по
железной дороге и до 4—5 м в случае транс-
портирования в разобранном виде.
Ствол инвентарных мачт состоит из свар-
ных секций двух основых типов: опорной
6*
-83 —
Таблица 6. 7
Принятое название	типа	Форма в плане и размеры в мм	Вес 1 м в кг	Сечеиие поясов	Сечеине .'раскосов	Диапазон перекрывае- мых.высот в' м	Количество ярусов оттяжек	Количество метров ствола, укладываемое на одну платформу
Инвентарные			200-300	Труба	Круглая сталь	150—400	2-4	7.5
С уменьшенной зой	ба-		200	Труба		60-250	2-4	45
Малая база			100	Круглая сталь		40-120	2—4	i 120
(1 шт.) и прочих, т. е. пролетных, лацменных
(по числу ярусов оттяжек) и верхней (1 шт.).
.Лацменные секции (рис. 62) отличаются от
пролетных лишь фасонками, служащими для
закрепления к стволу мачты оттяжек.
Все секции мачты, кроме опорной, представ-
ляют пространственные фермы призматической
формы с треугольником в основании. Пояса
выполняются из труб диаметром от 168 мм и
выше с различной толщиной стенок. По кон-
цам поясов привариваются плоские фланцы,
выполненные из листовой стали, с помощью
которых пояса двух смежных секций соединя-
ются между собой черными болтами. Длина
секций — 7,5 м\ размер основания — 2,2 м;
размер панели — 2,5 м. Распорки выполняются
из труб диаметром 56 мм и привариваются к
поясам и фланцу в стык. В месте присоедине-
ния распорки к фланцу, имеющему меньшую
толщину, нежели диаметр распорки, послед-
няя сплющивается.
Раскосы выполняются крестообразные, ра-
ботающие только на растяжение, из круглой
стали диаметром 28 мм и привариваются к
поясам с помощью специальных фасонок, име-
ющих выкол для закрепления в них раскосов.
В местах пересечения двух раскосов между
собой они свариваются тонким швом с тем,
чтобы в процессе работы не происходило на-
рушения покраски и не возникали очаги кор-
розии. В одном из углов мачты размещается
лестница-стремянка, выполненная из круглой
стали. Каждая секция оканчивается площад-
кой; на которой можно остановиться при вер-
тикальном перемещении. В верхней секции де-
лается специальная траверса с роликами по
концам, позволяющая поднимать люльку по
всей высоте мачты. Оттяжечные (лацменные)
секции отличаются лишь наличием в них спе-
циальных консолей — лацменов, состоящих из
вертикального листа с отверстием, усиленным
шайбами. Лацмены прикрепляются к поясам
с помощью двух горизонтальных фасонок; к
ним с помощью валика прикрепляются канат-
ные втулки (с закрепленным в них канатом)
или стыковые планки.
Внутренняя полость трубы при изготовле-
нии после очистки закрывается с помощью
приварки плотным швом диафрагмы из листа
толщиной 3—4 мм. После этого поверхности
торцов поясов покрываются битумом до уров-
ня фланца.
Для установки крана, служащего для мон-
тажа мачты, по одной из граней приваривают-
ся специальные монтажные столики, указан-
ные на рис. 62. Размеры и местоположение сто-
ликов согласовываются с организациями, про-
ектирующими монтажные работы и монтаж-
ные краны.
Опорная секция выполняется в виде усечен-
ной треугольной пирамиды высотой 4,5 м с
верхним основанием 2,2 м и нижним — 0,5 м.
У верхнего основания решетка выполняется
аналогично описанному для промежуточных
секций, у нижнего основания пояса соединя-
ются между собой с помощью трех листов.
Последние вместе с торцами труб прикрепля-
ются к плите из листа толщиной 40—60 мм и
более (в зависимости от высоты опоры и ве-
личины ветровых нагрузок).
Для смены опорного изолятора в процессе
эксплуатации и для замены временной опор-
ной тумбочки изолятором после оконча
— 84 —
Рис. 62. Лацменная секция инвентарных мачт
Разрез а-а
— 85 -
ния монтажа ствола
в нижней части
опорной секции де-
лаются две постоян-
ные или съемные
консоли, позволяю-
щие установить под
них гидравлические
домкраты. Общий
вид мачты такого
типа приведен на
рис. 63. Мачта мо-
жет устанавливать-
ся или непосредст-
венно на опорную
плиту фундамента,
которая в этом слу-
чае должна выдер-
живать действую-
щую нагрузку, или
на опорный изоля-
тор. Описание типов
опорных и оттяжеч-
ных изоляторов . и
других механических
деталей дается в
§ Ю.
Стволы так назы-
ваемых мачт с
уменьшеной базой
так же, как и стволы
инвентарных мачт,
состоят из опорных,
лацменных и про-
летных секций дли-
ной по 7,5 м каждая.
В отличие от секций
инвентарных мачт
они имеют размер
основания 1350 мм
и раскосы у них вы-
полняются из труб
диаметром 57 мм.
Концы трубчатых
раскосов обрабаты-
ваются фрезой и
прикрепляются к
поясам в стык (без
фасонок) с по-
мощью сварки. Рас-
косы воспринимают
как силы сжатия.
Рис. 63. Общий вид мач-
ты инвентарного типа
так и растяжения, поэтому распорки устанав-
ливаются лишь у лацменов и в верхней части
каждой секции у фланцев. Лестницы установ-
лены в одну линию непрерывно по всей высоте
мачты, так как внутренние размеры мачт не
позволют менять ориентацию лестницы.
Размер секции ствола 1350 мм выбран с
целью возможности укладки на одну платфор-
му шести таких секций.
В остальном все сказанное об инвентарных
мачтах в равной степени распространяется на
мачты с уменьшенной базой.
Ствол мачты с малой базой в значительной
мере отличается от предыдущих двух типов.
Секции этого типа мачты имеют длину 4,5 м.
размер основания 800 мм. Пояса выполнены
из круглой стали диаметром до 60 мм, а раско-
сы из круглой стали диаметром до 30 мм и
привариваются непосредственно к поясам в зо-
не изгиба змейки раскосов. С целью уменьше-
ния размера панели по всей высоте устанав-
ливаются распорки. Перемещение по вертика-
ли происходит с помощью люльки; при ава-
рийных условиях можно пользоваться решет-
кой мачты, в которой для этой цели по одной
грани поставлены ступени.
Для высот до 150 м применяются мачты так
называемого шпренгельного типа. По предло-
жению канд. техн, наук А. Г. Воеводина в та-
ких конструкциях учитывается неразрезность
работы центрального стержня по всей высоте.
Технико-экономические показатели этого типа
опоры близки к мачтам с базой 800 мм.
Как указывалось ранее, в некоторых слу-
чаях радиотехнические требования могут удо-
влетворяться лишь в случае устройства мачт в
виде цилиндра. В качестве примера на рис. 64
показан общий вид мачты-антенны высотой
255 м и диаметром 1,66 м, построенной в
1952 г. в Мюлакере. Опора выполнена клепа-
ной. Чтобы предупредить затухание волны, на
высоте 160 м от земли был установлен изоля-
тор, разделивший мачту на две части. Вспомо-
гательные конструкции, поддерживающие вы-
шележащую часть мачты после установки изо-
лятора, сняты.
На рис. 65 показана отечественная мачта
высотой 310 м из одной трубы диаметром
2300 мм. В отличие от зарубежной практики
заводское изготовление и монтажные соедине-
ния выполнены сварными. Сообщение с верхом
мачты происходит на специальном лифте, дви-
жущемся внутри ствола. Кроме того, по всей
высоте ствола имеется лестница-стремянка.
Несколько отлично от перечисленных типов
конструктивное решение сигарообразных мачт
на одном ярусе оттяжек. Такая опора высотой
316 м была сооружена в Будапеште.
-86 -
Рис. 64. Мачта антенны высотой 255 м из одной трубы
Рис. 65. Сварная мачта высотой 310 м из одной трубы
_ 87 —
§ 7. ТЕЛЕВИЗИОННЫЕ ОПОРЫ
В послевоенный период во всех странах ми-
ра бурно развиваются телевидение и связан-
ная с ней область сооружений опор для уста-
новки на них телепередающих устройств (ан-
тенн, фидеров, иногда машинного здания).
Рис. 66. Телевизионная опора треугольной формы в пла-
не высотой 144+12=156 м в Ленинграде
В тех случаях, когда это представлялось воз-
можным, для установки телевизионных антенн
использовались ранее построенные для дру-
гих целей сооружения, например:- башня
Эйфеля в Париже, башня Шухова в Москве,
Дом промышленности в Харькове, здание Эм-
пайер Стейт Билдинг в Нью-Йорке, ДКН в
Варшаве и др.
В СССР в период после Отечественной
войны было построено большое количество
специально запроектированных телевизионных
опор. Первые из них, установленные в Киеве,
Ленинграде (рис. 66), Москве, Риге и ряде
других городов, имели антенну высотой 12 м
и фидер диаметром около 50 мм. В дальней-
шем антенное хозяйство телевизионных опор
увеличилось, и, начиная с 1954 г., в СССР бы-
ло сооружено и сооружается до настоящего
времени большое количество опор в виде башен
высотой до 180+12=192 м (рис. 67) с антен-
ной высотой 12 м для целей телевидения и ан-
тенной для ЧМ-вещания 1 высотой 25—30 м и
с более мощными фидерами, нежели в преж-
них опорах.
Эти башни имеют квадратную форму в пла-
не, что соответствует форме антенны ЧМ-веща-
ния, их пояса имеют переломы, а размер осно-
вания равен 20 м, т. е. Н1а—~Ч9. Так же как
в ранее описанных башнях-антеннах, во всех
этих решениях был использован принцип соз-
дания сооружения с лучшими аэродинамиче-
скими показателями, т. е. использованы трубы
с размерами, имеющими наименьшие коэффи-
циенты обтекания. Пояса и распорки выпол-
нены из труб, соединяемых с помощью специ-
альных фланцев и болтов. Раскосы выполнены
из круглой стали и предварительно натянуты
(см. рис. 58).
Элементы ствола до 155 мм изготавлива-
ются в виде отдельных отправочных марок
(россыпью), а элементы этажерки ЧМ-веща-
ния (ствол на участке между отметкой 155 и
180 и) в виде пространственных секций длиной
5 м. Башни меньших высот (148, 132, 100 м +
+ 12-метровая антенна) получаются путем от-
сечения нижележащих секций и использования
оставшихся. При этом в первых двух нижних
секциях устанавливаются жесткие раскосы.
Диафрагмы выполняются как в виде ферм, так
и в виде жесткой рамки, для чего используют-
ся переходные площадки.
В связи с наличием антенны ЧМ, фидеров,
дополнительных площадок для обслуживания
сигнального освещения, а также принятия
квадратной формы в плане вес этих опор зна-
чительно увеличился по сравнению с башнями-
антеннами треугольной формы в плане (что
видно из табл. 7.1).
Описанный тип опор нашел широкое при-
менение в СССР до 1957 г. В нем были отра-
жены прогрессивные стороны конструкций ба-
— 88—
шен-антенн, но не могла быть учтена специ-
фика дальнейшего развития телевидения, ко-
торая не была ясна в то время.
Последующий анализ факторов, влияющих
на выбор оптимального типа сооружения теле-
визионных опор, показывает следующие осо-
бенности в развитии телевидения.
1.	Мощность устанавливаемого оборудова-
ния (антенн, фидеров, машинного здания, уста-
Рис, 67. Телевизионная башня высотой 180+12 м
навливаемого в некоторых случаях на опоре)
возрастает, поэтому доля ветровой нагрузки от
оборудования увеличивается (рис. 27). В ка-
честве примера на рис. 68 приведено антенное
устройство современной телевизионной опоры,
состоящее из одной турникетной антенны для
’ Частотная модуляция — передача на коротких
волнах.
цветного телевидения (вверху), двух антенн
обычной передачи и одной (нижней) антенны
для ЧМ-вещания. Только группа таких антенн
занимает по высоте около 100 м.
2.	Антенны телевизионных центров распо-
лагаются на высоте, достаточной для уверен-
Таблица 7.1
Наименование конструктивных элементов	Единица измерения	Телевизионная квааратная опора Н = 180+ 4-12 м		Треугольная башня-антенна Я=205 я
		| II ветровой । район	1	III ветровой район	
I. Ствол				
Призматическая часть для антенны ЧМ		т	8,5	8,5	
Пояса			95,8	136,9	64,8
Раскосы 			31,8	42,9	10,2
Распорки 			24,9	32	14
Диафрагмы ....		14	16,5	1.8
Итого ...	я	175	236	90,8
II. Поочие кон-				
струкции				
Лестницы ....		3.9	3,9	4
Плошадки .... Дополнительные		21,7	21,7	—
конструкции:				
фидерная тру- ба 			2,5	3,4		
зонт и кольца	*	—	—	2,8
Итого . . .	п	28,1	29	6,8
III. Опорные части				
Башмаки (опорная траверса изоляции) .		3,8	4,2	30,5*(9)
Закладные части .	•	3	5,8	2,2
Итого ...	•	6,8	10	32,7 (11,2)
				
Всего металла		209,9	275,8	130,3
IV. Бетон	л3	219	340	309
Итого на				
1 пог. м башни:				
стали 		т/м	1,16	1,53	0,64 (0,53)
бетона 		мг/м	1,22	1,89	1,51
* Большой вес опорной траверсы для изоляции
башни связан с особыми условиями поставки изолято-
ров отечественной промышленностью в военные годы.
В современных условиях вес металла у изоляторов не
более 9 т, что указано в скобках.
—89 —
Рис. 68. Антенное устройство современной
телевизионной опооы
ного приема телепередач на требуемом рас-
стоянии (г) от опоры. Высота расположения
антенн (й), достаточная для уверенного прие-
ма телепередач, равна
где — радиус земного шара.
Поскольку стоимость опоры составляет
только 10—20% (в зависимости от типа опо-
ры) от общей стоимости телецентра, то эко-
номически оправдывается устройство опор
большой высоты (300—1000 ж) в связи с уве-
личением дальности передачи и количества об-
служиваемого населения.
3.	Увеличение высоты опоры вызывает не-
обходимость увеличения длины фидерных ли-
ний, что влечет за собой снижение коэффици-
ента полезного действия телепередающих уст-
ройств, особенно предназначенных для цвет-
ного телевидения. С целью устранения этого
серьезного недостатка передатчики в некото-
рых случаях можно приближать к антеннам и
устанавливать на опоре в специальном поме-
щении, расположенном вблизи антенн.
4.	В связи с возможностью установки пере-
датчиков на опоре, большой протяженностью
фидеров и отдаленностью антенн при больших
высотах опор требуется устройство удобного
и надежного доступа к ним, осуществляемого
с помощью лифта, который должен быть раз-
мещен в закрытой шахте, не доступной атмо-
сферным воздействиям, что особенно важно
для климатических условий большей части
территории СССР (рис. 69).
Рис. 69. Размещение фидеров, лестниц и шахт
лифта в стволе трубчатой опоры
-90-
л
Рис. 70. Телевизионная башня высотой 210 м
в Штутгарте
Рис. 71. Опора высотой 213 м в Сестеохей (Дания).
Железобетонная часть опоры высотой 65 м
— 91 -
5.	Ряд вопросов дальнейшего развития те-
левидения и смежных с ним областей не раз-
решен окончательно в настоящее время, по-
этому конструктивное решение опоры должно
позволить в будущем производить модерниза-
цию и изменение оборудования без существен-
ных изменений ее конструкции.
6.	Телевизионные опоры используются и
для других целей; на большинстве опор уста-
навливаются антенны релейной связи; в зару-
бежной практике часто устраиваются обзор-
ные площадки для туристов, рестораны, места
для метеорологических наблюдений и т. д., а
в нижней части опоры устраиваются какие-ли-
бо помещения.
В качестве примера на рис. 70 приведена
телевизионная опора высотой 210 м, нижняя
часть которой до высоты 160 м выполнена из
монолитного железобетона в виде конической
трубы, а верхняя высотой 50 м — стальная. К
верхней части железобетонного ствола при-
крепляется здание, в котором помещаются обо-
рудование, обзорные площадки и ресторан. На
рис. 71 изображена опора высотой 213 м, по-
строенная в Сестерхей (Дания), в которой
нижняя железобетонная часть опоры высотой
65 м используется как здание.
Вопрос о комплексном использовании опор
большой высоты, сооружаемых на основе, в
первую очередь, удовлетворения требований
телевидения, должен решаться в разрезе пер-
спективы развития района.
В разработанном институтом Проектсталь-
конструкция совместно с Моспроектом проекте
железобетонной предварительно напряженной
опоры высотой 550 м для Московского теле-
центра (рис. 72) так же, как и в опоре, пост-
роенной в Сестерхей, предусмотрено использо-
вание ствола, имеющего диаметр нижнего
основания 30 м, для размещения технических
помещений, что позволяет несколько улучшить
технико-экономические харктеристики железо-
бетонных опор.
В принятом для строительства варианте
железобетонной опоры Моспроекта (рис. 73)
нижняя часть ее используется для размещения
технических помещений (внешне эта опора во
многом напоминает опору, осуществленную в
Штутгарте).
Однако несмотря на это, стоимость железо-
бетонных опор такой высоты более чем в 2 ра-
за превышает стоимость стальных опор.
7.	Видимость передачи уменьшается по ме-
ре удаления от антенны, почему телевизион-
ные опоры желательно располагать в центре
обслуживаемого района, с тем чтобы лучший
прием передачи был у большинства телезри-
телей. В связи с этим большинство отечествен-
ных телевизионных опор расположено в город-
ской'черте и поэтому размеры отводимой тер-
ритории ограничены.
Анализ указанных положений, проделан-
ный при выборе типа 500-jh опоры в институте
Проектстальконструкция, показал, что в наи-
большей мере предъявляемым требованиям от-
вечает решение в виде системы, состоящей из
трубчатого ствола, удерживаемого круто по-
ставленными оттяжками, которые для умень-
шения провисания подкреплены реями (рис.
74). Внутри ствола размещаются и надежно
закрыты от атмосферных влияний фидеры, ка-
бели, лестницы и лифты (рис. 69). Нижняя
часть может быть уширена и использована в
качестве здания. Такая опора может быть раз-
мещена на стесненной территории в пределах
городской черты и обладает преимуществами
перед конструкциями других видов.
В табл. 7.2 приведено сопоставление веса
металла и объема бетона в различных вариан-
тах телевизионных опор высотой 500 м. Все
опоры рассчитывались на нагрузки от антенн,
изображенных на рис. 68.
Из этих данных видно, что наиболее эко-
номичным решением является мачта с решет-
чатым стволом и полого поставленными оттяж-
ками. Аналогичные решения применяются в
американской практике. На рис. 75 показан
внешний вид телевизионной мачты такого ти-
па, построенной в Оклахома-Сити1 (вес ме-
талла 650 т). Решение телевизионных опор в
виде мачт со стволом из одной трубы довольно
часто применяется в европейской практике;
например, телевизионная мачта, построенная в
1955 г. в Штайн-Камнене (ФРГ) высотой
298 м (вес — 240 т).
Однако указанные мачты не могут быть
установлены на стесненной территории в пре-
делах городской черты, почему единственным
типом для сооружения опор в городе долгое
время были башни.
При сооружении башенных конструкций
решетчатого типа большой высоты (250—
500 м) требуется устройство закрытой шахты
диаметром около 4 м для размещения в ней
лифта, кабелей, фидеров и лестниц, которая
не участвует в восприятии усилий, возникаю-
щих от ветровой нагрузки, а лишь создает эти
нагрузки. Вследствие этого такое решение не
экономично. Решение башен в виде сплошной
конструкции может быть оправдано лишь в
1 Следует обратить внимание, что для гашения ко-
лебания в оттяжках две оттяжки одного луча расстав-
лены и между ними поставлены распоры, служащие
демпфером. Еще до 1941 г. такое решение было пред-
ложено инж. Кондратюк при проектировании ВЭС на
Ай-Петри.
— 92 —
Рис. 72. Железобетонная телевизионная башня высотой 550 м
Рис. 73. Железобетонная телеви-
зионная башня высотой 500 м
— 93-
— 94 —
Таблица 1.2
ч Конструктивное решение	1 Форма в плане	|	Материал ствола	Вес металла в т	Объем желе- зобетона в л’
Башия с поясами из труб и гибкими предварительно напряженными раскосами		Сталь 3	2406	1250
То же		-	То же	1 2479	’	1155
в	о		2580	1000
Башни с поясами составного сечеиия из трех круглых стержней. Прочее как в первом варианте	4—а* •4—в-		2550	900
Башня с поясами нз одного сплошного стержня и шпренгельной решеткой	г—t X—-1		2818	1044
Башня типа Шухова, но нз труб			5150	1335
Башня сетчатая железобетонная с пред- варительным натяжением	' • •	Железобетон	1000	-5000
Сплошная коническая труба из предва- рительно напряженного железобетона		•	-650	9000
Мачта со стволом из одной трубы с крутопоставленными оттяжками и реями (рис. 74)		Ст. 15СХНД Железобетон	1480 830	560 1380
Мачта с решетчатым стволом треуголь- ной формы* нз одной трубы с крутопо- ставленными оттяжками и реями		Ст. 15СХНД	913	450
Мачта с решетчатым стволом треуголь- ной формы и полого поставленными от- тяжками*		То же	715	350
* В этих решениях фидеры имеют меньшие размеры: 5 0 200 и 0 20 (вместо 4 0 300, 4 0 2000 и 50 0
20 в прочих вариантах) и шахта лифта принята упрощенной конструкции без ограждений.
-95-
Рис. 76. Железобетонная телевизионная башня
Маньеля высотой 707 м (проект)
случае использования ствола для других це-
лей, как это сделано в Штутгарте, или с ис-
пользованием ее в качестве аттракциона на
Всемирной выставке, как это предполагалось
Маньелем в его проекте телевизионной башни
высотой 707 я (рис. 76).
Конструктивное решение телевизионной
опоры в виде системы, состоящей из трубча-
того ствола (внутри которого размещаются
все коммуникации и который несет функции
несущих и ограждающих конструкций), под-
держиваемого несколькими ярусами круто
поставленных оттяжек, размещаемых на стес-
ненной территории, и рей, уменьшающих про-
висание оттяжек и улучшающих вибростой-
кость сооружения, позволяет устранить недо-
статки, присущие и башням, и мачтам. Такое
решение является более экономичным, неже-
ли башни, и опора может быть размещена на
стесненной территории. К числу преимуществ
такого решения относится и то обстоятельст-
во, что ствол, являясь преимущественно сжа-
тым элементом, может быть выполнен как из
стали, так и из железобетона или пластмас-
сы (например, стеклопласта).
Таблица 7.3
Наименование	Единица из- мерения	Тип 1955 г.	Тип 1957 г.	
			с большой базой без рей	с малой базой и реями
		II 1 III	II 1 III	II I III
1. Металло-
конструкции
Ствол . . .
Прочие кон-
струкции . . .
Опорные ча-
сти ........
Итого ме-ь
талла ....
II. Бетон
Центральные
фундаменты .
Анкерные
фундаменты .
Итого бе-
тона .......
Расход на
1 пог. м опоры:
стали . .
железобе-
тона . .
175 236,8 58,9
28,1 29
6,8 10
70,6
39,8
6,9
74,8
32,1
8
85,4
58,3
12,7
209,9 275,8 96,8117,3 114,9 156,4
м3	219	340	49	49	55	89
	—	—	27	45,9	48	90
219 340 76	94,9 103 179
т)м
м3!м
1,16
1,22
1,53 0,54 0,65 0,64
1,89 0,42 0,53 0,58
0,87
0,99
— 96 —
На рис. 61 приведен график, показываю-
щий соотношение в|еса металла в решетчатой
башне, мачте и мачте с реями высотой 500 .м
(выполненной из стали) при изменении угла
а наклона оттяжек к стволу. Из этого графи-
ка видно, что мачта с реями экономичнее баш-
ни при а>10° и экономичнее мачт без рей
при а < 24°. Мачты с реями при as 20° при-
мерно в 1,5 раза экономичнее башен при-
мерно в 1,5 раза дороже
мачт без рей при опти-
мальном угле наклона от-
тяжек (~ 45°). Следует
иметь в виду, что стволы
мачт без рей при боль-
ших высотах можно де-
лать лишь только сталь-
ными из-за возможной
вибрации мощных оття-
жек и образования тре-
щин в случае изготовле-
ния ствола из железобе-
тона. В мачтах с реями
ствол можно делать из
бетона, пластмассы, чугу-
на или другого материа-
ла, хорошо работающего
на сжатие. Поэтому в
случае применения для
ствола мачты с реями
железобетона расход ста-
ли в них будет меньше,
чем в мачте без рей. Не-
обходимо также учиты-
вать и стоимость отчу-
ждения территории даже
при постройке опоры в
свободной местности и
увеличение расходов при
эксплуатации в связи с
ее ограждением и охра-
ной.
Указанные решения заложены в типовых
проектах телевизионных опор высотой
180+12 м (1957 г.). Сопоставления веса и объ-
ема фундаментов в типовых опорах 1955 и
1957 гг. приведены в табл. 7.3.
Конструктивное решение основных узлов
телевизионных опор этого типа применяется
также в релейных опорах и опорах другого
назначения. Например, построенная в настоя-
щее время мачта высотой 310 м для метеоро-
логических наблюдений имеет аналогичное
решение.
С увеличением высоты опоры увеличивает-
ся диаметр ствола, поэтому вопрос об изготов-
лении и транспортировании отдельных сек-
ций ствола должен решаться при проектиро-
вании. Так, диаметр до 4,3 м соответствует
негабаритности до IV степени, и перевозка та-
ких секций от пункта изготовления до места
назначения допускается лишь при условии
согласования возможности перевозки по одной
дороге с начальником дороги, по нескольким
дорогам с центральным управлением дви-
жения МПС. Если возможности такой пере-
возки нет, то секции должны быть расчле-
Рис. 77. Решение сварной секции цилиндрического ствола стальной опоры
нены на транспортабельные отправочные мар-
ки и на месте строительства организована их
сборка.
Как общее правило, следует стремиться,
чтобы секции вместе с площадками, лестни-
цами, направляющими были изготовлены на
заводе и перед отправкой прошли контроль-
ную сборку, обеспечивающую сходимость двух
смежных секций. Аналогично трубопроводам
и другим листовым конструкциям секции при
установке собираются на специальных угол-
ках, фиксирующих местоположение секции и
зазор в стыке. Для крепления крана и мон-
тажных подмостей к секции привариваются
специальные столики (разрез V—V на рис.
77). Опирание может выполняться или в ви-
7 А. Г. Соколов
— 97 —
де шарнира с помощью специальных опорных
башмаков, или путем бесшарнирного опира-
ния на опорную плиту. Последнее решение мо-
жет быть допущено лишь в случае надежного
обоснования расчетом возможных отклонений
Рис. 78. Передвижные подмости, при-
мененные при беточирова *ии ствола
башни в Штутгарте
в величинах предварительного натяжения и
разнообразных условий силовых воздействий.
В местах размещения отверстий в стволе
трубчатой мачты делаются специальные уси-
ления путем устройства манжет и ребер, воз-
мещающих площадь и жесткость уменьшенно-
го сечения в результате образования отверс-
тия, аналогично тому, как поступают с сосу-
дами при повышенном давлении.
У мачт большой высоты или с мощным
оборудованием, или антеннами (телевизион-
ные, релейные и др.) в узлах крепления при-
ходится устанавливать несколько (две, три)
оттяжек одного луча. Прикрепление их произ-
водится так же, как и одной оттяжки с по-
мощью лацменных фасонок. В отличие от ра-
нее описанного способа крепления в решетча-
тых мачтах в мачте из одной трубы на месте
установки лацменов делается кольцевая ра-
ма, воспринимающая усилия, возникающие
при наихудшей комбинации силовых воздей-
ствий. В тех случаях, когда это возможно, в
плоскости закрепления оттяжек желательно
делать решетчатые или сплошные диафрагмы,
улучшающие работу этого узла.
В случае изготовления железобетонного
ствола он может выполняться или из моно-
литного бетона (в этом случае применяются
специальные передвижные подмости, прикре-
пляемые к специальным закладным частям,
устанавливаемым в бетон, см. рис. 78), или из
сборного предварительно напряженного бето-
на высоких марок (500—600).
При разработке проекта 500-м телевизион-
ной опоры была рассмотрена возможность из-
готовления ствола из сборных железобетон-
ных секций, изображенных на рис. 79. Отдель-
ные секции соединяются между собой с помо-
щью тяжей, пропускаемых через отверстия,
имеющиеся в железобетонных стенках царг.
У отверстий в стенках делается местное утол-
щение с тем, чтобы толщина бетона за выче-
том диаметра отверстия не уменьшилась. Пос-
Рис. 79. Железобетонная секция для ствола
телевизионной мачты высотой 500 м
ле установки тяжей производится инъекция
каналов цементным раствором. В местах воз-
никновения больших моментов, например у
узлов прикрепления оттяжек и у консольной
-98-
части, эти секции выполняются металлически-
ми.
РеЖ выполняются в виде пространственных
решетчатых треугольных ферм из труб. От-
тяжки закрепляются к ним с помощью специ-
альных зажимных приспособлений (рис. 80).
падной Европе (во всех случаях сама телеви-
зионная антенна выполняется из металла).
Перечень наиболее известных железобетонных
телевизионных башен приведен в табл. 7.4*.
Наиболее высокой из числа сооруженных
железобетонных опор является башня в Штут-
Рие. 80. Конструкция рей и
узел крепления к ним оттяжек
Возможно изготовление рей из легких спла-
вов.
Телевизионные башни из монолитного же-
лезобетона нашли широкое применение в За-
гарте. Она построена вместо предполагавшей-
ся к постройке стальной башни, так как ее на-
шли более приемлемой в эстетическом отно-
шении.
Таблица 7.4
Город	Страна	1 Год строи- | тельства	Высота общая с антенной в м	Высота желе- зобетонной опоры в м	Конструкция ствола	Геометрические размеры	
						диаметр в м	толщина стенок в см
—	Бельгия	Проект	707	500	Конус	От 100	Двухслойная
						до 30	
Штутгарт	ФРГ	1955	212	160	•	От 10,8	От 60 до 18
						до 5,04	
Гельптеборг	ГДР	1957	190	—	Гиперболоид		•—
					вращения		
Декведе	ГДР	1956	184	——	То же	От 8,8	От 34 до 17
						до 6,04	
	Голландия	1957	136		Цилиндр	12	——
—	ГДР (типовой	1956	132			8	От 40 до 12
	проект)						
	Голландия	1957	88			10	—-
Ройтч	ГДР	1957	79,5			—	—-
Эгесдорф	ГДР	1953	69,2			8	18
Менеидорф	ГДР	1953	38,8	—	я	7	—
* Материалы собраны в ЦИНИС АСиА СССР каид. техн, наук | Е. 3. Шацким. |
— 99 —
С целью покрытия значительной разницы
в средствах, необходимых при постройке же-
лезобетонной башни вместо металлической, в
верхней части башни устроены обзорная пло-
щадка и ресторан.
Ствол выполнен конической формы из
монолитного бетона марки 400 и имеет диа-
метр 10,8 м в нижнем и 5,04 м в верхнем ос-
новании. Толщина стенок 60 см; у основания
толщина уменьшается до 30 см на высоте 10 м
и до 19 см на уровне головной части. Стенки
трубы через каждые 10 м раскреплены гори-
зонтальными поперечными рамами. Фунда-
мент выполнен пустотелым в виде двух кону-
сов с тем, чтобы уменьшить вес грунта, давя-
щего на основание.
Конструктивное решение антенной этажер-
ки не представляет особого интереса.
Проект железобетонной башни 1958 г.
(Моспроект) имеет весовые показатели, ана-
логичные проекту института Проектсталькон-
струкция, изображенному на рис. 74 (табл. 7.2),
и выполнен из монолитного железобетона
с применением предварительно напряженной
арматуры крупного сечения, устанавливаемой
между двумя смежными диафрагмами и натя-
гиваемой после необходимого твердения бе-
тона.
Стоимость железобетонных башен более
чем в 2 раза больше, чем систем в виде мачт
с крутопоставленными раскосами и реями.
Применение железобетона имеет преиму-
щества при эксплуатации, но в случае боль-
шой гибкости железобетонного сооружения
возможно влияние на его долговечность зна-
копеременных нагрузок и зональных порывов
ветра. В связи с отсутствием опыта возведе-
ния и длительной эксплуатации таких, очень
гибких сооружений следует осмотрительно от-
носиться к назначению размеров железобе-
тонной оболочки. В этом отношении металл
является наиболее изученным и надежным
материалом, который, кроме того, легче под-
вергается лечению и усилению.
§ 8. ОПОРЫ РАДИОРЕЛЕЙНЫХ ЛИНИИ
До последних лет аппаратура для направ-
ленного вещания выполнялась в виде антенн
сравнительно небольших размеров (1—2 м) и
размещалась на радиоопорах, в которые вно-
сились небольшие изменения, связанные пре-
имущественно с конструктивным решением
площадок, поддерживающих антенны, и уст-
ройством приспособлений, позволяющих про-
изводить смену антенн в процессе эксплуата-
ции. Из числа ранее разработанных решений
выбиралось такое, при котором удовлетворя-
лись заданные радиотехниками величины до-
пустимых деформаций антенн — углов пово-
рота по отношению к вертикали и угла за-
кручивания (в плане). Последние имеют весь-
ма важное значение для устойчивой работы
радиорелейных линий.
В дальнейшем геометрические размеры ан-
тенн настолько увеличились, что потребова-
лось разработать специальные типы опор. Ус-
ложняющим обстоятельством оказалось по-
следующее сокращение длины волноводов и
тем самым приближение передатчиков к ан-
теннам. Вследствие этого в ряде случаев тре-
бовалось устройство специальных зданий на
опоре и надежных средств сообщения с ни-
ми обслуживающего персонала при помощи
лестниц и лифта.
Опоры релейных линий обычно устанавли-
ваются на расстоянии 40—60 км друг от друга,
т. е. на расстоянии прямой видимости. Однако
последние радиотехнические разработки по-
казывают, что возможно осуществлять на-
правленную передачу не только в пределах
прямой видимости, но на значительно боль-
шие расстояния (300—1000 и более км), ис-
пользуя для этой цели отражающую способ-
ность различных слоев сфер, находящихся
над поверхностью земли.
В этом случае нет необходимости припод-
нимать на большую высоту антенну, так как
высота установки определяется лишь необхо-
димостью избежать препятствия в виде близ-
ко расположенных силуэтов, создающих тень,
но геометрические размеры отражающих и
принимающих зеркал оказываются весьма
большими.
Поэтому устройство рефлекторов стало
самостоятельной инженерной задачей и по-
ставка их перешла из ведения радиотехниче-
ской промышленности к строительным орга-
низациям.
В последние годы устройства в виде зеркал
начали применяться и в других областях, на-
пример в радиоастрономии. При этом потре-
бовалось создание рефлекторов, имеющих де-
сятки и даже сотни метров в поперечнике,
вращающихся как в горизонтальной, так и в
вертикальной плоскостях, с тем чтобы иметь
возможность наблюдения над любой точкой
небосвода.
В настоящем разделе описываются основ-
ные особенности решений, применяемых при
небольших размерах антенн, в случае уста-
— 100 —
новки больших антенн типа Р-60 и «Весна»
и, наконец, отражающих поверхностей —
рефлекторов.
Опоры для установки антенн небольших
размеров. Конструктивное решение опор вы-
полняется как в виде башен, так и в виде
мачт. С целью уменьшения величины угла за-
кручивания при высоте более 50 м приходит-
ся применять квадратную форму в плане, а
мачты заделывать в основании. На рис. 81
изображен общий вид стальной опоры и план
верхней площадки (для мачты высотой от 50
до 100 м) для крепления трех антенн, а также
поперечное сечение ствола квадратной формы
с размером основания 1350 мм, т. е. таким же,
как в треугольных мачтах с уменьшенной ба-
зой.
На рис. 82 показана верхняя секция мачты
для установки антенн направленного веща-
ния с убирающейся укосиной, служащей для
замены антенн во время эксплуатации. Воз-
можны и иные устройства для смены антеннн.
Антенны могут устанавливаться не толь-
ко на верхней площадке, но и в промежуточ-
ных точках. Для этого к секциям мачт прива-
риваются фасонки, с помощью которых на
черных болтах прикрепляются к стволу эле-
менты площадок. Одно из возможных реше-
ний площадки приведено на рис. 83. Такая
площадка может быть установлена на любой
секции мачты в зависимости от радиотехни-
ческих требований.
Для крепления кабелей, идущих к антен-
нам, по всей высоте опоры с одной из сторон
ствола мачты устраивается специальная ре-
шетка, позволяющая производить крепление
через заданное расстояние (500—800 мм).
В случае стесненной территории часто ис-
пользовались башни, разработанные для под-
вески синфазных горизонтальных антенн (см.
§ 6).
Опоры для установки антенн типа Р-60 и
«Весна». Последние типовые проекты опор
релейных линий рассчитываются на установ-
ку антенн типа Р-60 или «Весна».
Антенны типа Р-60 представляют систе-
му, состоящую из отражающей плоскости, ук-
репленной жесткими элементами и устанавли-
ваемой под углом 45° к горизонту на необхо-
димой отметке опоры, и параболической ан-
тенны (рефлектора и вибратора), устанавли-
ваемой на земле. Энергия, поступающая к
вибратору антенны, находящейся на земле,
посылается к поверхности антенны Р-60 и, от-
ражаясь от нее, идет в заданном направлении.
Таким образом, для питания антенны нет не-
обходимости располагать на опоре волново-
ды или кабели.
Антенны типа «Весна» относятся к рупор-
но-параболическим, и для питания их необхо-
димы специальные волноводы, имеющие зна-
чительные размеры и установка которых со-
пряжена с определенными трудностями, так
как они должны быть установлены с боль-
шой точностью и при переломах направлений
иметь плавные закругления с большими ради-
усами.
Аналогично телевизионным антеннам по-
тери в волноводах антенн типа «Весна» на-
столько значительны, что по радиотехниче-
ским соображениям рационально устройство
на опорах, вблизи от антенн, передатчиков,
располагаемых в специальных помещениях,
однако это приводит к удорожанию самих
опор, так как должен быть осуществлен на-
дежный доступ к передатчикам путем устрой-
ства лифтов, расположенных в специальных
шахтах. На рис. 84 приведено типовое решение
релейной опоры, применяющейся для установ-
ки антенн обоих типов.
Конструктивное решение опоры одинаково
с телевизионными опорами типа 1957 г. Ствол
выполнен из трубы диаметром 1,6 м, внутри
которого размещаются лестницы, волноводы
и шахта лифта. Для предотвращения круче-
ния опорная секция не имеет шарнира, а опи-
рается на специальную плиту по всему пе-
риметру. Площадки для установки антенн мо-
гут закрепляться на любой секции мачты.
Конструктивные решения их для крепле-
ния антенн типа Р-60 и «Весна» приведены
на рис. 85.
Более подробное описание конструкции
этого типа опоры дано в § 7.
На рис. 86 приведено конструктивное ре-
шение опоры высотой 110 м, построенной в Л4и-
лане для установки рупорно-параболических
антенн на башне. В центре ствола проходит
шахта лифта с винтообразно расположенной
лестницей. На высшей точке опоры располо-
жено здание для размещения аппаратуры.
Пояса и решетка опоры выполнены из труб.
Для стесненной территории более экономич-
ным является ранее описанное решение со
стволом из одной трубы и круто располо-
женными оттяжками, поддерживаемыми
реями.
Опоры релейных линий выполнялись пре-
имущественно металлическими, однако в на-
стоящее бремя ведутся интенсивные поиски
рациональных типов железобетонных опор.
В ряде стран ведется разработка конструк-
ций и выполняются опоры в виде железобетон-
—101 —»
Ж/M-----00В9-
— 102
ных башен. На рис. 87 приведен общий вид
такой опоры высотой 50 м, изготовленной в
Чехословакии из разборных железобетонных
элементов, с предварительным напряжением.
Башня — решетчатая полураскосной системы
со стороной квадрата 5,4 м в основании. В верх-
ленного крутопоставленнымн оттяжками и ре-
ями.
В этом случае трубчатый ствол будет не-
сти функции несущих и ограждающих кон-
струкций. В остальном решение аналогично
ранее описанному со стволом из металла.
служащие для замены антенн при эксплуатации
точная площадка
ней части башни размещается здание, в цент-
ре башни — шахта для лифта. Антенные пло-
щадки размещаются не отметке 63 м. Бетон
применен марки В600 в нижней части башни
и марки В450 в верхней.
Более рационально решение опоры в виде
трубчатого железобетонного ствола*, раскреп-
* Решение института Проектстальконструкция.
Следует отметить, что в ряде случаев опо-
ры ретрансляционных линий делаются из мо-
нолитного бетона. Так, например, на трассе
Париж — Лилль для трансляции телепередач
были сооружены башни высотой до 84,75 м
(от основания фундамента). Каждая башня
имеет форму четырехгранной усеченной пи-
рамиды со сторонами нижнего основания 11-и
и верхнего-— 7,8 м. Толщина стенки внизу —
—103 —
1,55 м, вверху — 0,4 м. Расход бетона
(4000 м3) и металла (340 г) при таком реше-
нии конструкции чрезвычайно велик и может
быть объяснен только специальными требова-
ниями, предъявленными к опоре.
В отечественных условиях построено не-
сколько опор из монолитного железобетона в
Ось фонарей
-н
BliwSBD
— А,
н

