ТОДОР
Ш ОРГИГВ
ЧАВОВ
T
O
M
I
H
E
H
I
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
C
ек
а
Проф, II нж.
11Г
В Ъ Р Т ()
П О Д О Б Р П П О
II
Р Л З Ш
1И
'[ ;
1 ]0
И З Д А П П Е
Ел
е
кт
Ч
С ()ф '1 М 1 ,
Д ъ р ж а D II п
1У72
II 3 д л г с л с г в о
«Т е х и и и а »
У Д К 624.014.2(075.8)
а
1
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
В учебника са разгледани основните въпросп
по проектирането и оразм еряването на стомане­
ните конструкции и съединенията и.м; основнитс
конструктивни елементи — съчстаиият рамков
и мрежест прът и колона, съчстаната пълиостенна греда п прътовата греда — и naji-често
прилаганмте стоманени конструкции в промиш­
леното и съвременното хидротехническо строи­
телство.
^
Особен о внимание е обърнато на простраистсс.чата работа на стомаиеннте конструкции н ма
свързаното с нея пространствено укрепяване на
равнинните конструкции. Разяснени са особен о­
стите на оразмерителните методи и с ппсочсиа
методика за обобщ ена съпоставка на ре.плта
тр
о
тите от приложението им.
Разгледани са освен това работата иа строи
телния материал, особеностите и значението
на стоманените конструкции в съвременното
Ел
ек
строителство в света и у нас, съвременните прин­
ципи за тяхното проектиране и изпълнение и
перспективите за по-иататъшното им развитие
и усъвършеиствуване.
Учебникът е предназначен за студентите от
Хидротехническия факултет иа Висш ия ииженерно-строителен институт.Той
и иа инженерите от практиката.
^ w .e e .
624
■
‘
I.
с; .
l.:sa
може да сл уж и
ПРЕДГОВОР
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Четвъртото издание иа книгата «Стоманени конструкции» се раз­
личава по-съществено от предишните й три издания от 1958, 1962 и
1966 г. главно по разширяването и по-задълбоченото разглеждане на
глава I I I , IV н V. Освен това в книгата е въведена новата измервателна
система и са отразени най-новите изменения на Строителните норми и
правила за проектиране на стоманени конструкции, последните от
конто са публикувани в Москва през 1969 г. — СНиП II-B.3-62. В
тези норми са намерили отражение най-новите проучвания на проблемата за работата на стоманата в еластично-пластичния стадий, които
без съмнение ш,е доведат до съответни корекции и на нашия правил­
ник.
^'чебникът запазва първоначалната си структура. Той съдържа две
основни части: първа част — Елементи на стоманените конструкции,
която е еднаква за всички стоманени конструкции без разлика на вид
и предназначение, и втора част — Стоманени конструкции, с два раз­
дела: Стоманени конструкции в промишленото строителство и Стома­
нени конструкции в хидротехническото строителство. Във втората
част са застъпени само основните или най-често прилаганите конструк­
ции от разглежданите инженерни области. По новия съкратен учебен
план тези конструкции не се изнасят пред студентите, за които е пред­
назначен учебникът.
При написването на книгата «Стоманени конструкции» съм използувал литературата, посочена в края на книгата.
Ел
е
кт
София, 1971 г.
Авторът
а
ек
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
П ъ рва
ч аст
ЕЛЕМЕНТИ
Ел
ек
тр
НА СТОМАНЕНИТЕ КОНСТРУКЦИИ
Глава
I
В Ъ В Е Д Е Н И Е
ек
а
l.I . Особености, предимства и недостатъци
и приложение на стоманените конструкции
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Стоманените конструкции са типични сглобяеми конструкции. Те
се правят от отделни, произведени фабрично елементи, които се свър­
зват в едно цяло с помощта на усъвършенствувани начини и средства
:;а сглобяване.
Предимствата на стоманените конструкции произлизат на първо
м я ст о от физико-механичните свойства на самия строителен материал,
Koiiro се произвежда по индустриален начин и има еднородна и равно­
мерна структура, голяма еластичност и еднаква носимоспособност па
огъване п опън п натиск във всички посоки. Поради това стоманените
конструкции са по-леки и имат по-малък габарит, отколкото камен­
ните, стоманобетонните и даже дървените конструкции.
Фабричното валцуване и сглобяване на елементите, от които се
нраг.ят стоманените конструкции, им придават предимствата на индустрналното производство: типизираност, масовост, прецизност, бър­
зина 3 изготвянето и малка себестойност.
Усъвършенствуваните средства и начини на сглобяване, малкото
coocTBetio тегло и малкият габарит правят от стоманените конструкции
л е сн о fipenocHM и лесно и бързо сглобяем строителен вид. Във връзка
с тоза те са н превъзходни инвентарни сглобяемо-разглобяеми кон­
струкции.
Цеипо качество на стоманените конструкции е и голямата им сигур­
ност Тя се дължи, от една страна, на еднородната и равномерна струк­
тура на стоманата, която от всич|^и масово употребявани строителни
\
1аг0 [л!алн се доближава най-много до основната предпоставка на теорогичпиге изчисления — изотропното еластично тяло, а от друга стран;'
I!;; усъвършенствуваните начини на заводско и монтажно сгло­
бяване.
За водиото строителство голямо значение има и абсолютната b o ;i o плътност, с която се отличават стоманените прегради, подвижните язове
и :;агворн, напорните тръбопроводи, водните резервоари и другите спеlUia.iHH стоманени водостроителии съоръжения.
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Наред с тези ценни качества стоманените конструкции имат и ня­
кои основни недостатъци. На първо място трябва да се спомене позна­
тото свойство на стоманата да се окислява, т. е. да ръждясва, под влия­
нието на влагата и някои соли и газове, които се съдърУ;\ат във въздуха.
Според условията, в които се намира, непредпазената от ръждясване
стоманена повърхност губи за една година пласт с дебелина от 0,02 до
0,08 mm. Добавка в състава на стоманата от хром, манган, мед или
други метали намалява тази загуба наполовина, но поскъпва самата
стомана. За да бъдат предпазени ефикасно от ръждясване, стоманените
конструкции се боядисват с блажна боя, която се възобновява през
определени срокове. С това обаче поддържането на стоманените кон­
струкции става по-скъпо от поддържането на дървените п особено на
масивните конструкции.
Друг основен недостатък на стоманените конструкции е свързан с
;^фицитността на стоманата. Недостигът на стомана се дължи на съще­
ствуващото' несъответствие между суровиините източници — находи­
щата на железни руди, и произвежданото количество стомана, от
една страна, и от друга, на широкото приложение, което стоманата на­
мира в различни стопански отрасли. За много от тези отрасли тя е основен
материал, без който е невъзможно развитието, а в повечето случаи и
съществуването им. Поради това се налагат ограничения при употре­
бата на стомана в строителството, които честб се подсилват и от ва­
лутни трудности, с каквито е свързано доставянето на по-големи ко­
личества стомана.
Най-после като недостатък може да се спомене и това, че стоманата
е индустриален продукт, за произвеждане на който са необходими го­
леми инвестиции.
'
Въпреки изброените недостатъци поради по-голямото значение на
предимствата им стоманените конструкции заемат челно място в строи­
телството на всички по-важни инженерни съоръжения, като за найголемите и сложните стоманата е най-подходящият и най-икономичен
масово употребяван строителен материал. Какво би представлявало
инженерното строителство без стоманата, можем лесно да си предста­
вим, като сравним малките съоръжения от дърво, камък или чугун на
X V IИ в. например с днешните стоманени гиганти, които премостват
отвори над 1200 m или имат височина до 400 m и повече. Л\оже да се
твърди с положителност, че количеството на стоманата, употребена за
строителни цели, е мерило за материалната култура на дадена страна.
У нас се изгради собствена стоманодобивна индустрия, началото на
която се постави още през 1950 г. с металургичния завод «Ленин» при
Перник. С построения по-късно металургичен завод при Кремиковци,
Софийско, и с удвояването на стоманодобивпото производство па заво­
дите в Перник нашата страна се нареди по 11|)оизводство иа стомана
на глава от населението между развитите страни и света. При тона
положение стоманените конструкции HOCTCiieniio намираг \ мас опива
широко приложение в строителството, което съо 1ветствува па темтге
високи технически и икономико-стопански предимства н с iioKiisaтелно за най-напредиалите страни.
1.2. Стоманените конструкции, разгледани като равнинни
съставни части на пространствени носещи системи.
Пространствено укрепяване на равнинните конструкции
С малки изключения конструкциите, за които става дума в тази
книга, са съставни равнинни части на пространствени системи с форма
па куха призма с триъгълно или четириъгълно нац,речно сечение
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
^ /1
ad cd и a'b c
’ 'd- главии греди
aba'b'и dic'd'- надлъжни брбз/ги
a ca'c и bdbd'- напре^/fi/ б^лзя-е/
— ■=Посока на прео6мада11ащше тобари
Фиг. 1.1
Ел
е
кт
(фиг. 1.1). Обикновено когато равнинните части са шест — четири над­
лъжни и две }1апречни, срещулежащите части са две по две успоредни
помежду си, а прилежащите — перпендикулярни една към друга. В
този случай затвореното пространствено тяло има форма на правилна
шестстенна призма (фиг. 1.1 б).
Равнинните части, които образуват стените на носещото тяло с
форма на правилна шестстенна (или петстенна) призма, може да се
разгледат статически независимо една от друга като самостоятелни равипнни системи. Те имат общи елементи в ръбовете на кухата призма —
поясите на пространствената конструкция. Затова при разпадането
па призматичното тяло па равнинни части всеки пояс се явява с ця­
лото си сечение едновременно в две равнинни системи. Съобразно с това
усилието в един поясен елемент се получава, като се сумират усилията,
които възникват в него като съставна част на две равнинни системи,
разглеждани като независими, носещите равнини на които се преси­
чат в неговата ос Останалите елементи па пространствената конструк­
ция са включени само в една от равнинните й части и когато те са вътренто статнчно определнми, което тук мълчаливо приемаме, реше­
нието нм като самостоятелни системи дава крайните усилия на тези
елемент.
Лко нреобладаващите товари на една пространствена конструк­
ция с правоъгълно напречно сечение действуват предимно в една и
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
съща посока (вертикална или хоризонталиа^, шестстенното призматично тяло се ориентира спрямо тях така, че равниннте на две срещу­
лежащи надлъжни конструкции да са успоредни с равнината на дей­
ствие на преобладаващите товари. Тогава тези равнинни конструкции
са по-силно натоварени и се наричат главни равнинни конструкции
или главни греди (носачи). Останалите две надлъжни и две напречни
конструкции са по-слабо натоварени и се наричат второстепенни рав­
нинни конструкции или връзки — надлъжни (хоризонтални) и на­
пречни (вертикални) — фиг. 1. 1.
Ако преобладаващите по значение товари на една пространствена
конструкция може да действуват с еднаква сила последователно или
едновременно от две или повече различни посоки (вятър, воден натиск),
всички надлъжни части на тази конструкция са равностойни главни
равнинни конструкции и единствено напречните части са второсте­
пенни.
Към пространствените носещи системи, чиито надлъжни равнинни
части може да се подразделят на главни и второстепенни, спадат пове­
чето подвижни язове и затвори на хидротехнически съоръжения и
голяма част от конструкциите, които се прилагат в мостовото, граж ­
данското и промишленото строителство, на първо място покривните
конструкции. Към пространствените системи с равностойни надлъжни
равнинни конструкции се отнасят кулите, някои хидротехнически за ­
твори, стълбовете за високо напрежение и др.
При покривите главните равнинни конструкции се наричат ферми
(биндери). Обикновено фермите се поставят вертикално п поради не­
обходимостта от наклон за оттичане на дъждовната вода горният
им пояс има многоъгълно очертание.Ето защо в сравнение с пространст­
вената конструкция с правоъгълна призматична форма простран­
ствената конструкция, образувана от такива ферми, е по-сложна
(фиг.1.2). При нея надлъжната връзка в равнината на горните поя­
си на фермите с многоъгълно очертание е
многоплоскостна
н
следователно разгледана самостоятелно, не е проста равнинна кон­
струкция и поради това не може да се реши статически отделно от оста­
налите равнинни части на системата. Хоризонталните товари, действуващи в нейната прегъната равнина, предизвикват допълнителни вер­
тикални товари, които натоварват едната и разтоварват другата главна
ферма. Това усложнява статическото изчисляване. Влиянието на до­
пълнителното натоварване на вертикалните ферми от хоризонталните
товари на прегънатите второстепенни конструкции обаче е малко и
обикновено се пренебрегва, като не се взема под внимание тяхиата
прегънатост. Затова към правоъгълните призматични пространствени
системи (фиг. 1. 1) може да се причислят и системите с но-сложно очер­
тание (фиг. 1.2) и да се наречат с общото име основни пространствени
конструкции (биконструкции). Точното статнчно решавано на бикопструкции с равнинни връзки с прегъната .\тогонлоскостма равнина се
разглежда в т. Х.2.
Както се спомена, второстепенните надлъжни и напречни рав­
нинни части на основните пространствени конструкции се наричат
10
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
връзки. Това наименование води понякога до погрешна представа.
То се е получило в резултат на индуктивния начин на разглеждане на
носещите системи, при който се излиза от основните носещи единици —
главните равнинни конструкции, а те чрез «връзките» именно се свър­
зват в геометрично неизменяеми пространствени системи или, както се
казва още, укрепяват се пространствено. Ако обаче това обстоятел­
ство се изпусне из пред вид, терминът връзка може да не извиква у
нас представата за по-сложна или по-проста носеща равнинна кон­
струкция, съставсна от повече елементи, а за един единствен елемент,
нещо като «паянта» или «кръстачка», в който оразмерителните то­
вари пе предизвикват определено усилие и който поради това не под­
лежи на изчисляване и оразмеряване. З а такава неправилна представа
допринася и фактът, че понякога действително отделни връзки се осъИ1ествяват само чрез един или два допълнителни елемента — пръта.
Трябва да се има пред вид, че много аварии със стоманени конструк­
ции са станали по причина на неправилно пространствено укрепя­
ване на главните равнинни конструкции. Затова не трябва да се з а ­
бравя, че под «връзки» в смисъла, в който тази дума се употребява тук,
сс разбират равнинните части (конструкции) на основните простран­
ствени системи — биконструкциите (фиг. I.I и 1.2), чиито равнини не
съвпадат с равнините на действие на преобладаващите, сиреч на глав­
ните товари: полезен товар, воден натиск и д р.,и поради това са под­
ложени по-слабо или изобщо не са подложени на прякото въздейCTBHL' на тези товари.
.11 така целта на пространственото укрепяване е да се създаде гео­
метрично неизменяема и устойчива в пространството биконструкция,
която е в състояние да носи произволно ориентирани в пространст­
вото товари.
Когато едно съоръжение (затвор, покритие и др.) има повече успо­
редни помежду си главни равнинни носещи системи — главни греди,
за пространственото му укрепяване е достатъчно само една част от тях
11
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
(най-малко две) да се обедипп ч р е з в т орост еп енн и равипмпн к о н с т р у к ­
ции, чрез в ръ з к и , к онт о н о ся т всичкн второстепеинп т о в а р и , в една
или новече еднакви но внд о с н о в н и н р о с т р а и ст в е н и системи. Ост;;иалите н е св ъ р з а н и , т ак а да се к а ж е «свободни» глгвин rj c\ni о б а ч е т р ; 1(;иа
i
V
^ 3 S /7 e ^ O r?7 C 7 7 7 pa»U
5)
35)
Ел
е
кт
5
5
/lo e/re d о т г о р е
/7oe/7ed оп7^о/гу
Ф|1Г.
да се подпрат в о сн о в н и т е п р о с т р а п с т в с и н к о н ст р у к ц и и по такъв н а ­
чин, че да се о с и г у р и ие с а м о т я х н о т о п р о е к т н о н ол о ж е н и е , по и тя.хната обп ;а у с т о 11чивост и устойчивостта на патпспатите им п о я си в п о ­
с о к а , и е р п е н д и к у л я р и а па рав ни нит е на тен: главни грсдн. T ; i k j сс
о с и г у р я в а геометричната неизм еняемост н уст()1'1ЧИЬ0стта на ця.:и)го
съ о р ъ ж е н и е , без да ст ав а и у ж д а всички главни р ав н и н н и к о н с т р у к ц и и
да се включват п р я к о в о с н о в н и п р ост р ан ст в е н и систе\п1 (от вида, п о ­
к а з а н на фиг. 1.1 и 1.2). на к ои т о да с а съставни р а в н и н н и части.
12
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Обикновено покритията имат две основни пространствени кон­
струкции — по една във всеки край на сградата (фиг. 1.3). При подълги сгради се поставят и една или повече междинни пространствени
конструкции, така че броят на свободните главни греди (ферми), които
се намират между две последователни основни пространствени кон­
струкции, да не е по-голям от 4. За укрепяване на свободните ферми на
покритията се използуват напречните елементи на съоръженията — в
случая това са столиците. Чрез тях горните пояси на свободните ферми
се свързват с горните надлъжни връзки на пространствените конструк­
ции. При нужда чрез специални пръти, за предпочитане устончиви на
натиск, се подпират отстрани и долните пояси на свободните ферми в
.чолиите надлъжни връзки на бцконструкциите ^фиг. 1.3 г). С помощта
на тези пръти се.трграпичава сгройността на поясите извън равнината
па фермите и освен това при монтажа бърже н~'точно се отмерват и
ф'1Гксйрат разстоянията между долните пояа^ на фермите..По този на­
чин сз осигурява тяхната усноредност и праволинейност, а с това и
вертикалното положение на самите ферми.
И така под пространствено укрепяване на главните равнинни кон­
струкции се разбира включването на тези конструкции или само на
част от тях в една или повече (геометрично неизменяеИ|1и и устойчиви в
пространството) основни пространствени системи, в които останалите,
така наречени свободни главни равнинни конструкции (ако има та­
кива) се опират чрез устойчиви на натиск елементи по начин, който
осигурява устойчивостта на тези конструкции извън техните равнини
^п ренасянето на нормалните към тях товари до биконструкциите.
Поясите на шестстенните пространствени системи (фиг. 1.1) с рав­
ностойни надлъжни равнинни части се конструират задължително
така, че техните тежестни оси да съвпадат с пресечната права на двете
съседни равнини. За такова изпълнение е подходящо напречните се­
чения на поясите да имат две взаимно перпендикуляр<1и оси на симе­
трия. На фиг. 1.4а и б са показани схематично в напречен разрез две
такива конструкции.
Системи с две главни и две второстепенни надлъжни равнинни ча­
сти (второстепенните конструкции с нагъната плоскост може да се смя­
тат за една равнинна конструктивна част) се изпълняват обикновено
с пояси, KoiiTO са симетрично разположени само спрямо главните рав­
нинни конструкции (фиг. 1.4в). По отношение на равнината на второ­
степенните конструкции тези пояси са ексцентрично, едностранно раз­
положени, вследствие на което получават допълнителни усилия. П о­
ради големите височини на второстепенните конструкции и малките
товари, които действуват върху тях, допълнителните усилия са, общо
взето, малки (при условие, че не се предават усукващи моменти).Тео­
ретичната височина на връзките се приема равна на осовото разстоя­
ние между главните греди.
Ако обаче товарите, които действуват върху второстепенните кон­
струкции, са значителни, а височините на конструкциите — сравни­
телно малки (фиг 1.4 г), предпочита се поясите да се конструират и раз­
положат симетрично към двете равнинни конструкции, на които са
13
общ елемент, за да се избягнат по-значнтелни допълнителни усилия.
а
Обикновено една основна пространствена конструкция с нераиностойни нлдлъжнн
равнинни части се изпълняна на два етапа. Най-напред се сглобяват главните равлимри
конструкции които се монтират в завършен вид. Второстепенните н<1Д.1 ъж 11 п и напречим
конструкции (връзките) се изпълняват през време па монтажа, като техните вътpcuJни
елементи — пръти нли плочи, предварително подготвени и проверени, се срързват в
определен ред към поясите на главните равнинни конструкции, които са и пояси на
връзките. Ако има свободни главни равнинни конструкции (ферми), те се прикрепват
една след друга към първата основна пространствена конструкция, като се монг)фат
също в завършен вид. Понякога обаче се монтират цели биконструкции н;.1-еднаж. .За
това е необходима по-тежка механизация.
г
— а
о
I"*
от
о
о
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Р
ек
S'
о
— -|Г
■^г
г
i
_*к-
—а » 6 —
Фнг- 1.4
L
^
Воден
нат.
-зс
PoMffoSu
и SpMf(d
Фиг. 5 Напречни връ 1 ки
а — хидротехнически затвор; о — мост
Ел
е
кт
За да се избягнат недоразумения, трябва да се припомни още ведднаж.че както главните равнинни конструкции — фермите, така и вто­
ростепенните равнинни конструкции — връзките, са еднакво необ­
ходими равнинни части на една обща пространствена система — биконструкцията.
Пространствените системи са статически определимо подпрени,
когато имат шест външни (опорни) връзки, най-много три от които
лежат в една равнина или се пресичат в една точка (фиг. 1.2 а). Обик­
новено стоманените конструкции имат повече от шест подчиняващи се
на горното условие опорни връзки и следователно в този случай те
са статически неопределимо подпрени (фиг. 1.2 б). При известни усло­
вия е възможно една необходима, по липсваща вътрешна равнинна
връзка да се компенсира с една излишпа, но съществуваща външна
опорна връзка, без да се наруши геометричната неизменяемост и статичната определимост на системата. На това основание приз.матичните
конструкции със седем (или повече) външни опорни връзки се изпъл­
няват често с една вътрешна равнинна връзка по-малко, при което една
от страните им остава отворена. Обикновено не се изпълнява надлъж14
/ / \ \
\\ \\// //
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
а'
от
е
ка
пата равнинна връзка, която свързва опънатите пояси на главните
надлъжни конструкции (фиг. 1.5 а). Ако обаче върху тези, в случая
неукрепени страничио пояси деиствуват съсредоточени товари в "рав­
нината на липсващата вътрешна връзка и особено ако пространстве­
ното тяло е отворено от страната на натисковите пояси на главните
^а
г
\
Фиг.
4______ —I
t
/v/for*.
1 (). C r .iT i r i ii o o n p i? л с л 11\|,'1 отворена о т г о р е
биконструкция (н ) с напречим
m ..iiio c T e n H it г л а в н и г р е д и («) п д о л н а н а д л ъ ж н а връзка-
нръ!ки от рлмкон T i m (■7),
п р о с т п г р е д а с о т в о р I (г)
ферми (фиг. 1.5 б), налага се да се поставят междинни напречни връзки
(фиг. 1.5). Чрез междинните напречни връзки, които биват прътовн и
рамкови, въпросните товари се прехвърлят върху срещулежащатаУна
отворената страна )1адлъжнаТравнинна връзка, укрепяват се поясите
иа фермите и се осигурява устойчивостта на тези пояси в равнината
на липсващата надлъжна връзка. Отворените призматични системи с
една или повече междинни напречни връзки .трябва да имат наймалко седем външни опорни връзки (фиг. 1.2 б).
По-долу чрез статически анализ се изяснява пространствената ра­
бота на бикоиструкцинте.
Върху отворената отгоре пространствена система (фиг. 1.6) дейст­
вува напречен хоризонтален товар Р,, приложен в горния възел /'.
на коя и да е от междииинте напречни връзки. Тази връзка е рамкова
(фиг. 1.6 6 ). Вижда се, че тя се явява хоризонтално подпряна от единстве­
ната в случая долнацадлъжиа пръзка abb'a' и вертикално от двете главни
греди abed и a'b'c'd' (фиг.I.бе). Първата от главните греди се натоварва,
а втората — разтоварва чрез съответния вертикален опорен натиск на
напречната връзка (рамка).
15
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
За статично определимо подпираме на отворената отгоре биконструкция са необходими 7 опорни връзки. От тях четири са верти­
кални и три хоризонтални.
а.
Хоризонталните опорни връзки може да се разположат така,
че две от тях да са напречни и една надлъжна (фиг. 1.6 а). В този слу­
Ел
е
кт
чай надлъжната връзка се явява благоприятно като свободно под­
пряна греда на две спори с подпсрно разстояние, равно''на подпорното
разстояние I на главните греди (фиг. 1.6 г).
Ако в равнината на главната греда a b 'c 'd ' на разглежданата про­
странствена система действува надлъжен хоризонтален товар Т, при­
ложен например в същия горнопоясен възел / (фиг. 1.7), то за този то­
вар приетото по-горе разположение на хоризонталните опорни връзки
е неблагоприятно. И наистина поради липсата на хоризонтална опора
в равнината на натоварената главна греда (фиг. 1.7 6 ) тази греда по
необ.шдимост се опира хоризонтално в надлъжната връзка а Ь а' Ь' и
във връзката се предизвикват значителни усилия (фиг. 1.7 в).
б. При действие на надлъжни хоризонтални товари по-удобно е
друго разположение на хоризонталните опорни връзки, при което две
от тях са надлъжни и една напречна (фиг. 1.8). Н о това разположение
не е подходящо при натоварване с напречни хоризонтални товари, тъй
като в този случай надлъжната връзка би работила неблагоприятно
като конзолна греда с голямо рамо, равно на /.
в. Най-благоприятно е да се изпълнят четири хоризонтални оп ор­
ни връзки — две напречни и две надлъжни (фиг 1.9). Така подпряна
биконструкцията, или по-конкретно — надлъжната връзка, е обаче
един път външно статически неопредели.ма система. При решаването и
за статически неопределима величина се избира хоризонталната опорна
реакция във възел а' или Ь.
Акждинвите напречни връзки са необходими съставни равниини
части (конструкции) на отворените пространствени системи. Н ап ра­
веният анализ показа, че това е така, защото чрез тях се предават на
16
долната надлъжна връзка напречните товари, които действуват в хоризонталната равнина на несвързсн пе в едно горни пояси на биконструкци/.та. С други думи, чрез напречните връзки се извършва транс­
лация на напречните хоризонтални товари. Ето защо едновременно
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
8' -г
1.8.
Долна нядлъжна връзка — коизолна греда с рам о I
Ел
е
кт
Фиг.
Фиг. 1.9. Долна надлъжна връзка — стлтичпо нсопределима едностранно запъната сдноотворна греда
с това се явяват усухващи вертикални силови дзоици и едната от глав­
ните гред 1 допълнително се натоварва, а другата разтоварва.
Л\еждинните напречни връзки имат и друго важно предназначение:
те укрепяват натисковпте пояси на биконструкцията срещу изкълч­
ване в хоризонталната равнина на липсващата горна надлъжна връзка,
като намаляват тяхната изкълчвателна дължина в тази равнина, под­
пирайки ги еластпчпо в точки /,. Вследствие на това в еластичните хо­
ризонтални подпиралия (точки /,) възникват напречни хоризонтални
2 Стоманени конструкции
17
товари Pi. Ако големините на тези «вътрешни» товари не се определят
по някой по-точен начин, приема се, че те са равни на
част от по-
голямото от двете съседни на f, поясни усилия. Всеки следващ, от тези
товари действува в обратна посока на предшествуващня.
Укрепяващата роля на пространствените връзки се разглежда поподробно в т. V I I I .4.
а
1.3. Видове равнинни конструкции и техните части
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Стоманените конструкции се подразделят:
а) по направа — на пълностенни и/прътови (фермови);
б) по статическа схема — на статически определими и на външно»
или вътрешно статически неопределими;
р д.
4-"
Фиг. 1.10
Ел
е
кт
в)
по вида на конструкцията — на греди (фиг. 1. 10), едноетажни
или многоетажни, едноотворни (фиг. 1.15) или .многоотворни рамки,
корави дъги, гъвкави ставнопрътови дъги или вериги, укрепени с
греди, и други по-сложни комбинирани системи на един, два или по­
вече отвори.
Най-често намират приложение гредите, а след тях рамките. Посложните и специалните системи се използуват по-рядко, предимно за
главни носещи части на конструкции, които тук не се разглеждат.
Дали една равнинна конструкция ще получи пълностеино или прътово изпълнение, зависи от стопанската сметка, от някои специални
технологични и експлоатационни условия, а в гражданското и мосто­
вото строителство — и от архитектурни съображения. При големи от­
вори или когато консгруктивната височина по една или друга причина
е излишио голяма, по-евтини са прътовите конструкции. Поради тази
именно причина второстепенните надлъжни равнинни конструкции
(връзки), които в план имат обикновено правоъгълно очертание, се
правят прътови. Това се отнася и до напречните равнинни връзки, ко­
гато не е необходим свободен достъп или невъзпрепятствувано преми­
наване през призматичното тяло (фиг. 1.1 б и 1.5 а). В противен случай на18
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
пречннте връзки се изпълняват като затворени или отворени пълностенни или прътови рамки (фиг 1.5 б).
Равнинните конструкции — гредите, рамките и дъгите — се съ­
стоят от два пояса п, горен и долен, които определят контура им. При
нълностенните конструкции поясите
Пл600.5
^ ПЛ.340М
се свързват с плътна стоманена
плоча, наречена стена или стебло с,
а при фермоБите конструкции — с
мрежа от пръти м (фиг. 1.10). За
разлика от поясните тези пръти се
наричат пълнежни и според положе­
нието им спрямо поясите се под­
разделят на диагонални d и верти­
кални V. Ако крайните пълнежни
пръти са диагонални, те се причис­
ляват към пояса, с който затварят
тъп ъгъл.
Освен пояси и стеблена плоча
пълностенните конструкции
имат
укрепителни ребра р. Ребрата са
Фнг. 1.11
елементи, които съответствуват на
вертнкалите при прътовите кон струкц и и. Предназначението им е да
укрепяват стеблената плоча.
Ел
е
кт
Краищата на прътите, които се събират в един възел на прътовите
конструкции, се свързват кораво (неставно) към обща за възела сто­
манена плоча, наречена възлова плоча. Следователно предпоставката
на статическото изчисление, че възлите на прътовите конструкции
са ставни, в действителност не се осъществява.
Елементите и частите на стоманените конструкции се свързват едни
с други чрез съединителни средства: нитове, болтове или заварки. Ниговите и болтовите връзки изискват предварително провъртане на
дупки през цялата дебелина на свързваните части. Заваряването се
извършва чрез разтопяване на стоманата в мястото на свързването със
или без прибавка па разтопен метал отвън.