1
I
Рнс. 84. Опора для установки антенн типа Р-60

узловых приемно-передающих пунктах, где
сходятся несколько релейных линий, и поэто-
му на опоре установлено большое количество
антенн. В стволе опоры могут размещаться
как техническая служба, так и комнаты об-
служивающего персонала. На рис. 88 приве-
дена фотография одной из таких опор, нахо-
дившейся в стадии окончания строительства.
Рядом с ней расположена стальная опора,
поддерживающая параболические зеркала ма-
лого диаметра.
Рефлекторы. На рис. 89 приведен рефлек-
тор в виде параболического цилиндра. Отра-
жающая поверхность является одновременно
поддерживающей промежуточные и концевые
опоры и выполняется из канатов 0 3—6 мм,
расположенных через 0,3—1,5 м в зависимо-
сти от радиотехнических требований.
Вес такого рефлектора при
поверхности 2000 м3 составляет
80 т.
На рис. 90 приведен общий
вид вращающегося радиотеле-
скопа диаметром 78 м, построен-
ного в Манчестере (Англия).
Этот радиотелескоп представляет
собой рефлектор весом около
500 т, опирающийся на две сталь-
ные башни высотой 60 м, связан-
ные между собой с помощью про-
странственной конструкции и сов-
местно с ней вращающиеся по
специальным путям. Общий вес
подвижной конструкции состав-
ляет около 1500 т.
Иначе было решено поворот-
ное устройство в рефлекторе диа-
метром 25 м, построенном в конце
1956 г. для Боннского Универси-
тета. Рефлектор прикреплен к
специальной вертикальной вра-
щающейся стойке в своей цент-
ральной части. В этом же месте
устроен шарнир, позволяющий
поворачивать рефлектор относи-
тельно горизонтальной оси. С
целью уменьшения сил,
вующих на поворотный
низм, зеркало имеет противове-
сы. Общий вид рефлектора изоб-
ражен на рис. 9\,а, а схема по-
воротных устройств на рис. 91,6.
На рис. 92 показано конструк-
тивное решение одного из четы-
рех радиотелескопов, построен-
ных в Кембридже и затем в Бю-
раканской обсерватории.
деист-
меха-
-104-
ООН
Разрез
Рис. 87. Башня высотой 50 м из сборных
железобетонных элементов
Рис. 88. Железобетонная опора узлового приемно-
передаюшего пункта
— 106
Рис. 89. Рефлектор в виде параболического цилиндра
Рис. 90. Вращающийся
радиотелескоп в Манчестере
Рис. 91. Радиотелескоп
башенного типа
□ — радиотелескоп диаметром 25 м
обсерватории Боннского универси-
тета (на горе Штоккер); б — схема
поворотных устройств боннского ра-
диотелескопа
/ — аппаратура: 2—кабина: 3 — про-
тивовес; 4 — привод узла качания;
5 — гидравлический рычаг; 6— глав-
ная опора: 7 — поворотная стойка;
8 — лаз и лестница: 9 — большое
зубчатое колесо азимута; 10 — при-
вод угла поворота; // — опорный
стержень: 12 — предохранительный
тормоз: 18 — крестовина; 14 — набор
контактных колец
Рис. 92. Радиотелескоп в виде
вращающегося параболического
цилиндра (длина ~ 105 м, ширина
~ 13 л)
— .107 —
Каждая из антенн состоит из вращающе-
гося параболического цилиндра, выполненно-
го из проволок, натянутых на стальные фер-
мы; фермы поддерживаются опорами и мо-
гут поворачиваться и устанавливаться в за-
данном направлении. Длина такого цилинд-
ра ~ 105 м и ширина (хорда) ~ 13 м.
Из года в год увеличивается потребность в
создании вращающихся рефлекторов очень
больших размеров (100—350 м). Наибольшей
сложностью при создании рефлекторов яв-
ляется ограничение величины деформации. Со-
временные рефлекторы должны выполняться * * * §
с таким расчетом, чтобы наибольшие откло-
нения при действии внешних сил от изменения
характера действия собственного веса и ветра
интенсивностью до 15 м!сек. не вызывали от-
клонений, превышающих X /16*.
В связи с этим особенно важными яв-
ляются поиски новых решений с использова-
нием предварительного натяжения и самоурав-
новешивающихся конструкций, у которых при
повороте возникли бы минимальные дефор-
мации. В некоторых случаях необходимо при-
менять специальные саморегулирующиеся
приспособления.
* Допустимые отклонении поверхности радиотелескопов зависят не от их геометрических размеров, а от длины
волн, на которых они работают, и принимаются от — до —. При 10-слс волнах допустимые отклонения состав-
10	16
ляют от 6 до 10 мм.
§ 9. ПРОЧИЕ ВЫСОТНЫЕ СООРУЖЕНИЯ
Остановимся на характерных особенностях
конструкции некоторых типов высотных со-
оружений, не затронутых в предыдущих па-
раграфах, и специфических вопросах, возни-
кающих при их возведении.
Опоры канатных дорог. Комплекс вопро-
сов, связанных с сооружением канатных до-
рог, обстоятельно разобран в специальной ли-
тературе. Что касается решений опор, то ис-
следования показывают значительное влияние
применения труб и треугольной формы в
плане на уменьшение веса металлоконструк-
ций в линейных опорах канатных дорог, так
же как и в других, рассмотренных ранее ви-
дах опор.
В табл. 9. 1. приведены сравнения типовых
опор квадратной и треугольной формы в пла-
не. Вариант I относится к опорам из уголко-
вых, а вариант II — из трубчатых профилей.
Во всех случаях угол наклона граней к
вертикали составляет tg i =0,08—0,1. Так же
как и в радиобашнях, в случае трубчатых се-
чений раскосы принимаются гибкие и распо-
лагаются крестообразно. В случае уголковых
профилей решения аналогичны применяемым
в опорах линий электропередачи.
Ниже приводятся два примера сооружения
уникальных переходов канатных дорог через
Волгу у Куйбышевского и Сталинградского
гидроузлов.
Для переброски инертных материалов че-
рез Волгу у Куйбышевской ГЭС был соору-
жен специальный переход для трех канатных
дорог общей производительностью около
15 000 т в сутки .
Переход состоял из трех опор: двух бере-
говых высотой 18,2 и 25,2 м и одной опоры вы-
сотой 51,3 м, построенной в русле реки на спе-
циальном основании, перекрывавшей два про-
лета по 530 м. В средней части для безопас-
ности судоходства подвешивалась защитная
сетка, хорошо видимая на рис. 93.
Таблица 9.1
	Четырехгранная опора		Трехгранная опора	
Элементы опоры	из профилей			
	уголко-	трубча-	уголко-	трубча-
	вых	тых	вых	тых
	5 980	3 350	5 260	3 700
Пояса		32,5	27,3	41,7	35,8
Раскосы . • . . .	2 680	2 370	1910	1 900
	14,5	19,3	15,1	18,4
Распорки 		1 510	1310	1 160	700
	8,2	10,7	9,2'	6,8.
Шпренгели ....	1620	910	770	680
	8,8	7,4	6,1	6, ь
Диафрагмы ....	1280	950	400	330
	6,8	7,7	3,2	3,2
Головка 		2 000	1 900	2 000	1900
	10,8	15,5	15,9	18,4
Опорные башмаки	3 400	1 480	1 110	1 ПО
	18,4	12,1	8,8	10,8
Всего на опору	18 470	12 270	12610	10320
	100	100	100	100
Примечание. Числитель показывает вес в кг,
знаменатель — процент от веса опоры.
108
Рис. 93. Русловая опора высотой 51,3 м канатной дороги через Волгу у Куйбышевской ГЭС
Опора высотой 51,3 м, находившаяся в
русле реки, представляла три (по числу ка-
натных дорог) плоские фермы с поясами из
двутавров № 40-К и жесткой ромбической ре-
шеткой с_элементами из двух швеллеров, рас-
ставленных для увеличения жесткости. Эти
плоские фермы соединялись между собой (в
плоскости меньшей жесткости двутавра) кре-
стообразной растянутой решеткой, имевшей
размер панели в 2 раза меньшей, нежели в
плоскости основной фермы, что связано с
меньшей жесткостью двутавров в этом на-
правлении. Такая система рациональна, так
как наибольшие усилия возникали в направ-
лении канатной дороги (при навеске канатов
или при одностороннем загружении снегом се-
тей, предохранявших русло), и для равномер-
ной передачи поперечной силы на закладные
части решетка должна была быть жесткой.
Пояса в опоре соединялись фланцами, со-
стоящими из плиты толщиной до 100 мм и
болтов диаметром до 120 мм. В связи с боль-
шой толщиной плит и малыми допусками по
толщине их поверхность не обрабатывалась.
С целью уверенной передачи поперечных уси-
лий от башмаков к фундаментам при растяже-
нии в поясах принято специальное закрепле-
ние башмаков к закладным частям, не завися-
щее от знака усилия. Для этого устанавлива-
лись закладные плиты, имевшие забетониро-
ванные выступы, препятствующие горизон-
тальному смещению. Опорные башмаки пос-
ле выверки и натяжения анкерных болтов
приваривались к этим плитам. Таким обра-
зом, при растяжении сварные швы восприни-
мали усилия сдвига.
Береговые опоры повторяли решения рус-
ловой, но имели меньшие высоты и размеры
сечений.
Трудоемкость и большая стоимость (около
2 млн. руб.) * устройства основания для опоры,
находившейся в русле реки, а также реальные
возможности сооружения перехода пролетом
1000 м и более с меньшими затратами, вы-
звали предложение автора книги осуществить
переход без устройства опоры в русле реки.
Предложение не могло быть реализовано на
этом объекте, так как компоновка линий уже
была увязана с генпланом строительства и
вследствие сжатости сроков не могла быть
пересмотрена, но было использовано при со-
оружении Сталинградской ГЭС, где был осу-
ществлен специальный переход для четырех
канатных дорог общей производительностью
около 20 000 т инертных в сутки. Здесь, в рус-
* В ценах 1960 г.
— 109 —
Рис. 94. Переход канатной дороги пролетом 874 м у Сталинградской ГЭС
ле Волги, не делалось опоры, что избавило от
необходимости устройства дорогостоящего ос-
нования. Линии канатных дорог подвешива-
лись к специальному пролетному строению
(рис. 94), выполненному в виде так называе-
мого вантового моста пролетом 874 м, соору-
женного на двух опорах высотой 132 м, по-
строенных на берегах. Поддерживающая ка-
натные линии система была выполнена в виде
фермы из канатов и представляла собой че-
тыре верхних пояса, (каждая из шести кана-
тов 059 мм), такого же количества нижних
поясов (каждый из двух канатов 0 45 мм) и
раскосов (каждый из одного каната0 59 мм).
Провисание верхнего (80 м ) и нижнего поя-
сов и предварительное натяжение в раскосах
выбрано таким, что в случае приложения наи-
худших комбинаций нагрузок все они остава-
лись растянутыми Ч Этому способствовало и
то обстоятельство, что раскосы и все элементы
перехода были выполнены в виде нитей, ко-
торые в случае действия любой поперечной
нагрузки всегда оставались растянутыми.
Описанные опоры канатной дороги имели
высоту 132 м и были выполнены в виде плос-
кой фермы с гибкими предварительно натя-
нутыми раскосами, работавшей на усилия от
собственного веса и горизонтальных сил, дей-
ствовавших в плоскости фермы. Ноги фермы
представляли пространственную конструкцию
шириной 3 м и были расставлены на 30 м.
Опоры створных знаков. Опоры створных
знаков устанавливаются по берегам морей,
озер и водохранилищ и являются ориентира-
ми, которыми руководствуются суда при сво-
ем движении. Для различия пунктов на опо-
1 Система предложена В. М. Вахуркиным и Г. Д.
Поповым.
рах устанавливаются щиты или фигуры раз-
личных очертаний, видимые днем, а также
специальные светильники для сигнализации
ночью.
Наибольшая нагрузка на створные знаки
возникает от ветра, действующего на щиты
или объемные фигуры. В случае фигур несим-
метричной формы или щитов больших разме-
ров может возникнуть кручение, которое долж-
но учитываться в конструктивном решении.
Например, при устройстве створных знаков в
виде мачт они обязательно должны быть за-
креплены в фундаменте от кручения.
Часто створные знаки устанавливаются в
труднодоступных пунктах и на разнообраз-
ных грунтах. Поэтому конструктивное реше-
ние их должно весьма тщательно учитывать
условия транспортирования и монтажа.
Когда прокладывается новая или времен-
ная трасса, могут устанавливаться перенос-
ные створные знаки. Их конструктивное ре-
шение значительно сложнее; они отличаются
от стационарных наличием большого количе-
ства механических деталей.
До настоящего времени опоры створных
знаков выполнялись преимущественно из ме-
талла (решетчатые — из уголков, сплошные —
из листа), однако ведутся разработки кон-
струкций из железобетона. Подробно вопрос
об оптимальных типах створных знаков изло-
жен в работе Ленинградского отделения
ГПИ Проектстальконструкция
Опоры ветровых двигателей. Ветровые дви-
гатели применялись в течение многих веков
для выполнения таких операций, время выпол-
нения которых не ограничено определенным
заданным коротким сроком, например, помол
зерна, откачка воды и т. п. Неравномерность
действия ветра по времени не мешала выпол-
нению заданного процесса, и аккумуляция
ПО-
энергии выражалась заготовкой впрок муки,
подъемом воды в водонапорные устройства,
заготовкой брикетов, пиломатериалов и пр.
Использовалась вся энергия ветра, проходя-
щая через ветроколесо. Однако такое исполь-
зование ветроэнергии носит ограниченный
характер в связи с невозможностью работы
ряда устройств» на таком переменном режиме.
Для выравнивания получаемой энергии при-
меняются аккумуляторы. Одним из таких ак-
кумуляторов является маховое колесо.
Вопросами разработки конструкций ветро-
вых колес, ветросиловых устройств и исполь-
зования ветррэнергии в народном хозяйстве
занимались Ji? Е. Жуковский, А. Г. Уфимцев,
В. П. Ветчийкин, А. В. Винтер, Ю. В. Кондра-
тюк и др.
В настоящее время полностью оправдали
себя конструкции ветросиловых электростан-
ций мощностью от 3—5 до 30 кет.
Первая, в свое время самая мощная в ми-
ре ветровая электростанция на 100 кет была
построена в Крыму в 1937 г. и работала на
электросеть Севастополя.
В 1940 г. была запроектирована ветросило-
вая станция на Ай-Петри мощностью 5 ООО/сет,
один из вариантов которой показан на рис. 95.
Для мощностей до 100 кв могут применять-
ся типы опор, обычные для радиостроитель-
ства. При больших мощностях возникают
трудности, связанные с необходимостью пово-
рота оси ветроколеса по ветру. В связи с этим
колесо закрепляют неподвижно к стволу опо-
ры, который вращается вместе с колесом
(рис. 95). В этом случае ствол выполняется в
виде цилиндрической или конусной оболочки.
В английской практике разработаны вет-
росиловые установки на уровне работ, выпол-
няемых авиационной промышленностью.
В связи с воздействием динамических на-
грузок, возникающих при работе ветроколеса,
должны быть предприняты необходимые ме-
ры, предохраняющие элементы сооружения от
вибрации.
Дымовые и вентиляционные трубыДымо-
вые трубы большой высоты в настоящее вре-
мя строятся преимущественно железобетонны-
ми, и им посвящена обширная литература.
Остановимся на некоторых вопросах соору-
жения металлических труб.
До 1952—1955 гг. крупные промышленные
предприятия, как-то: заводы черной и цветной
1 Хотя дымовые трубы нельзя относить к опорам,
однако воздействие ветровых нагрузок для них одина-
ково со сплошными, цилиндрического сечения опорами,
и поэтому в настоящем разделе отмечены их специфи-
ческие особенности.
металлургии, химической промышленности,
ТЭЦ и другие часто оборудовались свободно
стоящими (без оттяжек) стальными трубами
высотой до 120 м, диаметром до 5 м. Мелкие,
преимущественно коммунальные предприятия,
как-то: котельные, хлебозаводы, бани, прачеч-
ные и др. оборудуются стальными трубами вы-
сотой до 50 м, диаметром до 1 м, раскреплен-
ными оттяжками. Поперечные сечения дымо-
вых труб небольшой высоты обычно устанав-
ливаются по технологическим соображениям
(зависят от количества и скорости движения
газов по трубе), а толщины, принимаемые по
конструктивным соображениям, как правило,
вполне достаточны для восприятия усилий,
возникающих в трубе. Невысокие трубы обыч-
но раскрепляются оттяжками. Расположение
в плане, а также углы наклона их к вертикали
зависят от площадки (конфигурации соору-
жений, находящихся на ней), на которой уста-
навливается труба, носят случайный характер;
точный расчет таких труб не имеет смысла и
его следует делать приближенным.
Стальные дымовые трубы в большинстве
случаев выполняются сварными, а поэтому
качество применяемой стали должно удовле-
творять требованиям, предъявляемым к от-
ветственным сварным конструкциям.
Для труб высотой более 40 м по инструк-
тивному письму Минтяжстроя И-19-49 необ-
ходимо применять сталь Ст. 3 по группе А с
гарантированным химическим составом, как
для группы Б. Для сварки должны применять-
ся электроды типа Э-42.
Цилиндрическая форма дымовых труб наи-
более удобна для изготовления и монтажа, но
менее устойчива против поперечной вибрации,
нежели коническая форма, так как в послед-
ней вследствие изменения диаметра на различ-
ных уровнях по высоте трубы критические ско-
рости ветра (скорости, при которых возникает
поперечная вибрация) будут разные.
Учитывая опыт сооружения дымовых труб.
Министерство строительства предприятий тя-
желой индустрии СССР инструктивным пись-
мом И-19-49 установило следующие генераль-
ные размеры дымовых труб в зависимости от
ее высоты.
1. Диаметр цилиндрической части
>0,05 hi (h2 — высота цилиндрической части).
2. Высота конической части hi 0,25 Н.
Максимальный диаметр конической части
дымовой трубы может быть рекомендован на-
ми равным от 1/15 до 1/10 Н. В случае пол-
ностью конической трубы верхний диаметр
может быть принят равным от 1/30 до 1/40 Н.
-111-
-112-
До 1949 г. при сооружении стальных сво-
бодно стоящих дымовых труб не учитывалась
возможность совпадения срывов вихрей
при малых скоростях ветра с периодами соб-
ственных колебаний (регламентированная
лишь И-19-49). По этой причине имелось боль-
шое количество случаев, когда в дымовых тру-
бах высотой до 120 м амплитуды достигали
весьма больших величин (в трубе упомянутых
размеров амплитуды достигали 400 мм, а
размах 800 мм). При большом количестве цик-
лов колебаний могут произойти разрушения от
усталостных напряжений как в оболочке, так
и футеровке.
Явление резонанса в чистом виде не возни-
кает из-за внутренних сопротивлений оболоч-
ки и футеровки, которые не являются идеаль-
но упругими телами.
Вследствие указанных причин, величина
амплитуды стабилизируется, но, как уже го-
ворилось, может достигнуть весьма значитель-
ных и опасных для сооружения размеров. Ес-
тественно, что величина амплитуды нефутеро-
ванных труб больше, чем имеющих футе-
ровку.
Колебания труб могут быть преодолены
путем изменения геометрических размеров
трубы (с целью изменения периода собствен-
ных колебаний), но это мероприятие вызыва-
ет значительное удорожание конструкции и
поэтому может быть рекомендовано только в
исключительных случаях. Более дешевым
способом борьбы с вибрацией является по-
становка оттяжек, служащих только для га-
шения колебания и не учитываемых при рас-
чете трубы на прочность. В тех случаях, когда
постановка оттяжек исключается, возможны
иные приемы гашения, например: постановка
ударных виброгасителей, разработанных
ЦНИПСом (рис. 96), устройство связей меж-
ду трубами при установке их не по одной пря-
мой и пр. Все способы гашения основаны на
двух приемах: первый заключается в измене-
нии периода собственых колебаний трубы пу-
тем постановки дополнительных связей, или
путем изменения колеблющейся массы соору-
жения после некоторой деформации его, или
путем динамического воздействия (ударный
виброгаситель), второй заключается в нару-
шении периодического срыва вихрей путем
устройства аэродинамической асимметрии.
Представляет значительный интерес воз-
можность изготовления дымовых труб из
пластмасс, хорошо сопротивляющихся дейст-
вию агрессивных газов. На английском заводе
минеральных удобрений сооружена труба вы-
сотой 34 м и диаметром около 800 мм из стек-
лопласта, раскрепленная тремя ярусами оття-
жек. Труба собрана из 14 секций, имеющих по
концам фланцы, скрепляемые болтами. Толщи-
на стенки уменьшается с высотой.
Трубы изготовляются на специальных ма-
шинах путем навивки стеклянной основы (тка-
Рис. 96. Ударный виброгаситель конструк-
ции ЦНИПС
ни или ленты) на сердечник или методом цен-
трифугирования из смеси нарезанного стек-
лянного волокна и смол. Прочность центрифу-
гированных труб на растяжение меньше изго-
товленных методом навивки, но они не имеют
раковин и экономичны. В табл. 9.2 приведены
показатели центрифугированных стеклопласт-
массовых труб, изготовленных фирмой «Фи-
беркаст» (США).
В последние годы возникла новая отрасль
высотных сооружений — вентиляционные тру-
8
А. Г. Соколов
- 113 —
Таблица 9.2
Наименование	Единица измерения	Показатель
Предел прочности (вдоль) по стандарту: при растяжении . . .	кг) см?	500-900
„ сжатии			500—1 120
Удельный вес		т/м3	1,65
Коэффициент термичес- кого расширения при тем- пературе 23—60°		на 1°	0,55-10~5
Водопоглощение за 24 ча- са при t — 25°		%	0,2
Прочность на удар прн испытании на копре Шарли по стандарту		K2MjCM?	0,432—0,702
Теплостойкость по стан- дарту 		град.	Более 82
бы, служащие для удаления вредных газов и
рассеивания их на высоте до 200 м.
В связи с коррозированием стали и разру-
шением поверхности кирпича и бетона отво-
димыми газами такие трубы выполняются
из обработанного специальными составами
дерева, (нержавеющей стали и пластмасс. По
условиям технологии отдельные секции тру-
бы могут заменяться в процессе эксплуатации.
Вследствие этого вентиляционные трубы вы-
полняются в виде металлического каркаса-
опоры (рис. 97), к которому прикрепляется
оболочка вентиляционной трубы. Конструкция
каркаса-опоры может осуществляться как в
виде башни, так и в виде мачты; чаще в виде
башни вследствие стесненности места на за-
водской территории. Как и в радиосооруже-
ниях экономично применение вместо башен
мачт с крутопоставленными оттяжками и рея-
ми.
Отличительной особенностью опор для вен-
тиляционных труб является большая ветровая
Таблица 9.3
нагрузка на трубу, не зависящая от Кон
структивного решения опоры. Однако так же
как и в других высотных сооружениях, при-
менение труб значительно упрощает конструк-
тивное решение.
Рис. 97. Металлический каокас для под-
держания вентиляционной трубы

Расход
материалов
С ечение
элементов


Форма башен
2 3
3
100	Т рехграниа я	6,5	113	320
100	Четырехгранная	2,8	143,8	272
120		5	195	290
100		7	184,4	290
100		3,5	152	203
120		7	265	300
120		7	249	300
120	Трехгранная	5,5	175	390
Трубчатое
Уголковое
Трубчатое
В табл. 9.3 приведены основные характери-
стики башен вентиляционных труб.
Водонапорные башни. Наибольшая нагруз-
ка в конструкциях водонапорных башен воз-
никает от веса воды. В тех случаях, когда ба-
ки имеют небольшой размер и подняты на
значительную высоту, ветровая нагрузка мо-
жет оказать серьезное влияние на выбор кон-
структивной формы. В настоящее время во-
донапорные башни выполняются преимущест-
венно из железобетона, но в ряде случаев
из-за сжатых сроков возведения применяются
и металлические башни.
— 114 —
В отличие от высотных сооружений иного
назначения количество стоек водонапорных
башен должно назначаться, в первую очередь,
сообразуясь с конструктивным решением дни-
ща бака. Поэтому при баках большого объе-
предварительно напряженными раскосами из
круглой стали. Для удобства размещения
оборудования внутри вышки последние име-
ют квадратную форму в плане и широко рас-
ставленные (~Я/8) ноги. Диафрагмы дела-
ются в виде рамных конструкций, а нижние
раскосы — портального типа для удобства за-
таскивания обсадных труб и другого обору-
98. Стык труб
а- без подкладки (не рекомендуется): б —с подклад
кой: в —с подкладкой и усилением с помощью элек-
трозаклепок
ма рационально применять большое количе-
ство стоек.
Иногда резервуар сам несет функции опо-
ры, т. е. оболочка закрепляется в землю. В
этом случае резервуар имеет форму цилинд-
ра или рюмки и его конструктивное решение
в большей степени относится к классу листо-
вых конструкций.
Применение железобетона для устройства
водонапорных устройств является большой
Рис. 100. Присоединение решетки из трубок
с завальцованными концами
а — трубки с завальцованными концами н проре-
зями до приварки; б — узел прикрепления решет-
ки к поясам из уголков
Рис. 99. Примыкание и пересечение труб
а — примыкание трубчатых раскосов к поясу и распорке; б — пере-
сечение раскосов между собой
самостоятельной областью, не затрагиваемой
в настоящей книге.
Вышки различного назначения. Буровые
вышки часто выполняются аналогично радио-
опорам с поясами и распорками из труб и
дования во внутрь вышки. По внешнему пе-
риметру вышки делается маршевая лестница
для удобства доступа к рабочей зоне. Суще-
ствуют решения, использующие трубчатые,
ранее описанные мачтовые конструкции.
Последние типы буровых вышек выпол-
няются в виде Л-образной рамы с подкосом.
8*
- 115 —
Элементы ног выполняются по типу мачт, име-
ют треугольную форму со стороной ~ 2 л.
Вышки для геодезических наблюдений
имеют специальную конструкцию верхней ча-
сти, с тем чтобы прибор устанавливался на
самостоятельное приспособление, не связан-
ное с площадкой, по которой перемещается
наблюдатель. Этим достигается уменьшение
Рис. 101. Фланцевые соединения и опорные узлы
а — безреберный фланец с регулируемым башмаком; б —фла-
нец с ребрами н нерегулируемым башмаком
возможных отклонений показаний приборов
при взятии отсчетов.
Для уменьшения температурных воздей-
ствий поверхность элементов должна быть
окрашена в светлые тона.
Вышки, предназначенные для аттракцио-
нов, прыжков с парашютом, обзора местно-
сти, лыжные трамплины и др., проектируются,
в первую очередь, сообразуясь с требованием
архитектуры.
Шпили. Шпили покрываются с наружной
поверхности и образуют сплошную конструк-
цию. В качестве покрытия применяются раз-
личные материалы. Форма шпилей и матери-
ал наружной поверхности должны выбирать-
ся совместно с архитекторами. Часто кон-
структивная часть находится в подчиненном
положении. Сообразуясь с требованием зада-
ния применяются наиболее подходящий сор-
тамент и конструктивное решение. В тех слу-
чаях, когда шпили имеют малые поперечные
размеры, их рационально делать в виде
сплошных сварных листовых конструкций, вы-
полненных из стали или легких некоррозиру-
ющихся сплавов.
Краны. Эта область высотных сооруже-
ний носит специфический характер в связи с
доминирующим влиянием нагрузок от подни-
маемых грузов. Однако в особых условиях,
где ветровая нагрузка велика, следует руко-
водствоваться принципиальными решениями,
изложенными в § 6.
Перевозные опоры. При разработке пере-
возных опор особое значение имеет уменьше-
ние веса, компактность, а также применение
узлов, позволяющих возможно надежнее и
быстрее производить сборку и разборку. По-
этому в перевозных конструкциях уместно
применять легкие и высокопрочные сплавы,
производить точное изготовление конструк-
ций (с приме/нением механической обработки)
и защищать их поверхности надежными по-
крытиями.
В зависимости от предъявляемых требо-
ваний конструктивные решения могут быть
самыми разнообразными, как в виде опор,
собираемых из отдельных секций, так и в ви-
де выдвижных конструкций, смонтированных
на транспортирующих устройствах.
Значительно более сложны решения, в
которых ограничиваются деформации и кото-
рые должны быть достаточно прочны при
ураганных скоростях ветра.
Соединения трубчатых элементов опор.
При изготовлении трубчатых элементов опор
заказ металла следует делать мерными дли-
нами, потому что стыковка труб крайне не-
желательна. Однако некоторые элементы
приходится делать составными. Стык труб
является ответственным местом, так как в
большинстве случаев в поясах и раскосах мо-
гут возникать как сжимающие, так и растя-
гивающие напряжения, по величине близкие
— 116 —
между собой	(ZL=0,6—0,8), а во второсте-
\°сж
пенных элементах из-за вибрации могут воз-
никать знакопеременные напряжения. Стыки
труб (рис. 98) выполняются в зависимости от
технологии, разработанной на заводе, или
путем стыка через прокладку (узел б), или,
в наиболее ответственных случаях, с приме-
нением добавочных усилий с помощью элек-
трозаклепок (узел в). Соединение труб в
стык без подкладки нельзя рекомендовать.
Такие стыки могут осуществлятся заводами
лишь в случае надлежащего контроля каче-
ства и равнопрочности стыка основному ме-
таллу.
Весьма распространен стык труб с помо-
щью 4—6 накладок, располагаемых по пери-
метру трубы и вырезанных в форме ромбов
из трубы большего диаметра, а также с по-
мощью ребер, перекрывающих место стыка.
При этом, ребра в зоне кольцевого стыка
имеют выкружку и не привариваются к трубе
с целью уменьшения усадочных напряжений.
В местах примыканий трубчатых элемен-
тов решетки к поясам они обычно фрезеру-
ются под углом, но можно производить и рас-
плющивание концов с тем, чтобы получить
более жесткое крепление (рис. 99,а). В местах
пересечений труб между собой последние мо-
гут сплющиваться односторонне.
Когда элементы трубчатой решетки при-
крепляются к уголковым поясам или к фа-
сонкам, возможна завальцовка концов тру-
бок, как это указано на рис. 100,а, и привар-
ка через соединительную прорезь. В этом
случае нет необходимости делать специ-
альные фасонки, закрывающие открытые
концы труб.
На рис. 101 показаны узлы соединения
секций ствола с опорной частью. На рис.
101, а — бесфасонное решение фланца, при
котором удобнее производить закрепление
болтов. На рис. 101, б узел многоделен и, не-
смотря на возможность некоторой экономии
в весе металла, уступает решению первого
узла.
Башмак опоры на рис. 101,а имеет воз-
можность регулировки как по высоте, так и в
плане. При решении, указанном на рис. 101, б,
такая регулировка невозможна.
§ 10.	МЕХАНИЧЕСКИЕ ДЕТАЛИ
Механические детали применяются в опо-
рах для закрепления проводов, оттяжек в
мачтах, в опорных узлах, а также в приспо-
соблениях, служащих для предварительного
натяжения нитей и болтов.
Механические детали для закрепления
соединения канатов. В большинстве современ-
ных опор применяются канаты с жесткой серд-
цевиной, поэтому соединение их с точками
закрепления производится с помощью литых
или сварных втулок.
На рис. 102 показаны общие виды литой
и сварной втулок, разработанных в институ-
те Проектстальконструкция соответственно в
1951 и 1958 гг., с буквенными обозначениями
основных геометрических размеров, а в табл.
10.1 и 10.2 даны геометрические размеры вту-
лок в зависимости от диаметра закрепляемого
каната для литых и сварных втулок.
В табл. 10.2. приведены унифицированные
размеры втулок с учетом того, что для 23 диа-
метров канатов с различными пределами
прочности,разработано лишь 13 типов вту-
лок. Канаты диаметром до 46,5 мм заделы-
Таблица 10.1
Характеристика каната			Разрыв- ное уси- лие кана- та в m	Расчет- ное уси- лие втул- ки в m	Геометрический размер втулки в мм (рис. 103,а)									Вес втулки в кг	Вес залив- ки в кг
диаметр в мм	ГОСТ	предел прочности . проволо- ки в кг/мм2			Р>'	о,	Da	8	л	1	Г	d	k		
11	3063-46	140	9,09	4,1	50	15	66	8	80	45	35	25	12	2	0,22
22,5	3064-46	120	30,4	.13,8 	.96	26	116	10	140	70	60	40	16	6,5	1,3
25,5	3065-55	130	40	18,2	108	31	132	12	160	80	70	46	18 .	6,5	2,1
31,5	3065-46	120	57.6	26,2	120	36	148	14	180	87	78	52	20	14,5	2.6
36	3065-46	120	75,5	34,3	140	40	172	16	200	100	85	58	25	20	4.2
42	3067-46	140	97,5	44,3	160	46	196	18	225	ПО	95	63	30	27	6.4
48	3' 67-46	120	109	49,5	170	53	214	22	250	120	100	70	33	35.5	8
51	3067-46	120	130	59	180	56	230	25	270	130	ПО	75	35	35,5	10,2
59	3068-46	130	169,5 	77	240	64	288	24	340	150	130	95	40	67	21,8
— 117 —
Таблица 10.2
1 Диаметр в мм	Характеристика каната		Разрывное усилие каната в т	Расчетное усилие втулки в т	Геометрический размер втулки в мм (рис. 103, б)														Вес заливки в кг	1 Вес втулки в кг	|
	гост	макси- мальный предел прочности каната в кг) мм2			я.	о,	D,.	б	81	5В	Л	1	1	Z,	г	п	d	а		
12 13 14	> 3064-55	160 160 140	11,4 1 12,75 13,85)	6,3	32	18	42	4	4	16	120	90	2	—	38	30	35	—	0,5	2,36
14 15,5 17 18	3064-55 3065-55	150 140 140 120	14,8 16,7 19,9 18,8	9,1	41	22	51	6	6	16	120	88	—	—	42	30	35	—	0,75	3,25
18 20 22	| 3065-55	150 140 130	23,5 ] 26,65} 29,3 j	13,3	48	26	60	8	6/8	20	140	100	4	—	46	40	48	—	1,25	5,9
22 23,5 25,5 27	| 3065-55 3067-65	140 140 130 140	31,6 37,2 40 40,15]	18,3	59	32	73	10	6/10	20	140	140	10		60	50	55	—	1,7	9,3
27 30 33	| 3067-55	160 150 130	40,9 1 53,2 55,8 J	25,4	67	38	83	12	6/8	20	150	130	15	—	65	57,5	65	—	2,4	14,3
33 36 38	J 3067-55 3068-55	140 140 130	60,1 1 71,5 70,3 J	32,5	79	43	95	14	6	24	160	130	10	—	70	57,5	65	—	3,8	16,6
38 42 42 46,5	3068-55 1	160 130	86,5 1 86,9 J	39,5	90	48	114	16	6	25	160	150	—	—	90	70	80	—	5,7	25,3
		150 120	100 ( 97,5 1	46,5	97	52	121	16	8	25	170	150		—	100	70	80	—	5,8	29,7
46,5 50,5 50,5 55		140 120	113,5’1 115 f	52,3	102	56	120	12	10	25	170	170	10	10	90	80	90	120	6,3	36,4
		140 120	134 1 135 J	61,4	ПО	60	130	12	10	26	180	180	10	10	90	80	90	130	7,7	40,5
55 59		140 120	157,51 157 /	71,6	120	64	140	16	12	26	180	210	10	10	100	90	115	140	9	59,6
59 63		130 120	169,51 180 J	81,8	125	68	150	16	12	30	190	210	15	10	105	95	115	150	10	66,6
63 67Л		130 130	195 1 222 ]	101	130	72	150	16	12	40	220	220	30	10	120	110	125	150	13	79,3
Г18 —
Рис. 102. Эскиз втулок
а — литая типа ПСК 1951 г.; б — сварная типа ПСК 1958 г.
Рис. 103. Общий вид стя-
жной муфты (на перед-
нем плане) и натяжного
приспособления (иа вто-
ром плане)
Рис. 104. Схема работы
натяжного приспособле-
ния
I — коромысло; 2, 3 — сталь-
ные винты; 4 — траверса; 5—
стяжная муфта; 6 — травер-
са: 7 — динамометр
ваются во втулки с прорезными щеками и ци-
линдрической частью из труб. При диаметре
46,5 мм и больше втулки делаются из квадра-
та. Материал во втулках — сталь Ст. 3.
Диаметр валика (из стали 45), необходи-
мого для прикрепления втулки с помощью
двух планок, соответствует диаметру отвер-
стия.
Планки для соединения втулок должны
иметь отверстия для болта диаметром d и ши-
рина их должна быть равна 2d при толщине
8, принимаемой соответственно по табл. 10.1
и 10.2.
Стяжные муфты и натяжные приспособ-
ления. Создание в оттяжках мачт необходи-
мого предварительного натяжения произво-
дится с помощью специальных натяжных
приспособлений, включаемых во время на-
тяжения и удаляемых после окончания мон-
тажа. Во время эксплуатации передаточным
звеном от оттяжек к фундаменту является
стяжная муфта, позволяющая при наличии
монтажного приспособления изменять длину
оттяжки. Стяжные муфты выполняются с
учетом возможного и удобного соединения с
ней натяжного приспособления.
Так же как и муфты для закрепления от-
тяжек, стяжные муфты и натяжные приспо-
собления выполняются для определенных
диаметров канатов.
До 1958 г. широко применялись стяжные
муфты и натяжные приспособления, указан-
ные на рис. 103. На переднем плане видна
стяжная муфта после того, как натяжное
приспособление снято, на втором плане на-
тяжное приспособление закреплено к канату
через стяжную муфту.
После того как к максимально распущен-
ной стяжной муфте с помощью монтажной
лебедки закреплен конец каната, устанавли-
вается монтажное приспособление, посредст-
вом которого канату дается требуемое пред-
варительное натяжение (схема натяжения
приспособления показана на рис. 104). На-
тяжное приспособление имеет две стальных
муфты, присоединяемые к основной стяжной
муфте с помощью двух коромысел, имеющих
отношение плечей от 1 : 4 до 1:10, для умень-
шения сил, необходимых для натяжения.
Каждое коромысло состоит из двух щек, оде-
ваемых с обеих сторон основной муфты на
выступающие валики и закрепляемых на них
при помощи шайб и шплинтов. Основная на-
тяжная муфта имеет с одной стороны вин-
товую нарезку, а с другой — свободный ход и
удерживается во время действия сил растя-
жения при помощи гайки. Таким образом, во
время натяжения приспособления концы ос-
— 119 —
новной муфты сближаются и она свободно
прокручивается до тех пор, пока не выбрана
слабина в свободном ходе. Также выполне-
ны концы винта 2, винт же 3 имеет концы, на-
резанные с двух сторон. Натяжение ведется
с помощью винта 5, так как из-за отношения
плечей усилие в нем наименьшее. Контроль
величины натяжения осуществляется с помо-
щью специального динамометра, включенно-
го в опорную часть муфты. Так как траверсы
в процессе натяжения поворачиваются, то
гайка имеет специальное устройство с вали-
ками для закрепления траверсы аналогично
тому, как это делается при закреплении к
основной муфте.
значения геометрических размеров, стяжных
муфт и натяжных приспособлений в зависи-
мости от усилий и диаметров канатов для ти-
па 1951 г., а в табл. 10.5 и 10.6 то же для типов
1958 г., разработанных в институте Проект-
стальконструкция *.
Стяжные муфты типа 1958 г. соответству-
ют по усилиям и примыканиям к втулкам,
указанным в табл. 10.2; их разработано 13
типов. Натяжные приспособления унифици-
рованы, и с помощью каждого из «их можно
производить натяжение двух стяжных муфт.
Конструктивное решение (муфт и натяж-
ных приспособлений) отлично от типа 1951 г.
Стяжное устройство состоит из двух парал-
Рис. 105. Стяжные муфты и натяжные приспособления
а, б — стяжные муфты (тнп 1951 г.); б, г — натяжные приспо-
собления (тип 1958 г.)
Процесс натяжения происходит в следую-
щей последовательности: при вращении вин-
та 3 концы основной муфты сближаются за
счет свободного хода ненарезанной части
(рис. 104 — вверху), после чего при враще-
нии муфты 5, выбирается свободный ход,
винт 3 раскручивается в обратном направле-
нии до тех пор, пока траверсы не станут па-
раллельны между собой; в траверсе винта 2
выбирается свободный ход и операция повто-
ряется до тех пор, пока не будет проведена
необходимая выверка геометрии мачты и не
будут получены необходимые показания ди-
намометров. Точность отсчета динамометра,
состоящего из одной или двух пружин (в за-
висимости от усилия), составляет 0,1—
0;25 т.
На рис. 105 приведены буквенные обозна-
чения геометрических размеров основных
стяжных муфт и натяжных приспособлений
типа 1951 и 1958 гг.
В табл. 10.3 и 10.4 приведены численные
лельно расположенных винтов, у которых
один конец постоянно закреплен в одну тра-
версу, а второй свободно проходит через вто-
Таблица 10.3
Геометрический размер
стяжной муфты (рис. 105) в^мм
Максималь-
ная харак-
‘теристиса
'натягивае-
мого каната
22,5	30,4	14	М42	24	90	60	ПО	1200	100	61,6
31,5	57,6	27	М56	32	120	70	130	1180	110	120
36	75,5	34	М64	40	130	80	140	1400	150	181
42	97,5	45	М72	45	150	90	150	1390	180	244
51	130	60	М76	50	150,100		170	1400	200	337
63	195	90	М90	65	180|125'		220	1650	250	612
1 Тнп втулок и натяжных приспособлений 1958 г.
разработан по предложению В. К. Козлова с участием
Б. Н. Малинина.
— 120 —
рую траверсу, на которую он опирается с по-
мощью гайки. Для закрепления траверсы
после натяжения приспособления на обоих
винтах-имеются обратные гайки. Одна из тра-
верс используется как муфта для закрепле-
ния конца каната. Натяжное устройство
представляет два коромысла, связанные ме-
жду собой с одной стороны шарнирно соеди-
ненным звеном постоянной длины, а с другой—
винтом, вращающимся с помощью рукояти.
Оба коромысла прикрепляются к траверсам
стяжных муфт ближе к шарнирному зве-
ну, с тем чтобы благодаря соотношению
плечей (~ 1 :9) усилие при вращении руко-
ятки было небольшим (схема на рис. 105). В
одно из захватных устройств, прикрепляю-
щих коромысла, включая индикатор, позво-
ляющий определять величину натяжения.
Уменьшение веса натяжных приспособле-
ний имеет очень большое значение для удоб-
ства монтажа и транспортирования. Решения
1958 г. очень компактны, и в них для умень-
Таблица 10.4
Тип на- тягивав» мой муф- ты	Максималь- ное усилие натяжения в m	Геометрический размер натяжного приспособления (рис. 105) в мм																					| Вес в кг	|
		di		D	D,	D,	А,	да	а1	«а	а.	«4	а3	bt	b,	^3	*4	li	С	31	г»	п	
СК 1-202	5	30	27	40	25	25	130	520	100	60	1200	275	50	80	100	1300	1700	100			12			1	74
СК1-182	25	48	36	40	42	40	150	900	105	65	1200	225	150	120	180	1400	1600	220	—	16		2	229
СК 1-192	25	48	36	58	50	42	150	900	105	65	1300	375	150	120	180	1400	2100	220	—	16	—•	2	240,5
СК1-162	25	48	36	58	50	42	180	1080	105	65	1300	375	150	120	180	1400	2100	220	—-	16		2	255
СК1-142	50	64	40	65	65	49	215	1290	160	70	1580	200	200	150	220	1600	2160	220	80	20	12	2	536
СК1-122	50	64	40	85	65	49	225	1350	160	70	1780	295	200	150	220	1800	2500	220	80	20	12	2	579
Таблица 10.5
Типы натя- гиваемой муфты	Макси- мальное усилие натяже- ния в пг	Геометрический размер натяжного приспособления (рис. 105) в мм														Вес в кг
		а	D	А,	А,	А3	«1	а,	а.	h	3	л.	С	«1		
УСК 33 и 32	5.5	М27	30	80	400	200	120	100	385	50	6	80	50	4	4	22,5
УСК 31 и 30	11	М27	35	80	400	200	140	140	375	64	6	120	50	4	4	29 6
УСК 29 и 28	20	М37	45	9о	540	300	170	150	385	70	10	120	68	6	6	51.6
УСК 27 и 26	27	М36	50	100	550	350	180	190	400	80	12	160	85	6	6	75.4
УСК 25 и 24	37	М36	55	110	700	500	190	225	400	90	14	200	90	6	6	95,7
УСК 23 и 22	50	М36	65	125	970	500	240	280	400	110	16	250	90	6	6	127
УСК 21	60	М36	70	125	1125	500	240	280	400	110	20	250	105	8	6	161,3
Таблица 10.6
Диаметр закрепляе- мого каната в мм	Расчетное усилие в пг	Геометрический размер стяжной муфты (рис, 105) в мм												Вес (в скоб- ках вес за- ливки втулки в кг)
		d	D	D,	А	ймакс	ймин	ймакс амии			а.	ь	С	
12—14	6,3	М20	30	18	92	1450	650	800	30	25	161	140	68	11(0,5)
. 14—18	9,1	М24	35	22	92	1450	650	800	37,5	27,5	161	140	70	15,4(0 75)
18—22	13,3	МЗО	40	26	112	1 660	660	1 оно	50	30	180	172	84	27,5(1,25)
22—27	18,3	М36	40	32	112	1660	66)	1 000	45	30	21'5	186	1"5	43,3(1,7)
27—33	25,4	М42	52	38	140	1900	700	1 200	50	40	215	224	116	68,7(2,4)
33-38	32,5	М45	58	43	142	1 9'0	700	1200	60	40	225	226	126	82,3(3,8)
38—42	39.5	М48	63	48	182	2000	750	1250	65	45	230	280	150	102(5.7)
42—46,5	45,5	М52	63	52	182	2 000	750	1250	75	45	240	280	160	120.6(5,8)
46,5—50,5	52,3	М56	75	56	182	2 Ю0	800	1300	75	55	240	280	150	143,5(6,3)
50,5—55	61,4	М60	75	60	184	2300	8-0	1 500	75	55	250	286	156	170,2(7,7)
55—59	71.6	М64	95	64	224	2530	930	1600	78	62	266	350	1Ь0	230(9)
59—63	81,8	М68	95	68	224	2 730	930	1 800	83	67	280	350	190	281(10)
63-67,5	101	М72	110	72	226	2 930	930	2 000	95	75	310	350	190	331(13)
121-
Рис. 106. Опорный шарнир мачты
«)
ных гибких раскосах, которые выполняются
как сборные, так и из поковок, а также эле-
менты фланцевых соединений (фланцы и бол-
ты). С целью уменьшения геометрических раз-
меров и связанных с этим напряжений и веса
последние «желательно выполнять из высоко-
прочных сталей. Следует иметь в виду, что вес
металла во фланцах составляет около 10% от
общего веса башен, поэтому применение леги-
ровагнных сталей может принести значитель-
ную экономию.
Для подъема на башни обслуживающего
персонала применяются люльки, поднимаемые
тросами, перекинутыми через ролики, а также
специальные лифты упрощенной конструкции
и стационарные. Последние разрабатываются
преимущественно специализированными орга-
низациями. Подъемные устройства являются
Рис. 107. Опорная изоляция мачт
а — один колоколообразный изолятор: б — два последовательно установленные коло-
колообразные изолятора; в — три параллельно (не наклонно) установленных колоко-
лообразиых изолятора под мачту высотой 376 м; г — три включенных и три резервных
бочкообразных изолятора
шения веса использованы легированные ста-
ли.
Механические детали башен. Наиболее
ответственными элементами, в которых при-
меняются механические детали, являются
стяжные муфты в предварительно напряжен-
самостоятельной областью, не разбираемой в
рамках настоящей книги.
Механические детали линий электропере-
дачи. В опорах линий электропередачи меха-
нические детали применяются в элементах,
крикрепляющих провода и канаты к стволу
- 122
опоры, и представляют собой всевозможные
типы зажимов, улучшающих работу нити в ме-
сте ее закрепления.
Кроме того, механические детали применя-
ются в элементах гасителей вибрации. Кон-
структивное решение таких механических де-
талей принимаются по ведомственным нормам
Теплоэлектропроекта и других организаций,
занимающихся проектированием ЛЭП.
Антенные устройства. Современные про-
волочные антенны имеют чрезвычайно большие
размеры — отдельные ее секции имеют площа-
ди в несколько гектаров. Для подъема таких
антенн, а также опускания в случае повреж-
дения при эксплуатации требуются специаль-
ные устройства, включающие электролебедки,
редукторы и системы полиспастов. Такие уст-
ройства представляют трудные и интересные
инженерные задачи, не рассматриваемые в
настоящей книге.
Еще более сложные задачи возникают
при проектировании радиоастрономических
отражателей, в которых необходима очень
точная установка рефлектора в требующемся
положении и устройство следящих систем.
Опорные отливки. Опорные отливки часто
применяются в конструкциях, имеющих шар-
ниры. Так, например, мачты часто опирают-
ся на специальные опорные отливки, выпол-
няемые из литой стали (рис. 106), или свар-
ными. Опорные части изоляторов также вы-
полняются из стального литья и реже из чу-
гуна. Отливки должны иметь плавные пере-
ходы в местах переломов. В случае изготов-
ления отливок ребристой или пустотелой фор-
мы принимаемые решения необходимо согла-
совать с заводами-изготовителями.
Изоляция. Типы и геометрические разме-
ры изоляторов принимаются в соответствии
с технологическими требованиями. В зависи-
мости от характера механической работы
изоляторы могут быть разбиты на три основ-
ные группы: работающие только на сжатие,
только на растяжение, работающие и на сжа-
тие, и на растяжение. Так как фарфор или
другие изолирующие материалы имеют ма-
лый предел прочности на растяжение и ска-
лывание, то в конструктивных решениях соз-
дают такие схемы, при которых изоляция ра-
ботает на сжатие.
На рис. 107 приведено несколько кон-
структивных решений изоляции, работающей
на сжатие, в опорах мачт: узел а на одном
колоколообразном изоляторе; узел б на двух
последовательно поставленных (для увели-
чения высоты изоляции) колоколообразных
изоляторов; узел в на трех параллельно (не
наклонно) поставленных колоколообразных
изоляторах; узел г на трех работающих и трех
резервных бочкообразных изоляторах.
Сопряжение поверхности фарфора с опор-
ной отливкой является очень ответственным
местом, и предпочтительнее производить ком-
плексную поставку изоляторов с арматурой с
тем, чтобы за качество изолятора отвечала од-
на специализированная организация. Опира-
ние изолятора на отливки осуществляется пу-
тем устройства прослойки из цемента или
специальных мастик, а также прокладок из
медных и свинцовых листов.
Опорные части должны быть жесткими с
тем, чтобы они перераспределяли усилие, пе-
редаваемое на поверхность фарфора. Поверх-
ности плит, закладываемых в фундамент,
Рис. 108. Система из двух изоляторов, восприни-
мающих сжимающие и растягивающие усилия
должны быть специально обработаны, или
опорная поверхность арматуры изолятора дол-
жна устанавливаться на тонкий выравниваю-
щий слой цементного раствора.
В случае больших скалывающих усилий
(например, в сейсмических районах) в изоля-
ции могут устанавливаться дополнительные
боковые упоры с предварительным напряже-
нием.
Если изоляция включается в оттяжки или
поддерживает провода, то при сравнительно
небольших усилиях применяются типы изоля-
торов (см. рис. 38), разработанные фарфоро-
— 123 —
вой промышленностью для поддержания про-
водов высоковольтных линий (тарельчатые
изоляторы) или для целей радио (палочные
изоляторы).
В ряде случаев применяется реверсирова-
ние усилий, и в растянутую цепь включаются
изоляторы, работающие на сжатие.
Разработана схема предварительно напря-
женного изолятора*, состоящего из двух ци-
линдрических изоляторов, соединенных между
собой болтом и зажимающих плиту, передаю-
щую давление на фундамент. При сжатии ра-
ботает верхний изолятор, при растяжении
нижний, как это указано на схеме рис. 108.
§ 11.	ФУНДАМЕНТЫ
Фундаменты опор в зависимости от харак-
тера действующих на них сил могут быть об-
общены в следующие четыре группы:
а)	сжатые — например, у мачт при шар-
нирном опирании и малой величине попереч-
ных сил;
б)	растянутые — к ним относятся все за-
крепления оттяжек;
в)	сжато-растянутые — когда во время ра-
боты в фундаментах может возникнуть как
сжатие, так и растяжение. К ним относятся
раздельные фундаменты башен;
г)	сжато-изогнутые — к ним относятся
фундаменты с общей плитой под все ноги ба-
шен, фундаменты мачт, заделанных в основа-
нии, и др.
Фундаменты опор выполняются преимуще-
ственно из железобетона или из монолитного и
сборного бетона. В последние годы находят
все большее применение сборные железобе-
тонные фундаменты с предварительным на-
пряжением, а также свайные основания как из
свай сплошного сечения, так и центрифугиро-
ванных трубчатой формы с винтовыми лопа-
стями.
Применение свайных оснований позволяет
полностью избавиться от трудоемких земля-
ных работ и значительно сократить объем ук-
ладываемого железобетона. По данным, при-
веденным в книге И. И. Филимончука, при-
менение свайных фундаментов для опор ли-
рий электропередачи позволяет уменьшить
объем бетона в 25 раз по сравнению с массив-
ными и в 2 раза по сравнению со сборными.
При организации специализированных
групп по устройству свайных оснований для
опор массового применения стоимость фунда-
ментов и расход материалов резко сокращают-
ся. В случае единичных сооружений небольших
размеров процесс организации работ по ус-
тройству свайных оснований будет нерента-
белен, и тогда следует вести изготовление
фундаментов обычного типа.
Фундаменты, работающие на сжатие. При
усилиях на фундамент до 200 т применяются
как монолитные фундаменты, преимуществен-
но квадратной формы с уступчатыми обреза-
ми, так и свайные из одной или нескольких
свай.
Возможно применение сборных фундамен-
тов аналогично тому, как это делается в граж-
данском строительстве, или с вертикальными
членениями по радиусам.
При нагрузках на фундамент более 500 т
рационально устройство пустотелых конструк-
ций с тем, чтобы уменьшить вес самих фунда-
ментов и грунта на их обрезах.
В тех случаях, когда это возможно, пустоты
следует использовать в качестве подсобных
помещений.
Фундаменты, работающие на вырывание.
До 1944 г. отрывающие силы гасились весом
самого фундамента. Такие фундаменты имели
большой объем бетона и стоимость. Начиная
с 1944 г., широкое применение нашли плиточ-
ные анкерные фундаменты, состоящие из пли-
ты, закладываемой в грунт перпендикулярно
направлению вырывающей силы и тяжа, за-
крепленного к плите и выходящего на поверх-
ность земли **. К этому тяжу закрепляются
элементы, передающие растяжение (оттяжки
мачт, подкосы опор и др.).
В табл. 11.1 приведены основные геомет-
рические размеры плит и их заглубления при
различных грунтах. Такие плиты нашли ши-
рокое применение в ряде других строительных
конструкций (закрепление резервуаров, ван-
товых мостов и др.).
На рис. 109 показан общий вид анкерного
фундамента с одной тягой. Анкер состоит из
железобетонной плиты, изготавливаемой из
бетона марки 150 непосредственно в котлова-
не или на специальном стенде.