В зависимост от вида на приложеното съединително средство сто­
манените конструкции са заварени, нитовани или болтови. Нитованите конструкции все повече и повече отстъпсат място на заварените
конструкции, които са по-леки, по-евтини и по-красиви.
Елементите, от които се правят стоманените конструкции, се про­
извеждат във валцови заводи. Доставят се валцувани елементи — про­
фили с I , С , L и друго напречно сечение. Когато размерите на готовите
профили са недостатъчни, прибягва се до съставяне на елементи от
стоманени профили и плочи. Най-характерен съставен елемент е двуделният рамков прът (т. V H .l) и съчетаната 1 -греда (т.УП1.2). Х ори ­
зонталните стоманени плочи образуват поясите, а вертикалната пло­
ча — стеблото на съчетаните греди. При нитованите греди връзката
между поясните плочи и стеблото се осъще:твява чрез ъглови про­
фили. а при заварените греди тя е непосредствена (фиг. 1. 11).
19
1.4. Принципи на проектиране и конструиране
на стоманените конструкции
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Основните принципи на проектиране на стоманените конструкции
може да се изразят чрез сле1ните четири изисквания:
1) съгласуваност на кcICTJyкциятa с предназначението й;
2 ) здравина и трайност на конструкцията и сигурност на нейната
експлоатация;
3) икономичност, осъществена на принципа: минимален разход на
стомана, работна ръка и време чрез опростено и бързо производство
и монтаж;
4) добро конструктивно и архитектурно оформяване.
З а постигане на тези изисквания са от значение следните фактори:
високото качество на материала и на изпълнението;
правилният избор на най-целесъобразната за всеки отделен слу­
чай система, направен въз основа на сравнителни сметки и съпоста­
вяне на няколко явно кснкурентоспособни решения;
определянето на оптималния брой и оптималните размери на ед­
наквите части на съоръжението, при които количеството на необходи­
мата стомана и стойността i а цялото съоръжение са най-малки;
избирането на статическа схема, която е възможно най-близка до
действителната работа на конструкцията, и извършването на точни и
пълни статически изчисления и прецизно оразмеряване;
съобразяването на конструктивното оформяване с изискванията па
производството и монтажа.
При избора на конструкцията и самото конструктивно разработ­
ване трябва да се търсят решения, които улесняват и осигуряват бързо
и качествено изпълнение и лесно и евтино монтиране. Във връзка с
това трябва да се има пред вид следното;
броят на различните по вид профили, употребени в една конструк­
ция, да бъде възможно по-малък, а конструкциите и елементите им
по възможност типизирани;
съставените и многоде^тните елементи да се к он ст руи рат от малък
брой П0ДХ0ДЯШ.И по големина готови валцувани профили, които п о зв о ­
ляват лесно достьпни и изпълними прости връзки и сн аж д ан и я без
натрупване на м ного части;
да е възможно изпълнението на многоделните елементи в удобно
за работа положение, а самите елементи да се снаждат, преди да се свърЖс.1 в конструкцията;
да се избягват сложните монтажни връзки и да се дава предпочи­
тание на болта като най-подходяш,о монтажно съединително средство.
Изсбшо за целесъобразността, икономичността и сигурността на
конструкциите трябва да се познават основно физико-мехаимчните
свойства на стоманата и да се използуват м прилагат творчески съвре­
менните прогресивни изчислителни и оразмерителни методи, различ­
ните системи на конструкции и конструктивни детайли, съсбразеии с
технологичните и монтажните процеси и др. За сигурността на сто­
манените конструкции е особено важно тяхното правилно простран20
ствепо укрепяване и упражняването на непрекъснат технически кон­
трол при изпълнението и монтажа им. Преди да се монтират, стома­
нените конструкции се преглеждат и приемат задължително от съот­
ветна комисия.
1.5. Кратък исторически преглед
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Първите метални конструкции били построени през X V U в. Отна­
чало те били правени от чугун, който притежава голяма съпротиви­
телна способност на натиск и малка на опън. Поради тсва първите
стронтелни форми на металните конструкции били куполът и свздът,
прп които действуват само натискови усилия. Нехомогеппите мехаНИЧ1.11 свойства на чугуна и липсата на по-съвършен начин за свързва­
не на отделните елементи, от които се правят металните конструкции,
спъвали дълго време по-нататъшното им развитие. Едва с появяването
на споената (пуделната) стомана и след въЕеждането на нитоването в края на второто
десетилетие на X IX в. се открили нови въз­
можности, които се разширявали успоредно с
развитието на металургията. Скоро непрекъс­
натото подобряване на качеството и асорти­
мента на стоманените валцувани произведе­
ния. усъвършенствуването на нитовите съе­
динен 1я и заменянето на споената стомана с
теч1 а, започнало към седемдесетте години на
миналия век, довели стоманените конструкции
до бърз разцвет. Нов тласък стоманените
конструкции получили с въвеждането на елек­
трозаварката.
Първата строителна форма на стоманените
конструкции била нитованата пълностенна гре­
да, намерила приложение най-напред в мо­
стовото строителство. Едва с подобряване на
качествата на стоманата станало възмоя но дз
се появят стоманените прътови греди, чи}ТО
мрежа първоначално била гъста и сложна —
мрежести системи, но постепенно материалът
се концентрирал в по-малък брой по-силки
пълнежни пръти, докато се стигнало до съвре­
менната прътова конструкция — фермата.
За заменянето на чугуна със стомана и
за усъвършенствуването на стоманените кон­
Фиг. 1.12
струкции оказало влияние развитието на про­
мишлеността и съобщенията, които непрекъснато стимулирали прило­
жението на стоманата в промишленото строителство и железопътното
мостово строителство и постоянно поставяли все по-високи изисква­
ния по отношение на качеството и размерите на стоманените кон­
струкции.
21
от
ек
а
Първият чугунен .мост бил построен в Англия през 1776— 1779 г.
Той имал значителен за времето си отвор — 30 т . Николаевскнят
мост в Петербург (Ленинград), построен към средата на миналия век,
бил по онова време най-големият чугунен мост в света.
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Във високите cTpoe>fH чугунът се използувал, макар и ограни­
чено, още през X V H в. главно в общественото строителство и при на­
правата на черковни куполи. Първата чугунена конструкция била
Невянската кула в Урал, построена в 1725 г. На фиг. 1.12 е показан
коничният чугунен купол на Исаакиевската катедрала в Ленинград,
построена към 1840 г. Той и днес прави впечатление със сполучливото
си конструктивно изпълнение.
Най-старата форма на обикновения покривен биндер е триъгълната
прътова ферма (фмг. 1.13). Тя е заимствувана ст дървените конструк­
ции II първоначално се правела от дърво и чугун, а по-късно от чугун
и стомана, като натисковите елементи били от чугун, а опънните — от
обли стоманени пръчки. Едва към началото на X IX в. елементите йза­
почнали да се правят от профилна стомана. Така се получил съвре­
менният триъгълен стоманен покривен биндер, известен под името
Полонсо, който в основни линии запазва и до днес първоначалната си
форма.
Във високите строежи стоманата била въведена масово едва през
втората половина на миналия век, когато били построени изложбени
павилиони, кули и други съоръжения, които показали нагледно въз­
можностите и предимствата на новия строителен материал в кснструктивно, стопанско и архитектурно отношение. Най-забележителната
конструкция от това време е Айфеловата кула, висока 300 m построена
за Световната изложба в Париж през 1889 г Тя носи името на своя
конструктор инж. Айфел. Забележителни по своя строеж и архитек­
турно оформяване са и появилите се в края на X IX в. конструкции на
железопътни гари и многоетажни стоманоскелетнн сгради.
Стоманените високи строежи претърпели особено бързо развитие
в началото на X X в. в промишлените сгради. Дотогава тези конструк­
ции не се различавали ст конструкциите на обществен1.те сгради.
Бързият подем на промишлеността и по-специално въвеждането ма
подвижните електрически мостови кранове в края на X IX в. наложили
обособяването на про.мишлените конструкции, които получават пече
22
от
ек
а
самостоятелно развитие,'отговарящо на нуждите на промишленото
производство. В това отношение най-юляма промяна претърпели ко­
лоните. Те заменят носещите зидове, като поемат покривния товар и
в същото време чрез подходящо конструктивно оформяване носят над-
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Фиг. 1.15
Фиг. 1.16
лъжните подкранови греди на подвижните електрически мостови к ра­
нове (фиг. 1.14). Копструктивната форма на промишлените сгради,
която се утвърдила след,Първата световна война, била разчленената
статически определима рамкова конструкция, тъй като тя отговаряла
2.3
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
на доминиращите тогава изисквания за проста и ясна в статическо от­
ношение конструкция (фиг. 1.14). След Първата световна война в СССР
била изтъкната като най-целесъобразна и отговаряща на особеностите
на социалистическото строителство пълностенната статически неопределима рам­
ка, която при по-големи отвори днес се
изпълнява и с прътов ригел (фиг. 1.15 6 ).
Усъвършенствуването на стоманата
и стоманените конструкции през X IX в.
открило възможността за прилагането им
и в областта на хидротехническото стро­
ителство, главно при строеж на подвиж­
ни язове и затвори (фиг. 1.16), високонапорни тръбопроводи (фиг. 1.17) и вод­
ни резервоари. Интересен е фактът, че
към края на миналия и началото на то­
зи век в Америка били построени три
стоманени язовирни стени: Аш Ф орк (Ash
Fork) в 1898 г., Редридж (Readridge) в
1901 г. и Хаузер Лейк (Hauser Lake) в
1905— 1907 г. (фиг. 1.18), високи съответ­
Фиг. 1.17
но 14. 22,6 и 24,7 т . Стоманеният екран
на тези стени се състои от стоманени плочи, извити навътре, за да
бъдат натоварени на опън (фиг. 1.18). Той се носи от триъгълни
ферми, респективно контрафорси, направени от профилна стомана.
Макар че стоманените язовирни стени се оказали напълно водоплътки и 40— 50% по-евтини от обикновените язовирни стени, необходи­
мостта да се пести стоманата за задоволяване на нужди, за които тя
е трудно заменим основен материал, и по-скъпото поддържане са
причина да не бъдат построени други язовирни стени от стомана.
24
1.6. Перспективи за по-нататъшно развитие
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
По-нататъшното развитие на стоманените конструкции е свързано
със следните основни проблеми:
1. Подобряване на якостните качества на строителната стомана и
на нейната устойчивост срещу корозия и евентуално заменяне на сто­
маната с по-леки, равни на нея по якост корозионно устойчиви метали.
2 . i съвършенствуване на заваряването, за да се намалят остатъч­
ните напрежения, свързани с него, и да се увеличи съпротивителната
способност на заварките срещу динамични въздействия и пукнатини.
3. Подобряване на съединенията с високоякостни болтове, които
да заменят монтажните съединения на заварки, за да се опрости и ус­
кори монтажът и да се ограничи приложението на заварките за направа
само на заводски съединения, при които по-лесно може да се осигури
високо качество и икономичност.
4. Приложение в по-далечна перспектива на лепени стоманени съе­
динения, с което биха отпаднали горещите процеси на заваряването, и
свързаните с тях остатъчни напрежения и опасност от пукнатини.
5. Въвеждане на предварително напрягане, чрез което може да се
намали значително теглото на стоманените конструкции.
6 . Нови насоки на развитие се откриват с тънкостенните стоманени
конструкции, елементите на които се огъват от тънки ламарини в сту­
дено състояние, вместо да се профилират чрез горещо валцуване. Сега
се извършва теоретична и експериментална работа с такива конструк­
ции и приложението им в строителството се увеличава непрекъснато*.
Въвеждането и усъвършенствуването на лепените, предварително
напрегнатите и тънкостенните стоманени конструкции ще доведе не­
избежно до нови конструктивни форми, които ще отговарят по-добре
на технологията на новите производствени процеси.
Новите форми на стоманените конструкции трябва да улесняват
и ускоряват не само изпглнението, но и монтажа. Във връзка с това
стоманените конструкции Т1.яЗва да се развиват освен с оглед на тяхната «технологкчност», но и с оглед на непрекъснатото подобряване
на тяхната «монтажност*.
* У нас в М К «Кремиковци» при София се изгради специален завод за п рои з­
водство на тънкостенни студено огънати прсфи.'.и с цех за направа на конструкции,
от т.':кива профили.
2S
Г л а в .1
11
СТРОИТЕЛНИ МАТЕРИАЛИ НА СТОМАНЕНИТЕ
КОНСТРУКЦИИ.
ВАЛЦУВАНИ ПРОФИЛИ
/
II.I. Сурово желязо, чугун и стомана. Химичен състав, строеж
и физико-механични свойства
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Химически чистото желязо няма техническо приложение. Техни­
ческото желязо, което се добива във високите (доменните) пещи, се на­
рича сурово желязо (чугун). Освен желязо то съдържа над 1,7% С и
малки примеси от Мп, Si, S и Р и следователно е многокомпонентна
сплав. Суровото желязо не се поддава на механично преработване в
студено или топло състояние.
Суровото желязо е два вида: бяло и сиво.
Бялото сурово желязо съдържа въглерода във вид на железен кар­
бид (FejC). То е твърдо, но крехко и има лъчисто бял лом.
Въглеродът на сивото сурово желязо е отложен във вид па графит и
затова то има светлосив до черен цвят. Сивото сурово желязо е помалко твърдо и по-чупливо от бялото сурово желязо, тече леко и при
изстиване увеличава обема си.
Стоманата е ковко желязо, което се получава от бялото сурово же­
лязо чрез преработване по различни начини. Тя съдържа по-малко
от 1,7% въглерод, поддава се на механично преработване чрез пре­
соване, валцуване, изтегляне и коване и освен това се калява и зава­
рява добре.
Чугунът за отливки е сиво сурово желязо, пречистено чрез прето­
пяване в куполни пещи. Той съдържа до 4% въглерод и може само да
се излива.
Л'1ежду ковкото желязо (стоманата) и нековкото желязо (чугуна) не
съществува рязка граница. С увеличаване или намаляване на съдър­
жанието на въглерода единият вид желязо преминава постепенно в
другия вид.
Въглеродът има решаващо влияние върху механичните свойства
на стоманата. Колкото количеството на въглерода е по-голямо, толкова
стоманата е по-здрава и по-твърда, но с по-малка относителна удължаемост (еластичност) и се обработва по-трудно. С др^ги думи, с \величаване на съдържанието на въглерод се повишава якостта на стоманата,
ио се намалява пластичността й. В строителството се употребява само
мека стомана, която съдържа до 0,309о въглерод.
Манганът, силицият, сярата и фосфорът са неизбежни метални
съставки на стоманата и чугуна. Те се съдържат в много малкн коли­
чества в обикновената строителна стомана, поради което тази сто­
мана се нарича въглеродна (несплавна) стомана.
Манганът и силицият подобряват якостните качества на въглерод­
ната стомана, без да намаляват обработваемостта й, ио силицият се
отразява неблагоприятно върху заваряемостта иа стоманата. Затова
26
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
допустимото съдържание на Si се ограничава до 0,28“6. Понякога този
елемент липсва напълно.
Фосфорът и сярата са нежелани съставки на стоманата. Фосфорът
увеличава якостта и подобрява заваряемостта на стоманата, но в съ1ЦОТО време я прави крехка и чуп­
лива (фи обработване на обикно­
вена температура, а сярата вло­
шава нейната заваряемост и обработваемостта й при температура
800— 1000 С (червена жар).
Вредни примеси в стоманата са
кислородът и азотът. Те проник­
ват в нея от въздуха, когато тя се
намира в разтопено състояние (при
получаването или при заваряване­
то и), и я нравят крехка и неус­
тойчива на сътресения н вибрации
от всякакъв вид.
Малки количества от хром,
никел, волфрам, молибден, алу\niiinii или мед подобряват значи­
телно механич1:ите свойства на
стоманата и увеличават издръж­
Ф г г . 11.1
ливостта й на атмосферни влия­
ния — намаляват корозията.
Стоманата, която освен неизбежните ЛЬт, Si, Р и S съдържа и един
нлн няколко ст изброените по-горе елементи (Сг, N i, W, iMo, Cu и др.),
прибавени нгрочио, за да се повишат механичните й качества — якост,
жилавост, н.';астичнсст, устойчивост на корозия и д р.,се нарича висо­
кокачествена или нискосплавна (ннсколегнрана).
В стоманата и чугуна желязото се намира във вид на многобройни
/:^елезн11 кристали, наречени ферит (от ferrum), а въглеродът е свър­
зан химично с част от желязото в железен карбид (Fe.,C), който тук се
нарича циментит. Циментитът образува с отделни молекули на ферита
твърд разтвср, известен под името перлит. Перлктът обхваща от всички
страни фернтннтс зърна, като изпълва плътно празнините между тях
(фиг I I . 1). Колкото феритните зърна са по-малки и по-многобройни,
толкова стоманата е по-даброкачествена. Такава стомана има дреб­
нозърнест лом.
Фернтът II нерлнтът, двете основни структурни съставки на стома­
ната, имат различни механични свойства: феритът е мекопластичен,
с n j -малка икост и по-голяма удължаемост ( а ‘^= 250 MN/m*,
е =
50"о. а нерлнтът е твърдоеластичен, с по-голяма якост и по-малка
ч.тължаемост (а>,^ =750 MN/m'^, е - 1%). Въпреки това стоманата се
11рояиява като изотропно тяло, тъй като сами по себе си аннзотроп(.ъгласио БДС. I9.1C— 70 якостта ма сто.мг.икта сс б м с ж и със Og.
27
ните феритни кристали са многобройни и разностранио ориентирани
и освен това са здраво обхванати от твърдата перлитна маса, поради
което стоманата оказва еднаква съпротива във всички посоки.
II.2. Видове строителна стомана и произвеждането им
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Съществува два вида стомана: споена, или пуделна, и течна.
Споената стомана се добива във вид на каша. Кашата се бърка в
отворени казани (тави) при температура, по-ниска от точката на то­
ренето на суровото желязо. Тя е образувана от отделни споени по­
между си железни кристали.
Течната стомана се добива в разтопено, течно състояние в бесемерови или томасови крушообразни съдове — конвертори, или в сименсмартенови пещи. Съобразно с това се говори за конверторна и марте­
нова стомана. Течната стомана има по-добра структура, отколкото
споената, която е изместила почти напълно.
Конверторният метод се състои в изгаряне (оксидиране) на излиш­
ните количества С, Si, Мп, Р и S чрез продухване отдолу нагоре с въз­
дух под налягане на бяло сурово желязо, което се излива в конверто­
рите в течно състояние.
кт
Разликата мсжлу бсссм сроЕия м томасовня конвертор се състои сам о в мате­
риала, с който те СО 1 1 ,!зи ж 1 а'^ отвътре. При бесемеровия к о 1 взртор той е кисетмпем и СО състо'! от кварцит (SiO ,) и глииа (А 1,0,). Облицовката на томасовмп кон­
вертор е 1 'пппг.вет от доюмитно-катрпнена смес и следователно в хмммчио от но­
шение е основна. Б.‘семерознят конвертор се изпотзува за продухван.' на бедно н;.
ф осф ор же»;язо (под 0 ,1 % ). тъй като за химично свързване (отстраняване) на ноголеми ко |1 1 чества ф осф ор са необходими 15— 20% варовита ш така, която бъ рзо
би разруш ила киселинната облицовка иа бесемеровия конвертор, докато поради
основния си характер облицовката на томасовня конвертор не се влияе от нея. Бесемеропняг конвертор се употребява ряд ко, тъй като в природата се срещ ат рядки
бедни иа ф осф ор руди. Конверторите н.мат вместимост 10— 20 Mg и повече. Яа U'бивлне на стомана за отливки се използуват по-малк 1 Г конвертори (5 — 20 Mg).
Ел
е
При продухването конверторната стомана поглъща известно коли­
чество кислород и азот, които се отстраняват трудно и правят стома­
ната шуплива, крехка и неустойчива на динамични натоварвания.
Поради това в строителството се употребява предимно мартенова сто­
мана, чиято структура е по-равномерна.
Мартеновите пещи се иззиждат отвътре с киселинна или с о:новна
облицовка според това, дали се преработва бедно или богато на ф ос­
фор сурово желязо. Те имат същественото предимство, че се подхран­
ват не само със сурово, но и с всякакъв вид старо желязо със или без
прибавка на железни руди. Мартеновите пещи имат вместимост до
150 Mg и повече. Обикновено за разтапяне на сместа се употребява ге­
нераторен газ. Горенето в пещите става с открит пламък.
Стоманата може да бъде кипяща и спокойна. Спокойната стомана
се различава от кипящата по това, че преди да бъде излята във форми
(кокили), се поставя да престои известно време в кофите (тигелите),
28
ек
а
където се окислява с алуминий или силиций. Така се дава възмож­
ност да се отдели голяма част от останалите при оксидацията газове,
а алуминият освобождава стоманата от вредното присъствие на раз­
творения в нея кислород, катр се съединява с него.
З а да се получи особено чист и висококачествен материал, марте­
новите стомани се подлагат на повторна преработка чрез претопяване
в електрически пещи (електростомана), където се отстраняват още по­
вече вредните съставки, и чрез прибавяне на никел, хром, мед, ванадий
или други метали якостта на стоманата се покачва до 50%. Електри­
ческите пешл имат вместимост от 5 до 20 Mg и повече.
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
И.З. Л1арки строителна стомана и чугун
Ел
ек
тр
У нас се употребяват главно български и съветски, а отчасти и
немски (средноевропейски) марки строителна стомана. Между меха­
ничната характеристика и означаването на съветските и българските
марки стомана, от една страна, и немските, респективно средноевро­
пейските маркп стомана, от друга, съществува известна разлика.
У нас се произвеждат следните марки стомана; обикновена въгле­
родна стомана Ст 0, Ст 2, Ст 3, Ст 4, Ст 5 (стомана нула, стомана две
и т. н.) и нисколегираните (нискосплавните) висококачествени сто­
мани НЛ1 и НЛ2. Техните основни характеристики са дадени в табл.
I I . 1.
В ГДР и Г Ф Р се произвеждат маркнте: Ст 00.12, търговска строи­
телна cTONftHa без означение, нормална строителна стомана Ст 37.12,
нптова стомана Ст 34.13, болтова стомана Ст 38.13, висококачествена
нитова стомана Ст 44 и висококачествена строителна стомана Ст 52.
Характеристиките на немските марки стомана са дадени в табл. I I . 2.
Строителната стомана се маркира, проверява и приема по нейните
механични свойства и химичен състав, уточнени в стандартите.
Стомаинте с гарантирани механични свойства се причисляват към
групата Л , тези с гарантиран химичен състав — към групата Б , а
стоманите, на които се гарантира както предписаните по стандартите
механични качества, така и химичният състав — към групата В.
Днес се възприемат по-пълни означения на отделните марки сто­
мана. в които по СН и П се посочват;
а) при обикновените писковъглеродни стомани — групата, про­
изводственият метод (К — конверторна, или М — мартенова) и видът
на стоманата — кипяща (кп) или спокойна (сп);
б) при нисколегираните стомани — съдържанието на въглерод,
изразено в проценти, умножени на сто, началните букви на добавката
(легиращия елемент): силиций (С), хром (X), манган (Г), никел (Н)
или мед (Д), както и нейното процентно съдържание, ако то не е помалко от 1 %.
Например марките Ст 3 и НЛ2 се означават съответно
СтЗ — В М С тЗкп ;
Н л 2 — 10Г2С1,
ВМ Ст 3 сп ; ВКСт 3 кп ; В К С т Зсп ;
или
Ю ХСНД
и др.
29
Таблица
II. I
Основни характеристики на българската (съветската) строителна стомана
Механични свойства
Химичен състав в %
МИНИ-
Марка на
стоманата
граница
на якост
н MN/m*
миннмална ггангца
на провлачане
в MN/m>
мално
отноС11Т0ЛНО
I
Начин ни
добивач1‘
удъл>*>ение
на дъл
i
гия
прсбеи
Ст 2 кп
Ст 2сп
340-420
Ст 3 кп
Ст Зсп
380-470
Ст 4 кп
Ст 4сп
420-520
Ст 5 сп
500-620
НЛ 1
120
НЛ 2
480-630
в 0'
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
320
а
п; ът
2
Ст 0
не повече ог
ICO
0,07
0,09
мартенов
Сесемеров
0.09-0,15 0,055
0.05
мартенов
0.14-0,22 0,055
0,12
I 0,065
0.05
0.085
мартенов
бессмсров
мартенов
бесел.сров
0,23
0,14
18
220
200
190
240
220
210
26
п,
0,06
0.07
I
260
19
,0.18-0,271 0.055
'0,12— 0,20 0.065
0.05
0.С85
280
15
0,28-0.3
0 055
0.17— 0.30 0.065
0.05 ! мартенов
0085 бесемеров
300
20
340
18
0.С40
0.040
мартенов
0.12— 0.18 0.040
0.040
мартенов
0.15
Ел
ек
тр
о
В инженерното строителство се употребява предимно Ст 3, която
се отличава със значителна якост ( а , . ^380 MN/m*) и пластичност
(е =21-^23%) при съдържание на въглерод 12— 14%
и граница на
провлачане а„,„=240 MN/m'-“ На Ст 3 отговаря немската стомана
Ст 37.12, чиито съответни нормативни характеристики са: а , ,
370 MN/m*. е ^ 2 0 % и а „ „ = 2 4 0 M N/m ^
За направа на нитове за конструкции от стомана Ст 3 се изпол­
зува по-меката и пластична стомана Ст 2 нит (или Ст 3 нит) със Он, 340-Ч-420 MN/m*, а „ „ = 2 2 0
и е ^26% .
На нея отговаря
немската нитова стомана Ст 34.13 със a „ ~ 3 4 0 MN/m* и е ^ 2 5 % . По
немския стандарт съществува и специална болтова стомана Ст 38. 3,
която е по-здрава и по-твърда.
Когато липсва нормалната стомана марка Ст 3, допуска се да се
употреби по-твърдо еластичната стомана Ст 4. Тя има по-голямо про­
центно съдържание на въглерод и поради това се заварява по-трудно.
Въпреки малко по-голямата й яксст допустимите напрежения, ре­
спективно оразмерителните съпротивления, при нея са, както при сто­
маната Ст 3. Използуването в инженерното строителство на Ст 4 не
се препоръчва.
Стоманата Ст 5 се отличава е още по-голяма якост и сравнително
най-малка удължаемост ( а „ ^ 5 0 0 MN^m*. а„,,,^280 MN/m* и
30
Таблица
11.2
Механични свойстпа на немската строителна стомана
MiiiiMMa.1
HO o r h j -
Граница
на якост
п MN/m*
в%
I
Ст 0.01
I ]п>1сиеиие
ка
Маока ii<j
1*IOM.I гага
МинималСИ ГС Л Н -)
на грани­
уд ълж е­
ца на проние иа
нлачапе j дългия
пробе I
и MN/m*
прът
Няма фиксирана долна граница на
500
i
340-500
18
Употребява се за леко натоварени вто-,
ро:тепснни конструкции
^
Ст 34.1.3
340-420
25
Нитова стомана! за конструкция от
С т 3 7 ; С « 0 ,1 ? < ,
Ст 37.12
370-450
20
С = 0,1— 0,2% la листова стомана
Ст 38.13
380-450
20
Волтова стомана за конструкции от
Ст 37
Ст 44
I 440-520
23
Нитова стомана за конструкции Ст 52
Ст ,52
i 520-640 i
360
20
520
,
550— 650,
250
330
16
18
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
240
от
е
Търговска
строители,
стомана
I
I
Cl 52.18
Gt C 35.61
i
С < 0, 1%
i
Съдържа С ^ 0,2 % и Си ^ 0,25 %
0.С6 Si; 1,2 Мп; 0,06 S: 0.06 Р;
0,10 (S i Р)
Употребява се за лагери и стави
^ ! 5 ‘’о). Това се дължи на голямото процентно съдържание на въгле­
род (0,28—0,37%), което влошава заваряемостта й. Поради тази при­
чина Ст 5 намира приложение само при иитованите конструкции. Д о­
пустимите напрежения (оразмерителните съпротивления) на Ст 5 са
с около 15% по-високн, отколкото при Ст 3 и Ст 4. Въпреки това упо­
требяването на стомана марка Ст 5 също не се препоръчва.
Ннсколегирамите стомани Н Л 1 и Н Л 2 са висококачествени сто­
мани с по-добри механични характеристики, което обикновено се
дължи на повторно претопяване (пречистване) и добавяне на манган,
силиций, хром, никел, мед и др. Те са по-скъпи от обикновената сто­
мана Ст 3, но имат близо 20, респективно 40% по-високи оразмерителни
съпротивления, което се отразява благоприятно върху собственото
тегло на конструкциите, като го намалява. Ето защо стомана Н Л 2 се
употребява за направа на големи и тежко натоварени конструкции
(главно мостове), а НЛ 1 — за нитове на тези конструкции.
Немската стоманодобивна индустрия доставя висококачествена
строителна стомана Ст 52 с механични характеристики а , , ^520 MN/m®,
а „ , л ^ 3 6 0 MN/m’* и е ^ 2 0 % при съдържание на не повече от 0 , 2 0 %
въглерод. Следователно по якост и пластичност тази стомана съответствува на нашата нисколегирана стомана НЛ 2 и като нея се изпол­
31
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
зува за направа на големи, тежко натоварени, предимно мостови кон­
струкции. Допустимите напрежения на Ст 52 са с 50% по-високи от
Д01 ^стимите напрежения на Ст 37. Те стоят в съотношение помежду
си, ,както съответните нормени стойности на а „ „ . Нитовете на кон­
струкциите от висококачествена строителна стомана Ст 52 се правят
от по-мехата висококачествена стомана Ст 44 със а , ,^ 4 4 0 MN/in“ и
6 ^ 2 3 % , която отговаря на Н Л 1.
Към Ст 0 се причисляват всички бракувани стомани с граница на
провлачане ^190 MN'm*. Н а българската (съветската) стомана Ст 0
отговаря немската търговска стомана без означение. И двете се изпол­
зуват за направа само на слабо натоварени, второстепенни по значе­
ние конструкции или конструктивни части. Допустимите напреже­
ния на тези стомани са ниски и от гледна точка на икономичност из­
ползуването им за строителни цели е нецелесъобразно.
За отливки се употребяват:
а) по българския стандарт: въглеродна стомана 15 Л със
^400 MN/m^,
MN/m^ и е ^ 2 0 % , въглеродна стомана 35 Л
със Ояк^500 MN/m% a„,^^280 .MN/m^ и е = 15% и шест различни
марки сив чугун — от С Ч 12— 28 до С Ч 24— 48, с увеличаваща се
през равнн интервали минимална якост: на опън от 120 до 280 MN/m^,
на натиск от 500 до 1000 MN/m^ и на огъване от 280 до 480 MN/m-;
б) по немския стандарт: стомана Ст Л-52 със а ,<^520 MN/m®,
а„,л^250 MN/m^ и е ^ 1 6 % , стомана Ст С 35 със a ,» ^ 5 0 0 — 600 MN/m^,
а„,я^280 MN/m* и е ^1 9 % и чугун Ог 14 с минимална якосг на опън
140 MN/m® и минимална якост на натиск 280 MN/m^
тр
о
11.4. Стоманени валцувани изделия (прокат) и приложението им
в стоманените конструкции
Ел
ек
Стоманените конструкции се сглобяват от елементи, които се до­
ставят в готов вид от валцовите заводи. Според вида, а отчасти и раз­
мерите им тези елементи може да се подразделят на три групи: профплна стомана, прътова стомана и стоманени листове (плочи) с определена
по стандарт градация на основните им размери.
I I . 4.1. П р о ф и л н а с т о м а н а
Тя се подразделя на горещо валцувана и тънкостенна студено огъ­
ната.
Към горещо валцуваната профилна стомата спадат:
1.
Двойно Т-профили с височина от 10, респективно 8 , до 60 cm
при градация през 2, 3, 4 и 5 cm по съветския стандарт. респе;<тивно
2, 2,5, и 5 cm по немския стандарт (фиг. I I . 2 а). Те се валцуват с дглжина до 15 т , а по специална поръчка за големите номера — до 18 т .
В чертежите се означават, като към знака I , съответствущ на фзрмата
на напречното им сечение, се написва височината на профила в cm,
например 120. Двете хоризонтални части на профилите се наричат
пояси, а вертикалната част, която свързва поясите — c ie lio на про­
фила (елемента).
32
--------- и
i ■*
нн
УА а б
С иб
Г ли
к (____
от
ек
а
Стоманените I -профилн се използуватглавно като греди,които ра­
ботят на просто огъване, тъп като притежават сравнително голям съ­
противителен момент Г , спрямо хоризонталната си ос х - х и малък
съпротивителен момент Wy спрямо вертикалната си ос ^ у (фиг. 11.2 ).
’---------Ч Л У -Н
Фиг. II.2
У
у
-X
-------! СЛ
\
у
Фиг. П.З
кт
ро
—X
е
Ел
е
Чрез целесъобразно свързване на 2 или 3 профила в едно се получават
съчетани елементи с изравнена устойчивост на натиск спрямо двете
главни оси. Поради това I-профилите се използуват и за съчетаване
на тежко натоварени на натиск колони (фиг. П .З а).
По съветския стандарт валцуваните I-профили с височина 20 cm
и повече се произвеждат с две или три различни дебелини на стеблата
при едпа и съща височина на профила и дебелина на стърчащите по­
ясни рамена (типове а, б и в). Профилите*с по-дебели стебла (типове
б и в) са обаче по-неподходящи за гледи, работещи на огъване, защото
IV'
./
.
отношението-^, р е с п .х а р а к т е р и з и р а щ о степента на целесъобраз­
ното използуване на материала при огъване, е толкова по-малко, кол­
кото при една и съща височина стеблото е по-д4бело. Затова типовете
б и е трябва да се използуват предимно за съчетаване на натискови
елементи според фиг. П.З, при които е от значение лицето F на на­
пречното им сечение (въпреки
че и тук отношението t =-t* играе из33
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
вестна, макар и съвсем малка роля във връзка с устойчивостта срещу
изкълчване на съчетаните елементи.
2. Ш и р о к о п о я с н и т е
д в о й н о Т - п р о ф и л и , наричани
още пайнерови профили (фиг. 11.2 б). Те имат височини от 10 до 100 cm
и пояси с успоредни хоризонтални плоскости. Доставят се с дължнна
до 18 т . Съотношението между широчината на поясите Ь и височината
h на профилите е различно. По немския стандарт Ь h за височини до
30 cm, а за всички по-големи номера &= 30 cm. По съветския стандарт
това отношение достига до 1:2,5, което отговаря на по-широки пояси.
Широкопоясните профили се означават, като към знака I P се прибавя
височината на профила в cm, например IP 3 0 . Благодарение на пошироките си пояси те имат сравнително по-голям съпротивителен мо­
мент
и инерционен радиус
спрямо вертикалната ос у— // и по­
ради това се използуват за центрично натиснати пръти или колони и
греди, натоварени на косо огъване.
3. U-n р о ф и л и т е (фиг. II.2 е). Те се произвеждат с височина
от 5 (8 ) до 40 cm през интервали от 2 до 4 cm. Означават се, като към
знака □, съответствуващ на вида на напречното им сечение, уподобя­
ван на латинската буква U, се написва височината (номерът) на про­
фила в cm, например ^ 20 .
Поради несиметричността си този профил не е целесъобразен за
греди, които работят на просто огъване. Но при известни условия той
е под.ходящ за греди, натоварени на косо огъване (например столици).
Обаче с-профилите се използуват главно за съчетаване на двуделни
пръти на тежки прътови греди и колони с еднаква устойчивост на на­
тиск спрямо двете главни оси (фиг. 11.3 б).
4. Т-п р о ф и л и те (фиг. 11.2 г). Те се получават чрез надлъжно
срязване на двойно Т-профили и се използуват за съчетаване на зава­
рени двойно Т-профили с произволна височина (фиг. 11.3 в) или като
самостоятелни еле.менти вместо два доближени ъглови профила (вж.
по-нататък).
Фиг. II.4
,.л
2
-о f
Фнг. II.5
5.
Цоресова стомана
(фиг. 11.2 д). Доставя се от нем­
ската металургична индустрия в пет големини с височина от 43 до 110
mm и се означава, катр към знака, отговарящ на формата па напреч­
ното й сечение, се написват като множители височината на профила и
широчината в основата му, например
75.170. Употребява се за
подове (фиг. 11.4).
34
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
6. Н о с о в и т е
п л о ч и (фиг. I I . 2 е). Използуват се за пояси
на заварени пълностенни греди с 1-сечение.
7. Ъ г л о в а т а
стомана
(фиг. I I . 5). Тя се подразделя д а
равнораменна и разнораменна и се означава, като към знака L се при-
Фиг. II.6
бавят като .множители ш ирочината на рамената и тяхната дебелина в
m m, например L 80.80.80, респ. L 75.100.9. Доставя се с дължина до
15 m и повече.
Ъгловите профили са едни от най-много използуваните произве­
дения па валцовите заводи. Те намират широко приложение: а) при
по-леките прътови греди, чиито елементи се образуват най-често от 2
и по-рядко от 4 ъглови профила, евентуално със стеблена плоча (фиг.
I I .6 а и е!; б) при нитованите пълностенни греди, където служат за
свързване на поясите със стеблената плоча (фиг. II. 6 6 ); в) за направа
на съчетани нитовани с-профили за двуделни пояси на тежки саваци
и голе.ми стоманени мостове (фиг. И .6 г); г) като помощен елемент при
съеднненнята и др.
В прътовите системи (фермите) единични ъглови профили не се
\потребяват като самостоятелни елементи освен за ненатоварени или
слабо натоварени конструктивни части, тъй като, от една страна, не­
избежният в този случай ексцентрицитет спрямо плоскостта на при­
крепването— възловите плочи на фермите — предизвиква значител­
ни по pa 3.\iep допълнителни напрежения (фиг. I I . 7), а от друга страна,
единичният профил има голяма стройност и следователно малка ус­
тойчивост срещу изкълчване.
Равмораменните ъглови стомани се произвеждат с широчина на
рамената от 20:20 до 230:230 (респективно 200:200), а (зазнораменните — от 20:30 (20: '0) до 150:200 (100:200) mm — в скобите по нем­
ския ста1:дарт. Минималният допустим профил обаче е: за високите
строежи при питоваио изпълнение L 50.50.5, нри изпълнение със за­
варки _ 40.40.4; за мостовете L 70.70.9, а за хидротехническите съоръ­
жения
60.60.8.
При една п съи1а широчина па рамената ъгловите профили се про­
извеждат с 2— 5 различни дебелини. За натискови пръти са по-иконо­
35
мични по-тънките профили, защото при едно и съию лице иа напреч­
ното сечение имат по-голям инерционен радиус. Но ако фермите се
нитоват, по-тънките ъглови профили са по-икономични н за опънни
пръти, тъй като при еднакъв диаметър на нитовете отслабването на
М=/^.е
ос ма л р ь т а
Фиг. ii.;
d
r
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
сечението, причинено от нитовите дупки, е по-малко. Много тънките
профили обаче обикновено водят до поскъпване на нитовите съедине­
ния.
a
Фиг, 11.^. Студ 1'Н 1 ) огънати тънкостенни профили
тр
о
Тънкостенните студеноогънатн профили се произвеждат от тъикп
до средно дебели горещовалуванн листове (ламарини) в специални за­
води. Те се огъват в студено състояние н поради това ръбовете на про­
филите са заоблени. Няколко типични форми на студено огънати
тънкостенни профили са показани на фиг. 1.8 .
11.4.2.
Пр ътова ст о ма на
Ел
ек
Към тази стомана спадат;
1.
Валцуваната
обла,
к в а д р а т на
и мно го ъ г ъ л н а с т о м а н а (фиг. И .9). В инженерното строителство на­
мира приложение главно облата стомана. Тя се доставя с диаметър
от 5 до 200 mm включително.
—
I
SФиг. !1.0,)0
2.
И В И ч н а т а, и л и п л о с к а т а с т о м а н а (фиг. П.9 с-).
Доставя се от немската металургия с дебелина от .3 до 100 iii:ii и iimpo36
11.4.3. Валцувани стоманени
ек
а
чина до 150 mm. Във високите строежи за носещи части не се допускат
дебелини под 4 mm и широчини, по-малки от 3 пъти диаметъра на
нита. Плоската стомана се означава в mm по следния начин: [ZI60.8,
Д Л . 1200.
3.
Стоманените
безшевни
тръби
(фиг. II.9 д).
Те представляват най-целесъобразният профил за центрично натова­
рени елементи. Тръбите се произвеждат с диаметър от 5 до 426 mm при
дебелина на стените от 0,5 до 20 mm. Употребяват се главно при сто­
манените мачти и кули и по-рядко при фермите и за колони на сгра­
дите.
плочи [листове,
ламарини)
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Стоманените плочи са обикновени и универсални. Обикновените
плочи се валцуват между два или три хоризонтални валяка, поста­
вени един над друг (фиг. 11. 10), и нямат равни странични ръбове, а уни­
версалните се обработвате хоризонтал­
ни и с най-малко още два вертикални
валяка, поставени непосредствено пред
или след хоризонталните валяци за офор­
мяване на страничните плоскости на
листовете.
Обикновените ламарини се под­
разделят на Ннки (0,18— 2,75), средни
(3—4.75) и дебели (5—60 mm). Дебе­
лите ламарини се доставят с широчи­
ни от 1000 до 3000, а по специална по­
Фиг. 11.10
ръчка и до 4300 mm и дължини от
6000 до 28 000 mm при максимално
тегло на плочата до 270 000 N. Дебелините на съветските ламарини
са степенувани през 2 mm, а на немските — през 1 mm за дебелини
от 5 до 20 mm и през 5 mm за дебелини от 20 mm нагоре.
^'ниверсалната ламарина се произвежда с дължини от 3 до 12 ш
и широчини от 220 до 1050 mm, а немската — от 150 mm нагоре. (Сто­
маната под 150 mm се смята за ивична.)
Дебелите стоманени ламарини се употребяват като съставни части
или за изрязване на съставни части — стебла и поясни плочи — на
съчетани пълностенни греди и рамки (фиг. 11.6 б), колони с двупоясно
напречно сечение и пръти на греди с едностенно и двустенно изпълне­
ние (фиг. 11.6 е), за възлови плочи на фермите. Тънките и средно де­
белите ламарини се употребяват за огъване в студено състояние на тън­
костенни профили (фиг. 11.8 ) и като основна конструктивна част на
резервоарите, уплътнителните екрани на язовете и затворите и др.
37
Г л :i в n
III
ЕЛАСТИЧНО-ПЛАСТИЧНА РАБОТА И ГРА НИ ЧН О
СЪПРОТИВЛЕНИЕ НА ЯКОСТ НА СТОМАНАТА
III.I. Еластично-пластична работа и гранично съпротивление при
еднократно натоварване на опън и натиск. Статична якост
Д/
на пробния прът във функция от постепенно
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
телното удължение е
от
е
ка
Механичните свойства на стоманата се определят от химичния съ­
став и структурата й. Промените във взаимоотношението между на­
прежението о и относителното изменение на дължината е, които на­
стъпват с увеличаване на натоварването, характеризират стоманата
като еластмчно-пластично тяло. Те се установяват опитно чрез нато­
варване на опън (или натиск) на пробен образец (прът).
Ако на една правоъгълна координатна система се нанесе относинарастващото напрежение а , получава се известната работна диа­
грама или диагра.мата о —е на стоманата (фиг. I I I . 1). Тази диаграма
noj<a3Ba няколко характерни гранични стойности на о . До напрежениТ, обикновено малко по-голямо от половината на разрушаващото
напрежение, твърдо еластичната перлитна маса, която обхваща от
всички страни
многоброй­
ните, разностранно ориен­
тирани аннзотропин ферит­
ни кристали (вж. I I . 1), въз­
препятствува
проявяването
на пластичните свойства иа
мекия ферит, поради което
до това напрежение, нарече­
но граница на еластичността
и означавано със 0 ^, стома­
ната се проявява като твър­
до еластично тяло.
Между а и е съществува
линейна зависимост (а г £ )
до границата на пропорцио­
налността (а„ц). С известно
приближение се ирие.ма, че
Опи
Пластичните свойства на
ферита се проявяват при \величаване на напрежението над границата на еластичността. Първоначално оставащите деформации са незначителни, но при о а„,
те нарастват рязко поради внезапното и почти пълно изчерпване на
якостта на твърдата, но крехка перлитна маса; мекият ферит се ос­
вобождава от задържащото въздействие на перлита и стоманата се нровлача (сплесква). На работната диаграма о — се появява хори шн38
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
талеи клон, известен под името площадка на провлачането (сплескването).
След като завърши процесът на провлачането, настъпва заздравя­
ване на стоманата, на което в диаграмата отговаря третият клон, чийто
краГ| съвпада с пълното разрушаване на образеца. Този клон от ра­
б от ат а диaгJ^aмa няма практическо значенТТе.^тъи като вТювечето случаи настъпилите
^
прн провлачането пластични деформации са
недопустимо големи от гледна точка на нор_6'тгОл
малната експлоатация на съорт^женията.
Не всички видове стомана имат площад­
ка на провлачане. Тя е характерна само
за стомани със съдържание на въглерод око­
ло 0,10—0,30%, каквито са строителните
видове стомани. Ако въглеродният състав
е по-малък от 0 , 10 %, перлитната маса е сла­
ба и не оказва задържащо влияние върху
Фиг. III.2
механичните свойства на ферита. Н о ако
въглеродното съдържание е по-голямо от около 0,30“b, перлитната
маса е толкова силно развита, че се разрушава едновременно с пъл­
ното разрушаване на стоманата. Ето защо работните диаграми на та­
кива видове стомана нямат площадка на провлачане. В този случай
за граница на провлачане
се приема напрежението, при което
деформациите (удължение при опън или скъсяване при натиск) са
ранни на 0 ,2 “о от първоначалната дължина I на образеца (пробата)
Началото и краят на площадката на провлачане отделят от ра
ботната диаграма на строителните стомани три характерни области
1) област на почти идеалната еластична работа на стоманата;
об
ласт на почти идеалната пластична работа на стоманата и 3) област
на заздравяването на стоманата. Ако за улеснение при теоретичното
определяне на формоизмененията е и напреженията а се опрости диа­
грамата (т—е, като се пренебрегнат малките остатъчни деформации в
участъка между
и а„,„ и линейната зависимост между о и е се
продължи до началото на площадката на провлачането и ако осзен
това се изостави третият клон — областта на заздравяването — като
без значение за строителството, получава се така наречената работна
диаграма на идеалното еластично-пластично тяло (диаграмата на
Прандл, фиг П1.2). В природата такова тяло не съществ\ва, но от
всички масово употребявани в строителството материали единствено
стоманата се приближава близо до представата за\ него. Поради това
за гранично напрежение
респективно за гранично съпротивление
на стоманата, което характеризира нейната якост при опън и на­
тиск, се приема напрежението при границата на провлачането
СТяк = СГпвл-
(III.!)
39
III.2. Съпротивление на стоманата при непрекъснато
натоварване. Вибрационна якост
многократно
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Когато стоманата се натоварва и разтоварва многократно без пре­
късване от една долна граница Од до една горна граница а ,, тя се раз­
рушава при по-ниско напрежение, отколкото при постепенно едно­
кратно натоварване. Във връзка с това се различават статична якост
( о ,„ вж. I I I . 1) и вибрационна якост (ово)-
Вибрационната якост е условна. Тя зависи от броя п на повторе­
нията (циклите). Кривата, която изразява тази зависимост, спада в
началото си стръмно от а* , (при п = 0 ) и след милиони пъти повторения
се приближава^асимптотно към една пЪстоянна^Т^Ганица — трайната
якост Отр на стоманата (фиг~Т~T II.3 о ). Това е най-високото напрежение,
1Шетаге“достига неограничен орои пъти, без да последва разрушаване.
Полусборът на напреженията Од и а^, между които се колебае да­
ден цикъл, е средното напрежение (фиг. I I I . 4 е):
<Jcp =
у
(О д +
O r ),
полуразликата — амплитуДата на колебанията
± у ( а г — Од),
тяхното частно — коефициентът на асиметрия
а времетраенето на едно натоварване и разтоварване — дължината иа
вълната (цикъла).
40
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Фиг. III.4
от
ек
а
в зависимост от това, дали () е отрицателно или положително чи­
сло, се различават:
а)
област на сменящите се по знак променливи напрежения ( р < 0 ),
в която Од и Or са различни ио знак и Оср<о^',
б)
област на несменящите се по знак или на еднозначно променли­
вите напрежения ( о > 0 ), в която Стд и
са еднакви по знак и аср>о'а
(фиг. I I I . 4 в).
Най-малкото ск значение а„б Дострга при р = — 1, респективно ко­
гато о,р
0 , т. е. когато Од и
са еднакви по големина и обратни по
знак - симетричен цикъл (фиг. I I I . 4 а). В този случай аеб=0,30—
0,35 о„,Вибрациопиата якост се увеличава бързо с приближаването на
към абсцисиата ос. При Од -О (фиг, I I I . 4 б), т. е. при р = 0 , респек­
41
при р ^ 0
б)
при р > 0
Огр = Овб =
(Y ^ П :
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
а)
от
ек
а
тивно при Оер=^а,, тя е близо до границата на провлачане а„,л' з
при р > 0 я надминава.
Вибрационната якост зависи освен от а , , и броя п на циклите
(фиг. I I I . 3 а) II коефициента на асиметрия (фиг. I I I . 5), но и от формата
и големината на елементите (фиг. I I I . 3 б) и концентрацията на напре­
жения (която може да намали о^р с 33 до 44‘*о), както и от марката на
стоманата.
Общо взето, конструкциите от нисколегиранм стомани се съпротивяват по-лошо на вибрационни товари, отколкото конструкциите от
обикновена стомана (фиг. II 1.3 б и фиг. II 1.5).
Явлението на намаляване на якостта на стоманата под действието
на вибрационни товари се означава като умора или износване на сто­
маната. Вибрационната якост е по-малка от якостта при статично на­
товарване а „ , а за р < 0 (за Ст 3) тя е по-малка и от
Съобразно
с това граничното напрежение при вибрационно натоварване е:
Огр
2)
Опвл •
III.3. Съпротивление на стоманата при повторно натоварване
с прекъсване. Стареене на стоманата
Ел
е
кт
При напрягане в областта на пластичните деформации и послед­
ващо разтоварване зависи.мостта между а и е се изразява чрез ли­
нията k— 1 (фнг. I I I . 6 ), която е почти права и успоредна на правата на
Хук. Отсечката 0— / представлява трайно оста­
ващо удължение. При повторно натоварване
след достатъчно продължително прекъсване,
при което (за разлика от разглеждания в пре­
дишния параграф случай) материалът възстано­
вява еластичните си качества, работната линия
почти се покрива с правата на разтоварването и
.
..
от точка к нататък продължава почти така, ся/ и
каш натоварването не е било прекъсвано (фиг.
У
е
II 1.6 ). Получава се повишаване на границата на
-- --------- еластичността на материала до пластичното
удъл>|^2ш ^ от предидещото натоварване.
'
Я^вленяето, лрл което стоманата увеличава
еластичните си качества, а намалява удължени­
ята си, се нарича стареене 1та стоманата. То не се използува в сто­
манените конструкции, тъй като е свързано с увеличаване на крехкостта на материала и с оставащи деформации.
42
III.4. Гранично съпротивление на стоманата при сложно (триизмерно)
напрегнато състояние
(CTi + о,_ +
(1 — 2 ц) =-- 0
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Аоб =
от
ек
а
Граничното състояние (носимоспособността) при сложна (трииз­
мерна) напрегнатост се изразява чрез сравнителното напрежение Осрв,
което по отношениена прехода на стоманата от еластично в пластично
Състояние е _равиостоПтТб F?a действителн6 то"”сложно напдегнатр съ­
стояние па стоманата в момента на пластифицирането
Предполага се, че стоманата е идеалф еластично-пластично тяло,
пластичните формоизменения на което не са свързани с изменение на
обема M jj ^ във връзка с това, че при преминаване настш аката от ела­
стично в пластично състояние работата, свързана с изменение на ф ор­
мата, достига максималната си стойност, а работата, свързана с изме­
нение на обема на тялото, е равна на нула (енергетична теория).
От второто предположение
(Ш.За)
се получава, че в граничния преход коефициентът на Поасон е (х =0,50.
В същия момент работата, свързана с изменение на формата на тялото,е
[(оу + a l + аз) — (ai .а^ +
~ 2Е
^
^
*^2
+
^2
•
.Оз + а , . Oi)] =
(Ш.Зб)
“Ь *^3 • *^i)] ~ гпах Аф ,
fi,, 0- 2 II 0 :i са главните напрежения при пространствено (триосово) на­
прегнато състояние на тялото. При чист опън или натиск ( а 2 = (Т з= 0 )
и Oi
се получава
кт
^2
тахЛф = - ^ ^ -
(I1I.4)
Ел
е
Ето защо може да се напише, че
n/<of
oi
аз) — ( a i. О2 -f O j. О3 + а з . Oj) = Опвл ■
(II1.5)
От рав. ( И 1.5) се вижда, че ако квадратният корен в това равен­
ство бъде схванат като напрежение, може да послужи за сравняване
със а„,л' т. е. за определяне на граничната съпротивителна способ­
ност на стоманата при сложно напрегнато състояние. Ето защо това
напрежение се нарича сравнително и се бележи със аер,Очевидно е. че при оразмеряване по допустимите напрежения срав­
нителното напрежение трябва да бъде
а.р„ - V(0 T- о; ^ аз) — (о, . а., + а ^ . а, 4- о , . а,) g
= ад„п . (III-6)
43
Подкореновата величина може да се изрази и чрез главните тан­
генциални напрежения:
(o i ^
=
CF2 +
Оз) —
(Ст] . 02 +
О2 . (Тз + Од. а , )
2 [(” 1 — *^2)" + (0-2 — аз)2 ^
---
(Стз — CS)-'] =
(I1I.7)
^ 2 ( т ? + т ^ ^ т^),
или чрез номиналните и тар^нциалните напрежения
а
(а? -L 0 -. + Стз) — (di . а, 4- o j . аз + а з . aj) -
ек
= o l + a l + о\ — ( а ^ - о у + Оу . а , + а , а ^ ) 4
+ 3 {Хху + Хуг + Tzx).
(111.8)
WcpB =
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
В последния случай оразмерителната формула при триизмерно (про­
странствено) напрегнато състояние има вида
“Ь
— (*^х ■Оу
- <
2ч =
Оу .О^ -- О,- . О^-) -(- 3 (Тд,; -- Хи: + Tj^)
^ад оп .
(II1.9)
От нея се получава:
при двуизмерно (равнинно) напрегнато състояние (а 2=-=0 ит^^т.-л— 0 )
Осрв =
+ а'1 —
x'iy й Одоп,
(III. 10)
а в частния случай, когато а , = 0
Осрв ~
+
3 ХхУ
^
СТдоп
•
(III. 11)
при чисто срязване (а;^= 0 )
С^срв ^
1 /3 . X ^
<^доп •
(111.12)
Ел
е
кт
От последната (|юрмула става ясно, че съотноц]ението между танген1Гиалните и нормалните напрежения при пластифициране на сто­
маната е
т ^
~
(4113)
което е по-близо до експериментално потвърдената стойност на същото
съотношение, отколкото ако се използува по-старата формула за глав­
ните напрежения
Огл = 2
+ 4 х-у).
(111.14)
Смята се, че формулата за главните напрежения дава по-добри ре­
зултати при заварките.
44
I II.5. Еластично-пластична работа на стоманата и гранично
съпротивление при огъване
JU .5 .1 . Гранично съпротивление при еластично едноосово огъване
Според хипотезата на Бернули — Навие нормалните напрежения
в дадено напречно сечение на^натоварената на просто огъване греда
се разпределят по закона
Oy = -^j-y.
(III. 15)
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Форм. ( III. 15) показва, че напреженията в дадено напречно сече­
ние на гредата са пропорционални на разстоянието им до неутралната
Фиг. III.7
му ос (фиг. II 1.7). Това е вярпо, докато е в сила законът на Хук за
пропорционалността на напреженията и деформациите ( о = Е е ), т . е.
докато ръбовото напрежение Ор не надминава границата на пропор­
ционалността о„ц, или
М h ^
I
/: \
Ор - max о - J ^ ^ о„ц 0 ,..^ ( за у - ^ ■
С преминаването на границата на пропорционалността (max а >
>Опц) напреженията в сечението, които са по-високи от a„„, нараст­
45
където
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ват по-бавно от съответните деформации, защото по отношение на тези
напрежения законът на Хук не е вече в сила, а деформациите продъл­
жават да се разпределят линейно по височина на гредата (приема се.
че и при пластично огъване напречните сечення остават равнинни —
(Ьиг. II 1.7 г). При това положение трнъгълната диаграма на нормал­
ните напрежения се изменя, като приема последователно формите,
показани на фиг. II 1.7 б н в. До точката а. която съответствува на на­
прежението ау=Опц. видоизменените диаграми запазват линейния си
характер (област на пропорционалността), но оттук нататък те преми­
нават в криви, които отговарят на клона на работната диаграма (фиг.
II 1.7 д), заключен между границата на пропорционалността о„„ и
онова напрежение, което съответствува на относителното ръбово удъл­
жение (или скъсяване) е в дадения момент.
Разстоянието уа от неутралната ос на .хоризонталната ивнця с на­
прежение аи=Опц се получава от условието за линейното разпре­
деление на удълженията или скъсяваиията чрез зависимостта
(Ш.!б)
тр
о
е„ц е удължението на границата на пропорционалността (за
Ст 3, респективно Ст 37, епц = 0,09®о);
Ер — ръбовото удължение (за единица дължина).
С увеличаване на ръбовото удължение Ер разстоянието
става
по-малко, а това означава все по-голямо пластифициране на напреч­
ното сечение. Когато ръбовото удължение Ер достигне стойността
0 ,2 %, която съответствува на началото на площадката на провлачането (фиг. II 1.7 б), при което ръбовото напрежение е равно на а„,,,
(Ор=Опвл)> хоризонталната ивица с напрежение o„„ е отдалечена от
неутралната ос на
h
0,09
2'• 0,20
лс Л
/III 1-7v
2 ’
Ел
ек
а когато в ръба се установи удължението от края на площадката на
провлачането Е р = е з 5: 2 “о (фиг. I I I . 7 в) при същото ръбово напреже­
ние Ор-апвл' разстоянието у^ се намалява на
*/а= 2 - | ьо = - ^ ’^^^- 2 •
в тозп момент пластнфицирането на сечението прониква до точка Ь
с ордината от неутралната ос
Л
№ "2
0,2
л 1л * '
2.0 “ “ -'“ у
така че еластичното ядро, което остава, обхваща само незначителна
част от напречното сечение на стеблото и няма практическо значение.
Когато ръбовите напрежения в най-силно напрегнатото напречно
сечение на простата греда се изравнят със о „ „ (при tp^ е5 :0 ,2 ?б ),
това не води още до прекомерни деформации, тъй като вътрешните
46
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
по-слабо напрегнати части на сечението задържат провлачането. Н о
макар че ръбовите напрежения остават известно време постоянни (Ор =
ръбовите удължения, респективно скъсявания,
нарастват
бързо до крайния предел на площадката на провлачането ( е р = е з * 2 %),
гредата провисва силно и се пре­
гъва видимо. Ако товарите са
___ ^
подвижни, това предизвиква го­
леми центробежни сили, действуващи в равнината на огъването,
конто увеличават
многократно
статическото и.\
г действие (фиг.
И 1.8). В резултат на това сечение­
то се пластифицира напълно, по­
явява се така наречената с т а
ва
на
п ла с т и
j :_i -а
(пластична става) и гред ар се^азр_уш ава бързо. Л\акар и по-мал­
ко, действието на товарите се'увеличава още при удължението е р =
- е л. Ето защо за гранично състояние, което определя граничното съ­
противление при огъване, се приема напрегнатото състояние, при
което ръбовите напр^ежения се изравняват със а — — пррхптя межлу
еластичния и еластично^^пластичния стадии. Това е граничното съ­
стояние при чнсто еластично огъване. То трябва да се спазва безу­
словно. когато върху гредйте действуват подвижни или динамични то­
вари, защото в противен случай пластифицирането и разрушаването
настъпват много бързо.