В анкерную плиту закладывается четыре
болта, с помощью которых прикрепляется тяж
из круглой стали. После натяжения болтов
узел для предотвращения коррозирования
бетонируется. Форма тяжа принята круглой
для уменьшения поверхности и большего удоб-
♦ Предложение А. Г. Соколова, 1944 г.
♦♦ В этом типе анкерного фундамента для закреп-
ления используется вес объема грунта, вырываемого при
приложении растягивающей силы.
—124—
Грунт: А—7=1,8 т/мг; <р=40°; Б —7=1,6 т/мг; <р=30°; В —7=1,3 т/мг; <р=20°.
Со	Со	СО	ND	ND	ND	ND			- —
Ф*	ND	о	00	О			о		СЛ
сл	СЛ					Сл	ел	Ъ*	"ел
ND			ь—	<	,					
	о	о	фх	ND	О	00	О	СП	
О	со	оо	СП	СО	СО	о	о	4*	"ю
				СИ			ND	00	
фх СЛ	45	1 45	фк. ел	45	СП	45	$	45	45
> и со	> спел	> СПИ	> спи	>ии	>СПИ	>и и	>ии	>ии	>ии
* 'со ”	ND ND СО	ND ND СО	ND ND со	ND ND ND	— ND ND	— ND ND	— — ND	— — ND	й^ 1—*
Сл	ъ>			ел	ъ>	ел	Ui СП	след	СЛ СЛ СЛ
Фх	СОСОфк.	ND СО СО	ND ND СО	ND ND СО	ND ND СО	ND ND СО	— ND ND	— — ND	— — ND
		ш								м	*
		ел ел	СП				СП ел	спел	спел
О	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО
К)	ND ND ND	ND ND ND	ND ND Ю	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND
СП	ел Слеп	СИ СИ ел	спел	СИ	СП				
СО	ND СО СО	ND СОСО	ND COCO	ND COCO	ND ND CO	ND ND CO	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND
	ел	ел	ел	СЛ	спел	слеп	спелей	СЛ СЛ	СЛ
со	— — СО	— — ND	О —ND	oo —	oo —	oo —	о о —	ООО	ООО
СП	СП оо	ND СИ О	00 ND ND	00 00 00	О 00 ел	О 00 ND	фх О ND	Ф» Ф- 00	ф* О сл ел
		СИ ND	ел ел				ел ел	спел	
СП	ел	Сл	ел	N.		4^	со	co	со
О	о	О	о	О	о	О	о	о	о
XZ	о	СЛ о	8	СИ О	$	42	36	33	со
СП	ш			«•	w				ш
СП	ел			СИ	СИ				Сл
•	О		О	ел	Ф^	4^	ND	ND	й^
фх	О	О	СИ	СИ	СО	О		CO	00
	ел	ел	"ел	00	00	ст	"ст	CO	
фх	&	фх	фх		ф^	4^	4^	4^	4^
СП		кЛ	СЛ	ел	СЛ	СЛ	СИ	СЛ	СЛ
ИИ>	ео сп>	со СЛ>	И сп>	СО СП >	со сп>	сосп>	соси>	и tn >	ии>
фх фк.	со со СО	СО со ND	СО со ND	СО ND ND	СО ND ND	CO ND ND	со со ND	CO co ND	со ND ND
СЛ	О ND	о ел	О ел	ND слеп	ND ел	ND ел	ел *-Ч	ел ел	СЛ Ч СЛ
							СЛ		СЛ
й^ 1—* ►—1	00-4*4	оо-ч о	00 Ч О	ЧОО	ч о СЛ	Ч О СИ	СО со ND	CO CO ND	СО ND ND
— о о	w ш		w			«А	Ъ.			WWW
	ел ел	СЛ	ел	ел	ел ел	СЛ СЛ	ел *4	ел ел	СЛ *ч СЛ
							СЛ		Сл
ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО	ООО
фх фк, фк.	со со со	^о СО СО	СО СО СО	СОСО со	со СО ND	СО СО ND	ND ND ND	ND ND ND	ND ND ND
	ел		СЛ		СИ	СИ	СЛ СЛ	Сл СЛ	СЛ
СП СОСО	О ф* со	фк. со со	со СО со	фк.СОСО	СО СО СО	СО ND ND	Фх СО ND	CO ND ND	СО ND ND
ел о о	ND Фх	Юфх СО	00 ND	фх 00	ел	0)0)	NDNDOO	СЛ 00 00	
k-w ж*	к—	few							
ООО	омо	ОО Ф-	О О Ф*	•ч фь фь	Ч 4^ ND	Ч Ф*- ND	СО ND —	CO ND —	СО — —
оо	Ч ND со	ч со ел	Ч СО СЛ	ND СИ ел	ND СИ Ч	ND СП Ч	О ND СЛ	О ND ND о ел Сл	.25 ,51 ,06
	»*	—	Й—к		СИ	СИ	ОСИ —		
фх	ND	ND	ND	ND	ND	ND			
Q	Q	0	0	Q	Q	Q	СП	СЛ о	St
Й	00		о	О	ел	СЛ			
	о	СЛ	СИ	СЛ	оо	о			
Диаметр оттяж-
КН в мм
Допускаемое усилие на опо- ру в т	
Угол.Тоттяжки в град.	
Тип грунта	
ширина	Размеры плиты в м
длина	
толщина	
Глубина зало- жения в М i	
Объем бетона
в м3
Диаметр тяжа в мм	
Диаметр оттяж- ки в мм	
Допускаемое усилие на анкер в т	
Угол ОТТЯЖКИ в град-	
Тип грунта	
ширина	Размеры плиты в м
длина	
толщина	
Глубина зало- жения в м	
Объем бетона в м3	
Количество и
диаметр тяжа
в мч
гп
ства наносить антикоррозийный слой из двух
слоев битума и ветоши.
В случае больших усилий для улучшения
работы плиты делается два и даже четыре тя-
жа, соединяемых выше поверхности земли в
один общий оголовок.
При закреплении к анкерному фундаменту
нескольких тяжей (рис. НО), расположенных
в одной плоскости, последние бетонируются с
целью антикоррозийной защиты.
По сравнению со сплошными анкерными
фундаментами для плиточных требуется в 25
раз меньше бетона. Существенным недостат-
ком этого типа является большой объем зем-
ляных работ. С целью ликвидации этого недо-
статка в ГСПИ Министерства связи разраба-
тываются конструктивные решения винтовых
анкерных фундаментов на вырывающие силы
до 70 т и, что особенно важно, механизмы для
их завинчивания.
Винтовые анкерные фундаменты неболь-
ших размеров (диаметром лопасти около
150 мм) в отечественной практике были при-
менены в 1948 г. в институте Проектсталькон-
струкция. При заглублении такого анкера на
1,5 м вырывающее усилие в нем в зависимо-
сти от механических свойств грунта составля-
ло 0,94 т в разжиженных заиленных грунтах и
2,52 т в суглинистых грунтах при диаметре ло-
пасти около 250 мм.
Фундаменты, работающие на сжатие и ра-
стяжение. Большинство опор линий электро-
передачи и башенных решетчатых конструк-
ций имеют раздельные фундаменты, расстав-
ленные на разное расстояние в зависимости от
размера базы башни. Раздельно поставленные
фундаменты были экономичнее, нежели объе-
диненные одной общей плитой, так как в пер-
вом случае максимальное усилие сжатия или
растяжения распределяется равномерно по
каждому фундаменту, в то время как при
сплошном фундаменте максимальные напря-
жения возникают лишь в отдельных фибрах.
Фундаменты башен должны воспринимать
усилия как от сжатия, так и от вырывания.
В линейных опорах линий электропередачи
применяются различные типы подножников,
выполняемых из отдельных сборных железо-
бетонных, а иногда металлических элементов
иазмерами, обеспечивающими возможность их
транспортирования.
В связи с большой значимостью этому во-
просу посвящена специальная литература, к
которой и отсылаем читателей, желающих оз-
накомиться с ним более подробно.
В случае применения свай забивка их про-
изводится через специальный шаблон, фикси-
Рис. 110. Анкерный плиточный фундамент для
нескольких оттяжек
- 126 -
Рис. 111. Способы регулировки закладных частей
а — закладная часть устанавливается с допуском 4-50 мм. Ре-
гулировка ведется с помощью башмака; б — точность установки
достигается регулированием закладных частей
/—установочные болты; 2 — установочные гайки
рующий положение и ограничивающий воз-
можность смещения в процессе забивки.
Конструкции винтовых свай могут найти
широкое применение при условии создания на-
дежных приспособлений для их заглубления
и надлежащей организации работ.
Большое значение для надежной работы
конструкций опоры, закрепляемой на несколь-
ких фундаментах, имеют точность установки
фундамента в плане и по вертикали. При опо-
рах квадратной формы наличие зазора в одной
ноге приводит к двукратной перегрузке, что
иногда является причиной аварий. Поэтому ус-
тановка сборных фундаментов опор должна
производиться с применением специальных
шаблонов и с соблюдением требующихся до-
пусков.
При фундаментах, расставленных на боль-
шие расстояния, необходимо вести квалифи-
Рис. 112. Конструкция железобетонного
фундамента цилиндрической формы
Рис. 113. Фундамент телевизи-
онной башни в Декведе
а вертикальный разрез; б — аксо
нометрия фундамента
цированный контроль точности установки за-
кладных частей, а конструкция их и опорных
башмаков должна позволять проведение ре-
гулировки. На рис. 111, а приведена схема ус-
тановки закладных частей с опорным регули-
руемым башмаком, часто применяемая в ра-
диобашнях высотой более 50 м. На рис. Ill, б
показана схема, при которой вся регулировка
осуществляется при установке самой заклад-
ной части.
Несмотря на некоторое усложнение, сле-
дует применять решение с регулируемыми
башмаками как более надежное.
Фундаменты, работающие на сжатие и из-
гиб. При устройстве промежуточных опор ли-
- 127 —
ний электропередачи с малой базой часто при-
меняются фундаменты с одной общей плитой.
Такие же фундаменты применяются при соору-
жении дымовых труб и других сооружений по-
добного типа (например, конических или ци-
линдрических железобетонных телевизионных
и релейных башен и различных мачт, заделан-
ных в основании).
В опорах ЛЭП рационально применение
сборных фундаментов. На рис. 112 приведено
одно решение фундамента* под промежуточ-
ную опору, осуществленное в виде цилиндра,
имеющего уширенную часть у опирания на
грунт. Четыре группы анкерных болтов закре-
пляются в тело трубы на необходимую дли-
ну. Изготовление сборных фундаментов про-
изводится на специальных стендах в металли-
ческой опалубке.
* Конструкция разработана инж. В. В. Тимофеевым.
В железобетонных опорах ЛЭП ствол яв-
ляется частью фундамента (см. рис. 54 и 55).
При устройстве фундаментов под опоры
больших размеров особенно значительно влия-
ние собственного веса грунта и самого фунда-
мента на назначение геометрических размеров
фундамента. С целью уменьшения этой состав-
ляющей нагрузки фундаменты выполняют пу-
стотелыми с развитым нижним основанием.
Пустоты используются для устройства произ-
водственных и подсобных помещений.
На рис. 113 приведено решение фундамен-
та для телевизионной железобетонной опоры в
Декведе. Опорная плита выполнена в виде
обратных сводиков, поддерживаемых ребрами.
По наружному периметру фундамента сдела-
на подпорная стенка в виде кольца, удержива-
ющая давление грунта.
Объем внутри подпорного кольца исполь-
зуется в качестве производственного помеще-
ния.
ЧАСТЬ III
ПРИЕМЫ РАСЧЕТА
§ 12. БАШНИ
Расчетная схема башен выбирается в за-
висимости от технологических требований и
характера силовых воздействий.
В тех случаях, когда величина силы близ-
ка к постоянной, но она может действовать в
произвольных направлениях в плане, попереч-
ное сечение опоры принимается в виде пра-
вильного многоугольника, а чаще всего в виде
квадрата и треугольника. При значительной
разнице в величинах сил, действующих в раз-
личных направлениях, форма в плане может
приниматься вытянутой в направлении дейст-
вия наибольших сил, в этом случае Jx =f=Jy.
Величина ветровой нагрузки принимается в
соответствии с приемами, изложенными в § 2.
РАСПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ МЕЖДУ
ЭЛЕМИТАМИ БАШНИ
Рассмотрим закономерности в распределе-
нии сил между элементами башни в случае
равномерно распределенной нагрузки и нали-
чия диафрагм, препятствующих изменению
формы поперечного сечения для современных
типов башен, у которых пояса расположены в
вертикальных меридиональных плоскостях, а
решетка в плоскостях, образующих грани
башни (вопрос о влиянии частоты расположе-
ния диафрагм на напряжения в элементах ба-
шен разобран ниже).
На рис. 114 показаны две сопрягающиеся
секции пространственной части башни, имею-
щей в плане форму правильного многоуголь-
ника с п сторонами. Пояса двух смежных сек-
ций имеют перелом под углом' Да — а./ — а/+1.
На стыке между i+1 и i панелями действуют
усилия N; и Qz. С достаточной степе-
нью точности усилия в элементах поясов могут
быть определены по следующим формулам:
усилие от нормальной силы
Pn= ±
Nt
П COS
(12.1)
(знак плюс — при растяжении, знак минус —
при сжатии).
Усилие в /-м поясе от действия изгибаю-
щего момента
РЛ1=_..2^с?5.у-
ПГ[ COS а/
(12-2)
Знак усилия Рм зависит от угла <ру-.
Максимальные и минимальные значения
Рм в данном поясе возникают при =0 и
и <ру-=те, т. е. в случае, когда вектор момента
проходит через данный пояс
^..макс
МИН
2MZ
ЛГ/ COS az ’
(12.2а)
Следует обратить внимание на следующее
свойство пространственных ферм с поясами,
расположенными в вершинах правильных
многоугольников, вытекающее из формулы
(12.2а) и используемое в дальнейшем. Пло-
щадь одного пояса
р    Рмакс __ 2М
‘	[с] ср nrt cosa [а] ср
зависит от числа поясов, суммарная же пло-
щадь всех поясов в такой пространственной
ферме равна
Fo6 = nFt =-----= const, (12.3)
гi cos а, [з] ср
не зависит от количества поясов и неизменно
при постоянном значении прочих параметров.
Как указывалось в § 6, ветровая нагрузка
на башню возрастает с увеличением количест-
9 А. Г. Соколов
— 129 —
ва граней, поэтому наиболее выгодно приме-
нять треугольную форму в плане.
В случае перелома поясов от нормальной
силы N в поперечном сечении (диафрагме)
возникают силы Н, приложенные в каждом уз-
ле и зависящие от углов а
Н = — (Nt sin а; — Ni+1 sin а<+1). (12.4)
В зависимости от конструкции диафрагмы
могут быть найдены усилия в распорках баш-
ни и других элементах диафрагмы. В слу-
чае конструкции диафрагмы типа «велосипед-
Рис. 114. Схема и обозначения простран-
ственной секции башни
ное колесо» с предварительно напряженными
лучами и силой Т^Н максимальные усилия
в распорках определяются по формуле:
Nj sin at — sin g/4-i
я
2sin —
n
При сжатии силы H взаимно уравновеше-
ны.
Для Н в направлении от центра, при кото-
ром в распорках возникает растяжение, при-
нят положительный знак.
В узлах перелома поясов в поперечном се-
чении башни появляются усилия Н?м от нор-
мальных сил в поясах, возникающих от дей-
ствия момента. В отличие от формулы (12.4)
силы Н<(,м изменяются в зависимости от угла
и могут быть определены по формуле
(12.4а):
Н^м = Рщ sin — Рмsin "
в 2cos <fj Г Mt tg at _ tg at+t
П L rt
. (12.4a)
Силы не являются взаимноуравно-
вешенными, и равновесие поперечного сечения
в узле перелома достигается реакцией решет
ки.
Сумма проекций горизонтальных сил Н^м
на направление вектора момента действует в
обратном по отношению к вектору направле-
нии и равна
п
Ном ~ COS =
1
2 ( Ml tg at _ Mj+itgat+i \ s cos2 _
« \ ft	r<+1	)	J
_ _ Mt tg at Af;+l tg ац.,	i
rt	rt+i
Усилия от поперечной силы распределяют-
ся между отдельными гранями пропорцио-
нально их жесткости по закону
Q/ _1= 2^sin(?;-—).	(12.6)
При Q^Hf) формулы (12.4а) и (12.6) могут
быть записаны в следующем виде:
/7^ = ^-cos?/;	(12.46)
п
гм 2НЛ . / я \
О = 24.
Чгмакс —	•
П
(12.6а)
Усилия в поясах от действия поперечной
силы Q[ зависят от схемы решетки. По абсо-
лютной величине эти усилия малы и обычно не
учитываются в расчете, тем более что Рм макс
и Ро возникают в разных участках по-
перечного сечения башни (со смещением на
90°), что видно из формул (12.2) и (12.6).
При действии только поперечных сил мак-
симальное усилие в решетке возникает при
я	я	3
<р,-------—или —77 > так как в этом случае
1	п	4	4
Qmskc панели =	•	(12-66)
п
Эта формула справедлива для прямоли-
нейных поясов. В соответствии с типом решет-
ки усилия в элементах определяются как для
— 130 —
плоской фермы. Когда пояса башни имеют
переломы, усилия в элементах решетки, нахо-
дящихся ниже перелома, .определяются в за-
висимости ОТ суммы значений QMaKC панели
по формулам (12.6а) и (12.66):
^макс панели QuaKC панели “Ь ^^макс
= A(Q+/7o)==
п
= JL (q	4.	д'+» \ (12.6в)
п к О	П+1	/
При наклонных поясах усилие в раскосах
уменьшается и может быть определено по
формуле (12.7):
2Р sin а + 2Рр sin ар = Q*aicc панели;
EZ = Р cos а + Т-’р cos ар = 0;
р_________^макс панели	(12 7)
₽	2(sin ар—tga cos ар)
а в поясах от Q'MaKC панели по формуле (12.8):
р ___ __ Фмакс панели cos gP	(12 8)
2	(sin ctp — tg a cos ap) cos a
где ap— угол наклона раскоса к вертикали;
a— угол наклона пояса к вертикали.
Формула (12.7) выведена в предположе-
нии шарнирного соединения узлов простран-
ственной фермы. В действительности нераз-
резность поясов улучшает работу раскосов.
В случае приложения крутящего момента
7Икр силы, действующие на панель, будут рав-
ны между собой
QKpt =-------(12.9)
ПГ/+1 cos —
При симметричной сжато-растянутой или
предварительно напряженной решетке усилия
в поясах будут равны нулю, а усилия в рас-
косах
р___________________М|<р
О- КР t —	J
пг /4-1 sin — sin ap
(12.10)
При несимметричной решетке (елкой или
винтообразной) усилия в раскосах и поясах
увеличатся вдвое по сравнению с указанными
, в (12.7) и (12.8). Усилия в раскосах будут
Рр=-^-----------------(12.7а)
р sin ap — tga cos Яр '	'
а усилия в поясах
Р=_________QKptcosctp	128
(sin a—tg ap cos a)cosa ' ’ '
Распределение усилий в опорах от дейст-
вия нормальных сил и момента описывается
формулами (12.1) и (12.2), а от действия по-
перечных сил — формулами (12.11):
X— — (1 — cos 2<р/ cos —;
п \	nJ
Yj = — Sin 2cpj cos — ;
n	n
(12.11)
i о	2я ;	, 2л
1—2cos<₽».cos—h cos2—.
n	n
Максимальное значение Pj будет при <py=0
или n. В этом случае
У?макс~ 1° 0 + cos п )•
(12.11а)
При п=3
= — }Л1,25 + cos<py; (12.12)
А’рмакс “ 0’5 Qoi /?/Дмин = 0,167 Qo.
При П=4
-5-= const.	(12.13)
Для определения величины нормальной си-
лы в поясе от изгибающего момента и рас-
пределения поперечных сил в различных гра-
нях можно пользоваться графическим спосо-
бом, наглядно показывающим характер из-
менения этих сил. Этот способ вытекает из
структуры формул (12.2) и (12.6), в которых
изменяющимися параметрами являются coscpy
и sin ср.---), поскольку все другие вели-
\ ' nJ
чины заданы. Если в круге с диамет-
ром, равным единице, нанести диаметр в на-
правлении отсчета углов, а из нижней точки
такого диаметра провести хорду под углом
<р, то длина хорды будет равна cos <р. Если
хорду провести под дополнительным углом из
этой же точки или по тому же направлению,
но по отношению к диаметру, повернутому
под углом 90° (рис. 115,в), то длина хорды
будет равна sin ср. Использовав это свойство,
на рис. 115 приводятся графики определения
усилий в поясах и гранях для треугольной и
квадратной форм в плане. При пользовании в
соответствующих точках проводятся линии,
параллельные действию усилия, и находится
размер хорды. Отношение длины этой хорды
9*
— 131 —
к диаметру круга является отношением уси-
лия при заданном направлении к максималь-
ному
ЛДили Q?) = Рмакс (или QMaKC)^“-
Знак усилия в поясах определяется в зави-
симости от расположения соответствующего
круга.
Все предыдущие выводы были сделаны в
предположении, что усилия (Л1 и Q) не
зависят от направления ветра в плане. В дей-
ствительности, для некоторых видов сооруже-
Рис. Н5. Эпюры распределения усилий в поясах и
решетке при различных направлениях ветра
а — при треугольной форме в плане; б — при квадратной форме
в плане; в — геометрическое пояснение
ний следует учитывать изменение величины
усилия, которое зависит от направления вет-
ра (в различной степени для различных форм
сооружения в плане). Коэффициент, характе-
ризующий изменение ветровой нагрузки при
различном его направлении \ka ), для тре-
угольной формы может быть принят равным
единице, для квадратной формы — по графи-
ку, изображенному на рис. 10.
Вводя в формулы определения усилий по-
правку на изменение величины самой нагрузки
в зависимости от направления ветра, получают
окончательные значения усилий. Все приве-
денные ранее формулы действительны, пола-
гая значения усилий, соответствующие дан-
ному направлению ветра (или другой гори-
зонтальной силы). Для удобства пользования
ранее выведенные формулы сведены в табл.
12.1.
ВЛИЯНИЕ ДИАФРАГМ НА НЕСУЩУЮ
СПОСОБНОСТЬ БАШЕН
Диафрагмы работают как при горизон-
тальных силовых воздействиях (ответра),ког-
да они распределяют усилия между гранями,
так и при вертикальных силах (например, сил
в поясах от ветра и собственного веса), когда
они вследствие случайных отклонений от про-
ектной формы даже в пределах нормирован-
ных допусков также вступают в работу и
препятствуют развитию изменения формы
башни в плане.
Частое расположение диафрагм позволяет
при монтаже более точно выдержать проект-
ные допуски и тем самым не создавать при-
чин. к появлению усилий, зависящих от гео-
метрических отклонений.
Если бы горизонтальные силы (от ветра)
прикладывались лишь в местах расположения
диафрагм, то распределение усилий между
элементами башни (поясами, решеткой, опо-
рами) происходило так, как это указано ра-
нее. Однако ветровая нагрузка распределяется
неравномерно между передней и задней гра-
нями башни, поэтому на участках между диа-
фрагмами усилия от приращения ветровой на-
грузки вызывают различные напряжения в на-
ветренных и заветренных гранях.
В качестве примера рассмотрим квадрат-
ную форму в плане, для которой усилия меж-
ду наветренной и заветренной гранями рас-
пределяются в соотношении, близком 0,6:0.4
(как при нормальном, так и при диагональном
действии ветра).
Приращение поперечной силы на участке
между двумя диафрагмами AQ можно раз-
— 132 —
Таблица 12.1
Вил усилия	Наименование элементов	Формулы для определения усилий при наклонных поясах	
		в произвольном элементе	в наиболее напряженном элементе
1	1	2		3	
Нормальная сила Nt	Пояса а) б)	Nt PN. = -—-— 1	п COS O-i	
		Nt PN = —		— k ** Nl	П COS az P	
	Раскосы * а) б)	^ = °	
		PN.=~	— <“* 2V'P	tl COS a, P	
	• Распорки а) б)	Рдг. = 0 2Vvpn	
		PN = — PN- sin aP 2Vipn	H	
Изгибающий мо- мент Mi	Пояса а) б)	2Mi cos <py PM,= 1	nr 1 cos	рмакс	|_ ^Mi * м.	— 3_ МИН	nri COS а(
		2Mi cos <p v PM-~k* 	 P nr/COSa/	рмакс = 4- k 		 уи*мин	pnr/COSaz
	Раскосы * а) б)	PM =0 ^ip	
		P = — h 2/V1/c0S ?y ^'P	aP ПГ 1 COS az	рмакс	।	 ^(рмип	nri cos a(-
* Раскосы сжато-растянутые, крестообразные для предварительного натяжения;
Sin ар tg2 ар _L + (1 + tg5 ар) -JL
** Ь -	Рп	Рп
ар
2 COS ар + Sin ар tg2 Яр --2- + (1 + tg2 ар) -рД
' рп	' р
аР	F	Рп '
2COS ар + sin ар tg2 ар _L + (1 + tg’ ар) —
г'рп	“р
Условные обозначения:
а — упрощенная формула;
б—формула, учитывающая влияние У/ и Mi на работу решетки и влияние Qi на работу поясов;
Л,; Ррп — соответственно площади поясов, раскосов и распорок;
«/,’ “р/ — соответственно угол наклона к вертикали пояса и раскоса;
п — количество граней.
-133
Продолжение таблицы 12.1
Вил усилия	Наименование элементов	Формулы для определения усилий при наклонных поясах	
		в произвольном элементе	в наиболее напряженном элементе
1	1	2	3	
	Распорки	а) б)	РЛГгрп = °	
		'Чрп	PMipsinaP	= -Р^акс Sin ар '"‘РПмин	^'Рмин	Р
Поперечная сила	Пояса а) б)	pHi = o	
		hi+i cos Phi~	nri	cos at	рмакс == + ^'мин	ПГ[ COS а/
	Раскосы*	p _H,	v) n sin ctp/ cos a.	рмакс _ ц. 	^1	 ^Рмин	nsin ctpjCOS
	Распорки	%n = —	Sin °P	РЪ™ =-^рС si" «р *Р“мин	'Рмнн
ложить на симметричную и кососимметрич-
ную нагрузки, как это указано на рис. 116.
При отсутствии переломов кососимметрич-
ная нагрузка передается к нижележащим про-
странственным секциям без включения в ра-
боту диафрагм; симметричная же нагрузка
вызывает дополнительные усилия в элементах
Рис. 116. Схема распределения усилий между гранями при башне
квадратной формы в плане
а — геометрическая схеме: 5 —суммарная эпюра; в — кососимметрическая часть эпю-
ры; г — симметрическая часть эпюры
ствола башни и воспринимается в результате
работы диафрагм.
Симметричная составляющая нагрузки яв-
ляется самоуравновешенной и вызывает уси-
лия в элементах ствола лишь только в зави-
симости от частоты расположения диафрагм.
От симметричной нагрузки грани башни при
п>3 работают как многопро-
летные неразрезные балки,
опорами для которых являют-
ся диафрагмы. На рис. 117 при-
ведена схема работы различ-
ных элементов в зависимости
от частоты расположения ди-
афрагм, из которой видно, что
в растянутом поясе напряже-
ния увеличиваются у диафрагм
(в]), а в сжатых элементах —
между двумя смежными диа-
фрагмами (о3). В решетке же
усилия у опор увеличиваются
в наветреных и уменьшаются
в заветреных гранях.
Сообразуясь с данными рис.
116 и 117, коэффициент, харак-
теризующий величину доба-
вочного напряжения, можно
определить следующим обра-
зом;
— 134 —
°д{+амести
aM
k =
Мместн
Умести
л*»
hP
2 -2-т AQZ
__ | 1 2ЛТМестн _ | ।	0-3^ ___
ЛТ0	QiZj
1 +0,033	(12.14)
Qi?
где А» 1,41, а=2Аместн;
-Q— приращение поперечной нагрузки
между двумя смежными диафрагмами, рас-
ставленными на расстояние I;
Qt —вся поперечная нагрузка в рассмат-
риваемом сечении;
zt—расстояние до центра эпюры Qt.
Величина k незначительно отличается от
единицы, что видно, если рассмотреть пре-
дельный случай, когда диафрагмы установле-
ны лишь по краям башни 1=Н,и принять приз-
матическую форму башни с постоянной на-
грузкой’zz=-^ .В этом случае значение £=1+
ц-0,033-———-= 1,066, т. е. добавочные напряже-
Q —
2
ния в поясах не превысят 6,6%.
Аналогично можно определить коэффи-
циент, характеризующий величину добавоч-
ного напряжения в решетке, который при диа-
гональном «направлении будет равен
AQ-0.07
д Спэн+ ^Спан .	| ।	2 0 .35 _
Спан	0,355 Со
= 1 + 0,28—.	(12.15)
Со
При постановке диафрагм только по кон-
цам башни AQ=Qoh £=1,28. Однако даже в
этом случае усилие в грани при ветре, парал-
лельном ей, т. е. когда диафрагмы не рабо-
тают, будет больше. Действительно, QMaKC =
= 0	’
Угр 2
в то время как в рассматриваемом
случае диагонального действия ветра при уче-
те влияния диафрагм и изменения значения
Qo в зависимости от направления ветра при
<р =45° (введением коэффициента £а = 1,2)
,	п 2-0,71-1,2Q0
усилие в грани будет равноУдиаг ------------ =
=0,426 Qo, т. е. на 15% меньше, чем в грани,
расположенной параллельно действию ветра.
При другом характере распределения сил
между гранями влияние диафрагм может
Схема башни и размещения
ч диасррагм	Эпюра QM₽cm
Направление
ветра
Рис. 117. Схема влияния диафрагм на работу поясов и решеток башни
—135 —
несколько измениться. Однако приведенные
данные показывают, что в случае прямоли-
нейных поясов частота расположения диа-
фрагм мало влияет на напряженное состоя-
ние поясов. Вместе с тем периодическая по-
становка диафрагм необходима, так как из-
за неточности изготовления возможно обра-
зование переломов в поясах, а следователь-
но, возникновение усилий в горизонтальной
плоскости, которые могут быть восприняты в
результате работы диафрагм.
Если ориентироваться на величину допу-
скаемых отклонений в поясах от прямоли-
нейного положения в ’/750 расстояния между
двумя произвольными точками, то это будет
соответствовать
1
sin а, — sin а,+1 ---.
‘	,+	375
Таким образом, на диафрагму могут дей-
ствовать силы
Аймаке
375
(12.16)
Рис. 118. Расчетная схема диафрагмы в месте перелома поясов
а —схема возникновения усилия в месте перелома направления поясов; б — распределение
- ..личном числе граней; в — силовой многоугольник для случая IV
в произвольном направлении, могущие со-
здать наихудшую комбинацию. Такой комби-
нацией часто бывает действие двух сил в
противоположных направлениях, как это
указано на рис. 118. Необходимо отметить,
что в случае приложения горизонтальных сил
от действия момента в месте перелома поясов
по закону, указанному в формуле (12.4а),
и уравновешивающих их усилий, возникаю-
щих в результате работы решетки по закону,
указанному в формуле (12.6а), диафрагмы
будут нерабочими, что видно из построения
силового многоугольника, выполненного на
рис. 118,в для восьмиугольной диафрагмы.
При бесконечном количестве граней зада-
ча аналогична действию сил на оболочку по
косинусоидальному закону и отпорности обо-
лочки в виде касательных сил по синусо-
идальному закону. Как известно, в этом слу-
чае в оболочке нет изгибающих моментов и
поперечных сил, а нормальная сила в кольце
равна foff-cos у.
л
усилий между гранями при раз.
(слева)
- 136 —
ПРЕДЕЛЬНОЕ СОСТОЯНИЕ В БАШНЯХ
В решетчатых башнях предельное состоя-
ние может возникнуть как в результате ис-
черпания несущей способности отдельных
элементов, так и в результате возникновения
недопустимых деформаций. Последнее обыч-
но возникает, когда в башне образуется пла-
стический шарнир. Если в поперечном сече-
нии башни пояса сгруппированы таким обра-
зом, что при заданном направлении силы в
случае образования зон пластичности для
определения усилий достаточно условий ста-
тики, то несущая способность башни опреде-
ляется величиной сил, от которых в одном
из поясов возникает текучесть или потеря
устойчивости. Например, этому соответствует
действие нормальной сжимающей силы и мо-
мента в треугольной башне при любом на-
правлении момента, а в квадратной — при
действии момента нормально одной из гра-
ней. В этих случаях возникновение пласти-
ческих напряжений или потери устойчивости
сопровождается неограниченным ростом де-
формации. Если же группировка поясов в
плане такова, что в случае возникновения
пластических напряжений в одном из поя-
сов изменяется схема работы элементов и в
них по-иному начинают распределяться уси-
лия, то для исчерпания несущей способности
недостаточно возникновение пластических де-
формаций или потери устойчивости в одном
элементе.
Так же как и в сплошных конструкциях,
эпюра напряжений в поперечном сечении
при исчерпании несущей способности зави*
М
сит от соотношения е = N .
На рис. 119,а приведены наиболее харак-
терные этапы напряжений в цилиндрической
оболочке при действии М и N. В отличие от
решетчатых конструкций материал распре-
делен равномерно по всей окружности, а не
сосредоточен в определенных точках, распо-
ложенных через равные интервалы.
Переход от равномерно распределенных
напряжений в оболочке к сосредоточенным
силам в решетчатой конструкции осуще-
ствляется путем суммирования усилий в зоне
между биссектрисами углов двух смежных
поясов.
Предельным является случай 1, когда
лишь в одной точке поперечного сечения воз-
никали напряжения текучести, или случай 4,
когда все сечение пронизано текучестью.
Случай 1 может быть допущен при знакопе-
ременных нагрузках, когда количество цик-
лов невелико (несколько десятков в жизни
сооружения). Случай 4 может быть допущен
лишь при отсутствии знакопеременных на-
грузок и для башенных конструкций может
учитываться лишь для аварийного режима
работы.
В табл. 12.2 приведены вспомогательные
данные, необходимые в дальнейшем: значе-
Случай

Таблица 12.2
2, 8г sin у„ — у0 cos у,,
1 — COS у0
. . Уо — sin Cf>„ COS у0
aT8r’--------------------
1 —cos y0 .
Г To — sin y„ cos y0
2 sin y, — y0 cos y0
2yoaT8r
2aT8r2 sin y0
sin y<,
Z = 2aT8r
(siny0—y0cos To)—(sin у,—Ti cos y,)
------
COS y,—COS y0
Af = aT8r2
(To— sin y-cos y0) — (У, — sin у, cos уг)
----------------------- —	—.—------— 2Sin
COScpi — COS ср©
r (<p0 — sin y0cos уо) — (y, — sin yicos y,)—2sin y, (cos y,— cos yt)
2 (sin у» — y0 cos уо) —(sin у, —у, cos y^ — y, (cos y, — cosy0)
- 137 —
ni Л
a)
К

20
fr.pTbCasy>0

6?
б)
2
а
Ы2П
, c xCosifi-Cosipa
W ^osg), '3,5
7Г
Y
8)
2\
3 '
’б 5т^С1$Уо
к
6,
бг

6,

6<
z| 2<у
2^
i-yz
01
BTw
2b
Z
.z6^^


6~ толщина цилиндра
3,0
2,5
2,0
1,0
О 30 W 60 90 120135150 180 <р0
гб 22аг
и' YZa.
YZa~
vt YzS
Yzd‘-ir
м'.м&
"a Zor
г^2а
Za lor
14
13
12
11
10
9
в
7
6
5
3
2
л
2 1
M'
0
-1
"t-z
-3
-Л
-5
-6
-7
-8
9
Ю
11
12
м;
У°
N'

Рис. 119. Вспомогательные данные, необходимые для выявления предельного
состояния
а-эпюры, характеризующие развитие зон пластичности в цилиндрической оболочке: б - вспомогательные эпюры; в-характер изменения безразмерных
величин при различных значениях угла<р: г — характер изменения	у^; уг.
ния Z, М и уг для случаев 1, 2 и 3, указанных
на рис. 119,6, где
То	ta
Z —2 $ Z^ds-, М = 2 j Zryvds;
о	6
У,== ".	(12.16а)
На 'рис. 119, в, приведен график изменения
безразмерных значений Z'; М'; у'г в зависимо-
сти от <р0 для случаев 1 и 2.
Используя приведенные в табл. 12.2 выра-
жения, в табл. 12.3 даны выражения М, Z и уг
для случаев 1 и 4, указанных на рис. 119, а,
которые являются предельными при развитии
пластической зоны в поперечном сечении спло-
шной башни.
в случае растяжения, что видно из графиков
значений N[ и N'^
Как указывалось, в связи с редким дейст-
вием ураганного ветра для башен может быть
допущена схема 1. Рассмотрим, к чему приво-
дит выявление предельного состояния для наи-
более распространенных треугольного и квад-
ратного сечений при решетчатых башнях.
Достижение предела текучести одной из
ног башни треугольной формы в плане приво-
дит к весьма значительным деформациям, не
допустимым при эксплуатации. Лишь при до-
стижении напряжений самоупрочнения долж-
но прекратиться увеличение деформации со-
оружения, однако оно обычно превышает на-
пряжения, допустимые по условию устойчиво-
сти.
Таблица 123
Случай	N = Z = 2S J* Z^tfs	М = 2S У Z^ds	м
1	л » 71 C0S У» 1— cos <р0	7С ат8г’ 1— COS <р0	г 2 cos <р0
4	2ат8г (л — 2<р0)	4sT8rs Sin <р0	_ sin те — 2<р0
Выражения в табл. 12.3 составлены с уче-
том следующего правила знаков: при N = Z
сжатие — минус; при М, действующем по ча-
совой стрелке, — плюс; при уг — плюс вправо
-от центра окружности.
На рис. 119, г приведен график зависимости
безразмерных значений Z'; М'\ у'г в зависи-
мости от значения угла	<Ро, где
и N\	
2ат8г	2ат8г
и М4 ат«Г«	
Уг,	Уг.
= у и	Г
может
Из рис. 119,а видно, что сжатие
возникнуть при %>— и в этом случае пластн-
4
ческий момент (схема 4) превышает упругий
(схема 1) лишь в интервале 155°> <р >80®, что
соответствует у* > 1,1 и у'(> 0,7. При <р0 <
< — заданные эпюры могут иметь место лишь
Аналогичное явление имеет место при на-
правлении ветра на грань в башне, имеющей
квадратную форму в плане; здесь предельным
состоянием будет
^пред = -^- +-^-=атЛ (12.18)
2«?i	4<р,<рг
В случае —п^д- =ат возникает такое же яв-
ление, как в треугольной башне.
Иное явление возникает при направлении
действия ветра по диагонали или при значи-
тельном отклонении ветра от нормального1 * * *
(рис. 120). Достижение в сжатом поясе 1 пре-
дела текучести еще не означает наступления
предельного состояния, так как пояса 2, 3 и 4
1 В тех случаях, когда максимальная ветровая на-
грузка возникает не при диагональном направлении вет-
Mt
ра, для трубчатых ферм может оказаться, что макс —
Wi
будет соответствовать некоторому другому направлению
ветра. Одиако для большинства случаев различие меж-
/ Ml \	Мдиаг	_
ду макс — и —— составляет до 5%, и для упро-
\W if	W мия
щения можно рассматривать, диагональное направление
ветра.
J39 -у-
не позволяют деформациям неограниченно ра-
сти. Деформации будут эквивалентны упругим
до тех пор, пока и в растянутом поясе не будет
достигнут предел текучести, — это и будет
предельным состоянием при диагональном на-
Рис. 120. Схема рас-
пределения усилий
при предельном со-
стоянии в квадратной
башне в случае диа-
гонального направле-
ния ветра
правлении ветра.
Таким образом, мо-
мент будет воспринят по-
ясами 4 и 1, а вся нор-
мальная сила будет пе-
редаваться на пояса 2
и 3.
Предельное усилие в
башне при диагональном
ветре будет
ДГ ______ Мдиаг
4 * пред .	,
1 >41 £<рпан
(12.19)
при условии
------<от. (12.20)
^паи^об
Это указывает на то,
что в поясах 2 и 3 напря-
жение от собственного ве-
са не превышает предела
текучести.
Таким образом, видно,
что для квадратной фор-
мы в плане в результате
расчета по предельному
состоянию выявляется
резерв в несущей способ-
ности поясов, заключаю-
щийся в том, что усилия
от нормальной силы пе-
редаются на пояса, распо-
ложенные по нейтральной
линии.
Мд и а_
__ 2гфПанг 4фпанфоб _
Д^диаг
2гфпан
= 1 ------°’5ЛГг = 1	(12.21)
Мднагфобщ	^фобщ
Предельным случаем, при котором можно
пользоваться указанными выводами, будет
Мдиаг	N______________ Мдиаг г ,
2гфпан 2упанфобщ	N фобщ
1rtK=1.5.	(12.21а)
Рассмотрим действие М и N на шестиуголь-
ное сечение при положении двух поясов на
нейтральной оси
бг'фпаи бсрпаифобщ 1 ।	0.5Nr
2М cos 30°	Л1соз30оуобщ
бГфпаи
=	(12.216)
^Робщ
Предельным случаем, при котором можно
пользоваться формулой (17.21а), будет
0 866Л4	N е _ Л4 > 1,73г .
З^фпан	2упанфобщ	N фобщ
^акс-1.33.	(12.21В)
Сравнивая (12.21в) и (12.21а), видим, что
выявление предельного состояния при шести-
угольной форме в плане дает меньшую вели-
1,33
чину максимального резерва —!— = —- —
^максО
=0,89.
В наклонных поясах при расчете раскосов
необходимо учитывать участие поясов в вос-
приятии поперечной силы по формуле (12.7).
ВЛИЯНИЕ ЗАКРЕПЛЕНИЙ ПОЯСОВ У ОСНОВАНИЯ
Действие нормальных сил. Рассмотрим
случай, когда на башню с параллельными поя-
сами действуют вертикально направленные
силы —, и свободному смещению в горизон-
тальном направлении препятствуют распорки.
Это вполне возможно в водонапорных баш-
нях, стволах мачт, у которых велика нормаль-
ная сила от тяжения оттяжек, а также у ба-
шен, несущих значительные вертикальные на-
грузки.
На рис. 121,а изображена схема дефор-
мации узла в случае применения крестовой ре-
шетки, когда в каждой панели у узла сходятся
по два раскоса. Принято, что в рассматривае-
мом узле нет диафрагм. Условия равновесия
узла записаны в уравнении (12.22), а
деформации в (12.23).
EZ= Р + 2Р„ cos а + — = 0,’
п
Л>п + Рр c°s ар = 0.
Pl л РР"а
£ЛП : А^-2£Лрп ‘
2Дуа + Дг7 Рр
Да = —— =	------
условия
(12.22)
(12,23)
Дз =
/а3 4- Z’	EFp
Подставив Дг и Ду в Да? и произведя преоб-
разования, получим
^рп tg2 ар 4- Р - Рр (1 + tg2ap). (12.23а)
грп	Г р

В выражение (12.23а) подставим значения
Р и Ррп из (19.22) и, произведя преобразова-
ния, получим
_____________________1________________________.
2 COS яр + Sin Op tg2 Op + (1 + tg2 ар) -~Г~
r pn	rP
(12.24)
p	F
Sin ap tg2 a ~~ 4- (1 + tg3 a9)~
_______________£_pn_________ * p____.
F	F
2cos ap + sin ap tg3 ap -}- (1 -J- tg3 ap) -7-
* pn	* p
(12.25)
Pp sin apa Na
Лу	2£Лрп = 2^ X
sin ap
—	—	•
2cOsap4~ sin Hptg2 ap—+(1+ tg’ap)-2-
'on	• p
(12.236)
Знак минус в выражениях (12.24) и (12.25)
показывает, что направление усилий в раско-
се и поясе обратны направлению действия си-
лы.
Представляют интерес соотношения между
напряжениями в раскосах и поясах. Исполь-
зуя значения, приведенные в формулах (12.24)
и (12.25), получим
sp	Рр/Рр	1
°п	P!Fn	1-Hg3“p+sin“ptg!aP-^’
* пр
(12.26)
Из формулы (12.26) видно, что площадь се-
чения поясов (при параллельных поясах) не
влияет на напряжения в раскосах. Наиболь-
шие напряжения при заданном угле а0 возни-
кают при уменьшении соотношения ₽ т. е_
г
при увеличении грп , что соответствует умень-
шению смещения узлов. При несмещающихся
опорах (что соответствует Fpn—>со) выраже-
ние (12.26) преобразовывается в
* - TfVr- <12 26а)
В этом случае усилия в раскосах и поясах
будут следующими:
рр= _ Л-----------!—•(12.24а)
2cos яр -f- (1 tg3 яр) -p
FP
N	O+tg’ap)^
P = - —.----------------tp-----(12.25а)
2cos a + (1 + tg3 ap) ~
rP
При неподвижном закреплении узлов рас-
пор в плоскости панели будет равен усилию в
распорке при Fp~+<x>, т. е.
N	sin я0
н = р = —____________________в_______
1 *пан 1 рп д	р
2cos “Р -f- (1 -f- tg2 ap) ~
' p
(12.27)
Геометрическая сумма распоров в двух
смежных панелях направлена по радиусу, про-
ходящему через рассматриваемый узел (рис.
121,6), и равна
Н = 2//naHsin =
л
sin ap sin —
__2N 	 п	
tt_____________________F
2cosap4-(l + tg3 Яр) ~~-
ГР
р
Значения —₽- изменяются в пределах от 0,1
р Грп
до 1, а — от 2 до 20. В графике на рис. 121, в
Рр
приведено изменение коэффициента т] (12.26)
в зависимости от угла а„ при различных отно-
F	F
шениях —2-. Из этого графика видно, что на-
Ррп
пряжения в раскосах при угле ар, изменяю-
щемся от 30 до 60°, и отношении площадей -S-
Роп '
изменяющемся от 0 до 1, составляют от 0,75
до 0,15 от напряжений пояса и при больших
величинах нормальных сил должны учитывать-
ся при расчете, особенно в предварительно на-
пряженных конструкциях из гибких элементов,
которые после приложения нагрузки могут ос-
лабеть. В связи с этим предварительные на-
пряжения в таких конструкциях следует делать
после приложения нормальных сил или учиты-
вать указанное обстоятельство путем соответ-
ствующего изменения величины предваритель-
ного напряжения (см. ниже).
На графике рис. 121, г показано изменение
условного безразмерного распора
2sin ap
2cos ap 4- (1 ф- tg2 ap)^-
Рр
(12.28а)
— 141 —
Рис. 121. Влияние нормальной силы на работу решетки
а — схема смещения угла панели; б — обозначение распора; в — отношения напряжения в
раскосах к напряжению в поясах	при различных углах а и отношения площади рас-
®п
\о	п
косов к площади распорок-—-; г — изменения безразмерной величины распора//'“-г?------
рп	— sin —
Л Л
при различных углах а и отношениях площади пояса к площади раскоса -тг-
Р
— 142 —
в зависимости от угла а0 и отношения площа-
F iF \
ди поясов ж площади раскосов I—).
Из этого графика видно, что наибольший
р
распор будет при уменьшении отношения — •
Гр
т. е. при увеличении площади раскосов, и воз-
никает при углах ар около 40—45°. С увеличе-
нием числа граней распор уменьшается, что
видно из формулы (12.28).
В качестве примера рассмотрим случай,
когда — = 5.
Гр
0,125 sin —
По графику //'=0,125 или-— =---------—>
N п
при	п~ 3;	Н N	=	sin 60° = 0,0362; 3
при	га = 4;	Н N	=	sin 45° = 0,022; 4
при	га = 6;	Н N	=	sin 30° = 0,0104, 6
т. е. распор составляет от 1,04% при шести-
угольной форме в плане до 3,62% при тре-
угольной форме от величины нормальной силы.
При этих сопоставлениях следует учитывать
количество точек опирания, что даст соотно-
шение влияния распоров
: ЕЯО = sin— : sin — : sin — =
3	4	6
= ±,866:0,707:0,5=1 : 0,815: 0,611.
В случае наклонных граней можно приме-
нить упрощенный прием, заключающийся в
том, что к усилиям, определенным по форму-
ле (12.28), прибавляются усилия, вычислен-
ные для статически определимой системы
К
л	sin а0 sin —
^ = 2АГ.р п
п	F
2COS Op ± (1 + tg2 ар) ~
ГР
где ар -угол наклона раскоса к вертикали;
а — угол наклона поясов к вертикали.
Действие поперечных сил. Если поперечные
силы приложены у диафрагм, то неизменяемое
закрепление контура у опор равноценно по-
становке диафрагм и не вызовет дополнитель-
ных усилий. О местных дополнительных уси-
лиях между двумя смежными диафрагмами
указывалось выше.
Влияние температуры. В местах закрепле-
ния башен у основания ее ноги практически
+ —sin а, (12.29)
п
соединены неподвижно и при изменении тем-
пературы возникают дополнительные усилия.
Используя обозначения, приведенные на
рис. 121, а, определим горизонтальную проек-
цию удлинения раскоса
Дур=	Р sin а- после чего> приравняв
.нулю сумму £ур температурного расширения,
получим
Дур + оЛа — 0;
?9t Z sin a +	— 0;
p
_	(4«)iE/p	_ (±a)tEFp .
pt Sin ap /4-}- tg2 ap	18“р
P	(12.30)
Ppt _	(±“)^
<IP<~ Fp ~ tgap
В формулах (12.30) и (12.30а) при повыше-
нии температуры следует брать а со знаком
плюс.
Усилия и напряжения в поясе обратны по
знакам, полученным для раскосов
Pt= — PptCOS ap =
(± a) tEFp COSOp .
tg“p
(± °-)tE Fp
ant ~--------------cos «о-
nt tg“p Fn P
Распор в панели и в опоре определится
аналогично предыдущему
#пан t = Ppt sin ap = — (± a)££Fpcosap; (12.31)
Ht= - 2//naHsin — =
n
= + 2(± a) ^/^pCOSapSin-^-. (12.31)
В формуле (12.32) положительный знак у
Ht указывает на то, что усилие действует в
направлении по радиусу от центра.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИЙ
Прогиб может быть определен для башни
как для решетчатой фермы, так и в виде
сплошного стержня.
В первом случае из пространственной фер-
мы выделяется одна из граней, представляю-
щая плоскую ферму, и обычным способом оп-
ределяется деформация в ней. Желательно
выбирать грань, имеющую наименьший угол с
направлением усилия. Переход к деформации
пространственной фермы (башни) осуществ-
ляется путем умножения полученной деформа-
— 143 —
ции .плоской фермы на —5—, где <рг—угол ме-
cos <fi
жду направлением силы и гранью.
(12.33)
J cos ср, EFj,
где Sf — действительное усилие в элементах
фермы;
S,— усилие	от единичной силы, при-
ложенной в плоскости грани;
Е{ и Ft—модуль нормальной упругости и пло-
щадь сечения соответствующего
элемента.
При определении деформаций значение S t
находится без учета коэффициента динамично-
сти. В случае подстановки в формулу (12.33)
значения напряжений	оно должно
определяться без введения коэффициента про-
дольной устойчивости.
Значение угла поворота находится по ана-
логичной формуле, но при подстановке значе-
ния Slm от единичного момента (Sim имеет
размерность —
м )
(12-34)
“бал cos (р£ £ilpi	>
В случае приложения крутящего момента
величина угла поворота будет равна
=	(12-35)
где Sz —усилие (безразмерное) от единичной
силы, приложенной у одной грани,;
гв — радиус описанной окружности у верх-
него основания.
Если башня представляет призму, у кото-
рой все раскосы имеют постоянное сечение, то
угол поворота может быть найден по формуле
_	4Л1кр/7
?закр '	я
nE/vz^COS2 — cosa Sin2a
р в П
где гв — радиус окружности, описанной по
верхнему основанию;
Гр — площадь раскосов;
п — количество граней;
Н —высота башни.
При определении деформации башни как
стержня сплошного сечения следует вводить
дополнительный коэффициент йр=1,05—1,1,
характеризующий увеличение деформации за
счет работы решетки*,
* При больших значениях поперечной силы или ос-
нования опоры следует учитывать влияние их на дефор-
мацию путем уточнения этого коэффициента.
f MiMidz
(12.37)
Обычно при расчете башен сечения подби-
раются таким образом, чтобы напряжения во
всех элементах поясов были близки к расчет-
ным; башня оказывается брусом равного со-
противления, и поэтому выражение (12.37) мо-
жет быть упрощено, так как — = —^1 =
1 1 W‘r‘
~ ам—
Г(
При этом значение
1 + т
°р«ч