Граничният момент ири чисто еластично огъване на същата греда
със симетрично напречно сечение, който определя граничната й съпро­
тивителна способност (при ар=а„вл и Ер=ео), е
ек
тр
о
М Г-- Ме.-,
j
Oy.dF у = а„вл I
[
=
(111.19)
—
— Опвл • Iv ел >
където
Ел
h е височината;
J — инерционният момент;
11^'^., — съпротивителният момент на гредата при еластично
11Г/
М- ,
огъване (за правоъгълно напречно сечение » ел= g )•
I I 1.5.2. Гранично съпротивление при пластична
едноосово оггване
С нарастването на нормалните напрежения към неутралната ос
при пластифицирането на сечението се увеличава и моментът на въ­
трешните сили. а с това, разбира се, и външният момент, който гредата
47
може да поеме. (Двата момента са равни помежду си.) С известно при­
ближение граничното съпротивление cpeni\ разрушаваме на простата
греда в момента на пълното пластифицираие на най-напрегнатото й
напречно сечение, при което се образува с т а в а н а п л а с т и ч ­
н о с т т а , се определя въз основа на правоъгълната диаграма на на­
преженията на идеалното еластично-пластично тяло (фнг. 111.2 ).
Когато цялото напречно сечение се пластифицира, моментът на
нормалните напрежения е
j
”
' (1F
■
■
■.Оу. у = Оп„л ' i^ Р . ! 1/! = Опил(51 + 5.,),
I"
(111.20 )
а
’!
S2 = J
\
У ■dF ~
F i ^ У 2 F-i
(111.21 )
от
Si
ек
където
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
е сборът от абсолютните стойности на статичните моменти
и Sn на
двете разнозначно напрегнати части на напречното сечение спрямо
неутралната му ос (фиг. 111.9).
-
/
N.
/
^>=6
—
I
Фиг.
III.9
Ел
е
кт
За разлика от случая на чисто еластично огъване (фиг И 1.9 а) при
пластпфицирано несиметрично сечение неутралната ос пе минава през
тежестния ценхър s на сечението, а се измества към по-широкия му
край. Положението й се определя от условието опънното и натисковото
нормално усилие N в сечението да бъдат еднакво големи. При контаитно а= а„,л (фиг. 111.9 е) това изискване е налице, когато
F ,^F ,=
4
Следователно прп несиметрично сечение и о
F
Si = S 2 = -g- (У^ ^ У-^
const
( 111. 22 )
е сборът от абсолютните стойности на статичните моменти па диете
равнозначно натоварени половини от напречното сечение спрямо оста,
която го разполовява, а (/j и у, са разстоянията от тежестиите цен­
трове ма тези половини до същата ос.
48
При симетрично напречно сечение и константно п
У1=Уи. = У
и
Si = 5а = S,
така че в този случай
S^ + S ^ ^ 2 S = F . y
(Ш.23)
ек
а
и неутралната ос съвпада с тежестната ос на сечението.
По аналогия с еластичното огъване сумата S i+ S j се нарича пласти­
чен съпротивителен момент и се означава с W^. Във връзка е това
огъващият момент
се дава още във вида
— <7п11Л(‘^l “Н ^ 2 ) ~
•
(III.24)
=
= Л ± >
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
'
от
Отношението между граничните моменти при пластично и еластично
огъване (равенство 111.19 и II 1.24)
1
(III.25)
з4-
п
О
<Н е рамото на вътрешната двоица сили) показва, че моментът
на вътрешните сили в пластичния стадий е по-голям от максималния
момент на тези сили в еластичния стадий (при а р = а „ „ ).
Например при греда със:
квадратно напречно сечение, поставено на ребро
кръгло сечение
^ - = 2,0 ;
Рф = 1,70 ;
р.
правоъгълно напречно сечение
пръстеновидно сечение
Pq = 1 ,2 7 ;
I-сечение
р
= 1,50;
« 1 ,1 7 .
кт
Обикновената греда на две подпори се разрушава при
^тах =
— Опвл . Ч^пл .
Ел
е
но при еластично огъване граничната й носимоспособност се достига
при
Л^тах = ^ел ~ Опвл Ч^ел ,
спрямо който момент се отнася и коефициентът на сигурност (запасяване) срещу провлачане
V
Ето защо, когато не се допуска пластифициране на сечението, колкото
отношението
е по-близо до единица, т. е. колкото разликата между
коефициента на сигурност срещу разрушаване
Vpa3 -
А С твш ш е п
конструкции
-д,
доп
49
и меродавният при еластично огъване коефициент на сигурност среш>
провлачане
V
^пвл -— 3W^
'
доп
а
е по-малка, толкова дадена греда има по-целесъобразно напречно се­
чение. От посочените по-горе стойности на ц за различни видове греди
се вижда, че най-подходяща за еластично огъване е гредата с I-сече­
ние.
от
ек
I I I . 5 . 3 . Междинен етап на огъване в еластично-пластичен стадий.
Процес на образуване на става на пластичността
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
За кой и да е междинен етап на огъване (е 1< е р < е з, фиг. 1И.9б>
еластично-пластичният огъващ момент Мел.пл може да се определи
Ер
1.
_L
Фиг. III. 10
кт
като разлика на момента Мпл на правоъгълната диаграма с височина
/г (фиг. I I I . 9 е) и на момента
на защрихованата на фиг. I I I . 10 триъгълна диаграма с височина а
d.F ■У
— С^ппл •
Ел
е
^^ел.пл = J '
(
^“
W
\
1 - - ^- “-)-
(111.26>
Огъващият момент М^, респективно съответният съпротивителен
момент Wb (за е 1<Е р< ез) се определят, както следва (фиг. 111. 10):
j
Oy.d F.y =
d f (l -
y -
f
(111.27)
където
Wa - W T — W l
50
(111.28)
Като се замести
( I I I . 28) в ( I I I . 26) и се вземе пред вид. че съгласно с хипотезата за равнинните сечения
(Ш.29)
от (II 1.26) се получава
__ ^ел
^ е л г.л -
—
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
(III.30)
е„/
За правоъгълио напречно сечение
6
4
4
1
И коефициентът k във форм. ( I I I . 30) е;
^
За I-сечение този коефициент, определен аналогично, е:
тр
о
От ( I I I . 29) се вижда, че на момента Мпл, за който а-^0 (фиг. I I I . 10),
отговаря безкрайно голямо удължение на ръбовете на сечението (бр=
= со). Но при пластично огъване за гранично се приема удължава­
нето на ръбовете на сеченията до края на площадката на провлачане,
т. е. е^Р=еза:0 ,0 2 , при което еластично-пластичният момент на въ­
трешните сили достига максимума си. Следователно той е по-малък от
Ел
ек
С известно приближение разликата може да се определи, като се
излезе от зависимостта
а
0^2
h
2.0
1
Го’
където е , --^62 е в началото, е р = е з — в края на площадката на про­
влачане. Във връзка с (111.30) се получава:
а) при правоъгълио напречно сечение
299
300
Мп
б) прв X-напречно сечение
шах ^^ел.пл
^1
Yq j^a м
_
м
— 1000 ^пл •
51
Вижда се, че разликата между max
и
е незначителна.
Ето защо се смята, че при max
сеченията се пластифицират на­
пълно и се работи с правоъгълната диаграма на нормалните напре­
жения, респективно е
вместо с max
(грешката е от
oUU
при
правоъгълно ДО-jQQ^ при I-сечение).
ек
а
I I 1.5.4. Еластично-пластична работ а, образуване на става
на пластичностпа и гранични напрежения
при едновременно дгйстзие на а и х напрежения
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Срязващите напрежения ускоряват пластифицирането и стоманата
може да започне да се провлача, преди ръбовите напрежения да до­
стигнат площадката на провлачане. Съгласно с т. II 1.4 при действие
на а и т напрежения преходът от еластичен в еластично-пластичен
стадий на работа на стоманата се описва чрез форм. ( I I I . II) за сравни­
телните напрежения.
асрв =- Уа^ + 3 т* = Стпвл,
при което а и т са по-малки от граничните си стойности;
а < ап
и
Когато Ор се изравни със
м
т < Оп
,.Уз.
в по-близките до оста фибри асрв>
> о ^ = ~ у (фиг. III.1 1 ).Възможно е следователно при по-големи напречни
сили стоманата да се провлачи около неутралната ос, а при ръбовете
да остане в еластичния стадий (фиг. I I I . 12 б).
Ел
е
кт
^пвл
Фиг. 111.12
Фиг. 111.11
Граничният момент
при едновременно действие на Р
а е по-малък от MQ=°, когато Q = 0 :
0=0
М?р*” < м?р-‘
или
S= ^
52
<
1
ф
О и
Аналогично
пМФО
t►- _м=о
\
»_Л ^< ^1•
1-р
Условието за получаване на става на пластичността е някаква функ­
ция Ф на величините s и /.Ако тези величини се разгледат като коор­
динати, функцията Ф може да се представи като някаква изпъкнала
крива, която отделя еластичната от пластичната област. Най-просто
функцията може да се приеме във вида (фиг. I I I . 13)
(111.31)
а
ф = 5=* + / * = 1 .
ф = s'^ +
от
ек
Когато /= 0 , тогава s = l и
. Тя е достатъчно справе­
длива за правоъгълни напречни сечения. За произволни сечения тя се
коригира във вида (по Броуде)
+ as^ / 2 = 1 ,
(111.32)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
където а е коефициент, зависещ от формата на напречното сечение. За
I-сечения а = — (0 ,8 ^ 0 ,9).
Граничните моменти при Q = 0 и Q + O са съответно
пвл • Г п л ;
У И гр
? р^ ° =
СТп
— '’пвл • и^ел >
Ел
е
кт
тъй като при действие на сила Q нормалното напрежение е а < о ,
Фиг. I I I . 13
Фиг. III.14
Получава се
< = “
‘'п
Пвл
В Л-М
• ^,П Л
^ПВ
За I-сечения
Граничната стойност на напречната сила при условие, че тя се поема
само от стеблото (фиг. II 1.14), е
53
QAI~0 __^пвл
гр
-
Q'rl*°
^ 3
/^ с т ;
TcpFcT
(тср - средно т).
Оттук
^ = qM=0 =
X
F
т
'^ППП ■*
V3
''finn
пвл
От (111.32) се получава за гр
г|-,^ -0,75 и а - - 0 ,8 5 ,
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
" пл
®пвл
а'-
пал
®пол
®пвл
,о
Зт*
-f-+ —
1 ,
oH'-N
1 4-0— / - ' -
®пвл
®пвл
о* 1|;* 4- 3 т* [ 1 + а
\
OfpB = W
V
o .75 o 4
3
г!з-\
®пвл
а„„л ;
'
t* ( 1— 0,65
у
‘’пвл/
Опрл.
(111.33)
По формулата (111.33) се определят о и т в момент на образуване
на пластична става (пластифициране на цялото сечение), докато по
формулата ( 111. 11)
Оср =- Va* + 3 т’
ек
тр
о
се определят о и т в момент на появяване на а„„л само в някоя точка
на сечението — преход от еластичния в еластично-пластичния ста­
дий.
За по-голяма сигурност вместо с (111.33) по СНиП се работи с ф ор­
мулата
Jcp = уК У 5 а* + 3 т2 /1 - 0.5
^ а„„л .
® ПВЛ
(111.34)
I
Ел
\
111.5.5. Условие за образуване на става на пластичността
при огъване в двете главни равнини X и Y
Това условие се описва приблизително по Стрельбицкий с уравне­
нията;
а)
за греди с несиметрично I-сечение с пренебрежимо тънко стебло
(фиг. 111.15 а)
м . \*
( ^ У
\ МГ/
54
М,
б)
за греди, образувани от два I-профила, свързани със стеблена
плоча с дебелина
->0 (фиг I I I . 15 б)
(III.36)
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
6 „^о д
1у
Фиг. 111.15
в) за греди с пръстеновидно сечение (фиг. II 1.15 е)
Ел
ек
тр
(111.37)
където
МГ
^
ГГ.а„„л^- (Su
+
5 2 ,)a „H ,;
М Г = WT . а,„„. = 2 5;,. апвл ■
Трите уравиення описват повече или
,фмг. 111.16).
по-малко изпъкнати криви
55
г) П о СНиП взаимоотношението на
и —— се изразява незави-
СИМО от вида на напречното сечение с линейното уравнение
Л1„
или
+ ^
=
(111.39)
респективно
Му
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Му
а
Това опростяващо приемане е на страната нл сигурността. И наистина при
Л ,п л
-
^ПЛ
„7ПЛ
се получава последователно от ( I I I . 37), (111.35), (111.36) и (111.38)
Af ,
— — ^ 0 ,7 0 7 ;
респективно
^ 0 ,6 1 8 ;
респективно
^ 0 ,5 7 ;
респективно
^ 0 .5
или отнесени спря.мо правата (111.38)
0.707 _
0.5
0.618 _
0.5
0-57 _ , н
0,50
„
1
’
което в първите три случая е в повече спрямо четвъртия случай съответно с 4 l “,i
24% и 14%.
и 1.5.6. Условие за образуване на става на пластичността
при огъване с осова сила
тр
о
При действие на осова сила и огъващ момент най-застрашаваното
сечение се пластифицира напълно, когато е изпълнено условието:
1. При правоъгълно напречно сечение
Ел
ек
2. При I-сечение със стебло, чиято дебелина клони към нула:
а) при действие на N и Му, както при правоъгълното сечение
N \г
м„
+
(« и и
б) при действие на N и Мх уравнението на тяхното взаимодейст­
вие се приближава към права
/ - + —-^-=1.
^пл
M"J'
(Ш.42)
3. При I-сечение с нормална дебелина на стеблото е от значение
отношението на размерите на стеблото към поясите. Функцията на
взаимозависимостта на УУ и М се приема с известно приближение,
което е на страната на сигурността:
56
a) когато действуват N и Мх
/ N \i\± .
(л^пл)
Мх
(Ш.43)
■’’ A l f
М„
— +
или
1 ^ ‘'пвл/
®пвл V ; " ^
=
1
от
ек
М.
+
а
б) когато действуват N и Му — по форм. ( I I I . 41).
В действителност уравненията, които в случаите За и 36 се получа­
ват, описват по-изпъкнали криви от приетите.
Условието за образуване на стави на пластичността при действиена осова сила и огъващи моменти в двете главни равнини се получава,
като се комбинират (II 1.43) и (111.38)
r ;;v
(111.44)
(Ш.45)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Във всички формули от (II 1.40) и (II 1.45)
М Г -
III.6. Изравняване на напреженията при пластично огъване
на статично неопределими греди
Ел
ек
т
Преминаването в пластично състояние макар само на едно напречно
сечение на статически определимата греда на две подпори причинява
бързо разрушаването й, защото след като сечението е поело момента
и се е пластифицирало,
то започва да се проявява като става —
пластични става, и привежда гредата в
неравновесно състояние за всяко по-наттутагтиГАнгcrrraAr
татъшно увеличаване на товара (фиг.
I I I . 17).
Положението със статически неопределимите непрекъснати или запънати
греди е по-друго.
Фиг. III. 17
1.
Докато е в сила законът на
Хук за пропорционалност между уси­
лия (респективно товари) и деформации — в случая между огъващия мо­
мент Мв и взаимното завъртане на двете съседни сечения отляво и отдясно
на междинната подпора В, показаната на фиг 111.18 греда с постоянно
напречно сечение се решава по теорията на еластичността и за означе­
ните на фигурата товари Р се получават следните характерни моменти:
A ffl-
-
М о;
М аксималният огъващ момент се явява над средната п одп ора, а след­
ващ ият по големина момент — във външните третини на полетата.
51
По абсолютна стойност надподпорният момент е равен на максималния
огъващ момент
на съответната проста греда, и затова носимоспособността на разглежданата непрекъсната греда на две полета е равна
Р,
Р г
7
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
7
Фиг. 111.18
на носимоспособността на простата греда със същото подпорно разстоя­
ние I и същото натоварване. Това е в сила при еластично огъване, т. е.
до появяване на пластични формоизменения.
Положението се променя, ако товарът продължи да се увеличава,
след като ръбовото напрежение на максимално напрегнатото сечение
над средната подпора е достигнало границата на пропорционалността
(апц~Оел). респективно Опол (при идеално еластично-пластично тяло).
Скоро цялото напречно сечение в Б се пластифицира, образува се пластична става и моментът на това място достига стойността
кт
Л^пл —WГ1Л• 0 [ШЛ.
Ел
е
С образуването на пластична става в В обаче гредата не се разрушава:
тя се превръща в две прости греди, които може да бъдат още натова­
рени, понеже по време на пластифицирането на сечението над подпора
В в точка с на всяко поле действува огъващият момент
2
2
и ръбовите напрежения на тези втори по напрегнатост сечения се на­
мират значително под границата на еластичността:
О р- 3 а„ , < М с
Едва след като товарът се увеличи още с толкова, че п тези напречни
сечения се пластифицират, гредата се превръща в лабилна система и
се разрушава. Н о преди това моментът Мс в полето се е изравпнл с
момента Ми при опората, а действуващпят товар е надминал с около
..'^8
от
ек
а
товара Р„я, при който се появява първата цластична става при
В и който е разрушаващият товар на съответната проста греда.
2.
Аналогичен е случаят с показаната на фиг. 111.19 двустранно
запъната греда с постоянен инерционен момент, която може да е и въ­
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
трешно поле на непрекъсната греда. Моментът в средата на полето от
равномерно разпределен товар q при идеално еластично-пластичен ма­
териал е равен на половината от момента на запъването М а и на една
трета от момента
ql^
8
на простата греда само докато ръбовите напрежения при подпорите се
1вравнят със Опвл (фиг. 111.19). Обаче след като под товара
ре­
спективно при момента
М а = М в~
оГпвл • Й^пл1
кт
тези най-силно напрегнати напречни сечения се пластифицират, запъна­
тата греда се превръш,а в обикновена греда със запазени еластични
свойства. Сега товарът q може да се увеличи над <7пл ДО появяване на
трета пластична става, при което моментът в полето М^ се изравнява
по стойност с момента при подпорите
М с =
М д
— Ц / пл • С^ПВЛ
Ел
е
И гредата се разрушава (фиг. 111.19 б). И тук разрушаващият товар е
с около 33% по-голям от товара q„j,, при който се появяват ставите
при подпорите.
При еластично огъване граничният товар на гредата трябва да бъде
пъти по-малък от разрушаващия товар
1бМ„,
1,33
]х
'
(LI има приетото в 111.5.1 значение |х
Р
16М^
(Ш.46)
тъй като за полето, къ­
дето е второто по напрегнатост сечение, граничният момент при ела­
стично огъване, което тук е задължително, не е М„л=а„вя- В^пл, а
iliaX.Vfefl “ Оппл-
1^1
59
От своя страна ^доп трябва да бъде
Члоп
16М„
^р
пъти по-малко от
16,^,
_
yj » ел *^доп -
^р
/,„^-74
(111.47)
Оттук следва, че при дадено q и I гредата трябва да се оразмери за
огъващия момент
AlSp= ±
^ и^ел-Одоп.
(Ш-48)
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Този момент в примера е с 25% по-малък от меродавния оразмерите­
лен момент
к ; = - 4 " " = - - 'т
на същата греда, изчислена по теорията на еластичността (при чисто
еластично огъване) и е равен на половината от момента Л1,=-^- qt*
на простата греда
Л12р= ± 4 - л ^ о = - ’ е
При това в граничното напрегнато състояние на гредата, спрямо което
се отнася оразмерителният момент
, максималният огъващ мо­
мент в полето е равен на
М?г = и/ел.апвл.
ек
тр
о
От разгледаните два примера (фиг. 111.18 и 111.19) се виж да, че
граничното състояние при пластично огъване на непрекъснати и двустранно запънати статично неопределими греди се достига в момент
на изравняване на надподпорните огъващи моменти с максималните огъ­
ващи моменти в полетата. Това важно условие се използува за опре­
деляне на оразмерителния пластичен момент
на тези греди, както
следва;
Ел
1. З а крайно поле на непрекъснатата греда с произволен брой отвори,
респективно за полето на едностранно з ап ъ на т а греда на един отвор
{фиг. 1 1 1 . 20 )
От условието
което води до зависимостта
iWco-----~ М б =- Мб
,
се получава
Mi; =
6lt
й V^^'cл R.
(111.50>
където
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
/И„ е най-големият огъващ момент в полето на едноотворната, едностранно запъната греда, респективно в
крайното поле на непрекъснатата греда с произволен
брой полета, определен като за статично неопреде_
лима еластична система;
с ' — разстоянието от свободната (крайната) опора до м я ­
стото на действие на момента М„ — точка с;
iW„ — огъващият момент в точка с на простата статично определима греда със същото подпорно разстояние;
I
— отворът на полето (гредата).
Форм ула (111.50) важи за всякакъв вид натоварване*.
Например за разгледаната на фиг. 111.18 греда със съсредоточени
товари
с= ~ \
Мсо=
3- и м ч ; =
pj_
4
' Тази формула се използува в СНиП, но с друго тълкование на значението на
ifcoi ресвекпвно с.
61
Л може
З а определянето на М1П
’'"
ор
мг,; = ь-
^ п
да се използува
1+Д Р
и зависимостта
м:ор
респективно
Мпп —
Япл
(1П-51б>
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
ор
^плЧ-Д<7
която тук се дава без доказателство. В нея са означени с
^ о р — оразмерителният момент прн еластично огъване на статично неопределимата греда с константно У, определен с
методите за решаване на статично неонределимите ел а­
стични системи;
^в.(^пл) — товарите, с достигането на конто се пластифицнрат
сеченията над опорите от момента M ^ — W^^Onan,
А Р (А^) — допълнителните товари на статично определимата едноотворна греда със същото /, необходими за изравнява­
нето на максималните моменти в полетата на статич­
но неопределимата греда с моментите над опорите й.
По форм. ( I I I . 51) за гредата от фиг. I I I . 18, за която
^пл
I
3
, -
се
получава
същият
М пл
ор
резултат,
4
'
по
както
3
м :о р
Ри.
ДЛ^Л
. »
Р1
3
форм. (II 1.50):
Р1
Р1
4 3 ^ 4
Когато върху разглежданото крайно поле (фиг. II 1.20) действува
равномерно разпределен товар, трябва да се определи предварително
големината на величината с във форм. (111.50), която за разлика от
случая със съсредоточени товари е неизвестна. Във връзка с това тук се
съставят зависимостите^фиг. 111-20)
(Япл r ^ q ) l
уи-
4- Д <7
1
М п ^ ш а х Л !:
Ад
(111.52)
—
2(<7-^ Д(7) " ‘ [8
2т+
2т»(^+Л^)
където т е делителят във формулата за момента над опора на стат 1гчно неопределимата еластична греда, който зависи от броя п на от­
ворите ■ ;
дР
Като се излезе от основното условие за равенство на моментите в
полето н при подпората (Л1п=Мб), установява се особеността, че из­
разът в средните скоби на форм. (II 1.52), а заедно с това и разстояние­
то с във форм. ( I I I . 50) са постоянни величини, независещи от п:
m (<7 + Л 0 - (6+V32)<7- 11,657
l\M q \
(1П.53)
г - ( 1 / ' 2 — 1 ) /.
62
(111.54)
От (111.50) и (111.54) за оразмерителния момент в крайно поле при
равномерно разпределен товар се получава независимо от броя п на
полетата
Форм. (II 1.53) дава възможност да се определи и Aq:
<"'-55=>
а
Като се замести (111.55а) в (111.516),получава се по друг път форм. (111.55).
м;:; -
^
и?'ел
от
ек
2. З а средно поле на непрекъсната греда с произволен брой полета,
респективно за едноотворна двустранно зап ъната греда (фиг. I t 1.19)
се получава (вж. по-горе)
,
(т .5 б )
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
където М е максималният огъваш, момент в простата, статично-определпмо подпряна греда със същото подпорно разстояние /.
Тази формула важи за произволен напречен товар — непрекъс­
нат. съсредоточен или смесен.
От анализа, направен по-горе, се вижда, че при оразмеряването с
мо.мснтите, определени по форм. (111.50), респективно ( I I I . 55) и
форм. (111.56), трябва да се работи с еластичния съпротивителен мо­
мент II/.л на гредата, за да бъде сигурността срещу образуване на
опасна става на пластичността и разрушение същата, както при е л а ­
стично огъване на статично определимите греди.
При статично неопределимите греди с инерционен момент, който
е повече или по-малко съобразен с хода на моментовата диаграма на
гредата чрез изменяне на височината на стеблото или на броя и разме­
рите на поясните плочи, пластични стави може да се появят едновре­
менно на повече места. Така например, ако пластичните съпротиви­
телни моменти М;;"’ и М''^^ в сечения Б и С на гредата от фиг. 111.18
се отнасят помежду си, както 3:2, пластифицирането на тези сечения
ще настъпи приблизително по едно и също време и гредата бързо ще
се разруши още при товара Р„„,без той да може да се увеличи с Д Р и
да се изравнят моментите й. В този случай носимоспособността на ста­
тически неопределимата греда е равна на носимоспособността на обик­
новената греда на две опори.
За разлика от пълностенните греди при прътовите системи се пластифицират отделни пръти. Това може да доведе до появяване на «пла­
стични стави», които съответствуват например на огъващ момент М„„ —
е перпендикулярът, спуснат от съответната Ритерова точка
до пластифицирания опънен прът на вътрешно статически определими
системи).
В действителност разрушаването на разглежданите по-горе греди
настъпва при товари, по-големи от посочените, понеже, преди да се
появят пластични стави в полето, ръбовите напрежения се увеличават
вследствие на настъпилото междувременно заздравяване
на стоманата.
63
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Н акрая могат да се направят следните заключения:
1. Непрекъснатите и запънатите греди не изчерпват носимоспособността си, когато се появяват пластични стави, ако броят на тези
неопасни стави не надвишава степента на статическата неопределимост на гредите, а местата им отговарят на изискванията за геометрична
неизменяемост.
2. Неопасните пластични стави водят до изравняване на макси­
малните моменти в полето и моментите прн подпорите на непрекъсна­
тите и запънатите греди с постоянно напречно сечение.
3. Определената по теорията на пластичността носимоспособност
на статично неопреде-тимите греди е обикновено значително по-голяма
от носимоспособността на същите греди, определена по теорията на
еластичността. Тази разлика е най-голяма при гредите с постоянно
напречно сечение.
4. Сигурността срещу опасно провлачане в полетата, което води
бързо до разрушаване, е същата, както при чисто еластично огъване
на обикновената статически определима греда, ако при оразмеряването
и в двата случая се работи с
5. З а да се използува по-добре по-голямата носимоспособност (в
сравнение с еластичната) при пластичното огъване на статически неопределимите греди с постоянен инерционен момент, тези греди трябва
да имат същия инерционен момент и в местата на снажданията си.
III.7. Гранични
напрежения
на устойчивост (при
устойчивост)
оразмеряване
на
I I 1.7.1. Общи бележки
Ел
е
кт
В предходните точки се изтъкна, че граничното напрежение на
якост при натоварване на опън, натиск или огъване се определя от
граничното съпротивление на материала, което при статично нато­
варване е тъждествено с напрежението на границата на провлачането.
Не стои така въпросът със стройни и тънкостенни елементи: те изчерп­
ват способността си да носят прн по-ниски напрежения от о „ ^ , като
загубват устойчивото си равновесие и се де(^рм ират — изкълчват,
измятат или изкорубват. Ето защо при оразмеряване на устойчивост
граничното напрежение не е
а така нареченото критично напре­
жение о,р (а,) на изкълчване, измятане или изкорубване, с достига­
нето на което елементите (прът или греда) стават неустойчиви. В з а
висимсст ст това, дали критичното напрежение е по-малко или по-го­
л ям о от а*д, казва се, че елементът се изкълчва, респективно измятаили изкор>бва в еластичната или в пластичната област на работа на
стоманата.
По-долу в т. П 1.7.2 и 1П.7.3 се разглеждат основните случаи на
натоварване на прави цилиндрични пръти на центричен и ексцентри­
чен натиск.
64
1 11 . 7 . 2. Гранично напрежение на стройни прави п ръ ти
с константно напречно сечение, подложени на центричен натиск.
Модул на Енгесер — Карман
П ри
и з к ъ лч ва н е
в е ла ст и чн а та
област
натисковото напрежение в момента на изкълчването е по-малко отаел*<^п"
или най-много равно на него. Ето защо в този случай е в сила за к о ­
нът на Хук и от съкратеното диференциално уравнение на огъването
у"= —
решението на което за М = Р у (фиг. I I I . 21) и константно J
—
(III. 57 a),
EJ
(III.57)
на стома­
Е е модулът на еластичността
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
където
ек
у = A s m k x + В cos kx,
а
се дава с интеграла
ната, а J — инерционният момент на прътл,
се получава, че
(111.58)
у = Ab'mkx,
(тъй като условието y = Q за ,v=0 води до Б = 0 ) .
Второто условие г/=0 за х = 1 дава O ^ A s i n kl и понеже Л + 0 ( з а ­
щото в противен случай у = 0), трябва s in /г/=О.Това означава, че минималната стойност на Р > 0 , при която започва изкълчването, се по­
лучава за k l = n , откъдето във връзка с ( I I I . 57 а) критичният товар по
Ойлер е
л*£У
(III.59)
^кр -•
р
/
//лу/у////
Ч уi
тр
11
+'(
/
I
1
ек
Ел
у\1\
1
и
] |
>-11
р
77ГГГ
т
Р
Фиг. 111.21
1^’
Фиг. III 22
Уравнението на еластичната линия на огънатия прът се получава,
като в (III.58) се замести
/ = /4sin
k = ^ .3 a
обаче
y = f,
а
оггук
" Л. Стедователно
5 Стомангии конструкции
55
y = fr s \•n ~^^ X .
(III.60)
Този израз представлява уравнението на синусова линия с една полувълна (фиг. II 1.21).
На Ойлеровия критичен товар отговаря критичното напрежение
«кр-
^
, което с 1= ^ ^
приема вида
и
кр
теоретичната дължина I на пръта е заменена с
а
В израза
(III.61)
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
тъй като под I се разбира изкълчвателната дължина на пръта, озна­
чаваща разстоянието между две съседни инфлексни точки на еластич­
Ел
ната линия на огънатия прът. При ставно прикрепване на двата прътови края според фиг. I I I . 21 /„ = / (фиг. 111.22 б), но при случаите спо­
ред фиг. III.22 а, е и г има съответно значение 21, -^0,7 / и 0,5 I.
С достигането на Р,р — форм. ( I I I . 59), започва изкълчването, но
прътът не се разрушава веднага. Д\акар и не вече прав, той остава из­
вестно време в състояние на устойчиво равновесие и при разтоварване
си възвръща първоначалната форма. С напредването на огъването
обаче се появяват пластични деформации, които бързо обхващат ц я ­
лото най-силно напрегнато напречно сечение на пръта: оформя се пластична става и прътът се разрушава. Този процес се развива много
бързо. При това разликата между разрушаващия и критичния товар
(фиг. 111.23) е малка, и то толкова по-.малка, колкото прътът има помалка стройност и а , е по-близо до о „ . За обикновените стройностн
(Х<200) разликата е незначителна. Поради това тя се пренебрегва и
66
за гранично напрежение на центрично натиснати стройни пръти с константно J се приема Ойлеровото натисково напрежение според форм.
( I I I .22), при достигането на което започва изкълчването, т. е.
Огр = Окр .
(III.62)
от
ек
а
И така при еластично огъване на пръта за а,р са валидни Ойлеровите форм. ( I I I .59) и ( I I I .61), чиято приложимост в този им вид е свър­
зана с предпоставката, че а,р не надминава границата на еластичност­
та на материала ом- На фиг. I I I .24 в координатната система акр, к
е изобразено уравнението на Ойлеровото критично напрежение, което
представлява хипербола. На граничното напрежение Orp = a „ отго­
варя стройността Лгр, която се получава по форм. (111.61) ^рез при­
равняване на о,р със Оел
(Ш.63)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Стройността А,гр отделя изкълчването в еластичната от изкълчва­
нето в пластичната област. За
MN/m^ например и £ = 210 000
MN
^гр=105. Следователно, ако един прът от стомана със а „ =
= 190 MN/m^ има стройност А ^ 1 0 5 , той ще се изкълчи при напреж е­
ние а , р ^ о „ - В противен случай изкълчването ще попадне в пла­
стичната област.
П ри
и з къ л ч в а н е
в п ла ст ична та
област
за­
висимостта между Окр и Х е установена най-напред експериментално
от Тетмайер. По-късни и по-точни измервания са довели до значителни
изменения на първоначалните Тетмайерови прави. В това отношение
значителна роля е изиграл развитият от Енгесер и допълнен по-късно
от Карман най-общ метод за аналитично изследване на проблемата на
изкълчването в пластичната област, който е изложен по-долу.
Преди лп се н л р \ и 1и устойчивото рпвиовссие, в един прлв, ис ит р ично иатовпрем призматичен прът с комстантпо J и Х<Хгр се я вя п а т пластични дефо р ма ц и и,
р. и пред ел ени рав но мер но по сечението и д ъ л ж и н а т а му. Пр и п р е в и ша в а н е на (т,р,
кт
към п ър в о н а ч а л н и т е рав но ме р но разпре де лени
н а п р е же н и я а
с
е
прибавят
Ел
е
н а п р еж е н и я т а от о г ъ в а н е т о на пръта Осг, което п р е д и з в и к в а от к о н в е к с н а т а, на■^исковута страна на и з к ъ л ч в а щ и я се прът (фиг. П1. 21) у в е ли ч а ва н е , а от к он к а в н з т а, опъннат а ст рана — н а м а л яв а н е на п ър в о н а ч а л н и т е пластични натисковм н а ­
п р е ж е н и я съответно на 0 , 1
ип
, р —о ■> (фиг. III. 25п).
При р а з т о в а р в а н е на стоманен прът, п а пр е г н а т р а в но ме р н о над Оел и о п в л —
F с л у ча я например до точка k (фиг. 111.2.'5г),между а и ? с ъ ще ст ву в а л ин е й н а з а в и ­
симост*, изразена в р аботната ди а г р а ма чрез праната kk.,. която е почти у с п о р е дн а
на Х у к о в а т а права ОР ( t g P 2 ' ^ l s P . вж- I I I . 3). Ето з а що в р а з т о в а р в а н а т а чрез мо­
мента част от напречното сечение на прът а е в сила ко нс т а н т ни я т модул на е л а с т и ч ­
ността Е - ^ ^ Е и ог ъв а т е л ни т е н а п р е ж е н и я в ля в о от точка k се р а з п р е д е л я т л ин е й н о ,
като в еластична област по пра ва т а kk., на р аботната д и а г р а ма при р а з т ов а р в а н е .
В противовес на това в частта на у в е л и ч а в а що т о се п л а с тифицир ано д и а г р а м а т а на
ог ъва гелните н а п р е ж е ни я следва з а к о н ът , о т г о в а р я щ на постоянно н а м а л я в а щ и я
се модул на пластичността £ ,
de
който о т г о в а р я на работ на т а д и а г р а м а
н адя сно от точка k (к л о нът kk^, фиг. 1И.25г).
.Максималните ог ъватслни ръбови н а пр е же н и я от в ът р е шн а т а в д л ъ б н а т а м
в ън шн ата и з п ъ к н а ла с т ра на на о г ъ в а щи я се прът се о п р е де л я т , к ато се и з л и з а от
' Върху този факт пръв е обърнал внимание р у ск у я т учен Ясински.
67
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
хипотезата, че н при п л а с т и ч но о г ъв а н е на пр е ч ни т е сечения остават р а в ни нн и и че
с л едов ател но Е ог се р а з п р е д е л я т л и н е й но с поред фиг. 111.256. З а целта при и<б р а н о с , се оп ре де л я с ъо т в е т с т в у в а що т о му Р ; т а к а , че д и аг ра м а т а на огъвателпит»
н а п р еж е н и я , к о я т о им о т г о ва р я ( п о к а з а н а на фиг. 111.25i- чрез за шр и х о в а н е ) , npi
Фиг. III.25
Ел
ек
несена в ър х у н апреч но т о сечение на п ръ т а , да у д о в л е т во р я ва р а в н о в е с н о т о у с л о в и е
N ^ = y , — N. Т у к Л'| и iVj са п о р о ден ит е от о гъ в а н е т о н а т и с к о в а и о п ъ н н а с и л а .
които о бр а з у в а т в ът р е ш н а т а дв о и ца си л и на момента.
З а много ма л к и о г ъв ания , к а к в и т о т у к са в ъ з м о ж н и , е , к лони към н у л а п к р и ­
вата k k i п р е ми н а в а в д о п и р а т е л н а към р а бо т н а т а л и н и я в т очка k. Д и а г р а м а т а на
ог ъв а т е л ни т е н а п р е ж е н и я добива о п р о с т е н и я вил. п о к а з а н на фиг. 111.2jtf, при
което £ i = A ^ * ^ = t g P i = t g P K .
ОЕ
От рав нов еснот о у с л о в и е Л \ = Л ' , с л е дв а (фиг. I11.25d)
Oi ■ ~ и d v =
/
0
/I,
u
или
I]
68
J
f
a,
- fi,
u dv,
(111.64)
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
където S, и S , са статичните моменти на д о п ъ л н и т е л н о н а т о в а р в а н а т а ( натисковата)
н раз т ов прв ан атл (опънната) от о г ъ в а щ и я момент част на напр еч но т о с ечение с п р я м о
нулев.!т .1 л и н и я .
Фиг. 111.27
Фиг. III.26
От фиг. I I I . 26, к о ят о п р е д с т а в л я в а елемент от о г ъ н а т и я п ръ т с д ъ л ж и н а еди­
ница II р;|диус на к р и в и н а т а р, се в ижда , че
Е,
Ео
1
Л1
Лг
Р
—= — » ----
Но тъй катс за ма л к и о г ъ в а н и я се приема, че a i = £ i . e i и а
f j . e j, то
P
(III.65)
и от у ра в н . (111.6^) слсдва, че
E l . Si — Е 2 . S 2 .
Формулата (III.66) служи за определяне на мястото на нулевата линия,
която с напредването на процеса на изкълчването се измества все по­
вече към разтоварвания ръб.
.Мястото на н у л е в а т а л и н и я се опр едел я а н а лн т ич н о чрез о пит в ане нлн по с л е д ­
ния гр:к||М' 1сн н ач и и , пояснси с фиг. 111.27 |1].
Чрем pa ipe.iii, \ с п о р с д н н на ну ле в ат а л нн н я , па пречнот о сечение се р а з д е л я на
п чпсти, Ч11НТ0 п о в ъ р . м т н и се у м н о ж а в а т пос ле доват е лно по £ , и £ 2 и взети като
т о в а р и , сс н ар е жд а т поотделно една под д р у г а в последователен ред, з а п о ч н а т от
съответния кран (ръб) на сечението. Прс с ечиа т а т очка на в ер и ж н и т е мн о г о ъ г ъ л ­
ници, начертани с помошта на двата силови полиг она с еднак ви полюснн р а з с т о я ­
ния, определ я мястото на ну ле в а т а линип.
69
По-п.1т:1тък се определя моментът n;i вътрешните сн.ти:
a , • 1- • u . vdv =
Л,
= s]/
“ ■"■■'‘' - й /
u . V-
. dv
(Е, У, -
Е , У,).
(111.67)
ек
М. =
а
и във в р ъ з к а с (111.65) се получава
Л1,= Л1д= Л/ = — , от (111.67) се п о пу ч а ва
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
се постави
от
1 у к Ух н У., са и не р ц и о нн ит е моменти с п р ям о н у л е в а т а ос на двете р а з 1; оз на чно
н а т ов а р е н и от ог ъв а н ето части на прът о в о т о н а п р е ч н о сечение.
Но моментът на в ът р е шн и т е сили е равен на момента на в ъ н шн и т е с или и а к о
( 111.68)
£ ' е Енгесер-Кармановият модул на изкълчването, който, по­
ставен във формулата на Ойлеровото критично напрежение на мястото
на модула на еластичността Е, разш ирява валидността на тази фор­
мула за изкълчване и в пластичната област:
(111.69)
Модулът на изкълчването Е' в пластичната област зависи от хода
на работната а —е линия и от формата на напречното сечение на пръта.
Ел
е
кт
При п р а в о ъ г ъ л н о н а п р е ч н о сечение Е ' може ла се и з р а з и само чрез една п р о ­
мен л ив а в ели ч ин а — модула на пла с тично с т т а £ '1 = £' плж=*бР» (фиг. III. 25«).
П на нст нна от ус л о виет о A/i = A'., с ледва (фиг.
111.28)
или
Cl . hi — о» • ^4 ■
Но с п о р е д форм. (111.05)
Р
и
Oj = ЕJ *
Р
Е т о з ашо
El
= £, /j2 = £„ (h - Л,)=
и оттук
- у/Е,
70
(111.70)
Поради това, че / V , = iVi
м а^=
моментът на в ът р е шн а т а с и ло в а
двоица
ш е бълс
M = Ni 'I - N,.r^ = Л/, (л, + л,) = Л/, •
1
. ,
2 .
А=
bh
= -^ а ..6 .Л г -з -Л -у -^ '
Обпчс във в р ъ з к а с рав. (III.65> и (III. 7C) и д и фе р е нц и а лн о т о у р а в н е н и е на
р
напреч но сечение
С |/
това, че за п р а в о ъ г ъ л я о
следв^!
£'У
от
е
Л( = *А’
ка
1 ^ .М
orbBiintii л нн и я в плас тичната област — s -р,-^ и поради
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Тук £ 'i = t g p , е модулът на пластичността в точка k на работната
диаграма, съответствуващ на стройността X,, за която се търси а „ , а
£ j s : £ '= t e f i е модулът на еластичността на стоманата «210000|MN/m®.
При симетрично или при несиметрично напречно сечение от вида
на С-профилите модулът Е', получен експериментално или по форм.
<111.68), изведена за произволни по вид напречни сечения с две оси на
симетрия, се различава много малко от същия модул, определен по
форм. ( I I I .71), която се отнася само до правоъгълни напречни сече­
ния. Ето защо обикновено за определянето на Е' се използува форм.
( I I I .71), която е по-проста от форм. ( I I I .68) и води по-бързо до резул­
тат.
Фнг. 111.28а
Графиката на о,р за Ст 37 в пластичната област като функция от X
е показана на фиг. II 1.24. Тя тангира към Ойлеровата хипербола в
точка р (Хгр, а „ ) н към хоризонталната права с ордината
и по­
ради това, че £ ' зависи от хода на работната линия над границата на
71
еластичността, който не е еднакъв за различните стомани, може да
бъде повече или по-малко стръмна. Изобразеният клон над
е уста­
новен експериментално. Той няма практическо значение, тъй като граничното напрежение на стоманата е тъждествено с напрежението
при площадката на провлачането.
Графиката на зависимостта E' = f().) е показана на фиг. 111.28. Тя
може да се използува за оразмеряване на стройни натискови пръти
със а , р > о „ > изпълнени от стомана Ст 3.
а
/ / / . 7 . 3 . Гранично напрежение на стройни прави п ръ ти с константно
ек
напречно сечение, подложени на ексцентричен натиск
(натиск и огъване) [26]
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Възможни са три случая;
а)
Изкълчване при действие на огъващия момент в равнината на
най-малката коравина или при равенство на двете коравин^! — с ексцентрицитет само спрямо едната ос (фиг. И 1.29 а) — равнинна форма
на загубване на устойчивост;
,
I*
и
-Г
-г
У-
у -
IX
\9
кт
Фиг. 111.29
Ел
е
б) изкълчване при действие на огъващия момент в равнината на
най-голямата коравина (фиг. И1.29 б) — пространствена форма на
загубване на устойчивост;
в) изкълчване при ексцентрицитет спрямо двете главни оси (фиг.
1И.29 в).
В п ъ р в и я с л у ч а й а) прътът се огъва в равнината на дейст­
вие на момента, т. е. в силовата равнина. Решението в затворен вид
се дава от Jezek при предпоставки: идеална а — е-диаграма по Прандл
и валидност на хипотезата на Бернули за равнинните сечения.
Йежек е дал и приблизително решение, при което не се отчита из­
менението на разпространението на пластифицирането по дължината
на пръта и той се изкълчва със синусоидна полувълна.
Критичното напрежение за пръти с правоъгълно напречно сече­
ние се изразява по Йежек чрез форм. (И1.72 а) или ( I I I . 72 б):
72
я^-Е
а.=- -
(Ш.72а)
'- 1
2т
а
(111.726)
^{пвл
в зависимост от това, дали е налице едностранно провлачане на сече­
нието, при което
се е
от
ек
>0.
9а„
^пилО-'")
или се установйва двустранно провлачане, характеризиращо
условието
л“ Ет^
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
< 0.
По функц. ( I I I . 72) са съставени таблици за изчисляване на а , в з а ­
висимост от стройността к и относителния ексцентрицитет
е
F
Р
^
т = — ^
за нисковъглеродна стомана Ст 37 със a„,., = 2 4 0 MN/m** и високока­
чествена стомана Ст 52 със Опвл = 3 6 0 MN/m^. Тези таблици важ ат за
пръти с правоъгълно напречно сечение.
Когато прътът е с друго напречно сечение, се използува корекционният коефициент т]. Това е отношението на относителния ексцен­
трицитет на прът правоъгълно напречно сечение към относителния
ексцентрицитет на прът с друго напречно сечение (Ш , J_ ,С ), но с еднаква
стройност и еднакво критично напрежение.
В новия СНИП са направени следните изменения и допълнения:
jjCKCU
респективно за ф е к ц = д - ~
кт
1. Таблиците за
[т- V. 5,
форм.
Ел
е
(V.34)] важат за 7? = 210 M N/m^ съответствуващо на сГпвл=240 MN/m*.
При стомани с друго /?, респективно апв^-фексц се определя за условната стройност X, до която се стига по следния начин:
я*£
g 240 MN/m* за Ст 37 със а„вл = 240 MN/m*;
(Тк =
Ок =
Е
^
СГпвл
за
стом ани
С друго
Опол •
Като се състави отношението
240
210
за условната стройност се получава
^
респективно =
{R и Опвл в MN/m*).
(111.73)
73
Вижда се, че условната стройност отговаря на едно и също значеп
ние на ------ за всички марки стомани с £ = 210 000 A\N/m^, на което
R
210
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
съответствува общ среден коефициент на е д н о р о д н о с т / г = ^ ----- ~ 240 ^
= 0 ,8 7 5 (срещу /г = 0,90 за нисковъглеродните и / г - 0,85 за високо­
качествените стомани).
2. За разлика от случая на центричен натиск при ексцентричен на­
тиск не се вземат пред вид случайни екцентрицитети [т. V.3, форм.
(V.7)], тъй като, от една страна, тяхното влияние намалява с увелича­
ването на относителния ексцентрицитет, а от друга страна, изчисле­
нието, което е приблизително, е достатъчно преосигурено.
3. Коефициентът т) за Т-образни напречни сечения с ексцентрици­
тет от страната на пояса се определя приблизително чрез израза (вж.
табл. V.3, стр. 124, № 3)
_
Л = 1 .3 -f0 .5 V m .
(Ш.74)
74
Това е едно средно значение на ц , независещо от X, чиято графика е
дадена с пунктир на фиг. II 1.30 заедно с графиките на точните значе­
ния, зависещи от X.
Изр. (II 1.74) за коефициента ц се използува при ограничението
стебло
(Ш.75)
-
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
То се въвежда, тъй като с увеличаването на
>^стебло
значи­
телно се увеличава и tj.
4.
В табл. V.3 (стр. 124) е добавена графа за коефициента т) на пръ­
стеновидни напречни сечения (№ 5).
Коефициентът т]^р^б, е отношението на т на правоъгълно сечение
към Я1,р на тръбно сечение на пръти с еднакво X и а , (или ф„с„).
З а неговото определяне се използува формулата на Елис. Той си служи
с два параметъра а и и;
“ = -л' Г
' п л^ = Г
"п л-^ ^Тп в-л
«
(111.77)
а е отношението на УИ. към М„„, при което се образува става на п ла­
стичността. Чрез него може да се изрази т. И наистина, като се вземе
пред вид, че при тръбно сечение
където
тр
о
— А — 1 2732
t е дебелината на тръбата;
г — средният й радиус,
Ел
ек
и освен това, че
M^ = a ^ . F . e \
F . e = mWen
от in =
fj.
Ч^ексц = —--- '
получава се
'I =
^•к
®п-»л
II-:»,!
"aк^ •. F
' .■e‘
«к •
^пп
IUI ®IIBVI
пвл
^пл
ИЛ ‘^пвл
- nd.'l
ел
п
- - ^ /П ф е к е ц
(Ш.78)
И оттук
л „ ,— = 1 . 2 7 3 2 ^
Фексц
(Ш.79)
Фсксц
75
От друга страна, стройността на тръбния прът се изразява чрез х
по следния начин:
а
= 24,2 у
или
ек
Я,р - 2 4 , 2 х .
(111.80)
а
W
от
За прът с правоъгълно, напречно сечение съответните изрази за
Я, и m са
= 1 . 5 ^ ;
т=-.
Ку =
(111.79а)
Ф сксц
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
ел
= 59,\6>1.
(Ш.80а)
От Елис са построени графици за стойностите на параметъра а в
зависимост от х при постоянни значения на ср^^ец- Като се излиза от
тях, на фиг. I I I . 31 са построени графици на /п в зависимост от X (или
х) при постоянно фексц 33 пръстеновидно сечение и по Йежек и Хорн —
за правоъгълно сечение. Тяхното отношение дава т] във функция от \
(или х). От фигурата се вижда, че влиянието на ф върху стойностите
на Т1 е малко. Ето защо за по-просто се работи със средни стойности
на т), които не зависят от ф и приблизително се изразяват с формулите
(вж. табл. V.3, стр. 124)
кт
при 2 0 ^ X ^ 1 5 0
при
X > 150
Т1 = 1,30 — 0 , 0 0 2 ;
(111.81)
Л = 1-
Ел
е
5.
Влиянието на изменението на огъващия момент по дълж ината
на елемента се взема пред вид при равнинната форма на загубване на
устойчивост, ако прътът е ставно подпрян в двата си края. В този слу­
чай вместо с максималния огъващ момент се работи с момента, опре­
делен по табл. V.37. Това се основава на изследвания на Чувикин,
които показват, че когато се работи с най-големия момент M i в сред­
ната третина на пръта, както това е при пространствената форма на
неустойчивост, в много случаи се стига до отклонения в ущърб на си­
гурността. Неточността се увеличава с намаляването на Л и с увелича­
ването на т. Поради това се взема
само когато Х ^ 1 2 0 и т ^ З .
Когато Л <120 и m > 3 , изчислителният момент се приближава към
максималния. Приема се по Елис, че при
0, а съию така при m ^ 2 0
М — Мтах- В останалите случаи се определя чрез линейна интерпола­
ция. П олучава се
76
Фиг
111.31
77
ек
а
от
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
ек
Ел
за Я < ‘120 и w ^ 3
за Ж
—
120 и 3 < W g 20
за Х > 1 2 0
и 3 < W ^ 20
М = М.
— М. ) - М г;
,
— М,);
М = М, ~
(111.82)
— М,).
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
М, е най-големият огъващ момент в средната третинка на пръта.
С л у ч а й б. При изкълчване на тънкостенни пръти в равнината
на най-голямата коравина се наблюдава пространствена форма на из­
губване на устойчивост. Тя се характеризира с това, че прътът се
изкълчва (огъва) в силовата равнина и едновременно се усуква.
Общо теоретично решение на въпроса за пространствена форма на
изкълчване на тънкостенни пръти в еластичната област са дали: за
отворени сечения Капус и Власов, за затворени сечения Капус и Умански.
Проблемът за пространствената устойчивост на тънкостенни пръти
отвъд границата на еластичността още не е намерил достатъчно обо­
сновано теоретично решение.
Оразмеряването по СНиП на изкълчване в равнината на най-го­
лямата коравина, което се извършва както за равнината на действие
на момента, така и извън нея, и оразмеряването на устойчивост при
ексцентрицитет спрямо двете главни осн, което се основава на теоре­
тични и експериментални изследвания, се разглежда в гл. V.
С л у ч а й в. Случаят на натиск с ексцентрицитет спрямо двете
главни оси се разглежда като явление от първи род, т. е. като огъ­
ване без усукване, от Власов и Межлумян съответно в еластичната
област и в областта отвъд границата на еластичността.
Като явление от втори род, когато загубата на ycT0H4HB0tT на­
стъпва вследствие на огъване и усукване, както това е в действител­
ност, случаят на натиск с двуосов ексцентрицитет е разгледан теоре­
тично и проверен и коригиран експериментално от Броуде.
Ел
е
I I 1.7.4. Обща устойчивост при просто огъване^
Когато товарът на гредите, подложени на огъване в равнината YZ
на тяхната най-голяма коравина, достигне определена критична стой­
ност, те изгубват устойчивост, като натисковият пояс излиза из равни­
ната на огъването — измята се — и гредите се усукват и огъват в
равнината X Z на тяхната най-малка коравина (фиг. 111.32).
Критичният мо.мент по Тимошенко, изразен чрез еквивалентен съ­
средоточен критичен товар
действуващ в средата на отвора, пред­
ставен в ойлеров вид, се определя по
Мк = p p j = ^
Vb c =
= ^ ^ £ У ,С У у с (1 +
‘ Вж. т. V.4.2.
78
(сУус +
=
(111.83)
където
B = EJ^
е коравината на гредата в перпендикуляр­
ната равнина на огъването;
C = G J y c + р ^•^0) — коравината при ограничено усукване (вж.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
т. V.6);
респ. С=СУус — коравината при чисто усукване (G — мо­
дул на срязването);
Jyc — инерционният момент при чисто усукване;
— секторният инерционен момент на сече­
нието;
р — коефициент, който зависи от разположе­
нието на товара по дължината на гредата;
с — коефициент, който зависи от мястото на
приложението на товара по височината
на гредата;
/ — изкълчвателната дължина на натиснатия
пояс.
Като се вземе пред вид, че
-Mi)
Е
1
Е
Е
2 (1 + ц)
Ел
е
кт
У
Фиг. III.32
за коефициента а във формула (II 1.83) се получава
у- ^
(1П.84>
79
Н а критичния момент
отговаря критнчното напрежение
^
Т - ^
-п; t'EO
.
(Ш.85)
ИЛИ
J..
При оразмеряване на гредите на обща устойчивост се работи с кое
фициента
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ф гр= ^< 1.
^пвл
за който от ( I I I . 83) се получава
^
къде то
^
_
А
Jy / Л \ '
= - ^ = 2о„„„
'
Г л п в а
•
h
У Jy
\У / ^ ¥а
(III.78)
(III.89)
I\ ’
тр
о
ОРАЗМЕРИТЕЛНИ МЕТОДИ И ТОВАРИ
НА СТОМАНЕНИТЕ КОНСТРУКЦИИ
IV. 1. Оразмерителни методи
Ел
ек
Стоманените конструкции се оразмеряват по метода на граничните
състояния (м. г. с.) или по метода на допустимите напрежения (м. д. и.).
Оразмеряването на конструкциите се състои в това да се избере
видът и да се определят размерите на напречните сечения на състав­
ните й {lacTH по начин, който осигурява нормална експлоатация на
конструкциите при минимален разход на материал.
Състоянието на конструкцията, при което по-нататъшната нор­
мална експлоатация става невъзможна, се нарича гранично състоя­
ние.
При стоманените конструкции нормалната експлоатация се нару­
шава поради една от следните причини:
1. Изчерпване на носимоспособността на конструкцията или,
както се казва още, на нейната съпротивителна способност — първо
гранично състояние.
2. П оявяване на прекомерни деформации — второ гранично съ­
стояние.
80
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Граничната носимоспособност на конструкцията се достига по­
ради:
а) изчерпване на съпротивителната способност — статичната или
вибрацнонната якост на материала, от който тя е направена;
б) неустойчивост на конструкцията или на отделни части от нея.
Сигурността на експлоатацията изисква частите на конструкцията,
разгледани поотделно или всички заедно като цяло, да бъдат, от една
страна, с достатъчна якост и устойчивост — соглед на първото гранично стлтояние, и от друга страна, достатъчно мъчно деформируеми
^ 1ли корави — с оглед на второто грлничне състояние, че при най-благоприятното едновременно действие на всички възможни фактори
(влияние, товари) да е изключено достигането на граничните състоя­
ния.
По отноше}1ие на първото гранично състояние това изискване е оси­
гурено, ако факторите, които въздействуват вър.ху конструкцията
през време на експлоатацията и монтажа й, предизвикват в елементите
й УСИЛИЯ N (нормални усилия, огъващи моменти и т. н.), които са сиг \рн о по-малки и само в краен случай равни на съответната гранична
съпротивителна способност Ф на тези елементи, т. е. ако
Л '^Ф .
Части ОТО
( I V.
^ 1
1
)
(1V.2)
кт
се нарича действителен коефициент на сигурност на конструкцията
срещу достигане на първото гранично състояние.
Поради невъзможност да се определят с математична точност ве­
личините, които го определят, действителният коефнциент на с и г у р ­
ност е неизвестен. При изчисляването той се представя чрез произве­
дението на няколко частни коефициента, чрез които се отчита поот­
делно влиянието на незакономерно променливите фактори и тя.хното
съвместно действие:
V
v i . V.,. V3 . V4 . . .
( I V . 3)
Ел
е
Разбира се, това произведение трябва да бъде толкова по-голямо от
единица, колкото влиянието на незакономерно променливите фактори
е по-голямо и колкото то е изследвано по-неточно.
До споменатите коефициенти се стига чрез следните разсъждения.
Точните стойности на действителните товари (влияние) Р, , които
действуват върху конструкциите през време на експлоатацията им и
предизвикват усилията N,- , не са известни предварително. При изчи­
сляването те се заменят с нормени товари, установени в съответни пра­
вилници. Вероятната разлика между възможния най-голям действи­
телен експлоатационен товар от даден вид Р,, , за който конструкцията
трябва да се изчисли (изчислителен товар), и съответния нормен товар
Р," се изразява чрез коефициента на претоварването
Р,
N.
-
6 Сг lyjHeriH к о н с т р у к ц и и
(IV.4)
81
който е различен за различните товари и е по-голям от единица.' Ето
защо лявата страна на нерав. (IV. 1) се представя във вида
,V = i;V , = IiV r
(IV.5^
където N, и N '1 са усилията на даден елемент, предизвикан!! от товари­
те Pi , респективно Я” , на които са съответно пропорционални (jV , =
-
X.
Р ,
).
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Д ясната страна на нерав. (IV. 1) зависи от следните фактори:
а) условията, при които конструкцията се експлоатира;
б) граничната съпротивителна способност
на материала, т. е.
неговото гранично напрежение а^р\
в) геометричната характеристика S на оразмерявания елемент —
лицето F, съпротивителния момент W' и др. на напречното сечение на
елемента.
От тези фактори само стойността на S .може да се cmjKt3 за предва­
рително известна и осигурена. Незакономерната променливост на не­
благоприятните условия, при конто дадена конструкция или-конструктивна част ще бъде поставена (неволни ексцентрнцитети, вибрационни
товари и др.) или ще се използува, се изразява при изчисляването
чрез коефициента за условията на работа т, който е число, равно на
единица или по-малко (понеже стои вдясно на неравенството):
m ^ 1.
Ел
е
кт
Граничното напрежение (съпротивление) а^р (^гр)
стоманата
при оразмеряване на якост — опън, натиск, огъване и д р .,е идентично
с напрежението, при което тя се провлача (а,р = апвл)- То се устано­
вява опитно. Не ВСИЧКИ'проби обаче показват еднакво съпротивление.
За нормативното гранично напрежение а ”рСе приема опитно устано­
вената най-малка стойност на Опвл- наречена бракувъчен минимум,
установена по статистичен път чрез изпитване на ограничен брой об­
разци (проби). Ето защо не е изключена възможността в даден случай
действителната най-малка стойност на Огр (^гр)
бъде по-малка от
нормативната а"р (^rp)’ ><оято поради това се умножава с коефициента
на еднородност на материала k:
a,p = k a % .
(IV.6)
Този коефициент представлява отношението между възможната найм алка действителна стойност и нормативната стойност на о^р и е чи­
сло, равно на единица или по-малко:
(IV.7)
k =
"гг
^ Спмо когг.то п р о ме н л и в и т е т о в г р и Я, п ре дизвпкппт у с и л и я с обрлтсн m i . i k h . i
х с и л и я т а от постоянмпя товлр О . к о е р т п е и т ъ т lu'i прстииарп.-то rig нп т о й : i o u : i p ,
които D този с л уча й де пс т вува о б л ек ч а в а що , се взема по-малък от е диница.