указывает на то, что при определении проги-
ба не учитывается коэффициент продольной
устойчивости <р и динамичности 5.
Коэффициент км = 0,9—0,6 характеризует
долю напряжений от изгибающего момента по
сравнению с суммарным.
Подставим эти значения в (12.37) и после
преобразования получим
1+ е/п е о ri
Е о ri
Значение Mi =Н—z (при отсчете от ниж-
него основания башни), a r/=f(z) характери-
зует очертание башни. Так, например, при па-
раллельных поясах rt =ro=const, при кониче-
ской форме rz=——-^г0, при трапецеидальной
Н
форме г,- = Н г (г0 — гв) + гв. Проведя ин-
п
тегрирование и соответствующие перобразо-
вания, получим следующие приближенные,
формулы:
для башни с прямолинейными, но наклон-
ными поясами (трапецеидальные очертания)
f = k	+	(12.38)
J Р Е r0—rB\ 1 г„ — гв г0 )
для башни с параллельными поясами
(12.38а)
J 1 Е 2г0 ’	4	’
для башни конической формы
fb = kp^. (12.386)
При промежуточных значениях отношения
верхнего основания (2гв) к нижнему (2г, ) для
башни с параллельными поясами можно
пользоваться табл. 12.4, в которой дано отно-
— 144 —
шение f, вычисленного по формуле (12.38), к
/[i, вычисленного по формуле (12.38а).
В случае криволинейного внешнего очерта-
ния можно применять приближенную форму-
лу А. В. Адуевского, который использовал вы-
шеуказанный способ определения прогиба
как для бруса равного сопротивления. Фор-
мула приведена к виду, одинаковому с (12.38),
/=5,5М«^..-^»=х
х 4- — 4-	4 —М, (12.39)
\ Г„ ГЩ5 1 н/,	'5HI6 )
на высоте,
rtm', fsH/e
„	И	Н
равной	—;	—
1	6	2!
где го-—радиус описанной окружности по цен-
трам поясов в нижнем основании;
— соответственно
5/7
6 ‘
Угол поворота в башне как
сплошного сечения равен
к f M-tMdz
н
, ’.и С dx
в стержне
(12.40)
о
Аналогично прогибу получим для различ-
ных случаев следующие приближенные фор-
мулы:
для башен с прямолинейными, наклонными
поясами (трапецеидальное очертание)
;	(12.41) Е г,- га 1П rB ’	V	7 Таблица 12 5							
r3rt	| 0		0,01	0,05	0,1	0,2	0,3	0.4
'?б/'Р6п		4,65	3,15	2,55	2,01 Продс	1,72 улжени	1,53 .е 125
fB/r0		0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1
Ч’б/,Р6 II		1,39	1,28	1,19	1.П	1,05	1
для башен с параллельными поясами
<12л,а)
Г ъ Г Q
При .промежуточных отношениях — мож-
но пользоваться табл. 12.5, в которой дано для
башни с параллельными поясами отношение
<р6 по формуле (12.41), <рб по формуле
(12.41а).
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРИОДОВ СОБСТВЕННЫХ
КОЛЕБАНИЙ
Главной динамической характеристикой
башни является период собственных колеба-
ний основного тона. Значение этой характери-
стики входит при определении как ветровой
нагрузки, так и действия сейсмических сил.
Для башни (вертикально стоящего стерж-
ня) переменного сечения, жестко заделанной в
основании, значение Т периода собственных
колебаний определяется энергетическим мето-
дом по формуле (12.42) или по (12.43)
- / ( РхУ.^х + ^Рхух
Т = 2т I/ 6_________________
Г	ёУн
(12.42)
н
\pxyxdx -4- 1Рху2х
б
g II РхУх dx -\-ЪРхух
J pxy2xdx-\- ?Рхух
= 2	°-----------------, (12.43)
С РхУх dx 4- Рхух
б
где ух — для формулы (12.42) прогиб в произ-
вольной точке башни от единичной
силы /4 = 1 т, приложенной в верши-
не башни (размерность — м/т)-, для
формулы (12.43) прогиб в произволь-
ной точке от сил рх и Рх, направлен-
ных горизонтально (размерность —
м).
Здесь рх— распределенная нагрузка по высо-
те башни
/>х=Л + (Ри-А)[1 -	(12-44)
Ю А. Г. Соколов
— 145 —
Рв и Рп—соответственно вес 1 м башни ввер-
ху и внизу;
Н — высота башни;
Рх— вес сосредоточенных грузов, прило-
женных в соответствии с задани-
ем.
При отсутствии сосредоточенных сил и при
различных закономерностях в распределении
масс и прогибов формула (12.43) преобразо-
вывается, как указано в табл. 12.6.
Допускается пользование формулой
(12.43а) для большинства случаев, так как
разница в значениях Т, определенных по раз-
личным формулам табл. 12.6, незначительна.
Для случая 1, приведенного в табл. 12.6,
значение прогиба уп можно определять по
приближенной формуле (12.45):
kfH4 (	*i)	_
Ув = 3£	(fe^ + x.) (fe^x,)2 ~
Для стальных башен при у = 7,8 т/м3,
= 2,1 • 1,107 т/м2 и k—2 (конструктивный коэф-
фициент), значение Т определится по формуле:
Г = 0,63-10~3 Н~- -1/'(12.47)
гн — гву 3 4.^
где
с (3kг	х,) x'/dxt
0	'Г1)	 |--^i)-
(12.48)
определяется в зависимости от значений k? и
kr по графикам, приведенным на рис. 122:
(12.49)
От ~ ' в
где Дв; Р\—соответственно площадь пояса
башни вверху и внизу;
=	(12.50)
ГН Г в
где rB; ги— соответственно радиус, описанный
по центрам поясов верхнего и
нижнего оснований;
X] =-^-—безразмерная координата.
Таблица 12.6
kk^H*
ЗЕ (гн - - гв)2
(12.45)
— 146 —
Формулы, определяющие Т для наиболее
характерных случаев распределения масс и
изменения жесткости, приведены в табл. 12.7
(размерность — тм/сек).
Для высоких башен рекомендуется следую-
щая последовательность:
3) башню делить по высоте на несколько
участков (при высоте до 100 м около 5—8
участков, при высоте 200 м 8—12 участков).
Вначале определить нагрузки и сечения эле-
ментов верхней секции, при этом расчет вести
методом попыток, с тем чтобы ветровая нагруз-
Рис. 122. Зависимость коэффициентов k,
а—от k/, б—от kp	J
1) определить по приближенным формулам
в соответствии с геометрическими размерами
башни значение периода собственных колеба-
ний башни Т;
2) определить в соответствии со значения-
ми Т и районом установки расчетный скорост-
ной напор;
ка на выбранные сечения вызвала расчетные
напряжения;
4) рассчитать аналогично указанному по-
следовательно вторую (от вершины) и затем
следующие секции башни;
5) определить прогиб башни, который не
должен превосходить допускаемого.
§ 13. МАЧТЫ
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРУЗОК НА ОТТЯЖКИ
Мачта представляет собой сжато-изогнутый
стержень-ствол, поддерживаемый оттяжками,
которые являются для него упругими опорами.
Деформативность оттяжечного узла опре-
деляется, с одной стороны, величиной горизон-
тального усилия, приложенного к нему Qo и
равного сумме ветровой (или иной горизон-
тальной силы) нагрузки, действующей на ствол
И А. Г. Соколов
— 147 —
Тадлица 12.7
№ п/п
Схема башни
Формула для определения Т
2
Значения k
н, но	0,4	0,6	0,8	(цилиндр)
k	0,413	0,48	0,542	0,572
п — количество поясов;
F— площадь одного пояса.
Т по формулам
при Лв = F„ и rB = r„ = r; =0,75
7 = 0,775 2L1/ ^коистр'Т
г \/ Е
при £КОнстр = 2; 7 = 7,8 т.!мг Е = 2,1 • 10е т]м*
№
7’= 0,67-10-’—
г
Масса груза велика по сравнению
с массой стержня
F-Ftn uflu=21trff
у= Const
* Этот вид формулы применен и для переменного момента
инерции
Т« же, но иа башню действует не-
сколько сил
Qc, и, с другой стороны, нагрузки, передаю-
щейся от горизонтальных сил, действующих
на оттяжки Q0TT .
Внешними нагрузками на канаты могут
быть силы, направленные как нормально тро-
су, так и по касательной к нему. К связи с ма-
лой величиной касательных сил здесь рассмат-
ривается лишь случай, когда внешние силы
„Напрййлены нормально канату. Такими силами
5ГйЛЯются разновременное или одновременное
действие сил тяжести от собственного веса, го-
лоледа и т. п., направленных всегда вертикаль-
но, и инерционных сил, направленных под лю-
бым углом к тросу.
При определении усилий в тросах и упру-
гих характеристик опор у мачт необходимо
знать величину равнодействующей нормаль-
ных составляющих от сил тяжести и ветровой
нагрузки (или сейсмических сил). Так как в
общем случае направление ветра по отноше-
— 148—
1
нию. к тросу изменяется, то изменяются вели-
чина и направление равнодействующей.
Ниже устанавливается характер изменения
величины равнодействующей и ее компонентов
(проекций на выбранные .координатные оси) в
зависимости от изменения расположения тро-
са (или нескольких тросов, расположенных по
определенному закону) в пространстве и со-
отношений между величинами ветровой на-
грузки и силами тяжести.
Если обозначить через qQ вет-
ровую нагрузку, действующую
на трос при направлении ветра,
нормальном к тросу, то величину
нормальной составляющей в
случае действия ветра под углом
0 к тросу можно принять равной
?„ = ?osin0. (13.1)
Обозначения приведены на
рис. 123.
При дальнейших выводах при-
нимаются следующие основные
положения.
1.	Направление сил тяжести
всегда параллельно оси Oz.
2.	Направление ветра всегда
параллельно оси ОУ.
3.	Угол наклона а троса по
отношению к вертикали (оси Oz)
принимается постоянным для
различных точек троса и равным
углу наклона хорды троса
О а < к.
4.	Все выводы делаются по
отношению к условному тросу
ОА длиной, равной единице.
5.	Один конец троса помещается в начало
координат, второй может занимать любое по-
ложение в пространстве.
6.	Нормальная составляющая ветровой на-
грузки на трос принимается по формуле (13.1).
7.	Нормальная составляющая от веса троса
равна
gn = g sin
где g — вес единицы длины троса, гололеда
или эквивалентной нагрузки.
8.	Коэффициент, характеризующий отноше-
ние ветровой нагрузки к силам тяжести, равен
k=-^.
g
Величина коэффициента k значительно ко-
леблется в зависимости от диаметра троса, вет-
рового района и района гололедности. Неко-
торое представление об интервале изменения
значений k можно сделать на основании дан-
ных, приведенных в табл. 13.1 (0,1<А<25).
Как видно из этой таблицы, с увеличением диа-
метра троса интервал изменения k сокра-
щается.
Для диаметров тросов, применяющихся в
практике (от 4 до 80 мм), достаточно подверг-
нуть анализу влияние изменения значения k в
интервале 0,1 < Л<10.
9. Отсчет угла <р производится от оси Оу в
направлении против часовой стрелки при по-
ложении наблюдателя сверху; 0 < 0 < 2 к.
Рис. 123. Обозначения, связанные с пространственным положением нити
а — общая схема; б,
в, г — отдельные проекции
Таблица 13.1
Диаметр троса в мм	8 толщина корки 1 одо- лела в мм	ft скоростной напор ветра в кг1мг	К
1,95	20	30 150	0,1 25
20	20	30 150	0,2 4
60	20	30 150	0,2 1
<f> — угол между осью ОУ и проекцией тро-
са на горизонтальную плоскость хОу.
10. Угол 0 есть угол между положитель-
ным направлением оси Оу и направлением
троса; О<0<я.
Между углами а, <р и 0 имеется следую-
щая зависимость:
cos 0 = sin a cos <р;
sin 0 — V1 — sin2 а cos2 <р ~
Яо
IP
149 —
Величину равнодействующей нормальных
составляющих к тросу от ветра и сил тяже-
сти находим по формуле:
рп = Чп + Sn =	41 +	+ ngп<^(Чп\ gJ-
(13.2)
cos (q„; g„) = COS (x; qn) cos (x; g„) +
+ cos(y; ?„)cos(y; gn) +
+ cos(z; ?„)cos(z; g„),	(13.3)
где cos(x; q„)-, cos(y; q„); cos(z; gn) -
направляющие косинусы для q„, определяемые
по формулам (13.4); (13.4а); (13.46);
cos (х; gn); cos (у; g„); cos (z; gn) — на-
правляющие косинусы для gn, определяемые
по формулам (13.5); (13.5а); (13.56).
cos (х; qn) = — sin a sin <р ctg 9 =
__  sin8«sin <?cos 7	.о
sin6 ’	’
cos (y; qn~) = sin 9,	(13.4a)
/	.	, д cos Я cos e
cos (z; <?_) = — cos a ctg 9 -------— , (13.46)
sin 9
cos(x; gn) = — sin a sin <p ctg а == — cos a sin <p,
(13.5)
cos (y; g„) = — Sin a cos cpctg а =
= —cosacos<p,	(13.5a)
cos(z; g„)=sina.	(13.56)
Подставив в формулу (13.3) значения на-
правляющих косинусов из формул (13.4);
(13.4а); (13.46); (13.5); (13.5а); (13.56) и про-
делав необходимые преобразования, получим
/	_ V	COS a COS Ф	п О У
cos (q„ , g„) =-----(13.3a)
sin о
После подстановки в формулу (13.2) зна-
чений из соответствующих формул, получим
значение равнодействующей
Рп = gPn = gV k2 sin2 9—2^ COS a COS 9-{- sin2 a,
(13.6)
гдер^ = — — относительное значение равно-
действующей, соответствующее
случаю, когда вес единицы дли-
ны троса равен единице.
Проекции рп на координатные оси (ком-
поненты) определятся по формулам:
х = — = — k sin2 a sin <p cos cp —
g
— sin a cos a sin <p;	(13.7)
y' = — = k sin2 9 — cosacos 9; (13.8)
g
z' = +— — — k cos a cos 9 sin2 a. (13.9)
g
Если пучок одинаковых тросов (рис. 124)
расположен так, что вершина пучка находится
Рис. 124. Схема и обозначения, связан-
ные с определением нагрузки от группы
симметрично расположенных оттяжек и
смещения узла крепления
в центре координатной системы и все лучи
имеют один угол а с осью Oz, кроме того, дли-
ны их равны между собой, а центральные углы
между проекциями любой пары смежных лу-
чей на плоскость хОу равны — (где п — число
п
лучей), то значения компонентов суммарной
равнодействующей можно определить по фор-
мулам (13.10); (13.11); (13.12).
Выведенные формулы справедливы для слу-
чая п>3
?i Н (j— 1);
п
п	п	п
£ Sin <Pi = 2 C0S *Pz == S Sin 'Pi COS *Pi = 0;
1	1	1
— 150 —
п	п
£sin2<pr= J] cos2 <?z = -y-;
1	1
n	n
x' = x\ = — k sin2 a sin <pzcos <pz —
i	i
n
~ sin a cos a sin <pz = 0;	(13.10)
1
n	n
y' = ^y'i=^	— Sin2 a sin2 <PZ) —
1	1
— sin a cos a У sin = ~~ (1 -(-COS2 a); (13.11)
1
n	n
z' =	z\ = k sin a cos a	sin <pz -|-
i	i
4 У sin2 a = n sin2 a, (13.12)
i
Из приведенных формул следуют три поло-
жения.
1.	В случае симметричного расположения
тросов (в плане), сходящихся в центре коор-
динат, при равенстве их сечений, длин и углов
наклона к вертикальной оси направление гори-
зонтальной составляющей равнодействующей
всегда совпадает с направлением ветра (х1=0).
2.	Для этого же случая суммарное усилие
в направлении ветра (оси Оу) не зависит от
угла^, а зависит только от числа тросов п, уг-
ла их наклона к вертикальной оси а и коэффи-
циента k.
3.	Суммарная вертикальная составляющая
не зависит от угла <plt и k, а является лишь
функцией от угла наклона троса к вертикаль-
ной оси а й количества тросов п.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ СМЕЩЕНИЯ УЗЛА
КРЕПЛЕНИЯ ОТТЯЖЕК С ОДНИМ ЯРУСОМ ИХ
Величина смещения узла при изменении
направления ветра переменна и зависит от ко-
личества оттяжек в плане, их расположения,
угла наклона к стволу, сечения оттяжек и ве-
личины предварительного натяжения.
Усилие, действующее на оттяжечный узел,
райно сумме усилий от горизонтальной нагруз-
ки на ствол, соответствующей опорной реакции
Qc —Л и от нагрузки, действующей на от-
тяжки
QoTT = ./g/=	+cos2a)£~ =
2	cos а
= (i + Cos2a). (13.13)
COS a
Значение у'принято по формуле (13.11);
k — по формуле (13.1а).
Таким образом,
Qo = Qc + Qott = А +	(1 + COS2 a). (13.14)
cos a
Направление силы Qo в большинстве слу-
чаев совпадает или близко к направлению вет-
ра (которое принято параллельным оси Оу).
Несмотря на это, отклонение узла оттяжек
в общем случае имеет два компонента х0 и уо,
не равные нулю. Лишь при симметричном по
отношению к оттяжкам направлении ветра
значение Хо = 0.
В общем случае в Лой нити длина ее хорды
изменяется на величину
Д/. = _ х1хь+У1Уь —
г cos а ,	.	.	ч
=-------— (х0 sin <PZ + Уо c°s <F1) =
п
= — sina(x0 sin <pz + y0cos <pz). (13.15)
Подставив в выражение (4.53) значение
A/z вместо Дх и принимая равным нулю зна-
чение Ду, получим преобразованное выражение
’	•	।	\ h (1 -4- tg2 а)
Хо Sin <fi + Уо cos<pz) = -	6
(13.15а)
Неизвестными в этих выражениях являют-
ся п значений а, а также Хо и уо, всего п+2 не-
известных. Недостающие уравнения определя-
ются из условия статики
Sx= S" az sin <pz= 0.	(13.16)
Ey = —+ S'1 cz cos <pz= 0.	(13.17)
Fsina
Решив эти уравнения, можно определить
все неизвестные.
Наибольший интерес представляет опре-
деление смещения узла с тремя и четырьмя
оттяжками в плане и при этом для наиболее
характерных направлений ветра на одну из
оттяжек или по биссектирсе угла. В этом слу-
чае из условия симметрии х0 = 0 и отсюда
_	= А(1 +tg2a)
°	£tg a COS <fi
(13.156)
— 151 —
Из системы п уравнений типа (13.156)
легко исключить неизвестное у путем прирав-
нивания соответствующих правых членов этого
уравнения для различных нитей, а именно
У1= • • •	=
1
cos ср,
a
1
.	_ В
J /
J
a
COS <fi
1
COS <р„
ап
где
‘	247=4	‘	coso
Величина pz = рп принимается по формуле
(13.6), а после подстановки значений sin 9 и
cos 9 из формул (13.1) получим
Р[== gyA2(l — sin2 a cos2 <рг) — 2k sin a cosaX
(13.6а)
X cos <pz -f- sin2a;
р____„	^4»
„2 >
°0
где <з0—величина предварительного натяже-
ния оттяжек.
247=4
Здесь
t • а/l sin a , ,
Po = gl Sin a = ------= gh tg a =-
COS a
= Тприв^А tg a.
В табл. 13.2 приведены значения у для раз-
личных оттяжек при четырех и трех штуках в
плане, а также развернутое уравнение сов-
местности смещения узла оттяжек одного
яруса.
Решая системы уравнений (для соответ-
ствующей схемы), записанные в столбцах 4 и
5, можно определить два неизвестных, напри-
мер для I схемы и <з2, для II схемы ai>4 и
Ч2,з, для III схемы ai,3 и а2, для IV схемы <3Z
И <32,3.
При этом необходимо знать величину Qo
(13.14), а также задаться величиной предва-
рительного натяжения <з0 и площадью от-
тяжек.
При постоянном значении Qo наибольшее
напряжение в оттяжке возникает при направ-
лениии ветра на нее так, как указано в схе-
мах I и III.
являются Qo и предварительное
ao-
увидим из дальнейшего, в ряде
будут известны значения смеще-
Поэтому величины <з3 для схемы I и ®2
для схемы III задаются из условия наилучшего
использования расчетных напряжений.
|Уз]схема 1 == [32]схема II === ^расчетное* (13.18)
В этом случае неизвестными будут: а) ве-
личина напряжения в заветренной оттяжке;
б) площадь сечения оттяжек F. Заданными
величинами
напряжение
Как мы
случаев нам
ния узлов у. Тогда при заданных значениях Qo
и <змакс=<зрасч неизвестными будут величины
предварительного напряжения а0, напряже-
ние в заветренной оттяжке и площадь сечения
оттяжек.
В качестве примера рассмотрим случай,
показанный в схеме I табл. 13.2. Расчет сде-
лаем в следующей последовательности:
1)	в формулу значения t/1,3 подставляем
вместо i/i,3 известное значение урасч и а3 =
<зрасч, затем определяем значение В и из него—
величину предварительного напряжения а0;
2)	в формулу значения yx,i подставляем
вместо yi,i = уОасЧ и полученное ранее значе-
ние <з0 (или В), после чего определяем на-
пряжение в заветренной оттяжке
3)	зная величины Qo, <з3 и ap по формуле
(13.17) определяем требуемую площадь от-
тяжки.
В тех случаях, когда заданы смещения
узла при действии ветра по биссектрисе узла
(случай II и IV), последовательность расчета
остается прежней, но вместо а2 = а3 = арасч
подставляется
°2 = аз = £яарасч,	(13.18а)
где k,t — коэффициент, характеризующий из-
менение усилия в оттяжке при ветре
на оттяжку по сравнению с ветром на
грань.
Значение коэффициента kn может прини-
маться ориентировочно для трех оттяжек АЛ=
= ~0,9 и для четырех оттяжек ko=—0,8.
В случае изменения направления ветра в
плане при постоянной величине силы, при-
ложенной к узлу, компоненты х0 и у0 изменяют-
ся. Наибольшие изменения будут при трех от-
тяжках в плане. Например, при расчете узла
на отметке 200 м при a0 = 1 т)сек £6исс.д =
_ У обнес —164*, а для квадратной формы
Уо на отт
^бисс-О = 1,14.
Эта величина изменяется в зависимости от
величины предварительного натяжения, угла
а и высоты узла к.
* См. примечание к стр. 159.
152 —
№ схемы
Схема
Выражение прогиба у точки О в различных оттяжках
в зависимости от напряжения в иих (развернутый вид
формулы (18.15а)]
Л (1 + tg2 а) I Г	73Л3£(Л—tgg)3~
y’:1 £tga | 1	24s?
n
yI; 2>4 cos — =0, откуда
fAs£[^(l+tg’a) + tgiM
a2.4 —------------:-----------= в
24 023
A(i4~te8 a) [ У': 3~ E tg a 1	73Л3£ (k 4- tg a)3 ‘ °3	2 L	24al	J
— В
1,41Л (1 + tg3 ®) ((
У11; 1.4 =~	U°M~
[/ tg3 g\	11
I — 1,41 k tga+tg3 a
________________24,4_________________.
1,41Л (1 -|-tg3a) ((
УП: 2-3 = £tga (V2-3 “
Г / tg9 a\	1
Т*Л’£ J+ g ) +1 ’41 k tg “+tgl “
24,3
Таблица 13.2
На рис. 125 приведен график изменения
х0 и уо для мачты с тремя оттяжками в плане
высотой 50 м при а0 =0,5; А=1; а=30, 45 и
60°. Из этого графика видно, что в интервале
15° происходит резкое изменение величины х0
от 0 до максимального значения, причем ве-
личина Хо соизмерима со значением уо-
При определении неизвестных по формулам
(13.15) необходимо решить кубические урав-
нения. С целью уменьшения трудоемкости вы-
числений можно пользоваться специальными
графиками.
Если оттяжки подкрепляются распорками,
разделяющими пролет на равные части и не
позволяющими точкам закрепления смещать-
ся, то формула (13.15) и ее производные бу-
дут иметь вид
— (x0sincpf + y0cos<pf)=-	X
£ tga
X az — ~ ро “7
где п — количество пролетов.
Когда «-> со соответствует закреплению
узла мачты прямолинейными стержнями, на
которые не действует поперечная
формула (13.15в) преобразуется в
стую:
- (Хо sin	у о cos <pz) =
(13.15в)
нагрузка,
более про-
(13.15г)
Рис. 125. Изменение смещения узла крепления трех оттяжек в мачте высотой 50 м в зависимости
от « н у .при а» =0,5 т/см2
-154-
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НА УСИЛИЯ
В ОТТЯЖКАХ
Обычно монтажное предварительное на-
тяжение в оттяжках относят к средней темпе-
ратуре воздуха в районе установки мачты.
Однако в момент натяжения оттяжек темпера-
тура может быть отличной от средней, и тогда
это необходимо учитывать путем изменения
величины монтажного натяжения так, чтобы
при средней температуре величина предвари-
тельного натяжения была равна расчетной.
"Рассмотрим наиболее простой случай, ког-
да материал ствола и оттяжек имеют одинако-
вые коэффициенты температурного расшире-
ния и модули нормальной упругости Е. В свя-
зи с большой разницей в площадях оттяжек и
ствола деформация ствола от температурных
усилий обычно не учитывается, т. е.
ДА = я ( + t) h =: а (+ Z) Zn cos а,
что соответствует изменению хорды у оттяж-
ки на величину
Д/j —	— а (+ Z) Zo cos2 а.
Используя зависимость между геометриче-
скими параметрами и длиной нити после ее
деформации, можно написать
(1 + aZ cos2 a)/1 4- -L =
I 3 ZJ
.^.,1
' 3 Z2	/	\
--------^(l+aZ)fl+-^ .
1 E
Проделав преобразования, пренебрегая ве-
личинами второго порядка малости, получим
= a (± Z) Е sin2 a( Zo—1) . (13.19)*
Знак у Z обозначает: плюс — повышение,
минус — понижение температуры против мон-
тажной.
Если коэффициент линейного расширения
оттяжек а1( а ствола а2, то выражение (13.19)
будет иметь вид:
= (± ОД (a1 — a2cos2a)( /fl— 1) .(13.19а)
* В качестве первого приближения значения А» в
формулах (13.19); (13.19а); (13.196) можно принимать
равными нулю.
Для первого приближения = а0 + правая часть
соответствующей формулы.
Если, кроме того, учитывать удлинения в
стволе в связи с изменением напряжения в
(а-/—а.) nPOTT cos а
нем. на величину ——-——----------- и, кроме
ДтВ
того, принять разные модули нормальной уп-
ругости оттяжек Е отт и ствола £ств, то выра-
жение (13.19а) изменится следующим обра-
зом:
°201!
(± t),E0„ (Й1 - a2 - a2 cos2 a) +
(g0 t ao) n/^OTT^oTT-CQS0 g
Гств^ств
(13.196)
РАСЧЕТ МАЧТ В ПЛОСКОСТИ ДЕЙСТВИЯ
МОМЕНТА
Расчет мачты в плоскости действия момен-
та обычно ведется как сжато-изогнутого стер-
жня по схеме, изображенной на рис. 126, с
учетом действия поперечной нагрузки и про-
дольных сил, поддерживаемого нелинейно
упругими опорами.
В качестве неизвестных в опорных узлах
принимаются моменты М и прогибы у.
Для определения неизвестных используют-
ся уравнения неразрывности упругой линии
(13.20) и уравнения, устанавливающие равно-
весие опорных узлов (13.25) в плоскости дей-
ствия нагрузки.
Записывается уравнение неразрывности
упругой линии в общем виде
^‘нижнее = ЪИУ ~	—	—	; 1 = ^верхнее “
= Ф/ву + ФЬИ + <Р/вт + ’fiq,, ,b
I т~1	' J-j-l
а после подстановки соответствующих значе-
ний ср и группировки неизвестных преобразо-
вывается в обычно применяемый вид:
(Ui) + Mt	
OxS J j	I J
+ ^Ф(«г+1)1 + ^ж^±ь <?(ui+
Л+1 J	6£Jz+1
, 1 / 1 , 1 \ . 1
+ У1-1 Уц~ + ~— ТУж ~