82
За граничната носимоспособност (съпротивителна способност) на
оразмерявания елемент се получава следователно
(IV.8)
0 = m ka% .S
и във връзка с форм. (IV.5) и (IV .8) нерав. (IV. 1) приема вида
S N- . п , - й т . к . а% . S,
(IV.9)
където участвуват трите групи коефициенти: на претоварване (п,- ),
на \словия на работа на елемента (т) и на еднородност на материала
ik).'
п-
от
^ Л '"
l S r . f l , - ---- ^
ек
а
Като се разделят лявата и дясната страна на неравенството (IV .9)
с S и се вземе пред вид, че прн оразмеряване на якост а ”р = а " ^ , по­
лучава се
= mR.
(IV.IO)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Произведението
респективно
се бележи с R и се на­
рича изчислително (оразмерително) съпротивление. Това е вероятната
най-малка граница на провлачане на предписаната за употреба
стомана.
Прн оразмеряване на устойчивост граничното съпротивление на
материала не е идентично със
но се дава във функция от него.
Така при цеитрично натиснат строен прът например агр = сг,р=ф а „ „
(V.2). В този случай в дясната страна на нерав. ( IV .10) се явява още
един множител — коефициентът на изкълчване ср, който е също помалък от единица:
, 1 о ” . /г ,^ W . ср. /г. апвл = >п . ( f . R .
(IV. 11)
Ел
е
кт
При многократно повтаряне на въздействия, променливи по голе­
мина и знак, поради «умора» на материала граничното напрежение е
също по-малко от о„„. То е идентично с вибрационната якост
=
(III-2). В този случай оразмерителното неравенство взема
вида
т й т . у . k . Опил = гп y . R .
(IV. 12)
Коефициентите ср и у характеризират определени условия на р а ­
бота, които се отразяват неблагоприятно върху носимоспособността
на елементите. Те могат да се схванат като компоненти на един общ коеф 1щнент на условия на работа
(IV.13)
т ^ = т .(^ .у
и трите нерав. (1\М 0), (IV. 11) и ( IV .12) да се обединят в едно:
^ Л'," • "/
1 а : . п, = —
.k .
= m ,.R ,
(IV. 14)
като множителите ср и у в коефициента /По са равни на единица или помалки според това, дали се оразмерява на якост или на устойчивост,
респективно на умора.
83
Оразмеряването по второто граннчно състояние се състои в това да
се провери деформирането иа конструкцията, чиято иосимоспособност
е вече осигурена. Трябва да се удовлетвори условието
\ А = S (Р,-. Д,-.) g Д,р ,
където
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Д е деформацията (преместването или провисването) на кон­
струкцията под действието на външните влияния Р,\
Д,-, — деформацията на конструкцията, предизвикана от то­
варите Pi = 1 ;
Д^р — граничната деформация, превишаването на която прави
конструкцията негодна или най-малко неудобна за
нормална експлоатация.
Тъй като оразмеряването по второ гранпчно състояние взема пред
вид обикновените, често повтарящи се експлоатационни условия, нормените товари N". , които отговарят иа тези условия, не се ум нож авате
коефициента на претоварване (л, = 1 ) и затова оразмерителното нера­
венство има вида
тр
о
К Я Г . Д , ) ^ Дгр.
(IV. 15)
Когато оразмеряването по първо и второ гранично състояние,
или все едно — оразмеряването на якост, устойчивост и умора, от
една страна, и на коравина, от друга, се извършва с ii0 N!0 m,Ta на нерав.
(IV. 14) и (IV. 15), казва се, че се оразмерява по граничните състояния.
Ако се приеме, че при оразмеряване на якост, устойчивост и умора
коефициентите на претоварване п, на всички товари (влияния) — по­
стоянен товар, воден натиск, сняг, вятър, температурни промени и
др. — са еднакви и равнн на някакво число п > 1 , то нерав. ( I V .10) се
преобразува във вида
=
(IV. 16)
Ел
ек
Това неравенство може да бъде написано и по следния начин:
Сор =
й “
• Опил = Одо,,;
(IV. 17а)
'д н
при оразмеряване иа устойчивост или у.мора — съответно
с‘ = т; ■■®пвл =
'F •
О д о п
,
(IV. 17 б)
'д . п
Оор = 'v~ с = Т
'
~
.17 е)
' •
'л Н
където трите коефициента — т , п \\ k — са обединени в един общ иормен коефициент на сигурност:
84
с който е разделено нормативното гранично папрежение
чено така нареченото допустимо напрежение
Одоп = ^
= ^‘ * -.
е полу­
(IV.19)
Н
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Освен това изразът 1 а “ е означен със а„р — оразмерително (изчи­
слително) напрежение.
Когато за оразмеряване на якост, устойчивост и умора се използу­
ват нерав. (IV. 17), казва се, че се оразмерява по допустимите напрежеш]я.
Деформациите на конструкциите,, оразмерявани по допустимите
иапрежения, се проверяват по същата формула (IV. 15), по която се
проверяват и конструкциите, оразмерени по граничните състояния.
От преобразуването на нерав. (IV. 10) в нерав. ( IV .16) може да се
остане с погрешно впечатление, че оразмеряването по метода на до­
пустимите напрежения се различава от оразмеряването по метода на
граничните състояния само по коефициентите на претоварване, които
при оразмеряване по допустимите напрежения са еднакви за всички
в.пдове товари.
В действителност разликата е още по-съществена, тъй като при опс”
ределяне на стойността на адо„=
коефициентът на сигурност
■^д н
Ел
е
кт
на метода по допустимите напрежения не се разглежда като съставен
от по-късно диференцираните независими влияния т, k н п, а тези р а з­
нородни влияния се обединяват заедно и без да се държи сметка по­
отделно за тях, се разглеждат като едно общо влияние, вследствие на
което и получените резултати са сравнително по-неточни и по-несигурни. Ето защо този метод е по-недиференциран и по-груб от първия.
Методът на оразмеряване по граничните състояния е въведен за
първи път в Съветския съюз. Той е по-нов и по-съвършен от метода на
оразмеряване по допустимите напрежения. Предимствата му произли­
зат главно от ясно създаденото систематизиране на незакономерно
променливите фактори и тяхното поединично изследване с помощта
на теорията на вероятностите и методите на математичната стати­
стика. Поради това той е по-прецизен и дава възможност за по-добро
изравняване на действителната сигурност на различните конструкции
и на отделните части на една и съща конструкция и, общо взето, води
до икономия на материал, като предпазва от излишно презапасяване.
У нас по граничните състояния се оразмеряват стоманените кон­
струкции в общественото (гражданското) и промишленото строител­
ство, а по допустимите напрежения — конструкциите от хидротехни­
ческото строителство, мостовете и др. Необходимо е следователно да
се псзнават и двата начина на оразмеряване. Това обаче не причинява
затруднения, тъй като преминаването от единия начин към другия става
лесно, като при формалното написване на десните страни на съответ­
ните неравенства се заменят една с друга иначе различните по същество
величини rn.R и о^„„.
85
от
ек
а
За да се гарантира редовната експлоатация па конструкциите, кое­
фициентът на сигурност v трябва да бъде толкова по-голям, колкото
по-вероятна е възможността да се надвишат нормените значения иа
незакономерно променящите се фактори. По съвкупност обаче тази
опасност е толкова по-малка, колкото броят на взетите пред вид то­
вари Р, е по-голям, тъй като вероятността да се появят едновременно
всички товари с максималните си стойности (Р^>Р'/) намалява с уве­
личаване на броя на взетите под внимание единични фактори. Съобразно с това при оразмеряването се въвежда още един коеф|щиент —
коефициентът на съчетаването. Неговото приложение се пояснява в
IV.3, т. 2.
Таблици за оразмерителните съпротивления (R) и данни за коефи­
циентите на претоварването («,) и условията на работа (//г) се съдържат
в ирил. I и II.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
IV. 2. Сравняване на новия със стария оразмерителен метод.
Общ коефициент на сигурност |24|
За да се сравнят двата оразмерителни метода, трябва да се приведе
нерав. ( IV .10) по метода на граничните състояния (м. г. с) във вид,
който е формално еднакъв с нерав. (IV. 17 а) на метода на допустимите
напрежения (м. д. н). За тази цел тук се въвеждат:
а)
единният или общият коефициент на претоварване
(или n„g)
на всички товари (постоянни — g , w променливи — p.), респективно
на предизвиканите от тях усилия N ^ = N g + Y . N
у f.
м
кт
«
Pi
Ел
е
(IV. 20 )
6)
общият коефициент на претоварване само на променливите то­
вари pi, респективно на произлезлите от тях усилия IjVp,:
Pi
in
Pi
;.
(IV.21)
С тези коефициенти нерав. (IV. 10) на метода по граничните състоя­
ния взема вида
Стпил.
86
(IV.22)
произведението па трите коефициента n . q > \ , m ' = у - > 1 н
у > 1
може да се означи като общ коефициент иа «сигурност» на метода по
г. с,:
1
m
W
>
(IV .23)
1.
и основното нерав. (IV. 10) да се преобразува още веднъж във вида
(IV .24)
=
ка
S
където
N'l
Опвл •
от
е
— т .k
'& ' - - P i
(IV .25)
он
на
УА б
С иб
Г ли
В иж да се, че нерав. (IV .24) на метода на г. с. е ф орм ално еднакво
с оразмерителното нерав. ( I V . 17 а) на метода на д. н. и че ч рез рав.
<1V.23) може да се определи «коефициентът на сигурност» н а елем енти,
оразм ерен и по метода на гранични те с ъстоян и я.
Величините
(рав. I V .23) и
(рав. IV.25) са пром енливи в е ­
л и чи н и . Те за ви с ят от отношението на у с и л и я та Ng от постоянните
т о в а р и g към общото усилие ^V,=A/gM-IiVp,. С о г л е д на т о в а т у к се
в ъ в е ж д а отношението
Л/,
(IV .26)
N'
и чрез него се изразява общият коефициент на претоварване (рав.
IV.20). Получава се за Ng^aNg и I.Npi = { \ —a)N(,:
(IV .27)
Пд = Пр — {пр — rig) а
.
тр
Във връзка с това рав. (IV.23) и (IV.25) приемат вида
С
=
Пд
1
1
т"
k ~
—
mk
г.с __
^доп —
mk
Пр - (Пр - rtg) д
.
(IV .28)
(IV .29)
Ел
ек
V r
срещу съответно по-допустимите напрежения
Vfl.H =
т. k
т. k н
®ДОП —
■■ ■ "
(IV .30)
(IV .31)
Коефициентите п, (рав. 1V.27),
(рав. 1V.28) и допустимото на­
прежение
(рав. IV.29) на метода на г. с. зависят от а и следова:
телно се мелят с взаимното количествено отношение — големините.
87
л>1;
v^.„=m'.n.k'.
от
ек
а
a при подвижннте товари — и с местоположението на товарите с раз­
лични коефициенти на претоварване rii. включени в дадено съчетание.
Ето защо в общ случай те са различни за различните конструкции»
елементи и натоварвания.
Коефициентите л и
(рав. IV.30) и допустимото напрежение Од„„
(равен. IV.31) на метода на д. н. не зависят от а , тъй като по този метод
коефициентите на претоварване са еднакви за всички видове товари
( n g = n p = n > \ и п ,1= п). Ето защо
и
са постоянни величини
за елементи и конструкции от един вид — с еднакъв коефициент па ус­
ловия на работа — и за определено съчетание на товари.
В общия «коефициент на сигурност» v^. „ на м. д. н. се съдържат в
скрита форма с неопределена големина коефициентите т' и k ’ на ме­
тода на г. с. и един неизвестен постоянен коеф 1щиент на претоварване
(IV.32)
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Главната особеност на метода по г. с. се състои в различните кое­
фициенти на претоварване. На тази особеност и на по-точното поединично
изследване на влиянието на незакономерна променливите фактори
се дължи най-ценното предимство на метода на г. с., че действител­
ната сигурност на конструкциите от един вид и на елементите им, оразме­
рени по този метод, са по-изравненн, отколкото ако се оразмерява по
метода на д. н. При това изравняването на действителните сигурности
на конструкциите и елементите им, а с това и разликата в резулта­
тите, получавани по двата метода, са толкова по-големи, колкото вл ия­
нието на незакономерно променливите фактори е обхванато по-пълно
и по-точно чрез трите групи коефициенти т, k и п, респективно чрез
производния им променлив общ коефициент
(равенство IV .28).
На фиг. IV. 1 II IV.2 се показва графично изменението на величините
п„ (рав. IV.27) и V, с (рав. IV.28) във функция на аргумента а (рав.
IV.26). На втората фигура е нанесен и «коефициентът на сигурност»
Vj „ по д. н., чиято графика като независеща от аргумента « е права,
успоредна иа абсцисната ос.
Резултатите, п о л \ч е н и по двата метода, са еднакви, когато v^^==
Ако
методът на г.с. водило по-малки сечения на оразме­
ряваните елементи и до икономия на материал. [Обратно, ако
същият метод води до по-големи сечения и до по-голям раз.ход на мате­
риал. Точка а на фиг. IV.2 с абсциса аа=
два
отделя
тези
интервала.
От фиг IV .2 се вижда ясно, че коефициентът
на метода на г. с.
е променлив, като н а м а л ява с увеличаването иа относителното участие
на постоянните товари в общия товар на елементите. Излиза, че в з а ­
висимост от а сигурността на е л е м е н т и т е , оразмерени по г. с.. е различна и обратно, че каквото и значение да има а , тя е еднаква, когато
се оразмерява по д. н. Това противоречи на казаното по-горе, че еле­
ментите, оразмерени по г. с., имат по-изравнени действителни сигур­
ности, отколкото елементите, оразмерени по д. н. Противоречието е
88
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
обаче само привндно, тъй като в същност v не изразява «сигурност», а
« с т е п е н н а н е о б х о д и м о з а п а с я в а н е», която е оглед,
на изравняване на д е й с т в и т е л н и т е с и г у р н о с т и (IV .2)
е различна в зависимост от а .
Фпг. IV.2
Количествена оценка на резултатите от сравняването на конструк­
циите, оразмерени по двата метода, може да се получи чрез зависи­
мостта
,
р=
-
1 )1 0 0 %.
(IV.33)
Тя показва с колко процента елемент, оразмерен по м. г. с., е по-лек
(—) или по-тежък ( —) от същия елемент, оразмерен по м. д. н. Тук
S,^ и
са съответните геометрични характеристики на елемента
(F. W и др.), получени по двата метода:
е . аЯК
(IV.34)
89
ек
а
където е е коефициент, който при оразмеряване на устойчивост е иден­
тичен с коефициента
< 1 , а при оразмеряване на якост — с кое<))uuHeHTa т ^' с който се отчита евентуално отслабване на S , например
от
Фиг. IV.3
нитови дупки, в този случа?! обикновено г п с = 0,85-;-0,90. При зава­
рените конструкции т ^ = 1 .
Като се замести (IV.34) в (IV.33), получава се
он
на
УА б
С иб
Г ли
ОТ
m . fe . V
( W .3 5 )
дч
Графиката на функцията р» е начертана на фиг. (IV .3) за положу\телни и отрицателни стойности на аргумента а '■
N
а =
Аргументът а е п о ю ж н т е л н о число ( a = a i > \ ) з а п ъ р в о с ъ ч е т а н и е
< е д н о з н а ч н и у с и л и я , което се потучавт. като усилието S g от nocvo«Hлите товари се събере с най-голямото еднозначно нему усилие
.V'p OT про­
тр
менливите товари (вж. т. IV .3). Това e l
г р а н н ч н о усилие:
g
JV, = iv -
1
р•
,v'
ек
.Аргументът a е отрицателно число ( а = а и < 0 ^ за в т о \ ) о ' с ъ ч е т а н " е с
. р а з н о з н а ч н и у с и л и я , което се п о л у ч а в а, като усилието N е от постоян
W
шнте товари се сум ир а с
най-голямото
р а зн озн ач н о
нему у си л и е. N р '=
от
Ел
променливите товари. Това е И г р а н и ч н о у с и л и е :
N „ -N ,+ N »,
което съществува при двузначна линия на влияние иа съответното разрезно уси­
лие.
Във формулите усилията се заместват със своя знак.
Очевидно е, че аргументът а може да бъде отрицателно число само ако при U
■съчетание
41 че това е необходимо условие за знакопроменливост‘ .
* Случаят t/Vgj >
90
Y** . при който а > 1 , е без значение за сравняването.
От двете г ранн чи и у с ил и я Л^1 и Л^ц е меродпвио онова, което води до по-големи
рлзмери H a S . H o обикновено Л'ц g Vi | и за да бъде в ъп р ек и това 5 ц > S | , т р я б в а
N..
N.
—i i > -
(IV.37)
Това п о к а з в а , че необходимо ус л о вие за меродавиост на Л^ц, к о г ат о у с и л и я т а си
п р о ме н я т з н а к а , е
е „ < е, ,
а товя е в ъ з м о жн о , пко е п = ф ——
< 1 ; е ц = т е и ф е достатъчно по м а л к о о т / п ^ .
Ояк
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
О тт ук с л едв а, че за дя бъде меродавно с р а в н я ва н е т о на двата метода с в то р ит е г р а ­
нични у с и л и я Л' ц, мри което а < 0 , т. е. за да бъде
5 .,=
®Ц °як
°яи
необходимо ус л ови е за това е не самр да с ъ ще ст ву в ат у с и ли я т а N \ i , но р а з л и ч н ит е
сами по себе си зн а ц и през двете г р анични у с и л и я
и Л^ц да са т а к и в а , че с у с и ­
л и я т а N i да се о р а з м е р я в а на якост, а с у с и ли я т а Л^ц — на устойчивост и освен
това елементите да са дос т а т ъчно стройни. Ак о обр а т но на ю в а , с- у с и л и я т а ,V( се
о р а з м е р я в а на устойчивост или се о р а з м е р я в а на якост, но еле ме нт ът не е строен
или с недостатъчно строен, тогава тези у с и л и я са меродавни и у с и л и я т а Л' ц са без
знлчсние с ъщо тъй, к а к т о а к о те са ра в ни на нула.
*
Границите на р е ал н ит е з н а ч е н и я на
в о т ри ц а т е л н а т а о бл а с т на а с а '
където
а , = ---------- Г------ ---------------------Ф
--------------- --------------------------- ( Я р -
(1V.38)
(IV.39)
V
ек
тр
о
Те се о п р е д е л я т , като] се вземе пред вид, кое от двете г р а ни чн и у с и ли я
е м еродавно зл всеки един от два т а о р а з ме р и т е л н и метода; A^i или Л^ц. П р и т о ва е
в ъзможно:
я) и двете г р а ни ч н и у с и ли я
и
да са от едно и с ъ що с ъ ч е т а н и е (I
или II);
б) по ед| н 1я метод да е меродавно I, а по д р у г и я метод — II съче т ание,
на пр и ме р N ^ p = X i i , а N-^”= N i .
Ел
Получават се следните резултати:
1.
Възможното най-голямо увеличение на
спрямо 5д„ се явява
в точка с от отрицателната област на а (фиг. IV.3) за (r ig=n y) :
а „ ^ а, ^
•
(IV.40)
То е
Я
р +
( " р
1И
—
Я д ')
« I I
—
. <! . V ,
д.и„
1
100% ,
(IV.41)
' Т. Ча в о в . « К ъ м въп р о са за с р а в н я ва н е т о на о р а з ме р и т е л н и т е методи иа строи
т сл ните к о нс т р у к ц ии и неговото ^начение», сп. «Строителство», кн, 10, 1965.
91
където при т ^ = \
I -Ф
(1 - Г) ф
и
г =
(IV 42)
При разнозначни Ni и yVn е възможно
0 ^ '< 1
.
D
-f К - О
Рс=
—
Vд н
1
100 %
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
т .k
от
е
а) когато г ^ 1 , при което Wg—»0 и a j i ^ - 2ф
б) когато
- .
ка
ио обикновено границите на г —— прн Л^^ + 0 са между 1
Л/п
Ето защо екстремът се получава:
( iv -ia )
при което а ц = 0 .
100 %
(IV.44)
■ Коефициентът на претоварване rig на постоянните товари е разли­
чен за първо и второ съчетание. Обикновено се приема
1,1 ; n . g = 0,9
(или
= 1).
Това различие на коефициента
обуславя чупка в точка 0 на д иагра­
мата на Ра ( п р и а = 0 ) , като увеличава нак;юна на графиката в отрица­
телната област на а (tgO =
от точка 0 до точка с.
rnk Vj. „
2.
Възможното най-голямо намаление на S по новия метод се полу­
чава за a i > l и ng = n'^.
т k V
Рп\п
— п\
(1V.45)
mk V
3. Резултатите от оразмеряването
в точка а за
по двата
метода са еднакви
Н р — w k Уд.ч
-
~п
I
п ~ '
g
UV.16)
От (IV.43) се вижда, че та.х prj. зависи от п^‘Л Пр и особено от кое
фициента ср = ^
или от стройността У. ма пръта. З а илюстрация на
това в табл. IV. 1 са изчислени за няколко характерни стройности на
центрично натиснат прът стойностите на
n = l; k = 0 , 9 \ m = 1 и v ^ ^ = l ,5 .
92
/’m.'x при m^ = l
Таблица
к =
50
120
80
150
200
ч
0,89
0,75
0.45
0.32
0.19]
Or =
0.055]
0,125
0,275
0,340
0.405
5,5
8,5
j
22
35
67
ек
а
max р %
IV.1
((. =
(7 як
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
От таблицата се вижда, че;
1) за тежки ферми с двустенно изпълнение, на които стройнрстите
на прътите с променящи се по знак усилия обикновено не надминават
80, възможното максимално увеличение е незначително (до приблизи­
телно 8,5% );
2) за по-тежки ферми с предимно едностенно изпълнение, при
които граничните стройности на прътите са 120 за поясите и 150 за
пълнежните пръти, max р„. може да доближи съответно 22 и 35%;
3) за пръти на противоветрови, противоземетръсни и други про­
странствени връзки, за които са допустими стройности до 200, въ з­
можното е значително увеличение, доближаващо се до около 67%.
Процентните увеличения, които в действителност могат да се явят,
са значително по-малки от изчислените по-горе*. Причината за това
се крие във факта, че при оразмеряване на устойчивост по метода на
д. н. очевидно като последица и за покриване на неговите недоста­
тъци се работи с по-малки стойности на коефициента на изкълчване
.^.(вж т. V.3)
1
Фг.с .
кт
Фд н ~
Ел
е
което води до допълнително запасяване. Ето защо на практика при
ораз.меряваие по метода на г. с. може да се получи по-голямо F само
в твърде редки случаи, когато се оразмерява на устойчивост с Л'цИ
/.>150.
Предимствата на метода по граничните състояния се проявяват в
пълен размер при оразмеряване на елементи, усилията в които сепредизв 1!кват от различни по характер товари, чиито стойности в а р и р а т е
широки граници. Такива са на първо място обществените и промишле­
ните конструкции и мостовете.
При хидротехническите съоръжения положението е по-друго. Тук
водният натиск преобладава по големина и значение над всички оста­
нали товари, включително и постоянните, влиянието на които често
се пренебрегва. Ето защо при тези съоръжения оразмеряването по до­
пустимите напрежения дава сравнително добри резултати.
' Т. Чпвов. Върху коефициентите иа и з к ъ т ч в . ! и е tf и i
ВНСИ, 1968. том X X, кн. 1.
—
Годишник
нл
IV.3. Натоварване
на конструкциите
I V . 3.1. К.шсификация на натоварванията
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Според начина, по който действуват върху конструкцнпте, това­
рите се разделят на две групи:
Постоянни товари — които действуват винаги в пълен размер и
без прекъсване. Тези товари произхождат от собственото тегло на са­
мата конструкция и на всички неподвижно свързани с нея части и з а ­
това се наричат още неподвижни товари.
Променливи или вре.менни товари — които действуват с прекъс­
ване и не винаги в пълен размер. Те се разделят на две подгрупи;
а) полезни товари, за поемането на които е предназначена са­
мата (юнструкция;
б) атмосферни товари, които, без винаги да са свързани пряко с
предназначението на конструкцията, действуват неизбежно върху нея.
Към полезните товари спадат:
всички подвижни т о в а р и — хора, автомобили, влакови компози­
ции, електрични кранове и други превозни средства;
мебелите и инсталациите при гражданските сгради и др.;
машините, транспортните пътища, суровите материали и готовата
продукция при промишлените сгради;
хидростатичният и хидродинамичният натиск на водата при хидро­
техническите съоръжения.
Атмосферни товари са снегът, вятърът, ледът, температурните въз­
действия и др.
Във връзка с оразмеряването товарите се разделят според значе­
нието, което имат за конструкциите, по следния начин:
О с н о в н и или г л а в н и т о в а р и — с постоянно или често
повтарящо се продължително действие.
Д о п ъ л н и т е л н и т о в а р и — с по-краткотрайно действие.
О с о б е н и т о в а р и — с рядко или случайно действие.
Към главните товари спадат постоянните и полезните товари с
тяхното динамично действие, а при изчисляване на деформации на по­
кривни елементи — и товарът от сняг*. Главните товари са неде.тимо
свързани с конструкцията или с нейното пряко предназначение“или
действуват продължително върху нея.
Към допълнителните товари спадат снегът, вятърът, климатичните
температурни въздействия, спирателните и хоризонталните удари на
съобщителните средства, малките монтажни товари и др. Допълнител­
ните товари се характеризират с по-краткотрайно действие или имат
по-малко значение за размерите на конструкциите.
Към особените товари се причисляват сеиз.мичните сили, извънред­
ните наводнения, големите еднократни монтажни товари, изобщо то­
варите, които могат да се появят са.мо един или няколко пъти през
живота на конструкцията и действуват за съвсем кратко вре.ме.
* Според по-стприя п р а в и л н и к снегът се с мя т л ше зп основсн товпр нл с г р а ­
дите.
94
IV .3.2. Съчетаване (комбиниране) на натоварванията
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Според това, дали максималните оразмерителни усилия са получени
в резултат на най-благоприятното едновременно действие на основ­
ните, основните и допълнителните или основните, допълнителните и
особените товари, се различават следните случаи (съчетания) на нато­
варване:
I случай — съчетание (комбинация) на усилията, предизвикани
от главните, а по новия правилник и един от допълнителните товари
(например сняг, вятър или температура);
II с л у ч а й — съчетание на усилията, предизвикани от главните и
допълнителните товари;
III случай — съчетание на усилията, предизвикани от главните,
допълнителните и един от особените товари.
В края ма IV. 1 се спо.мена, че вероятността да се появят едновре­
менно всички съчетавани товари в максимален размер е толкова помалка, колкото съчетаването обхваща по-голям брой товари. Съоб
разно с това се въвежда коефициент на съчетаването (комбинирането)
г ^ 1 , който при оразмеряване по граничните състояния е:
Cl
= 1 , 0 — за I
случай на натоварване;
Сц — 0,9 — за II случай на натоварване;
(IV 47)
Сп1 = 0,8 — за 111 случай на натоварване.
Ел
е
кт
С коефициента с,, или сц! се умножават всички товари Р “ , вклю ­
чени в съответното съчетание, респективно предизвиканите от тях уси­
лия А[', но не и постоянните товари G”, за които Cj, и Сщ са равни
на единица.
Като се вземе пред вид коефициентът на съчетаването, основното
оразмерително неравенство на метода по граничните състояния (IV. 14)
взема вида
^
g mR.
(IV.48)
При оразмеряването по допустимите напрежения с се прехвърля в
дясната страна на оразмерителното нерав. IV. 17, където се у.множава
с коефициента на сигурност v^.„. Това се отразява върху числената
стойност на съответното допустимо напрежение, което се увеличава.
Така за най-често употребяваната марка стомана Ст 3, респективно
Ст 37, с нормативна граница на провлачане a ”g^-=24 MN/m* допусти­
мите напрежения спорел съветския правилник от 1951 г. са:
а) при I с л \ч а й на натоварване
-г'1
^доп — г” — 1— —
Vд и
V
'д-Н
—- I Ьи ЛлГЧ/Ш ,
95
б) при II сл уч ай на н ат о вар ван е
— II
^ г р
^ и и л
2 4 0
i Q A
\Д \Т I
'1
= Тп“
'д Н ^ 'д н ^ г ж =
Следователно при оразмеряване по допустимите напрежения кое­
фициентът на съчетаване за II случаи на натоварване е
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
= 4 ^ = г 1 = 0,89.
(IV.49)
''д.н
С него се у\гножават всички товари, включени в съчетанието, в
това число и постоянните товари, което е друг недостатък на този ме­
тод.
Трябва изрично да се каже, че удовлетворяването на основното ораз­
мерително неравенство (IV. 10) се доказва за всеки случай на натовар­
ване поотделно. Меродавен е онзи от тях, k o i i t o изисква по-голямо 5
и следователно е по-неблагоприятен. Очевидно е, че при оразмерява­
нето по допустимите напрежения, ако' е налице условието
I N}
—
ZA/,"
< 0,89,
по-неблагоприятен е първият случай на натоварване и доказването на
напреженията за втория случай на натоварване е излишно. Обратно,
ако
2 .V‘
Ел
е
кт
по-неблагоприятен е вторият случай на натоварване и следователно
отпада необходимостта от проверяване на напреженията за първия
случай на натоварване.
При използуване на форм. (IV. 14) меродавният случай на натовар­
ване се установява чрез непосредствено сравняване па левите части
П( и IjV,” п, с на съответните оразмерителни неравенства.
Често линиите на влияние на разрезните усилия имат положи­
телни и отрицателни участъци и поради това за всеки един от трите
случая на натоварване се получават п о д в е г р а н и ч н и у с ил и я — първо и второ — в зависимост от това, дали усилието от по­
стоянните товари се сумира с най-голямото еднозначно или разкозначно нему усилие от съответния случай на натоварване с променливи
товари. Кое от двете е .меродавно, се установява, като се сравнят край­
ните резултати.