Здесь функция ср (и) учитывает влияние нор-
мальной силы на угол поворота от действия
момента, приложенного на опоре, противопо-
— 155 —
ложной той, для которой находится угол по-
ворота; ф (и) соответствует приложению мо-
мента на опоре, для которой находится угол
поворота; /(и)—влияние нормальной силы
на угол поворота от поперечной равномерно
распределенной нагрузки в зависимости от ха-
рактеристики
I / N
и = — -| / —.
2 [ EJ
(13.21)
Выражения этих функций следующие:
Ф (а) = А ------Ц
« \sin 2«	2и /
, , ч 3/1	1
ф(и) = —-------
2и \2« tg 2//
, .	3 (tg и — и)
/А"—-
и3
(13.22)
(13.23)
(13.24)
Их числовые значения в зависимости от и
приведены в книге С. П. Тимошенко табл. 1.
Для большей общности формулы введено
влияние эксцентрицитета от оттяжек в виде
добавочных моментов 7тг(- и /и;+1 (в основной
расчетной схеме т1 прикладывается в точке
I для стержня i—l-x-i, a mi+1 в точке z+1 для
стержня
Условие равновесия z-ro узла имеет вид
Qih + 9t+iZt+i I 9оттПоттЛ; (1 + cos2 а)
----------------- _(------------------------
2	4 COS а
+
(Mt 4-	— м,
h
44, — (Л41+1 + от,+,)
h+x
N У/+д^У«_ -/7 =0.
‘ 1 Ди 1
Сгруппировав члены с неизвестными, имеем
- t А + ж I А +	_
' 1 h Ah h+x /
,,	1	Ni ।	/К, .
 ^i+i~.— — У*—i -n—НЛ 7 +
h+x	h \ h
..	/У +i 1 4i^i 4i+xh+x
— У/-мт--------1-------------
h+x	2
j 7ottZZqtt^Z (1 4~ COS- Ct) 1
4 cos а
__ у у _ Q
~h ~ AT z ~
(13.25)
Значение//;в формуле (13.25), с одной сто-
роны, равно проекции тяжения всех оттяжек
sin aSa0TT cos (13.17a)
с другой стороны, является функцией прогиба
опоры (рис. 127,а)
^ = vi.(y/+yp),	(13,26)
где
dH	Нъ — Hk—x	± о
--------------^=tgP
аУ	Уй— Ук-х
(размерность т'м).	(13.27)
При расчете до решения системы уравне-
ний (13.20) и (13.25) необходимо ориентиро-
вочно определить интервал значений Hk и //А_ ,
в котором может находиться значение Н^п со-
ответственно с этим по формуле (13.26) опре-
делить V;. После решения системы уравнений
(13.20) и (13.25) проверить правильность на-
значения величины \ путем сравнения значе-
ний Нt, определенного по формуле (13.26),
подстанавливая в нее значения у, найденно-
Рис. 126. Схема расчета мачты как сжато-изогнутого стержня
а — при шарнирном опирании в основании; б — при заделке в основании
— 156 —
го после решения уравнения, и Н,1 определен-
ного по формуле (13.17а). Если разница в зна-
чениях 77 оказывается большой, то приходит-
ся задаваться новым интервалом значений
/7Ли и повторять решение уравнений.
При таком способе решения затрачивается
много времени. Однако выполнение условий,
записанных в уравнениях (13.20) и (13.25), а
также (13.17а) и (13.26), оказывается возмож-
ным при различных соотношениях М и у. В ка-
опоры в зависимости от величины горизонталь-
ной силы
а — при постоянной нагрузке на оттяжки; б — при
одновременном изменении ветра на ствол и оттяжки
честве 'примера на рис. 126,а пунктирной ли-
нией показан возможный диапазон изменения
эпюр моментов при шарнирном опирании мач-
ты и на рис. 126,6 при заделке ее в основа-
ние.
Хотя общим критерием рационального
проектирования всегда было стремление к
уменьшению величины изгибающих моментов,
однако, решая 2«—1 уравнения для мачты с
шарнирным опиранием и 2п уравнения для
мачты с заделкой в основании (до 6 неизвест-
ных в каждом уравнении) и определяя мето-
дом попыток значения vz, входящие в п урав-
нений вида (13.25), практически невозможно
добиться желаемого уменьшения величины из-
гибающих моментов из-за трудоемкости вы-
числений.
С целью упрощения решения и уменьшения
разброса величин изгибающих моментов в
ряде случаев задаются определенным видом
упругой линии. Чаще всего принимают, что
опоры после приложения нагрузок находятся
на прямой линии.
Такой способ позволяет в известной мере
улучшить вид эпюры моментов. Однако даже
в благоприятном случае отношение изгибаю-
щих моментов на опоре и в пролете может
быть вдвое больше или меньше. При резко
изменяющихся нагрузках в различных проле-
тах, а также при различных размерах пролетов
разница между опорными и пролетными мо-
ментами будет еще большей.
' Более правильным направлением расчета
является так называемый метод заданных
эпюр моментов, заключающийся в том, что
соответственно характеру нагрузок и виду
опирания мачты (шарнирное опирание или за-
делка), выбирается такая эпюра моментов,
при которой разница между величинами про-
летных и опорных моментов была бы мини-
мальной. На основе выбранной эпюры момен-
тов находятся прогибы узлов опирания, а
затем отвечающие им упругие характеристики
опор. При этом количество неизвестных умень-
шается при шарнирном опирании до п—1 и
при заделке в основании до п, т. е. сокращает-
ся вдвое, а количество неизвестных в каждом
уравнении (13.20) не превышает трех, так как
неизвестными являются лишь смещения узлов
оттяжек у. Все значения изгибающих момен-
тов М в опорных узлах являются заданными.
Уравнения равновесия узлов (13.25) не
участвуют при определении значения у, а уча-
ствуют лишь при определении значений Ht.
Таким образом, по таксой методике, с од-
ной стороны, уменьшаются абсолютные значе-
ния величин изгибающих моментов и, с дру-
гой стороны, значительно упрощается расчет.
На рис. 128,а приведены расчетная схема и
выбор эпюры моментов для случаев шарнир-
ного опирания и заделки мачты в основании.
Рассмотрим эти два случая несколько под-
робнее.
Случай 1. Мачта шарнирно оперта в осно-
вании. Если обозначить пролетные моменты в
разрезных балках двух смежных пролетов
через Mo,t и Af0,i+i, то выгоднее задаться ве-
личиной опорного момента, равной половине
среднего значения этих моментов.
М__________ т\
‘,11пнжн I	4	2
(13.28)
.Ц±". (13.29)
Тогда величина пролетного момента будет
равна
^•пр=	+	+	(13'29а)
12 А. Г Соколов
- 157-
В этих формулах тр 2И/1НИЖН, Afz,BepXH и М,
должны приниматься со своим знаком
,	2(1 — cos
^ui “	:	.
J tCf cos ut
Подставляя полученные таким образом
значения Mt в уравнение
(13.20), получаем
деленной величиной (например, для мачт
______ Л \
Умакс	—]
Умакс = ^макс! Уп = khn, (13.30)
где уп — чаще всего высота верхнего узла от-
тяжек.
Рис. 128. Схемы расчета методом заданных эпюр
а — при шарнирном опирании мачты в основании; б — схема
равновесия узла
систему (п—1) уравнения, в то время как чис-
ло неизвестных у равно п. Это указывает на то
обстоятельство, что возможно множество зна-
чений у, удовлетворяющих заданным услови-
ям. Недостающее уравнение обычно записы-
вается исходя из требований технологии огра-
ничивающих смещение узлов оттяжек опре-
Решая систему (и—1) уравнения (13.20)
и подставляя в него значение уп (13.30), на-
ходим все последующие значения прогибов у.
Подставляя в формулу (13.25) заданные
значения М и полученные путем решения
уравнений значения у, находим величины Н
опорных реакций для всех п узлов.
— 158 —
В этом случае Для определения у и Н нет
необходимости в использовании специфиче-
ских приемов расчета мачт, связанных с опре-
делением величины смещения узла оттяжек.
После определения значения Н и у опре-
деляются параметры оттяжек, удовлетворяю-
щие условиям прочности и соответствия задан-
ным значениям Н и у. При этом неизвестными
величинами являются площадь оттяжек F и
величина предварительного натяжения о0.
Последовательность расчета приведена вы-
ше в настоящем параграфе.
Таким образом, оказываются найденными
все параметры, удовлетворяющие условию за-
данных эпюр изгибающих моментов и найден-
ных прогибов.
Необходимо иметь в виду, что наибольшие
нормальные сжимающие усилия, а следова-
тельно и напряжения в стволе (при постоянной-
величине поперечной нагрузки) возникают при
направлении ветра по биссектрисе * угла, в то
время как наибольшие напряжения в оттяж-
ках возникают при ветре на оттяжку. Поэтому
расчет мачты по условию прочности ствола и
удовлетворения условия допустимой деформа-
тивности необходимо вести с учетом направ-
ления ветра по биссектрисе, но при этом в
формуле (13.30) вводить коэффициент, харак-
теризующий изменение усилия в оттяжке при
ветре по биссектрисе угла и на оттяжку, как
это указывалось в формуле (13.18а), т. е.
£д=~0,9; /го=~0,8,
Случай 2. Мачта жестко заделана в основа-
нии. Здесь нельзя задаться величиной опор-
ного момента, как это делалось для узлов
крепления оттяжек при шарнирном опирании,
так как деформация узла первого яруса будет
противоположна направлению ветра. Получить
необходимую реакцию в этом случае возмож-
но лишь искусственным способом, так как
нельзя получить путем выбора нужных пара-
метров оттяжек.
С тем чтобы в первом ярусе оттяжек была
приложена реальная сила в направлении вет-
рового воздействия, возможно задаться:
1) реальным значением опорной реакции
=	(13.31)
т. е. вдвое меньше, чем последующие значения
Я;
2) величиной смещения первого узла
yi = kl1,	(13.32)
и на основании их определить значения М> и
Мо.
* При высоте опор более 200 м возможно отклоне-
ние от указанного правила.
Прогиб первого узла оттяжек записан в
уравнении (13.33).
У1 = ^1=Д+/ж+/я.	(13.33)
Подставив соответствующие значения /9=
л
-----» Тм =-------
8£J. J 2EJt
fn, = - — И произ-
j
ведя преобразования, получим
(2	\
'4+^4
Я4 9 A 2kEJ
^1ПР 24 Z,
(13.34)
(13.35)
Зная величину изгибающего момента в пер-
вом и последнем узлах оттяжек, прочие момен-
ты можно принять по линейной интерполяции
М- =	—	(13 36)
'в	п — 1
Моменты в нижней части опоры в связи с
эксцентрицитетом от оттяжек будут большими
М1л = М1в + т, (13.37)
Процесс дальнейшего расчета проходит
аналогично описанному для случая 1 (шар-
нирного опирания).
При расчете мачт методом заданных эпюр
моментов проектировщик может управлять на-
пряженным состоянием в конструкции; при
этом значительно упрощается и систематизи-
руется последовательность расчета и вы-
являются дополнительные резервы.
В некоторых случаях, например при вы-
яснении влияния различных параметров, при-
ходится решать полную систему уравнений
вида (13.20), (13.25) и (13.30) с числом не-
известных 2п—1 при шарниром опирании и
2п при заделке в основании.
К числу изменямых параметров, подлежа-
щих исследованию, могут быть отнесены:
а) влияние изменения величины предвари-
тельного натяжения, которое может быть осу-
ществлено с некоторым отклонением от теоре-
тического; б) возможность изменения харак-
тера эпюры ветрового воздействия при поры-
вах (так называемое зональное воздействие
ветра); в) изменение характера эпюры при
нарастании скорости ветра.
Следует отметить, что при обычно при-
меняемых соотношениях как между пролета-
ми и жесткостью ствола мачты, так и податли-
востью узлов указанные параметры мало влия-
ют на изменение усилий. В случае заделки
ствола мачты в основании влиянием напряже-
ний при изменении первых двух параметров
нельзя пренебречь, так как они сказываются
12*
— 159 —
более значительно, й в некоторых случаях Во-
прос об их учете должен быть исследован
самостоятельно.
Величина предварительного напряжения в
оттяжках не должна отличаться от расчетного
более ±1О°/о, при этом разброс в усилиях от-
тяжек одного яруса не должен быть более 5°/о.
Возможный характер изменения эпюр ветро-
вого давления показан на рис. 22,6; коэффи-
циент, характеризующий уменьшения ветро-
вой нагрузки в пролетах различного размера,
может быть принят по графику, изображен-
ному на рис. 22, а. В связи с различными де-
крементами затухания эти коэффициенты
различны для металла и железобетона.
Изменение ветровой нагрузки от нуля до
максимального значения сопровождается уве-
личением нагрузки и на ствол, и на оттяжки.
Поэтому смещение узла в процессе нараста-
ния нагрузки также будет изменяться от нуля
до максимальной величины.
В отличие от зависимости, показанной на
графике (рис. 127,а)*, когда принималось, что
поперечная нагрузка на оттяжки неизменна и
соответствует расчетному ветровому давлению
на всем протяжении изменения значения
H = Q, на рис. 127,6 показан характер соотно-
шения между у и Н, когда нагрузка в равной
степени меняется и на оттяжки, и на оттяжеч-
ный узел. Если (первым графиком пользова-
лись для определения упругой податливости и
выявления значений Н при мачте с нескольки-
ми ярусами оттяжек (так как он является
лишь средством для определения Н, но не от-
ражает действительного характера работы узла
мачты), то на втором графике представлена
физическая зависимость между изменением
ветровой нагрузки, действующей на все элемен-
ты сооружения, и соответствующим смещением
узла. Последним графиком можно пользовать-
ся после того, как установлены определенные
параметры сооружения и выявлено распре-
деление ветровой нагрузки, действующей на
ствол между отдельными узлами, т. е. после
определения опорных реакций методом задан-
ных эпюр или другим способом. Если из фор-
мулы (13.14) вынести в виде множителя ве-
личину скоростного напора qt, то многочлен,
* На графике 127, а характерная точка 1 соответ-
ствует отсутствию суммарной внешней нагрузки в узле.
Так как от оттяжек горизонтальная действующая на
опоре сила вещественна, то необходимо приложить ис-
кусственную внешнюю нагрузку обратного направле-
ния, т. е. в этом случае должно быть‘фс = —
--------(l + cos2a) (см. формулы 13.13 и 13.14), Пара-
cos а
метры второй характерной точки 2 могут быть найдены
из условия У=0.
находящийся в скобке, зависит лишь от гео-
метрических параметров и, таким образом,
значение является линейной функцией от
<h
^2(1 + cos2a)l, (13.14а)
L cos a	J
где д„в=^.
T-r	4i
Проведенные подсчеты доказывают, что при
подобном изменении нагрузки, действующей
на оттяжки и ствол, зависимость прогиба yt
от Н( носит характер, близкий к линейному,
т. е.
Поэтому в мачте при постепенном возраста-
нии ветровой нагрузки характер эпюры мо-
ментов будет близок к определенному при его
максимальном значении.
РАСЧЕТ МАЧТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ
При расчете мачты в плоскости действия
поперечных сил одновременно разрешаются
вопросы прочности и устойчивости путем вве-
дения тригонометрических коэффициентов,
учитывающих изменение упругой линии от
действия продольных сил.
В некоторых случаях решающим является
возможность потери устойчивости мачты в
плоскости, перпендикулярной плоскости дей-
ствия момента, или в произвольном направле-
нии в монтажном состоянии, когда действуют
лишь вертикальные силы, от собственного ве-
са конструкции и тяжения оттяжек.
Чаще всего пролеты мачты одинаковы, но
силы, действующие в различных пролетах, а
также жесткости ствола и упругие податли-
вости оттяжечных узлов различны. Если жест-
кость любого из опорных узлов при бесконеч-
ном
условию
(13.39)
количестве опор удовлетворяет
Ркп1 It-E/J: ,
г-о > —~ т м,
О,till 0,25'3
v—определяется по формуле
t&EJ
— —1 — критическая сила для
Ч ствующего пролета, то потеря
устойчивости будет происхо-
дить так, как будто опоры аб-
солютно жестки.
Значения ч0, при которых опоры можно рас-
сматривать как абсолютно жесткие (W=const,
I = const и EJ = const), приведены в табл. 13.3.
Коэффициент свободной длины₽= -у, где
u'=2u; и по формуле (13.21) в этом случае
/« 'пгИ-Л
равен единице (р=-у-1
где
Р,
кр- I —
(13.27),
соответ-
— 160 —
Таблица 13.3
Схема	Число проле- тов	1	2	3	4	5	6	СЮ
Крайние опоры жесткие, про- межуточные упругие	я/ N*P ₽ = __ EJ	—	0,5 19,74	0,3333 29,61	0,2929 33,7	0,2764 35,71	0,268 36,83	0,25 39,48
Одна крайняя опора жесткая, все промежуточные и одна край- няя упругие	^l3 EJ	1 9,87	0,382 25,85	0,308 32,05	0,2831 34,86	0,2715 36,34	0,2652 37,22	0,25 39,48
Однако соотношения, указанные в формуле
(13.39), редко выдерживаются в мачтах, а по-
этому в большинстве случаев оказываются ко-
эффициенты ₽>1.
Определение критической силы в этих ус-
ловиях представляет большие сложности, но в
настоящее время созданы приведенные ниже
упрощенные приемы расчета.
Расчет мачт как шарнирной цепи. При рас-
чете мачты на устойчивость как шарнирной
цепи на упругих опорах1 полагают, что в оття-
жечных узлах имеются шарниры, вследствие
чего этот способ хранит некоторый не выяв-
ленный запас. Здесь возможна независимая
потеря устойчивости одного из пролетов под
влиянием сжимающей силы, а поэтому долж-
на быть обеспечена надежная устойчивость
каждого пролета в отдельности при ? = 1.
Однако нас интересует другой случай, ког-
да отклонение от прямолинейной формы харак-
При наличии шарниров в узлах оттяжек, а
также отсутствии поперечных нагрузок и мо-
мента от эксцентричного прикрепления оття-
жек выражение равновесия оттяжечного узла
(13.25) запишется в упрощенном виде
У,-, ф- - у. +^~ -»,) + у1+. гг = о-
Ц \Ц ч+1	/ ч+i
(13.25а)
Так же как и при решении в плоскости дей-
ствия момента может быть написано п—1 та-
ких уравнений.
Критерием потери устойчивости является
равенство нулю определителя полученной си-
стемы однородных уравнений.
Для случая равных пролетов и постоянного
значения нормальной силы и упругости проле-
тов для определения критической силы можно
воспользоваться данными, приведенными в
табл. 13.3. В этой же таблице приведены ми-
	А^.	0;	0;	
	Za			
N±, h		г		 4- v2; z2 z,	A^_. z3 ’	0;	= 0
0;		N,	, 	L	 	Z	L_ м •		
	Z8 ’	7	7	3 ’		
(13.40)
теризуется смещением упругих опор. Посколь-
ку устойчивость отдельных пролетов удовле-
творяется независимыми условиями, то жест-
кость ствола не входит в условия равновесия
узлов.
1	Этот способ предложен С. Д. Лейтесом в 1937 г.
В случае резкого изменения податливости смежных
опор или отношения Дмакс > ю применение метода
¥мин
усредненных параметров приводит к значительным по-
грешностям, вследствие чего задачу необходимо ре-
шать точным методом.
нимальные значения коэффициентов упруго-
сти опор (v0), при которых их можно рассма-
тривать как абсолютно жесткие.
Так как в мачтах упругость опор и величи-
ны нормальных сил различны, а пролеты по-
стоянны, обычно пользуются данными табл.
13.3 в предположении, 4T0v==vcp = —; Лгср =
= ЛАКР = ₽ЧР/ = 3
п *	п
^С1 = 1,5<^₽-=₽^.	(13.41)
Ncn IN;
— 161 —
В случае разных пролетов формулу (13.41)
записывают в виде
£уст = 1,5<₽'^_.	(13.41а)
s —
h
Расчет мачт как неразрезной балки. Здесь
приводятся некоторые решенные задачи. На
графике рис. 129 дана зависимость коэффици-
ента свободной длины Р (13.40) для балки по-
стоянной жесткости соответственно безразмер-
ному коэффициенту т = — при бесконечном
EJ
количестве опор с постоянной упругой подат-
Рис. 129. Зависимости между ₽ и т для не-
разрезной балки на упругих пролетных и
жестких концевых опорах при четырех и
бесконечно большом количестве опор
5£±_,	(13.42)
у п
где п — количество пролетов.
2.	Определяются значения коэффициентов
податливости упругих опор, отнесенные к
среднему значению жесткости стержня
/п = —,	(13.43)
EJср
а затем вычисляются средние значения коэф-
фициента т по формуле (13.44):
п
= -----•	(13.44)
1 п
3.	По значению коэффициента /пср, харак-
теризующему среднюю податливость опор, оп-
ределяется среднее значение коэффициента
свободной длины ₽ср стержня, используя гра-
фик, помещенный на рис. 129.
С другой стороны, значение ₽ср можно вы-
разить так:
О ___^*Р< _ Р1 [ 1 I Рг I Pt । Рп \
Подставляя вместо ₽/ = -7 и произведя
“t
преобразования, получим
ливостью, расположенных через равные интер-
валы I. Крайние опоры жесткие.
Эта кривая лежит выше всех кривых для
конечных значений п, поэтому при пользова-
нии ею будут получены несколько завышенные
значения коэффициентов свободной длины р.
На графике рис. 129 дана зависимость Р от
т для четырехпролетной неразрезной балки с
постоянной жесткостью ствола и опор, а также
одинаковыми пролетами и постоянным значе-
нием силы N. Одна опора жесткая.
Этим графиком можно пользоваться для
двух- и трехпролетной балки в запас устойчи-
вости и с некоторой недостачей для пяти- и
шестипролетных балок.
Недостатком приведенных решений являет-
ся условие постоянства нормальной силы, же-
сткости и упругости опор.
Для случая одинаковых пролетов, но раз-
ной упругости опор и при разных значениях
нормальной силы С. Д. Лейтес допускает сле-
дующий приближенный прием расчета.
1. Определяется среднее значение жестко-
сти неразрезного стержня
Обозначив через k =•
п
получим	=	(13.46)
₽(. = ?Л,	(13.47)
где
В этом случае значения свободных длин р
оказываются разными для различных проле-
тов, что позволяет подобрать равноустойчивые
сечения.
Поскольку в процессе решения приходится
пользоваться графиком, составленным для че-
тырехпролетной балки (рис. 129), то при числе
—162 —
Таблица 13.4
пролетов менее четырех решение будет в запас
устойчивости, а при большем числе пролетов —
с некоторой недостачей.
Местная устойчивость. ' В случае сооруже-
ния ствола мачты из одной трубы должна быть
проверена устойчивость стенки по формуле
о =0,18—Е. (13.48)
г
Если принять коэффициент местной устой-
чивости kv = 2, то овасч = 0,09 — Е.
у	расч '	г
Для того чтобы удовлетворить условию пол-
ного использования расчетных напряжений,
необходимо иметь следующие отношения:
а) для стали 3
2 100 <0,09 — Е,откуда 8 >0,011г; (13.49а)
Г
б) для легированной стали
2 900 <0,09 —Е, откуда 8 > 0,015г. (13.496)
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПЕРИОДОВ СОБСТВЕННЫХ
КОЛЕБАНИИ
Период собственных колебаний мачты для
первой формы может быть определен, так же
как и для башни, по формуле (12.41) или
(12.43). При этом значения Р, соответствуют
опорным усилиям в узлах оттяжек от веса кон-
струкции и оборудования в случае горизон-
тального расположения этих сил, а значения
ft являются прогибом оттяжечного узла под
влиянием этих сил.
Если принять линейное изменение величи-
ны прогиба у, = уп— и трапецеидальный за-
п
кон изменения масс по высоте Pt—(Ро—••PJ —’
п
то после преобразований формулу (12.43)
можно представить в виде:
T=~l,4Upn/7^	(13.416)*
где коэффициент kp зависит от числа проле-
п Р„
тов в мачте и отношения —-
Ро
/ (и-1) + з|^(п+1)
4= 1/ --------------------•	(13.50)
f («~1) + ^-(2п+1)
Значения kpn при различном числе пролетов и
отношениях приведены в табл. 13.4.
* При гибких стволах мачты период собственных
колебаний узла крепления оттяжек можно определять
по формуле Ti = ~ 2 yf yt
kp при ——
п Р»
0	0,1	0,2	о.з	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1
1.41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41	1,41
1	1,32	1,172	1,218	1,235	1,253	1,264	1,2’5	1,281	1,2а6	1 291
1	1,083	1,138	1,17	1,19	1,207	1,217	1,2.8	1,235	1,241	1,246
1	1,075	1,12	1,146	1,168	1,184	1,195	1/А5	1,212	1,22	1 225
1	1,068	1,108	1,135Ц,155		1,17	1,18	1,192	1,2	1 ,‘.07	1,212
1	1,062	1,102	1,126	1,146	1,16	1,173	1,183	1,192	1,198	1,203
1	1,041	1,069	1,09	1,1о5	1,118	1,12а	1,137	1,144	1,15	1,155
Отношение — для мачт высотой до 200 м.
Р<>
может ориентировочно приниматься s;0,8. Зна-
чение этого отношения зависит от унифика-
ции сечений ствола мачты. При большой уни-
.	рп
фикации отношение — стремится к едини-
ло
це. Необходимо иметь в виду, что возможный
Р
разброс отношения лежит в пределах >
Р«
>0,5, причем, как это следует из табл. 13.4,
значение kp изменяется незначительно.
п
ИЗМЕНЕНИЕ УСИЛИИ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ
НАПРАВЛЕНИЯХ ВЕТРА В ПЛАНЕ
Суммарная величина нормальной силы от
собственного веса и тяжения оттяжек в боль-
шинстве случаев незначительно изменяется
при различных направлениях ветра в плане.
Более существенным является изменение
момента сопротивления, особенно в треуголь-
ной мачте, где IFMHH = ”акс , вследствие чего
наиболее опасным будет такое направление
ветра, когда сжатие от момента будет иметь
место при 1^миН. Для треугольной формы мач-
ты в плане таким наихудшим случаем являет-
ся направление ветра по биссектрисе угла для
опорных сечений и направление на оттяжку
для пролетных сечений. Для квадратной фор-
мы в плане наихудшим случаем для пролет-
ных и опорных сечений является направление
ветра на оттяжку. При направлении ветра на
грань имеет место №макс, а поэтому напряже-
ния от изгибающего момента будут в 1,41 ра-
за меньше, нежели при ветре по диагонали.
Кроме того, величина ветровой нагрузки при
ветре по диагонали в 1,1 —1,2 раза больше,
чем при нормальном направлении ветра.
* Следует иметь в виду, что в случае F0=nF/ =const
F„r
и r=const величина 1FMhh = =const, т. е. не зависит
от числа поясов; максимальный момент сопротивления
зависит от формы сечения К,'максД= 2^мин! МмаксО =
= 1,4117мин; 17Макс= 1.15UZMHH (шестиугольник).
— 163 —
ПРЕДЕЛЬНОЕ СОСТОЯНИЕ В МАЧТАХ
Выявление предельного состояния здесь
представляет значительные сложности, так
как мачта является системой с несколькими
степенями свободы и зависимости между де-
формациями и напряжениями носят нелиней-
ный характер. Кроме того, выявление предель-
ного состояния связано и с установлением наи-
более невыгодного характера силовых воздей-
ствий (преимущественно от ветровой нагруз-
ки).
Остановимся на некоторых основных поло-
жениях.
1.	Эпюра ветровой нагрузки по-
добно изменяется на величину
Ацод > 1- В этом случае возможны разрушение
ствола, потеря устойчивости (из плоскости
действия сил) и разрушение оттяжек.
Увеличению нагрузки в Апод раз соответ-
ствует увеличение деформации, а следователь-
но, и изменение величин тригонометрических
членов Ф(«); ф(«);/(и), (13.22), (13.23),
(13.24), в связи с чем напряжения от изгиба-
ющего момента увеличатся на величину А™д,
где т>1. Таким образом, линейному возра-
станию нагрузки будет соответствовать уско-
ренное увеличение напряжений в стволе.
При расчете мачт методом заданных эпюр
знаки моментов в пролете и на опорах различ-
ны. Поэтому в случае треугольной формы
ствола в плане из-за разных значений W
(^макс и М^мии) напряжения текучести в за-
висимости от направления ветра могут воз-
никнуть или на опоре, или в пролете, но никак
не одновременно. Если ветер действует по бис-
сектрисе угла, то шарнир пластичности вна-
чале образуется на опоре и дальнейшему на-
растанию нагрузки будет соответствовать бо-
лее быстрое увеличение напряжений в проле-
те. Однако в связи с тем, что <₽а=———I- —'
21ГМИН F
образование шарнира пластичности и в про-
лете (которое соответствует наступлению пре-
дельного состояния) произойдет позже обра-
зования шарнира на опоре. При направлении
ветра на оттяжку вначале образовываются пла-
стические шарниры в пролетах, в связи с чем
система становится геометрически изменяемой.
Поэтому с позиций предельного состояния на
опорах треугольной формы в плане выгодно
давать значения изгибающих моментов не-
сколько большие, чем пролетным, или выби-
рать такие характеристики упругостей, при
которых из-за действия продольных сил нара-
стание изгибающих моментов на опорах будет
происходить быстрее.
При квадратной форме в плане работа
ствола на опоре и в пролете при направлении
ветра на оттяжку (что является наихудшим
случаем) одинаковы. В этом случае выявля-
ются некоторые дополнительные резервы,
анализ которых дан в § 12.
Предельное состояние из-за потери устой-
чивости из плоскости действия момента может
наступать при условии
₽'-^-	(13.51)
Nj ^расчет
Ч
где 9пРед — нагрузка, при которой наступает
предельное состояние в плоскости
действия момента.
Предельное состояние в нити определяется
выражениями (4.67) и (4.67а), где A/=yosina,
k ___у0 sin а Е
I R
k °0
«зап
Здесь Азап соответствует расчетному слу-
чаю.
Если Ад — 1, то т) = —ред < 1, т. е. предель-
Азап
ное состояние выявляет уменьшение несущей
способности.
2.	Эпюра ветровой нагрузки из-
меняется зонально. В этом случае воз-
можно более раннее возникновение пластич-
ности, но в связи с несколькими степенями сво-
боды в мачте исчерпание несущей способности
А/отт
Рис. 130. Зависимость —— от а0 и а
Лотт
— 164 —
происходит позже, чем при подобном измене-
нии эпюры ветрового давления.
3.	Общие замечания. При расчете
мачт величина ветровой нагрузки определяет-
ся по первой форме, что является предельным
ухудшающим допущением. Кроме того, декре-
мент затухания принимается одинаковым с ба-
шенными конструкциями, что идет в запас. В
сооружении с большими геометрическими раз-
мерами следует ожидать, что суммарные мак-
симальные усилия будут меньше принимаемых
по эпюре скоростных напоров. Эти обстоятель-
ства указывают на наличие некоторых резер-
вов прочности в мачтовых конструкциях.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА
Может быть рекомендована следующая
последовательность расчета мачт.
1.	Задаться геометрическими размерами
элементов, соотношениями J и величиной нор-
мальных сил N по аналогии с существующими
проектами.
2.	Определить ветровые нагрузки.
3.	Задаться оптимальной эпюрой моментов.
4.	Приближенно определить напряжения и
правильность заданных сечений до решения
системы уравнений.
При этом в зависимости от угла а и а0
значение N0TT можно принимать по графику,
изображенному на рис. 130. В случае необхо-
димости— вносить коррективы в сечения эле-
ментов и величину ветровой нагрузки J и N.
5.	Задаться новой уточненной эпюрой мо-
ментов и А; исходя из этого определить зна-
чения у.
6.	' Определить параметры оттяжек по за-
данным значениям.
7.	Проверить общую устойчивость мачты
как шарнирной цепи или как неразрезной сжа-
той балки на упругих опорах.
§ 14. ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Предварительное напряжение является
неотъемлемой принадлежностью всех мачто-
вых, в том числе железобетонных, конструк-
ций, о чем подробно указывалось в § 13. Пра-
вильное назначение величины предварительно-
го натяжения значительно влияет на оптималь-
ность принимаемого решения. При расчете
методом заданных эпюр величина предвари-
тельного натяжения является функцией про-
чих параметров сооружения. Коэффициент v
характеризующий жесткость опоры, также за-
висит от величины предварительного натяже-
ния.
Значение величины предварительного на-
тяжения для мачт весьма существенно, поэто-
му натяжные приспособления позволяют про-
изводить измерения с точностью до ±5°/о, а в
процессе натяжения учитываются отклонения
температуры.
Регулирование величины предварительного
натяжения в большинстве случаев позволяет
улучшить условия работы сооружения в диа-
пазоне принятого изменения нагрузок.
Рассмотрим несколько наиболее часто
встречающихся случаев.
Крестообразные предварительно напря-
женные раскосы. Необходимо рассмотреть два
случая: первый—когда натяжение произво-
дится после приложения нормальной силы,
второй — когда натяжение производится до
приложения нормальной силы.
Случай первый. Усилие в панели при жест-
ких раскосах определяется по формуле (12.7).
Гибким раскосам необходимо дать такое пред-
варительное напряжение, чтобы при приложе-
нии нагрузки Q'waKC панели ОДИН ИЗ рЭСКОСОВ
был бы нулевым. Так как в этом случае в про-
цессе приложения нагрузки расчетная схема
не изменяется (т. е. гибкий раскос не выпадает
из работы до тех пор, пока в нем не возникнут
сжимающие усилия), то величина предвари-
тельного усилия теоретически должна быть
равна
=	ИЛИ —	(14.1)
а максимальное усилие должно передаваться
на один раскос, т. е.
р	_ Q'kskc панели	/1 л о\
'раск макс .	.	•	\ 4
1	Sin ар — tg a cos ар
Обычно величину предварительного натяже-
ния увеличивают на 5—1О°/о по сравнению с
расчетной, учитывая допуски в натяжениях и
возможности обмятия в процессе работы.
При определении деформативности следует
брать Не амакс раск’ ЯМакс раск ®0р	°0р •
Таким образом, предварительное напряжение
раскосов уменьшает в 2 раза долю деформа-
ций от действия поперечных сил.
Случай второй. При монтаже методом на-
ращивания могут встретиться случаи вывер-
ки предварительного натяжения по мере воз-
ведения конструкции. Тогда следует иметь в
виду необходимость учета величины сжимаю-
щей силы А, которая будет приложена после
натяжения, а поэтому вызовет сжатие в рас-
— 165 —
косах и тем самым уменьшит величину пред-
варительного натяжения.
В качестве примера воспользуемся ранее
выведенными формулами (12.24) для случая
параллельных поясов и найдем теоретически
необходимую величину предварительного на-
тяжения раскоса до приложения нормальной
СИЛЫ (ЛГ)Рр предв = Ор предв’ При КОТОрОЙ ПО-
сле приложения N усилие в раскосе будет
удовлетворять формуле (14.1)
Р'	-4-Р — Р
1 рпредв р 1 рпредв-
Значение Рр принимается по формуле (12.24)
с учетом знака. После преобразований полу-
чим
а'	—5?££_ч * *4-
Рпредв	2 ~
,	1
аЛгпоясов	,
п	Гр
C°S а₽ — sin а₽ tgS ар _L_+(1+tg3ap)
" pTV п
(14-3)
где
_ ь
®Мюясов р ^№расч>
напряжение в поясах от собственного веса
Руу= ^п°”с0Р_ характеризует долю напряжения
арасч
от этого веса. Обычно
0,1 >^>0,6.	(14.4)
Сравним изменение напряжения ^„редв и
о
р предв*
а
7] == — рпредв = 1 -р
ар предв
j^kN
Fp .
2 cos ар sin ap tg2 ар р р ~М1	*£2 ар)
Гргн п
(U.5)
В качестве примера определим значение ij
при предельных значениях по (14.4) и наи-
более часто встречающихся параметрах
Fpn 5
а =45°; £₽.=J_ и .
Р	Fn 20
1 ।	0-1'2
^, = 1+--------------
2'0’71^+°’71^'T + 1 + 1
= ~ 1,1; т(о,б= 1,6.
В предельном случае при = 1
7)! = ~ 2.
Таким образом, учитывая значение коэф-
фициента, можно определить величину пред-
варительного натяжения с учетом действия в
дальнейшем сжимающей силы.
Железобетонный ствол из цилиндрических
секций. Стволы мачт или башен из сборного
железобетона часто решаются в виде цилинд-
рических железобетонных труб, состоящих из
отдельных секций, стягиваемых между собой
с помощью пучков высокопрочной арматуры,
располагаемой равномерно по окружности
(см. рис. 79).
В этом случае площадь арматуры, бетона и
величина предварительного напряжения вы-
бираются такими, чтобы в плоскости стыка
двух секций при действии наихудших задан-
ных комбинаций нормальных сил Р и момента
М не происходило раскрытия шва, т. е. не бы-
ло растягивающих напряжений а3мин,, а мак-
симальные напряжения в сжатой зоне бетона
не превосходили бы расчетной величины
°3макс = О3расч5 так ЖЕ как Наибольшие НЭПрЯ-
жения в арматуре не превосходили бы
оа макс — оа расч- НеИЗВеСТНЫМИ ВбЛИЧИНЭМИ ЯВ-
ЛЯЮТСЯ площадь арматуры Fa, площадь бе-
тона Fб, предварительное напряжение в ар-
матуре аОа и минимальные напряжения в ар-
матуре аамин. Связь между предваритель-
ным напряжением в бетоне и арматуре запи-
сана так:
°0 а^*а == ®Об^*б» ИЛИ а0 б =
= °0а^-=^0а,	(14-6)
Гб
. Ра
где kF = =4
Гб
Схема оптимального распределения напря-
жений в бетоне и арматуре представлена на
рис. 131.
Запишем уравнения для определения неиз-
вестных. По условиям статики
Sz = O; Р-
аб расч^б ___
2
аа расч	аа мин 1	Q
2	а]
(14.7)
Е-44внешн + ЕЛ4внутр = 0;
аб расч^7 Вб г । аоа — аа мии р
2	' 2 "Г”	2 а 2
=0.(14.8)
Условия деформаций определяют, связывая
между собой величины относительных удлине-
ний в точках а и б.
аа расч goa
Ёа “ р
са
(14.9)
^“ЕбГ
^а расч °0а	^0 б « »
Сб
£
« = 7^; °о б = ®0 akp ИЛИ <аарасч = (1+«М<’оа.
(14.9а)
— 166—
*Для точки б
[е __ до а да мин I . Г _ аб расч — ао б] ( ] 4 ] Q)
3 ^а II	Eq J’
°0 а аа мин = (аб расч ао а^/7)	°0 а О ~Ь tlkf) —
= °а мин + «<>6 расч! (14.10а)
из уравнений (14.9а) и (14.10а) получим
Рис. 131. Схема получения оптималь-
ного предварительного напряжения в
стыке железобетонных цилиндриче-
ских секций
аа расч	° а мин “Г	расч»
или
оа пин= аа расч ^°брасч‘ (14.11)
Из формулы (14.11) видно, что величина
минимального напряжения .в арматуре зависит
лишь от расчетных напряжений в бетоне и ар-
матуре и отношений модулей упругости п.
Подставляя выражение (14.11) в (14.7) и
(14.8), а затем производя преобразования, по-
лучим значения площадей арматуры и бетона
Ра=—--------------—;	(14.12)
гва расч ва расч
F6= 2-—+(14.13)
Г®б расч \ аа расч / ®а расч
«.. = ^“4-. (ИИ)
2 + "^
Изоляторы. Рассмотрим случай сжато-рас-
тянутого изолятора. Схема такого изолятора
и обозначения даны на рис. 132. Необходи-
мо найти параметры изолятора, удовлетворя-
ющие условию, когда при наихудшем виде за-
гружения и с учетом температуры в элементах
не возникнет напряжений, превосходящих рас-
четные, и в болте 5 не возникнет напряжений
сжатия.
Обозначим упругую податливость верхней
плиты через 8В, нижней плиты через 8Н, а мон-
тажное усилие Ро.
Поскольку коэффициент линейного расши-
рения изолятора аи= 0,4 - 10-s, а стали a6oiTa=
= 1,2- 10“5 И при ЭТОМ Рсж> Рраст» ТО НЭИбоЛЬ-
шие напряжения в изоляторе будут при пони-
женной температуре и сжимающей силе. Воз-
можность образования нулевых напряжений
наиболее вероятна для верхнего изолятора при
повышении температуры и действии растяги-
вающей силы.
При заданной податливости плит неизвест-
ными являются предварительное напряжение
в болте ао6, площадь болта F6 и площадь изо-
лятора FH.
В монтажном состоянии имеем
°о б^б = ’оиЛт (14.15)
При понижении температуры и действии
Рсж будет следующая зависимость между мон-
тажным и новым состоянием.
Удлинение систем 2, 3, 2 и 1, 5, 4
(рис. 132,6) при переходе из монтажного к
первому состоянию для их точек соприкосно-
вения одинаковы или
(РСж + Лб - Р-б) ~+ (Р1б - Ро б) ~ +
E»FU	EHFH
+ аи/2А = - (Р1б - Роб) +	-
Еб‘б
-(Р1б-Роб)(8в + 8Н)-	(14.16)
Аналогично записывается переход во вто-
рое состояние
- (0 - РОб) ~ ~ (Рраст - Ро +
+ аи/2А = (Рраст-Р0б) ~ +
ЕбЕб
"Т a6t2/i + (Рраст - Роб)(8в + 8Н). (14.17)
В уравнениях (14.16) и (14.17) неизвест-
ными являются Р16; РОб: Ри: Рб-
— 167 —
О) Разрез Н	Разрез IHI
Рис. 132. Схема изолятора: а — сжатого; б — сжато-растянутого;
/, 4 — верхняя н ннжияя плиты; 2 —изолятор; 3 — средняя плита; 5 — стяжной болт