У6
IV.3.S. Общи сведения на по-главните видове товари
1\' Ч .З .!. По: тч ::н н и тон ари
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Първоначално собственото тегло на всяка носеща част на кон­
струкциите се определя приблизително по формули или от опит. Теч­
ното тегло на носещите части става известно едва след като те се из­
числят и оразмерят. Изчислението трябва да се повтори, ако разл и­
ката между приетото и установеното след оразмеряването собствено
тегло се отразява върху общото напрежение Одр с повече o T i 5 % . За
да се избегне това, носещите части на съоръженията се оразмеряват
но възходящ ред, като се започва от елементите, които носят непо­
средствено променливите товари, и се преминава последователно към
елементите, конто следват по реда на предаването на товарите, докато
се стигне до главните носен1и части на конструкциите и до опорите
им. По този начин винаги е неизвестно само теглото на оразм ерява­
ната част и неточността е малка.
Данни за обемните тегла на често употребяваните строителни мате­
риали и собственото тегло на второстепенни строителни части — по­
кривни обшивки, столици и подове, се съдържат в Правилника за на­
товарване на сгради и съоръжения от 1964 г. (съкратено ПНСС). Ф ор­
мули за определяне на собствените тегла на главните носещи конструк
ции (покривни ферми, саваци и др.) са дадени на съответното място
нри разглеждане на конструкциите.
IV.-'i 3.2. По/.ei'Hn
орехенни
товари
Ел
е
кт
Характерът на полезните товари зависи от вида на съоръжението —
от неговото предназначение. Те са уточнени в съответни правилници:
Правилник за проектирането на масивни и стоманени пътни мостове —
1955 г.. Специални технически условия (СТУ) за проектирането на
железопътните мостове — 1948 г., и др.
Поради голямото разнообразие на действителните полезни товари
на сградите нормените товари, които ги заместват в изчислението, се
дават според ПНСС като равномерноразпределени товари с определена
интензивност.
IV.3.3.3. Атмосферни товари
Н а т о в а р в а н е о т с н я г . Според интензивността на сне­
говалежите територията на страната се разделя н атри климатични рай­
она (вж. приложение II на ПНСС).
Нормативната стойност на натоварването от сняг на 1 т'"* хоризонтална площ сс приема:
Стоманени конструкщ и
97
за!
район рс"= 500
N/m*.
за II районрс”= 700
N/m^
за III район рс"= 1000 N’/ni*
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
При наклонени покриви под ъ г ъ л а спрямо хоризонта товарът от
сняг се намалява поради отвяване и свличане от р^=--500, респективно
700 или 1000 N на 1 т® хоризонтална площ п р и а ^ 2 5 ' па ON на 1 т ’ хоризонтална площ при а ^60°. За наклони от 25 до 60' стойностите на
се получават чрез линейна интерполация. Това означава, че за
всяко увеличаване на покривния наклон с 5 над а = 2 5 ' товарът от сняг
се намалява със 70 N, респективно 100 или 140 N на 1
хоризонтална
покривна проекция. В табл. IV.2 са дадени нормативните стойности
на натоварването от сняг в зависимост от наклона на покрива.
Таблица
IV.2
Нормативни товари от сняг р “ в N/m^ в зависимост от наклона на покрива
I
Н ак-псн на
покрива
а а '■
I
II
III
район
район
район
{
j
25
30
35
40
500
700
1000
430
600
860
360
500
715
285
400
570
-1Г)
50
55
215
140 i 70
300 : 200
100 i
430 1 285
140
60
1
0
0
0
;
Ел
ек
тр
о
При сложни покриви с многократно начупени плоскости, горно
осветление или нееднакво високи части се държи сметка за възмож­
ността от навяване на сняг (снежни преспи) — вж. ПНСС. При сгради
с нееднакво високи части според фиг IV.4 размерите на снежната
преспа се приемат:
широчина на преспата s = 2 H , но не по-.малко от 5 m и не повече от
10 m или L-,
максимална интензивност на натиск р„их=2000Н. но не повече от
4 Ри, където Н е разликата във височините в in. а
— теглото на снеж­
ната покривка при а ^ 2 5 '' в N/m*
Н а т о в а р в а н е от в я т ъ р .
Вятърът се приема, че духа
хоризонтално, обаче упражняваното от него налягане е перпендику­
лярно на плоскостта, която той товари. Натискът от вятър се изчи­
слява за единица площ по формулата
Р. = К
f-
2' ~
16
^
където
Л,
е аеродинамичен коефициент, който зависи от фор­
мата на покрива (сградата);
V-
XI
.>
<7„ = р ^ -----налягането при подприщване в N m-;
V
р
98
— скоростта на вятъра s m s ;
— гъстотата на въздуха.
ка
Скоростта на вятъра зависи от географското положение на местно­
стта II внсочииата на въздушните пластове над земната повърхност на
терена (фнг. 1У.5).Съобразно с това Б ългария се раздел я на три рай-
от
е
•7ТТГ.
Фиг. IV.4
Фиг. IV.5
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
опа (вж. приложение III на ПНС) и натискът при подприщване
в N 111®, изчислен по формула (IV .50), се приема при 10 m височина
над терена по табл. IV.3.
Нормативен ветров натиск
Г(.'0 гр;|фск11 район
Натиск при подпришваие
Таблица
IV.3
в N/m^ на височина до 10 m над терена
I
II
III
350
450
550
За сгради и съоръжения, разположени в особено ветровити ме­
ста — планински II хълмисти местности, и в поречия на големи реки,
скоростта на вятъра в m/s се определя въз основа на данни от местните
метеорологични наблюдения съгласно с указанията на ПНСС.
/^бмфаг. S
о£
= /.5' -о,в
0
*0,3
= д°' - 0
'i? -30" ш .
3:
*0,е
HsM ф и г. г и д
Чь \
^7
К!,,
-o.i
.Ж
0.3^ -iA<rOA\-o:s
0,А
*o~l
О.У
Xh
Фиг. IV.6
99
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Стойностите на аеродинамичните коефициенти А, за някои пообикновени сгради и съоръжения са показани на фиг. IV.6.
Под действието на вятъра се намира не само обърнатата към него
страна, но и противоположната страна на сградата, върху която обаче
той оказва обратно въздействие —
смучене. Поради това коефициен­
тът на подприщване k, има за
всички обратно наклонени покривни
плоскости отрицателни стойности
(срв. фиг. IV.7).
З а обърнатите към вятъра послабо наклонени спрямо хоризонта
плоскости
също може да бъде от­
Фиг. IV.7
рицателен. Такъв е случаят с обик­
новения двускатен покрив, когато
и а <30" (фиг. IV .6 б), както
и със съответната покривна плоскост от конструкцията на осветле­
нието на двускатния покрив с надлъжно горно осветление (фиг. IV.
6 е), за която независимо от стойността на а се приема * , = —0,30.
Аеродинамичният коефициент е отрицателен и за всички хоризон­
тални покривни плоскости (вж. ПНСС).
Г л а в <!
\'
О РАЗМ ЕРЯВАНЕ НА ЕЛЕМЕНТИТЕ НА СТОМАНЕНИТЕ
КОНСТРУКЦИИ НА ЯКОСТ, УСТОЙЧИВОСТ И КОРАВИНА
V. I. Общи положения
Хидротехническите съоръжения се оразмеряват по допустимите
напрежения, а промишлените и гражданските сгради — по граничните
състояния. Ето защо тук се разглежда паралелно оразмеряването иа
стоманените елементи по двата начина, като се излиза от изложените
в гл. IV принципи и уточнените в гл. III гранични съпротивления на
стоманата при различните видове натоварвания.
В по-нататъшното.изложение се разбира под N (Л'. .И, Q) и R\
а. При оразмеряване по граничните състояния:
N ^ Z N i . п;. с е сумарното усилие, получено при най-неблагоприятно едновременно действие на основните, основните и допълнителните
или основните, допълнителните и особените товари, взети с нормеиите
им стойности и умножени с коефициентите на претоварване п и съот­
ветния коефициент на съчетаване с;
R - m . k . a ' l ^ - ^ m R — оразмерителното съиротивлсм1ие в \ т - i
m-).
Забележка: Значенията на коефициентите т, k \\ с се поясняват в гл. IV.
100
б. Прн оразмеряваме по допустимите папрежения:
Л' S jV, е сумариото усилие, получено при най-благоприятното
едновременно действие на нормените товари от съответния случай на
съчетаване (вж. IV.3.2), но без да се умножават с коефициенти на пре­
товарване или съчетаване, чието влияние се включва в нормената стой­
ност на съответното допустимо напрежение;
— допустимото напрежение за дадено съчетание.
'лп
«
г»
Нека се подчертае изрично, че числените стоиности иа N м R по
двата метода са различни.
ек
а
/?
подложени на центричен
от
V.2. Оразмеряване на якост на елементи,
опън или натиск
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Да се оразмери един елемент на центричен опън или натиск, ще рече
да се докаже, че се удовлетворява неравенството
а„р
(V.1)
където (вж. V.1)
N
е меродавното оразмерително усилие "LN^.ni. с или
Щ \
F
— лицето на меродавното напречно
(^ср чли
а
ffl ■h . Опнл или /? =
а”
-
сечение на
пръта
“ С^доп •
' ’д.н
Ел
е
кт
— нормативната стойност на напрежението при площад­
ката на провлачане; за стомана Ст 3 например
=
= 240 MN/m^
Под меродавно напречно сечение F на пръта се разбира:
nj)H натиснатите елементи без разлика на съединителното средство
и при опънатите елементи на заварените конструкции — брутното наHg^HCLсечение на пръта (fsp);
при 011ъТГат11те елементи на нитованите конструкции — отслабе­
ното напречно сечение на пръта
Обикновено отслабеното (нетното) сечение
се получава, като
от брутното сечение
се спадат нитовите дупки, които лежат в един
нитов ред. напречен па силата:
(V.2)
където
п е броят на
нитовете н меродавното напречно сечение на
пръта;
/ — лицето на ннтовата дупка.
101
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Отслабването, причинено от нптовпте дупки, е по-малко при р а з­
местените (фиг. V.1 а), отколкото при неразместенпте (фнг. V.1 б) ннтови редове поради по-малкия брои на нитовете, които лежат в един
напречен ред. Ако при разместено занит­
ване обаче разстоянието е между два по­
следователни нита е по-малко от 2 d (d е
диаметърът на нитовата дупка), с по-малка
площ и поради това меродавно може да се
окаже косото сечение с—d (фиг. V. 1а), рес­
пективно а — Ь— c—d — f (фиг. V.l.e).
При съчетани профили от вида на пръ­
та, показан на фиг. V.2, трябва да се спад­
нат нитовите дупки на ъгловите профили и
стеблото, които леж ат по разрез а — а, н ни­
товите дупки на допълнителните стеблени
плочи по разрез Ь— Ь, понеже в тези два
разреза се скъсва прътът. Ако при малки
стойности на е се окаже обаче, че отслабе­
ното с четири дупки сечение c— d — d—с на
стеблото е по-малко от отслабеното само с
две дупки сечение а —а, освен споменатите
по-горе шест дупки трябва да се спаднат и
двете дупки на стеблото, които лежат в
разрез Ь— Ь.
При прикрепване с нитове към възлови
плочи на пръти, неотслабени между възло­
Фиг. V.1
вите плочи, е целесъобразно такова шахматно разположение на нитовете, при което
броят на нитовете от първия напречен ред, където силата на пръта
действува още в пълен размер, е по-малък, отколкото в следващия
напречен ред, при който част от силата е вече преминала във възло­
вата плоча. Така напрежението в първите два разреза на пръта при
изпълнение според фиг. V.3 а и в първия разрез на пръта при изпъл­
нение според фиг. V.3 б е
Л '^
N
.V
П
a
t
=
F — ЧГ
—
T -W
ако / е лицето на една нитова дупка, a n — общият брой на нито­
вете (п = 1 0 ). При еднакви условия изпълнението според фиг. V.3 а
е очевидно по-благоприятно, понеже води до по-ниски напрежения
(0 *<а®). От двете напрежения
и о? е меродавно онова, което е
по-голямо.
Когато се оразмерява опънат елемент, отначало не се знае голе­
мината на отслабването. Тя става известна, след като се определят
размерите на напречното сечение на елемента и диаметърът и разпо­
ложението на нитовете. Затова най-напред се приема, че
F „ = т , . Fcp ^ (0,80 ^ 0.90) frp
102
и се изчислява приблнзителио необходимото брутио сечеиие иа пръта:
N
.R
(V.3)
След това се избира съответен профил, изчисляват се и се конструие d.
в А
' Ц
^^ о
о
о
О
^
о
о
о
^
О I
о
о
о 61 1 о
о
1------------i
1
,
нн
УА а б
С иб
Г ли
r^^2d\
Ь
71
а
О
от
О
1 '->
о
ек
а
e-^2 d
d
Фиг. V. 2
IT
a
РазрезСг-г)
i
N
тр
о
N
^^
I'
\2 \f
Фиг. V.3
Ел
ек
1
[
рат връзките (съединенията) и се установява точно стойността на
Накрая напрежението се проверява по форм. (V. 1).
Относно конструктивното изпълнение на опънатите пръти вж. I X .2.
V.3. Оразмеряване на устойчивост на прави,
‘
елементи
натиснати
центрично
Натоварените на центрнчен натиск стройни еле.менти се оразм еря­
ват на устойчивост по формулата
Оор ^
р
= Икр,
(V .4)
103
където
е оразмерителното усилие (в
kN или Л^\)
.п;.с
или I jV, ;
— лицето на брутното напречно сечение на пръта в
см*;
\
F
/? к р
= m . fe. Окр ,
или
=
;
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
^жр. <т*р ~ нормативното съпротивление, респективно критичното напрежение при започване на изкълчването
(форм. II 1.69);
V
— предписаният нормативен коефициент на сигур­
ност срещу изкълчване.
Величините
а ,р зависят от стройността л на елементите и
следователно са променливи. З а удобство при изчисляването се въ­
вежда коефициентът на изкълчване
Ф=
\
^гр
< I или = —^ < 1 ,
°гр
(V.5)
където
Огр> респективно
са граничното напрежение (съпротивление)
при оразмеряване на якост, което е тъждествено на Опвл (срв. I I I . 1).
От форм. (V.4 и V.5) след подходящо преобразуване се получава
кт
където
R има същото значение, както при оразмеряването на якост (форм.
V.1). Сега зависим от Я и следователно пр1оменлив е коефициентът ф ;
който стои вляво от знака за неравенство под също така променли­
вата величина N.
От форм. (V.5) се вижда, че коефициентът на изкълчване е равен
на отношението между граничното напрежение на натиск при изкълч­
ване и граничното напрежение на натиск без изкълчване, т. е. между
Ел
е
критичното напрежениео,р=-^^^^^ (111.69)
и корменото напрежение
(съпротивление) при границата на провлачане (смачкване) на сто­
маната 0 „ „ = 0 г р .
Освен от стройността Я, на елемента коефициентът на изкълчване ф
зависи и от работната диаграма на материала и както
и Одопреспективно R и Е' , е различен за различните марки стомана.
В конструкциите са неизбежни неволни малки ексцентрицитети е ,
причинени от трудно забележими или трудно отстраними изкривя­
вания на прътовите оси, от неточност при изпълнение на прикрепва­
нето на елементите или нехомогенност на стоманата. Поради това кое­
фициентът на изкълчване при центричен натиск
104
се умножава с коефициента
,ексц
X
“кр - < !,
‘"кр
(V.7)
чрез който се вземат под внимание изброените неизбежни ексцентрицитети. Коефициентът х е отношение на критичното напрежение
при ексцентрично действие на усилието N и критичното напрежение
'^к|,
при центричен натиск. С други думи, коефициентът на из­
ексц
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
дексц
а
кълчването в оразмерителната форм. (V.6) е
ф = X . фц ===
. "кр
^ - < 1 .
(V.7)
•^кр
Той представлява отношението на граничното напрежение при изкъ лч­
ване при наличност на малък ексцентрицитет и апнлВлиянието на малките ексцентрицитети върху а,р не е еднакво.
То зависи от стройността на елемента и е най-голямо в областта около
^,р, като намалява по-бързо за по-големи и по-бавно за по-малки стой­
ности на К (фиг. II 1.24). Съобразно с това норменото значение на кое­
фициента х < 1 е различно и най-малко за стройности около 100, в която
област намалението на теоретичната стойност н а ф „ (форм. V.5) е найголямо.
а
тр
о
/aufJrX
тахЗ
Ел
ек
imaxJ
тажЗ
minj\
mtnj
Фиг. V.4
Стойностите на коефициентите на изкълчването ф
фц—
КР
за
различни марки стомана във функции от стройността \ на елемента са
дадени в табл. 5 в приложение III.
105
Стройните прави пръти с ироменлнво напречно сечение се изкъ лч­
ват при напрежение, което е ц пъти по-малко от критичното напреже­
ние на съответния прът с постоянно напречно сечение и J^Jm.% —
формула ( I I I . 69) на Ойлер— Енгесер — Карман.Съобразнос това такива
елементи се оразмеряват на устойчивост по формулата
(V.6a)
3 ________
‘^max
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
= 0,34 + 0.66
от
е
11а = 0,20 + 0 , 8 0 4 / 4 ^ ;
‘'max
б) при двойнотрапецовидни пръти (фиг. V.4 б)
ка
Коефициентът ц < 1 се определя приблизително точно, както следва:
а) при пръти с трапецовидна форма (фнг V.4 а)
(V.8a)
(V.86)
в) при параболични пръти (фиг. V.4 е)
Не = 0,61+0,39 4 / 4 ^
•'max
(V.8e)
Vmin И Уп№х са инерционните моменти на най-малкото и най-голямото
напречно сечение на пръта.
Пръти с променливо сечение се изпълняват по-трудно и са по-скъпи.
Поради това те намират рядко приложение.
V.4. Оразмеряване на елементи, , подложени на огъване и срязване
Оразмеряването на елементите, натоварени на огъване, обхваща:
а) проверката на напреженията — оразмеряването на якост и
устойчивост (I гранично състояние), и
б) проверката на провисването — оразмеряването на коравина
(II гранично състояние).
V. 4 . I . Оразмеряване на якост
При просто еластично огъване нормалиото напрежение а и танген­
циалното напрежение т иа разстояние у от неутралната ос на сечението
на гредата се определят по формулите (фиг. V.5):
f
•'нт
-у
и ту=^^-.
(V.9)
"•'бр
където
М и Q са огъващият момент и напречната сила в разгл еж да­
ното напречно сечение на гредата;
106
*^6р
— брутният и нетният инерционен момент на ц я ­
лото напречно сечение на гредата спрямо оста
X—.v;
— брутният статнч*ен момент Спрямо същата ос на
частта от напречното сечение, затворена между
ординатите у и е\
— широчината на гредата на мястото, отдалечено на
разстояние у от неутралната ос, за което се търси
тангенциалното напрежение.
•^HI
от
е
ка
При оразмеряване на якост сигурността срещу д о с т и г а н е н а
на пре же ние то
на
про влачане
на
стоманата
при съвместното действие на нормалните и тангенциалните усилия, на­
пример в шийката на I -г р е д а , се проверява по форм. ( I I I . 11):
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
<^ср--
Фиг. V.5
■
Фиг. V. 6
Макснмалното нормално напрежение при просто огъване се явява
в ръбовете на най-силно напрегнатото напречно сечение на гредат..
{ у = е и ,И = тах;И) и от форм. (V.10) за т ^ = 0 се получава
При дадено М и
респективно R = m R ,
противителен момент на гредата се изчислява по
W >
=
max М
(V.11)
необходимият съ­
(V.12)
R
При несиметрично сечение спрямо оста х —х (фиг. V.6) ръбовите
разстояния е, и е.,, а заедно с тях и ръбовите напрежения Oi и Ог са р аз­
лични. От уравн. (V.11) се получава
шах а
max Л1
тахМ
Wmin
(V.13)
10:7
където
Cmax
е по-голямото ОТ двете ръбови разстояния
и ^г;
Wm\n=—--------- по-малкият от двата съпротивителни момента
J
и
J
=
Максималното тангенциално напрежение се получава от уравне­
ние (V.10) за Q--=maxQ и г/=0, където а е равно на пула;
g ^
* OSR
- Лср.
(V.14)
ка
тахт =
от
е
Тук S е статичният момент на натиснатата или опънатата част от
напречното сечение на гредата спрямо неутралната ос л —лг, а Ь е дебе­
лината на стеблото.
При нитовани греди срязващите напрежения, определени по фор­
мула (V.13), се умножават на
, където а е разстоянието между ни­
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
товете, a d — техният диаметър.
Ако срязващите напрежения т са по-големи от 0,4 R, гредата трябва
да се провери по форм. ( I I I . 34, т. I I I . 54)
ф , 7 5 air + 3 т „ (l -
0,5
^ R.
(V.15)
която взема пред вид разпределението на нормалните и тангенциалните
напрежения в ставата на пластичността при пълно пластифпциране на
сечението.
Във форм. (V.15) означават:
— най-голямото по абсолютна стойност ръбово напреже­
ние в стеблото, определено по теорията на еластичност­
та:
Л1
Ост —
F ^шах
•'«Р
— средното срязващо напрежение по същата теория и в
същото напречно сечение (6,^ и
са дебелината и ви­
сочината на стеблото):
«сг-Лст
При общо огъване равнината, в която действува силата, минава
през тежестния център и пресича косо главните оси на сечението (фиг.
V.7). Максималните нормални напрежения се явяват във вър.ховите
точки, които са най-отдалечени от прекараната през тежестния цен­
тър нормала към силовата равнина. С означенията на фиг. V.7 се по­
лучава
/ Af ,
01.4 -- + [ - 7 ; ^ “ +
108
\
77
/М ,
=" + (тГ7 +
Af„ \
където
II /VI
са компонентите но оста у —у и х —х на моментовия вектор
/VI
/(Р .О ;
и
— съответните съпротивителни моменти.
При дадени
и
и R необходимият съпротивителен момент на
гредата се получава по форм. (V.16), както следва:
ка
<^1,1 - +
За даден вид греда (пpoфил)Joтнoшeниeтo
от
е
(V.17)
Wx
е величина,
която
се
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
изменя в сравнително тесни граници. Така за по-малките I - п р о ­
фили с=6ч- 10, за по-големитеI-проф или с = 10^ 14, за С-профили съот­
ветно с —6-^10 и с--10-:-12, а за широкопоясните I-п р о ф и л и с висо­
чина до 30 cm f 5:2,8.
Във форм. от (V.11) до (V.17) без (V.14 и 15) под W, респективно У,
се разбира съпротивителният (инерционният) момент
на
напречното сечение на гредите, отслабено от нитови или болтови дупки,
ако такова отслабване н.ма. При определяне на
(У„,) на вал ц у­
вани греди, подснленн с поясни плочи (фиг. V.8), се взема под внимание
само отслабването на опънння пояс, без да се Държи сметка за изместване­
то на тежестната ос. предизвикано от това едностранно отслабване. С
други думи. W„,(J,„) се изчислява за тежестната ос на неотслабеното
сечение;
109
където
fi, У| и Cl са лицето и инерционният момент спрямо собстве­
ната тежестна ос на нитовата дупка и разстоя­
нието й до оста -V—л' на сечението.
При съчетаните нитовани греди (фиг. V.9) се спадат отворите на
нитовите дупки както в опънния, така и в натнсковия пояс (прп което
от
е
ка
__
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
гс------ ----- сс
а
Фнг. V.9
сечението запазва снметричността си) и освен това се намалява дебели­
ната на стеблото с 15“о заради отслабването от един вертикален нитов ред без разлика на това, дали този нитов ред съвпада с мястото на
оразмерителния момент или не.
Обикновено при определянето на поясното отслабване на нитованите греди се спадат само отворите на вертикалните поясни нитове,
чрез които се свързват поясните плочи към стърчащите хоризонтални
рамена на поясните ъглови профили. Ако обаче разстоянието между
осите на два последователни поясни нита е по-малко от 4 d, където d
е диаметърът на тези нитове, освен дупките на двата поясни нита при
определянето на W „ се спадат и нитовите дупки в прилежащите към
стеблото вертикални рамена на поясните ъглови профили, тъй като
при гъсто нитово делене скъсването не става през вертикалния разрез
а — а (фнг. 9 б), а през косия разрез Ь— Ь. който минава през поясните
и стеблените нитови дупки на ъгловите профили.
Инерционният и съпротивителният момент иа съчетаните заварени
греди се смятат за неотслабени.
Д о п \с к а се при оразмеряване на огъване на елементи от сгради и
промишлени съоръжения да се приеме за гранично напрегнатото съ­
стояние. при което с е п л а с т и ф и ц и р а ц я л о т о н а п р е ч ­
н о с е ч е н и е на елемента на мястото на наи-голомня огъващ мо­
110
мент (вж. II 1.5.2 и фиг. I I I . 9 в). Допуска се, с други думи, оразм еря­
ване в пластичния стадий на работа при огъване, при който меродав­
ният съпротивителен момент на гредата във форм. (V.11) се определя
по рав. ( I I I .21);
W„
+ 5^ = fi
,
(V.18)
където
е съпротивителният момент при пластично огъване;.
— сълротнвите*1пият момент при еластично огъване;
— сумата от абсолютните стойности на статичните мо­
менти на двете разнозначно напрегнати половини
от напречното сечение на гредата спрямо оста, която
го разполовява (фиг. II 1.9);
— отношението между пластичния и еластичния съ­
противителен момент (II 1.25).
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
J1
от
е
ка
U’^:J
При симетрично напречно сечение на гредата 8 1 = 8 2 = 8 , където S.
е статичният момент на опънатата или натиснатата част от напреч­
ното сечение спрямо неговата т1ежестна ос.
За валцувани I - и С-профили се приема; (х = 1,12 при огъване в рав­
нината на стеблото, т. е.'спрямо о с т а -v— ; |х = 1,2 при огъване напречно
на тазп равннна, т. е. спрямо оста у —у, и пластичният съпротивите­
лен момент се получава направо от еластичния;
= 1,12ГЛ т;
(V.19)
респективно
1 .2 0 Г " ,.
Оразмеряване в пластичния стадий се допуска при следните усло­
вия;
гредата да има постоянно напречно сечение и товарите, които дейс тв \в ат върху нея, да са статични;
срязващите напрежения в сечението на най-големия огъващ мо­
мент да не превишават 30% от оразмерителното съпротивление R , ре­
спективно от допустимото напрежение на стоманата при огъване ад„„
(т ^ 0 .3
вместо т ^ О .6 a ^ J ;
общата устойчивост на гредата да е осигурена чрез съответно укре­
пяване. при което коефициентът ф,р, определен по форм. (V.24), да е
по-малък от 2.5;
широчината на натиснатия пояс на заварените греди да не надми­
нава двадесет пъти дебелината му (Ь „^20 6„);
отношението /г^, ; 6 „ на височината на стеблото към дебелината му
да бъде
g 80
(R в Л \\7 т -).
Ill
З а да се избягнат големи деформации при действието на единични
товари, съпротивителният момент в областта на чистото огъване се
намалява на
=
+
(V.20)
При общо огъване гредите се оразмеряват в пластичния стадий по
формулата
- = ^
+
'
1V.21)
от
ек
а
където W"" и W ”" са съпротивителните моменти, определени по тео­
рията на пластичността. При това те не се вземат по-големи от 1,2
За валцувани
и с -п р о ф и л и се приема
нн
УА а б
С иб
Г ли
W T = \ , \ 2 W \ ‘' и W f ^ \ , 2 W V Непрекъснатите и запънатите греди с константно напречно сече­
ние, върху които действуват статични товари, се оразмеряват за огъ­
ващи моменти, определени от условието за изравняване на моментите
в полетата и над опорите. Съгласно с т. П1.6 в този случай оразмери­
телните моменти се определят по формулите:
а)
за крайните полета на непрекъснатите греди и за едностранно
запънатите едноотворни греди (форм. П1.49)
io p
с
където
ро
'-Т
б)
за вътрешните полета на непрекъснатите греди н за двустранно
запънатите едноотворни греди (форм.111.35)
съответно огъващият момент
в точка с и
максималният огъващ момент (.MJ на простата
статично определима греда с подпорно разстоя­
ние като на полето;
с е разстоянието от свободната опора до мястото, където се явява
максималният огъващ момент в полето на статично неопределимата
греда с изравнени моменти.
При натоварване с единични сили това място се намира под някоя
от тези сили. При натоварване с равномерно разпределен товар раз­
стоянието от свободната опора до точка с на крайните полета на непре­
къснатите греди и на едностранно запънатите едноотворни греди се
определя от (И 1.53)
с = У2 — 1 = 0,414.
Ето защо при равномерно разпределен товар максималният огъващ мо­
мент в полето на статично неопределимата греда, който по абсолютна
стойност е равен на момента над опората й, е ( I I I . 54)
Ел
е
кт
Л^со “
112
За вътрешните полета на непрекъснатите греди и в полето на двустранно запънатите греди на един отвор максималният момент от рав­
номерно разпределен товар q е (II 1.55)
- Jg g Гел./?.
Отношението на отвора /, на крайно поле към отвора 1^ на вътрешно
поле на непрекъснатите греди, при което при действие на равномерно
разпределен товар съответните оразмерителни моменти, определени по
(111.54) и ( I I I .55), се изравняват, е
0,85; 1 .
а
/, :/г
от
ек
Това отношение удовлетворява изискването при нееднакво големи по­
лета разликата между най-голямото и най-малкото поле на непрекъс­
натите греди да не бъде по-голяма от 20% .
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
V.4.2. Оразмеряване на устойчивост
Елементите, подложени на огъване, може да изчерпят своята носимоспособност при по-ниски напрежения от граничното напреж е­
ние на якост при огъване (а„„л) поради загубване на устойчивост. Ето
защо аналогично на случая с подложени на натиск стройни елементи
(V.3) се въвежда коефициентът
1, изразяваш, отношението между
напрежението а , , при което гредата загубва общата си устойчивост, и
граничното напрежение на якост
Фг
^ 1.
(V.22)
^пвл
С този коефициент се намалява допустимото напрежение, респективно
оразмерителното съпротивление па стоманата, и гредата се проверява
на устойчивост по формулата
кт
»
(V 23)
Ел
е
където о е ръбовото напрежение на натисковия пояс.
1. Когато напречното сечение на гредите е симетрично спрямо двете
главни инерционни оси х— х и у —у (фиг. V.5), коефициентът
се
определя по форм. (111.77)
А
(V.24)
където
J ^ и J ^ са двата главни инерционни момента на сечението;
Л
е височината на гредата;
I,
— дължината на изкълчване на натиснатия пояс на
гредата, която се мери между две последователни
междинни странични опирания на пояса; при липса
на междинни опирания /, е равно на подпорното
разстояние на гредата.