Недостающие уравнения напишем, используя
условия прочности
Лж + Лб-^ирасч,	(14.18)
•Ррасч = Л>аб расч’	(14.19)
Решив совместно уравнения (14.16); (14.17);
(14.18) и (14.19), найдем все неизвестные.
Прочие элементы. Предварительное напря-
жение в ряде элементов позволяет устанавли-
вать наилучший режим работы.
Например, правильное назначение величи-
ны предварительного напряжения во фланце-
вых болтах позволяет, с одной стороны, устра-
нить возможность образования люфтов и свя-
занных с ними дополнительных деформаций и,
с другой стороны, не допускать ненужной пе-
регрузки конструкций.
Аналогично примерам, приведенным выше,
необходимо, чтобы при максимальном растя-
жении во фланцах и стыках напряжение при-
ближалось к нулевому.
В ответственных случаях применение желе-
зобетона, когда нельзя допустить трещинооб-
разования, следует вести расчет аналогично
указанному для железобетонного ствола. В
связи с возможностью релаксации предвари-
тельное напряжение, вычисленное этим спосо-
бом, следует повышать на 5—1О**/о.
§ 15. МЕХАНИЧЕСКИЕ ДЕТАЛИ
Остановимся на расчете некоторых наибо-
лее массовых элементов механических деталей,
изображенных на рис. 133.
Стыквые планки. Расчетные напряжения
в стыковых планках должны проверяться
исходя из:
условного среза
	Рп п — < Rr-. m 2аЪ	ср	(15.1)
и смятия		
	Рп _ п — < R™rn- ъа см	(15.9)
Если лимитирует смятие, то можно у отверстий
наваривать шайбы.
168 —
Валики и болты. Валики и болты проверя-
ются на срез и изгиб. Смятие должно прове-
ряться по формуле (15.2) лишь в случае по-
становки для валика или болта материала худ-
шего качества, нежели для стыковых планок.
Между щеками обязательна постановка рас-
порной трубки, препятствующей сближению
щек и увеличению от этого изгибающего мо-
мента. И валик, и болт проверяются из усло-
вия среза по общей формуле:
(153)
Следует иметь в виду, что проводимые Ис-
пытания валиков показывают, что их изгиб и
связанные с этим смещения щек играют суще-
ственное значение для несущей способности.
Втулки. Щеки втулок рассчитываются ана-
логично стыковым планкам. Сами втулки мо-
гут выполняться цилиндрической и конической
форм. В цилиндрических втулках рассчиты-
вается узел прикрепления днища втулки к ци-
линдрической части по формуле:
—Pn~<.Rm.	(15.6)
133. Основные узлы механических деталей
а — стыковые щеки; б — валик с головкой и гайкой; в — коническая втулка; г — фланцевое соединение
Rm. (15.4)
При передаче усилий через две пары пла-
нок болты и валики рассчитываются на изгиб
по формуле:
Рп (8 A) 5Pn(6-j-A)
21Г	d3
При передаче усилий через пару крайних пла-
нок и один центральный элемент (рис. 133, б)
валик рассчитывается по формуле
^.(L+4). ==1.25Рп(/а.+ А)	155)
8W	cP	'
При соединении болтом можно учитывать
защемление головной болта и гайкой, поэтому
в соответствии с действительной работой для
пластичных сталей можно принять
(15.5а)
где Д—суммарная величина зазора, показы-
вающая на возможность одностороннего при-
жатия внутренних планок к наружным
3 з«Л£<Д=0,Щ<10 мм.
где t/ц—средний диаметр цилиндра;
8Ц—толщина цилиндрической части.
Днище втулки рассчитывается на срез по
формуле: ’
</?ср/и,	(15.7)
^“ви^дн
где dBH—внутренний диаметр втулки;
8ДН—толщина днища.
В связи с большой толщиной днища по
сравнению с диаметром — > — (см. табл.
dBH 4
10.2) нижняя плита на изгиб не проверяется.
Расчет конических втулок ведется с учетом
нормального давления на стенки втулки и сил
трения сплава по поверхности втулки
S (ап sin а + опАтр cos а) = Рп.
Подставляя соответствующие значения
с	я (0,-1-г,) Л
S = -Д-5---— , получим
2 cose
°п =» •ДТГТТтЙ-----ТТТ’ < ^сплава/«,(15.8)
-169-
где /гтр—коэффициент трения сплава по ста-
ли. Для цинка по стали &тр = 0,39.
Требующаяся толщина втулки определится
по формуле:
< Rm.	(15.9)
2ЬВ
Фланцевые соединения. Фланцевые соеди-
нения (рис. 133, г) часто применяются с целью
восприятия растягивающих сил. Восприятие
сжимающих сил могло бы быть организовано
и без фланца путем приторцовки опорных по-
верхностей. Однако при наличии фланца для
восприятия растяжения он же используется и
для передачи сжатия. Работа фланца при сжа-
тии и растяжении различна.
При растяжении включаются в работу бол-
ты, которые на плече, равном разнице радиу-
сов Ь и а, создают момент, восприятие кото-
рого происходит за счет работы фланца (коль-
цевой пластины) и упругой (или пластической)
заделки фланца в трубе.
При сжатии фланец передает усилие по
периметру, радиус которого весьма близок к
радиусу внутреннего отверстия. Таким обра-
зом, плечо действия сил и напряжения в самом
фланце, а также дополнительные напряжения
в трубе оказываются незначительными.
Следует иметь в виду, что после приварки
фланца поверхность его не фрезеруется и со-
храняются сварочные деформации, улучшаю-
щие работу при сжатии, как показано это на
рис. 133, г.
Совместность угла поворота трубы и флан-
ца обеспечивается работой швов (/ и 2), при-
крепляющих фланец. Поскольку верхний и
нижний шов располагаются на расстоянии h
друг от друга, погонные усилия в швах бу-
дут равны
(15.10)
где та —.момент в месте прикрепления флан-
ца к трубе.
В практике строительства мачт и башен
наиболее употребительны следующие отноше-
ния геометрических размеров:
2> —>1,2; 1,4>— >1,2; 2,5> — >1,5;
aba
7 > -- > 3; 16 > — > 7.
8	й
При этом отношение между растягиваю-
щим и сжимающим усилиями находится в пре-
делах
0,9 >	0,5.
Т’сжат
р
В табл. 15.1 приведены значения k=—
8i
для различных геометрических соотношений,
подсчитанные в предположении, что в фибрах,
расположенных по окружности с радиусом а,
возникают напряжения, равные пределу теку-
чести для стали Ст.З 2 400 кг см. Зная соот-
ношение геометрических размеров и величину
8], легко определить соответствующее этому
случаю значение силы Р.
Из табл. 15.1 видно, что при увеличении от-
ношения — при тех же значениях 8.вели-
а
чина допустимого усилия резко падает. Вслед-
_______________________________Таблица 15.1*
8,/а
be	I 5
а b
		5	10	15	5	10	/15	5	10	15
	1,2'	9,3	11,36	12,78	5,4	5,89	6,25	4,65	4,81	4,96
1,2	1(3	9,85	11,7	12,78	6,15	6,62	6,92	5,38	5 55	5,76
7 •	1,4	10,84	12,94	14,34	6,75	7,34	7,66	6,1	6,19	6,38
	1,2	4,16	4,79	5,24	2,83	2,99	3,13	2,57	2,63	2,69
1,6	1,3	4,39	5.08	5,47	3,04	3.21	3,33	2,78	2,84	2,89
	1,4	4,53	5,26	5,71	3,22	3,38	3,51	2,95	3,01	3,07
	1,2	3,91	4,97	5,87	2,3	2,46	2,6	2,05	2,11	2,16
2	1,3	4,58	6,27	7,86	2,47	2.6'	2,84	2,18	2,24	2,3
	1,4	5,35	7,8	10,93	2,62	2,86	3,06	2,29	2,37	2,43
^Вычисления выполнил В. И. Лазарев
ствие этого желательно уменьшить диаметр
трубы по болтам, что возможно при уменьше-
нии диаметра самих болтов, а последнее свя-
зано с применением сталей высокой прочно-
сти (легированные, нагартованные и др.).
Защемляющее влияние трубы наиболее ин-
8, к
тенсивно сказывается при — <^ 5.
Следует обратить серьезное внимание на
напряжения, возникающие в самой трубе у
фланца. Напряжения в направлении, касатель-
ном к окружности, в силу общности деформа-
ции фланца и трубы будут одинаковыми.
§ 16. ФУНДАМЕНТЫ
Расчет фундаментов, работающих на сжа-
тие, не отличается резко выраженными специ-
фическими особенностями, поэтому на нем не
останавливаемся. Расчет анкерных фундамен-
тов, т. е. таких фундаментов, которые работают
на растяжение, наоборот, обладает рядом спе-
цифических особенностей.
В зависимости от соотношения геометри-
- 170 —
ческих размеров анкера предельное состояние
будет определяться различными причинами.
Если поперечные размеры анкера малы по
сравнению с заглублением, то вытягивание ан-
кера в первый период происходит за счет уп-
лотнения и раздвигания грунта, так как приз-
ма выпирания превосходит усилия, которые
достаточны для движения анкера из-за уплот-
нения и раздвижки ближайших слоев.
Движение за счет выпирания призмы про-
исходит лишь после того, как анкер переме-
стится к поверхности грунта на величину, при
которой, вес призмы выпирания оказывается
равным усилию^ необходимому для нарушения
целостности грунта путем смятия и раздвижки.
Вследствие этого при заглублении анкера
выше этой критической линии предельное со-
стояние будет определяться из условия выпи-
рания грунта, а при более глубоком заложе-
нии— из условия удовлетворения требованиям
расчетных нагрузок на грунт.
Таким образом, при определении размера
анкера необходимо удовлетворить обоим ука-
занным требованиям
Ptl Т^призмы^!	(16*1)
где Рп — усилие на анкер с учетом коэффи-
циента перегрузки;
/и = 0,3—коэффициент условия работы.
Рп
(16.2)
Здесь 7?гр— расчетное напряжение на грунт,
принимаемое по действующим
нормативам на заданной глубине
как для обычных фундаментов;
nil — коэффициент условия работ,
учитывающий разрыхление грун-
та при производстве работ.
Для фундаментов, в зависимости от свойств
грунта и тщательности трамбования, /и, = 0,8—
—0,6; для анкеров, погружаемых завинчива-
нием, взрывом полости или другим методом
устройства, этот коэффициент может быть
принят равным /«!=!—0,8. (В случае остав-
ления в грунте ствола анкера, имеющего зна-
чительные размеры, этот коэффициент может
иметь значение больше единицы, за счет нали-
чия сил трения ствола с грунтом).
В общем виде вес призмы выпирания Мо-
жет быть записан таким образом *
й	й
R = Т^призмы = 7 J	(*)
о	о
где y=f(x)—функция, определяемая от ус-
ловия достижения R миниму-
ма, т. е. вопрос приводится к
задаче вариационного исчисле-
ния;
Т (х) — сила трения по поверхности вы-
клинивания (301.
Хорошую сходимость с результатами опы-
та дает упрощенное решение задачи в пред-
положении, что поверхностью выклинивания
является параболоид вращения, который име-
ет касательную к образующей параболе в точ-
ке пересечения с плитой.
Сопротивление вырыванию вертикального
анкера с круглой плитой в сыпучих грунтах
составляет
/? = TFA^l+A^tg<P. (16.3)
В случае связанных грунтов вместо значе-
ния h следует подставлять
АПРи» = а(1 + -т7-),	(16.4)
\	7* tg <р/
где с—коэффициент сцепления в кг!см2\ он
может быть определен, исходя из условия со-
хранения вертикального откоса высотой Лс
°—rAtg(45’-v)-
При наклонном анкере формула
(16.3а)
sin а \ г sin а /
носит эмпирический характер (а — угол накло-
на анкера к горизонту).
Как показал ряд исследований, формулы
(16.3) и (16.3а) имеют запасы.
В случае анкеров прямоугольной формы в
плане значение радиуса заменяется
где а и b — стороны анкера.
* Формулы (16.3—16.6) выведены Л. А. Ефремови-
чем и А. Г. Соколовым.
Александр Георгиевич
Соколов
ОПОРЫ ЛИНИЙ ПЕРЕДАЧ
* * *
Госстпойиздат
Москва, Третьяковский проезд, д. I
* * »
Редактор издательства Г. Н. Вилков
Переплет художника А. И. Шаварда
Технический редактор
Н. В. Шерстнева
Сдано в набор 2/1 1961 г. Подписано к пе-
чати 16/Х 1961 г. Т-10989. Бумага 84V
у lOeVje = 5,37 бум. л. — 17.63 усл. печ. л.
(18,2 у.-изд. л.) Тираж 7 000 экз.
Изд. № VI-2491. Зак. № 9. Цена 91 коп. 4-
4- переплет № 5—15 коп.
Типография № 3 Государственного изда-
тельства литературы по строительству,
архитектуре и строительным материалам,
Москва. Куйбышевский пр., 6/2