8 CTttlUHrHH конструнцин
113
Стоииостите ira коефициента i|; се отчитат di графиките на'фиг. V I''
вьв функция на параметъра а . който се определя по формулите:
а) за валцувани j -профили ( I I I . 74)
(V.25)
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
а = 1.54
1. cbcp^omover/тобарпогормилпояс
2. cbcpeffomoveu moSap no ^олпия пояс
Ел
ек
3.рабномер/fo раз/гре^ементоЛарпогорнияпояс
4. р
абтмернорозпредемептоЗар/годЬтияпояс
S. Гредасукрепенмеждуonopt/n?e натисковпояс
Фиг. V.10
б)
за съчетани заварени или нитовани I -греди — ио същата фор­
мула, в която /уе и J ^ са заместени с техните равни, или
(V.26)
където (фиг. II)
е широчината на натиснатия пояс иа гредата;
б„ — дебелината на пояса, включително хоризонталните р а ­
мена на поясните ъглови профили на нитованите греди;
Л
J
от
е
d
дебелината на стеблото заедно с прилежащите към
него рамена на поясните ъглови профили при иитованптс греди;
— прн ннтованите греди — височината на ъгловите р а ­
мена, прилежащи към стеблото, плюс дебелината на
поясните плочи; при заварените греди — разстоянието
от неутралната ос до натиснатия ръб, което за греди, си­
метрични спрямо оста X— х , е равно на полувисочината
им;
— височината на гредата;
— инерционният момент при чисто усукване.
ка
-
? т
у
_±
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Т
—
р
Фиг. V.11
Стойностите на Jy^ на валцувани I -п р о ф и л и по ГОСТ 8239—56
се вземат от табл. V.1, а на профили, съчетани от правоъгълни плочи,
се определят по формулата
(V.27)
където
h, е по-голямата, а
6,
— по-малката страна на кой да е от правоъгълниците.
Коефициентът Y във форм. (V.27) се приема: у = 1.3 за симетрични
I-с е ч е н и я , Y = 1,2 за Т-сечения и между Y = 1.3 и y = 1,2 за I - с е ч е н и я с
една ос на симетрия (фиг. V.13).
Усуквателни инерционни моменти
I
10
1
1,•
1
i
1
11
I
1
./
У<-
1
в сгл*
2.28
12
> 88"
14
16
18
18л
20
20a
22
3,59
J .4 6
5^0
'6.54
6,92'
laV
'8 .6 0 “
22ii
24'
“24а
27
27а
30
30а
33
36
Таблица
V.I
на валцувани X-профили по ГОСТ 8239—56
1
1
Jyc- n cm*
9.77
11.1
12.8
13,6
16,7
17.4 ■
20.3
23.8
31.4
1.
1
Г
1
■I
“О .
45
50
55
60
:65
70
70a
706
J
ус
в cm*
40.6
54,9
■75:4
100
135 ■
180
244
M2
534
115
Стойностите на коефициента t|;, определени чрез фиг. V.10, важат
за1Ст 3 с /? = 2 1 0 ллlN/m*,
MN/m*, респективно със о „ „ = 2 4 0 MN/m’*. З а стомани
„
с други значения на R, респективно на o„^^'Te се умножават с
^
(R и а„„ в AW/m'*).
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
респективно с
240
-
Ел
ек
тр
о
X
Ако стойността на фг, определена по форм. (V.24), се получи
по-голяма от 0,85, тя трябва да се коригира, тъй като в този
случай напреженията са по-високи от a „ . модулът на деформациите
не е постоянен и изчислените стойности н а ^ г въз основа на £ = c o n s t са
завишени. Зависимостта между изчисленото ф ^ > 0 ,8 5 и съответствуващото му точно ф ' < 1 в пластичната област, което се поставя във
форм. (V.23) на мястото на фг , може да се определи графично чрез фиг.
V.12.
2.
З а греди сС-сечение стойностите на а се определят по форм.
(V.26), но фг, определено с помощта на фиг. V.10, се умножава с 0, 7
или 0,5 в зависимост от това, дали товарите действуват в равнината на
стеблото или в главната равнина, успоредна на нея.
116
3.
При греди с напречно сечение, което е несиметрично спрямо хоризонталната ос х — х (фиг. V.13), коефициентът
се определя по
приблизителната формула
[(0,51/р Н - Ру ) -Ь К(0,5«/р + Ptf)* + с®] ,
фг
( V .28)
в която
от
е
ка
е координатата на приложната точка на товара,
взета със своя знак (фиг. V.13) ;
изкълчвателната дължина на натисковия пояс;
— коефициент, който зависи от начина на натовар­
ването (огъването); той се приема по DIN,
табл. V.2;
Pv - [ 0 , 4 3 - 0,065 (-^!-)'].(2п — 1)/г;
— коефициент на асиметрия;
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
ууу
"и
У, иУг
Л Ч 0,04УуеО;
— инерционните моменти на натиснатия
и опъ­
натия (У2) псяс спрямо оста на симетрия у — у на
сечението { J y - \ - J у).
Величината
е означена на фиг. V.13. Инерционният момент на
чисто усукване се определя по форм. (V.27).
Ако стойността на коефициента ф^, определен по форм. (V.28) за
долния пояс, за който
/л.
Таблица
V.2
Стойности на коефициента ^ във форм. (V.28)
I
Нячии ИВ нагоиа риане
Чмгто огъвано
1',;тюмерио
товар
1,0
1,12
Ci.c|U'.iOTOK-n тоняр н средата на отвора
1,35
.\\ijvoiii н слимия Kpaii на гредата
1,75
( ‘
17
се получи по-голяма от 0,85, той трябва да се намали. В този случай
вместо с фг се рароти със
кат0(рг и фр д се определят с помощта на графиката на фиг. V.12.
а
V .4 .3 . О разм еряване на коравин а — проверка на провисвансто
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Оразмеряването по второто гранично състояние па коравина се
състои в това да се провери деформацията — максималното провисване на гредата, чиято якост и устойчивост са вече доказани. Провисването при най-неблагоприятното едновременно действие на нормените
товари трябва да не бъде по-голямо от една допустима с оглед на нормалната експлоатация на съоръжението гранична или допустима стройност /гр (/'д„„). Например, когато върху проста греда на две подпори
действува равномерно разпределен товар q, трябва да се удовлетвори
неравенството
5 q„l*
384
(V.29)
Като се вземе пред вид, че нормативната стойност на максималния
огъващ момент на същата греда е
М „=
^
..
М..
¥
8 п„
тр
о
форм. (V.29) се преобразува във вида:
а) при оразмеряване по граничните състояния
5 тахМ^Г-
А8
5
24
EJ
R
Е
ек
' ^
б) при оразмеряване на допустимите
R
чай — = а .
гр
(V.30a)
1
напрежения,
в
който слу-
Ел
„
/ =
у,
=
/дои
(V.306)
където
Е = 210 000 MN/m'^ е модулът на еластичност на стоманата;
J — константният бруто инерционен момент на гредата в пт*;
I — подпорното разстояние в ш;
h — височината на гредата в т ;
(/„ — максималният равномерно разпределен товар в MN/m —
нормативна стойност, определена, без да се вземат пред
вид коефициентите на претоварване.
118
С известно приближение форм. (У.30)7се|нзползуват за проверка
на греди с произволно натоварване,’ в който*случай под тахУИ^ се
разбира нормативната стойност на съответния^ максимален огъващ мо­
мент.
'■т
А
777
а
^'!
М - /^//пррама
777
А
ша
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фнг. V.14
от
1
S - t/с и /г и я
ЩиИи*
ек
7П
Ако гредата има променливо У, провисването, изчислено по форм.
(V.30), се увеличава с 10%.
*
Провисването / може да се изчисли по-точно, като се използува
уравнението на виртуалната работа. Например за непрекъснатата
греда (фиг. V.14)
Mdx
у о "Ss
EJ
където
(V.31)
М и 5 са виртуалните усилия (момент и осови усилия) в ста­
Ел
е
кт
тически определимата (основната) система, натова­
рена само с виртуалния товар Q m=l, който дейст­
вува на мястото и по посока на търсеното провисване;
М и 5 — действителните усилия в оразмеряваната статичечески определима или неопределима греда, предиз­
викани от нормените товари, които действуват в найиеблаголриятно положение.
Най-неблагопрнятно е онова положение, при което в полето на не­
прекъснатата греда, за което се търси/т, и в съседните му през едно
полета действуват постоянните и подвижните товари, а в останалите
полета — само постоянните товари.
За експлоатацията на съоръженията е от значение относителното
провисваие ^ , както и характерът на полезните товари. Поради това
/гр се предписва във функция от подпорното разстояние / и в зависи­
мост от вида на полезните товари (предназначението на конструк­
цията), както следва
‘ С и я к .1 ю ч 1 'и и (
h :i
|р<.'Ли, ii;iT (iu ;i[)i-m i
i ; im o
i с д н л е ъ е p i ' . a i u -к и;: с и л а .
114
а) прн високите строежи
за греди на подови конструкции;
главни греди
гр
400
1
I:
второстепенни греди
f r y '2оО /;
за греди на тавански и иокривни конструкции;
главни греди
I гр -L I250 '
столици и горни осветления
б) при мостовете (за сравнение)
за пътните мостове
а
ек
железопътните
200
/ гр
мостове
600
/гр ""90б
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
за
f гр
Вижда се, че к
Л-р
нма стойности от 200 до 900.
V.5. Оразмеряване на елементи, подложени на огъване с осова сила.
Ексцентричен натиск и ексцентричен опън
Елементите, натоварени с надлъжна сила N ч с огъващи моменти
и /VIпредизвикани от кос напречен товар (фиг.У. 156) ^ или от дей-
Ел
ек
тр
I»
Ф иг
V . I : ')
ciuiit'TO на надлъжната сила N с ексцентрицитети
и 'Гу спрямо оситс
пм (фиг. V.15 а), в който случай огъващите моменти са \ 1 x ~ N . e x и
.Aly
N . e . , с е оразмеряват па якост по формулите;
а) в еластичния стадии
g R
12')
(V.32»
б) в пластичния стадий (вж. гл. i l l . 5.6 и форм. III.45)
N \i .
М,
където
и
нлн U/^Ч:" II W";'
(V.33>
са съответните съпротивителни моменти на
отслабеното напречно сечение спрямо
осите ДС— X и у — у на сечението, а
F — неговото лице.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Ако у <0,1 R , форм. (V.33) е приложима при условие, че се спазват
ограниченията, отнасящи се до оразмеряване на огъване в пластичния
стадий (V 4.1). В противен случай се използува форм. (V.32).
ек
_L
-
m
>7у<7д
Фиг
V .I 6
Когато надлъжната сила N е матискова, освен на якост елементите
се проверяват и на устойчивост (срв. гл. I I I .7.3).
1. В равнината на огъването, която е и равнина на симетрия, огъ­
нато натиснати и ексцентрично натиснати пълностенни елементи с
ексцентрицитет само спрямо оста х — х (фиг. V.I6) се проверяват на
устойчивост по едночленната формула
--
*Рексц ^
< R.
(V.34)
където
е коефициентът на изкълчване при ексцентричен натиск.
Това е отношението на критичиото напрежение па изкълчване при екс­
центричен натиск към о„,,,
фоксц
"к,.
0_._
< 1
(V.35>
121
Чрез него се изразява намалението на носимоснособността поради
ексцентрицитета, респективно огъващия MOMei;..
f e . c n може да се определи чрез фиг. V.17 и V.18 в зависимост от
стройлостта К на пръта и приведения ексцептрицитет
//Ij —
Т] . /П —
Т)
е.
г\.е .
F
(V 36)
W '
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Pi
кт
Фиг. V I 7
Ел
е
КОЙТО от своя страна зависи от двата фактора: формата на напречното
сечение, чието влияние се отчита чрез коефициента т] (табл. V.3) и от­
носителния ексцептрицитет
, където:
*I
/
Сл =
е абсолютният ексцентрицитет на N спрямо оста л'—х;
— ядровото разстояние от страна на ексцентрицитета;
Wi — съпротивителният момент за по-силно
натоварвания натисков ръб на сечението.
Огъващият момент, с който се изчислява ексцентрицитетът е = '1^,
се приема:
а) за рамкови колони с ностоянно сечение — най-големият мо­
мент по дължина на колоната;
б) за стъпалообразни колони — най-големият момент по дължина
на участъка с постоянно сечение;
122
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
в) за конзоли — моментът в мястото на запъването:
г) за пръти със ставно опренм кран та — моментът определен,
чакто следва: (вж. т. II I .3)
20
40
60
ГПО /20 Г40 т
180 200 X
Фиг. V.18
и л < 120 :
т ^ 3
и л ^ 120 :
кт
ро
мри m ^ 3
Л^шах ■
(•/Wmax
М =- М , ;
М
^ l) >
(V.37)
М , + '”-,7 -(М ^ п х -Л ^ г);
Ел
е
;j < m g 20 и л < 120;
М — Л!»
3 < m g 20 и Я ^ 120;
където Ml е най-големият огъващ момент в средната третина от дъл­
жина на пръта, а Мг е моментът при т ^ З и Ж 1 2 0 .
Във всички случаи моментът М не може да бъде по-малък от *
Влиянието на стройността X, върху
намалява бързо с уве­
личаване на т , — срв. фиг. V.17 и V.I8. Ето защо при т , > 4 може да
се използува старата формула на Ясински
(V.38)
къдото (| с коефициентът на изкълчване спрямо оста на огъването х —л'
мри иентрнчеи натиск.
123
Т а б л и ц а V.^
Значения на коефициента л
-- -----------------
Т1
Очсиии
|Ю
ред
»
20^
•
-
1лО
X >
I
l.CO
t n r
I
t
♦ 1
'
^ 4i : v»
/Г*
1.45 -0.0035 X
♦
1
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
T
♦
1.00
r p | >
1,00
от
е
ti
J
1 .3-Г-0,5 s/m
E p
I
ка
0,7 75 ^0 .0 01 5 X
1,00
' 1 . 3 ^ 0.5 Vm
~er~
l.'l n.002 A
1.0
*f> -
При m, > 2 0 влиянието iia N e много малко н може да се пренебрегне
напълно.
2.
Извън равнината на огъването огънато натиснатите и ексцен­
трично натиснатите елементн с J ^ > J y н еАсцентрицнтет спрямо оста
V—X се проверяват, като се вземе пред вид влиянието на огъващия мо­
мент Мха. Когато относителният коефициент е
работи се с форму­
лата
а
fV.39)
г.
F където
Ф,, е коефициентът на изкълчване при центричеи натиск.
спрямо вертикалната ос
с — коефициент, който изразява влиянието на огъващия мо­
мент
върху устойчивостта в перпендикулярната
рав) 1ина X Z .
б. Когато относителният ексцентрицитет е
тогава се ра­
боти с най-голямото натисково ръбово напрежеине
' -IJ S " '
(V.4d>
където фг се определя по т. V.2 като за греди с меж.итио подпрян натисков пояс При
може да се приеме ip, 1
124
Таблица
V.4
/1;ш
Ау > \г р ;
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Значения на коефициентите а и Р
при
0,50
'^'Д=Г
Г,
ро
в.
Когато относителният ексцентрицитет е 10<т^^<15, тогава се
работи с форм. (V.39), в която на мястото на с се поставя
кт
с =.(3—0,2 m.K-l (0.1 ш, — 1)
(V41.
Ел
е
Коефициентът с< 1 във форм. (V.39) е отношението на намаленото
действително критично напрежение в равнината X Z поради пластични
деформации, предизвикани от огъващия момент, който действува в
)авнината KZ, към критичното напрежение при центричен натиск.
Три най-неблагоприятната за този случай триъгълна диаграма на наг1реженията в равнината Y Z от момента М , и при правоъгълно на­
пречно сечение се получава
1 h а/п. < 1,
(V.42)
където
— е относителният ексцентрицитет на Л!,;
а — коефициент, който зависи от диаграмата на кри­
тичното напрежение Ок и формата на сечението;
125
В—
------ отношеннето «а коефициента на изкълчване при
Т*
л ,-/4
границата на пропорционалността (f „„=0,б0към(р
Стойностите на коефициентите а и р се определят по табл. V.4, къ­
дето
Jx и У* са инерционните моменти на по-големия и на по-малкия пояс
спрямо оста на симетрия г/—</;
- А г р
-
= 100;
от
е
ласт от пластичната.
Приема се за:
Ст 3 и Ст 4
Ст 5
10Г2, 10Г2С1, 15ХСНЛ
ЮХСНД
ка
к г р = я \ [ ^ е граничната стройност, която отделя еластичната обУ Опц
— Агр= 8 о;
— А,; 80.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
При определяне на
(форм. V.42) за М , се itpueMa:
а) за пръти, чиито краища са укрепени срещу изместване извън
равнината на действие на момента — максималният момент в средната
третина от дължината на пръта, но не по-малко от Vj Almax',
б) Sa конзоли — моментът в мястото на запъването.
Коефициентът с се увеличава със стройността на елемента. Той
достига най-голямото си възможно значение
при Я,у=Ягр, което се
определя графично чрез фиг. V.19 при аргумент отношението e:h, къ­
дето h е височината на гредата по оста у —у . Коефициентът с не може да
бъде по-голям от с^.
3.
При огъване в равнината на най-малката коравина { J ^ < J ^ и
ексцентрично натиснатите елементи се проверяват
освен на ексцентричен натиск в равнина X Z по форм. (V.34), но к на
центричен натиск в равнината i Z по формулата
е^фО) и при
^ Л.
126
(V.43)
където
е коефициентът на изкълчване при центрнчен натиск.
4.
Когато действуват натнскова сила и огъващ момент в коса рав­
нина с компоненти:
в равнината на малката коравина и М , в рава
а
Х --
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
н
i
Фиг. V.20
мината на голямата коравина. с която съвпада равнината на симетрия
и J ^ > J у, фиг. V.20 а. елементите се^проверяват на устойчи­
вост по формулата
N
където
ексц _
_ексц
•
1
/
(V.45)
тр
о
%‘хУ — ф.И
(V.44)
“
е коефициент на изкълчване при ексцентричен натиск,
когато действува само моментът yW,;
— коефициент по форм. (V.42); чрез него се отчита влия­
нието на момента М,.
ек
фГ
Ел
Ако т ,^ < 0 ,8 т^, освен по форм. (V.44) елементите се проверяват
и по форм. (V.34) и (V.39), като се поставя e^=Q.
Ако
прави се допълнителна проверка по форм. (V.34) при
Ако равнината на най-голямата коравина не съвпада с равнината
ма симетрия (фнг V.21 б ) , яг, се увеличава е 25%.
V.6. Усукване и депланация на отворени сечения
При отворени профили — I , С и др. — хипотезата на Бернули —
Навие, че при опън, натиск и огъване деформациите и свързаните с
тях напрежения при еластична работа на стоманата се разпределят по
127
линеен закон, е в сила, ако равнината, в която действуват товарите,
минава през центъра на огъването на съответното сечение (фиг. V.21).
Тогава при оразмеряване на якост в общия случай на косо огъване с
осов товар напрежението в коя и да е точка х у от сечението се определят
ло формулата
(V.W)
-угц ^ огц
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Р /
if
от
РГи
а
■
ек
у -
Tif = тг.с ж ест еи цен!Г.с.р
огц= огьден център
Фнг. V.21
Ел
е
кт
Ако равнината на товарите Р не минава през центъра на огъването
на отвореното I или С сечение, гредата едновременно се огъва и усуква,
огъвно-усукваща деформация, при което поясите й, подпрени обикно­
вено хоризонтално при опорите (ограничено усукване), се огъват в
две противоположни посоки (фиг. У .Й ). В резултат на това възникват
допълнителни нормални напрежения Ош, наречени секторни. За коя
и да е точка (х, у) от сечението, тези напрежения се определят с по­
мощта на формулата
Осо -
f а>,
(V .47)
където
в е бимомен гът в N т'^;
секторният инерционен момент на напречното
сечение в т®;
<0 — секторната площ на разглежданата точка в т Бимоментът на вътрешните сили е равен на произведението на кой
и да е от равните по големина, но противоположни по знак огъващи
моменти М„, действуващи в равнините на поясите, и разстоянието
между тях. От друга страна, бимоментът на вътрешните сили е равен
на усукващия момент, който външните товари предизвикват спрямо
оста на гредата, свързваща центровете на огъването на сеченията й:
= М ^ .е ,
(V.48)
F
]28
—
където е е разстоянието от равнината на действие на външн 11те то­
вари, предизвикващи огъващия момент М р до центъра на огъването
на сечението.
ек
А
I
а
'^рог
К -
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
'"f
O^omP
Фиг. V.22
За равномерно разпределен товар например
В^{х) =
N,
Секторните напрежения се сумират с нормалните напрежения от
н М у Общото напрежение в дадена точка с ординати х , у е
-т ^ у +
тр
о
о =
h а
qx{l — x ).E .
■'х
'•у
... в (0.
X+
(V.49)
•'ш
крайннте точки на сечението
М
f
Г
М
в
+ М^'„ ■f' г
’
(V.50)
ек
където
N
Ел
(1)
(0
е секторният съпротивителен мзмент за съответната крайна точка
(фиг. V.23)
Под секторна площ ш се разбира удвоената площ, която радиусвекторът изхождащ от центъра на огъването на сечението, описва при
п лъзгането си по оста на напречното сечение на дадена стена на про­
фила до точката л', //, за която се търси тя (фиг. V.23)
ху
(V.52)
За Kpai:iiine no;ici!ii точки на 1-профилите, чиито център на огъвапети съвпад^] ( центъра иа тежестта, се получава (фиг. V.24);
0)
(V.53)
‘J Сгоиангии KoHCTDvhumi
129
ек
а
За С-профилите, центърът на огъването на който е отделен от цен­
търа на тежестта на разстояние л д от оста г/—у (фнг. V.21 б), трябва да
се излезе от секторната площ (о„ц на помощния център на огъване (н
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Х -^
Фпг. V.23
ц) — фнг. V.25, към която да се прибави нроизведението на орди) 1атат 11
на точката, взета със своя знак, и разстоянието а между действител­
ния и помощния център на огъване
ч
СО= (Опи-г а
©
Ел
е
кт
О
9ГЦ
г
>
гц
I
«
(V.54)
ти
ГЩ
\
+
t
шр-
.
\3 ь
Фнг. \ '.2 о
За секторните площи'на крайните точки /. 2, 3
лучава
130
на С-профила се по­
Ш] -- — Мл — ~2° ^^0 —
’
(V.55)
aha
СО2
— (О4 = ---- 2
от
ек
а
От ф| 1г. V.24 н V.25 се вижда, че секторните площи, а с тях и сектор­
ните нормални напрежения и деформациите от бимомента се изменят
но дължината на страните на профила по линеен закон, но с противо­
положни знаци. Това показва, че под действието на бимомента отво­
рените сечения не остават равнинни — те се депланират.
Разстоянието а на центъра на огъването на С-профилите от Оста на
стеблата нм (фиг. V.25 а) се определя от равенството
нн
УА а б
С иб
Г ли
където Wnn= ~2”" ^ функцията на секторната площ на помощния цен
тър на огъването (пц), или
1
Г
V
'^0
“2
*0
о
^0
2 ^ =
.2
*0
/лг с с \
,2
4У: 2 - 2 - = 4 7 - / ° ^ ° -
(^-56)
Главната секторна функция се изчислява по рав. (V.54)
ш =
шп —
аг/ =
-V- —
а
^2° =■ Т
~
“ )
(V .5 б а )
У, J -=
2J (х—а)^dF„ J {ayydF^^=
тр
о
п за секторния инерционен момент се получава
^ : ^ ^ ( й 2 _ З а й „ Ч З а ^ ) + с “^ ® ^
(V.57)
Ел
ек
За определянето на бимомента се излиза от диференциалното уравиеиие
(X) —
В^(х)
=■■ — тпу^{х),
(V.58)
интегралът на което при константен усукващ момент гп^^{х) = т^^,
ограничено усукване и координатна система, минаваща през средата
на гредата (фиг. V.26) е
=
B ^ ,{x )~ K zh y x + ^ i
^
y= ch7-2-
(V.59)
131
където
(V.60)
^
' 1 — U* “
С= 2
^ ’
= 0.385 £ ;
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
^
1 — 0,3* ~
ZJ
j p
u
n n
n
z m
] ^
Лааграма m ^ = f £
ек
тр
Фиг. V.27
0 Цс е усукващият момент от външните товари за единица дължина
по отношение на оста на гредата, ifoHTO свързва огъваните центрове
на напречните й сечения (фиг. V.27)
Ел
Пример
С екторните геометрични величини ше определим за опростен С -п роф и л с
коистантна дебелина на поясите, равна на тяхнпта средна дебелина (6„~=0,9).
О сноввяте разм ери на опростеното сечение са
Ь, = Ь —
= 6.8 — [ 0,5 = 6.55 cih ;
А, = ft — 6п = 16 — 0.9 = 15,10 cm.
I. От форм. (V.55) получазпме п о л ю ;|:о :т р ш с т о я н и е
2
Секторните площи за краниитс точки от стр.'.1!;1т.' I'.i 1Ч'Ч',нисто се потуч.-ват по (V.54).
132
_ ,0 , .
.„, = _
I Л„ ф„ - 0) -
=- _
4“
/ца - -
- 2,67) == 29,2 с т = ;
I- 15.1 . 2.67 = -
20,15 cm».
:i. С скториият инерционен момент се и з ч и с л я в а във в р ъ з к а с (V.53) по (V .56)
=
(X t - o)JdF„ + J (ayf'dF,r =
(fc2 -
3
0^0
6ст Л
+ 3 0 ») +
j2
^_
(V.61)
а
= J ^ -d F ^2
ек
= 2 6 4 0 + 1020 = 3660 cm“.
= ± 125,3 с т « ;
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
3660
от
С екторн и те съ про ти ви тел н и моменти за к р а й н и т е точки от с т р а н и т е на сечснисто са
У с у к в а щ и я т инерционен момент на опростеното сечение е
V = T '2 * ^ n + (A-26„)6?,] =
= - j - [2 .
=
6.8
. 0,9> + (16 -
2 . 0,9) 0,53] ==
[9,91 + 1,786] = 5,07 cm*.
По (V.60) 1п ч и с , 1явамс по-н ататъ к
7
" - 0.423 ^
Y
0.423
3660
= 0,000586 1 / с т = ;
0,0242 1 /ст.
Ел
е
кт
С лслонлтелио по ( \ ’."'9) за дс=0 (средата на гредата)
1-
0,000 586
chT
2
/
Приемаме, че гредата се и зп о л з у в а за с т о л и ц а , п о л о ж е н а със п о яси т е си към
билото иа покри ва (фиг.У.28). Т я е н а т ова рен а на общ о о г ъв ан е. П о к р и в ъ т е н а клоиси по .1 ъ гъ л а - | 6 . Т огава:
= q c o s a = q . 0,960
Яу ---- q s'\na -=--q . 0,276
tg а -= 0,287.
Ексцсмтрмцитсгът иа товара q спрямо центъра на огъването е
‘ (-^А — 2 ‘6«)cosa =
(1.75 + 2,67) -
2® • 0,287
0,960 =
(V.62)
2,04 cm.
133
Т о г а в а у с у к в а щ и я т момент зп 1 cm д ъ л ж и н а е
- 2.04 . <7 ,
М а к с и м а л н и я т бимомент в ср едата на гредата (за х~ 0) с
с Ь 7 ,2 б )
2 .04 ?
0.000 586
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
('
Ел
е
кт
О гъ в а щ и т е моменти при о к ачен а в т р етин и те столица за / — 600 cm са
( -Г
M y = - Ij 3
2 1 sin a = 920 q
Ncm.
О бщото н а п р е ж е н и е е
/43200 , 920 , 34 85 \
103
Гб,4 ' " 1 2 5 Г “ '
= (420 + 56 -1- 28) q = 504 q N/cm^ - 5,04 q MN/mv
П р и н о с ъ т на бимомента c м а л ъ к . Той е раоеи иа пула прн
2Д-Л
/ •
П ри и зп ра в ен а греда за а
mj,,-4.429i;
B(ii ^ 7550 q ,
134
0 се п о л у ч а в а п о-голямо
(V.63)
i'll моментът
увсличгю а
н;1прежеиието
VI
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Г л ав а
c
а
'.■i\i
СЪЕДИНИТЕЛНИ
СРЕДСТВА И
СЪЕДИНЕНИЯ
VI. 1. 0€щ и сведения
Ел
ек
тр
о
Еле.меитите. от които се сглобяват стоманените конструкции, се
свързват с помощта на нитове, болтове или заварка.
Според вида на употребеното съединително средство съединенията
или връзките са иитови, болтови или заваръчни, а самите конструкции
или частите им — ннтовани или заварени.
Съединение, което служи за удължаване на даден елемент (греда,
ирът или колона), се нарича с н а ж д а н е или н а д л ъ ж н о н а ­
станяване
за разлика от н а п р е ч н о т о
наставяме,
при което се увеличава сечението на елементите, съчетани от две или
иовече части. П р и к р е п в а н и я т а са съединения или връзки,
с помощта на които един елемент (греда или прът^) се свързва с друг
елемент (греда, колона или възлова плоча на прътова конструкция).
Съединенията са неразглобяеми и разглобяеми. Отделните еле­
менти или части на разглобяемите съединения се разединяват, без да
се разрушават или повреждат съединителните средства. Неразгло­
бяеми са заварките и нитовите съединения, а разглобяеми — болтовите съединения и ставите.
Ставите са едноболтови съединения, които позволяват завърта­
нето на свързаните елементи около надлъжната ос на болта.
Освен това съединенията се подразделят на силови, конструктивни
и уплътнителни. Силовмте съединения предават определено силово
въздействие от един на друг конструктивен елемент или от една на
др\га част на един и същ съчетан елемент. Когато съединенията не
иредазлт сили (или предават само малки сили), те се наричат конструктивн!!. Чрез тях се предотвратява разтварянето на свързваните части,
като (HJ този иачии допирните им плоскости се предпазват от ръжда.
Главното предназначение на уплътнителните съединители е да създа­
ват в').*оплътни или газоплътнп връзки.
‘ I'. строитолствоти пол грода сс разб ир а елемент, конто е и а т оо аре н п р едн м н (1
H.I !;Ч'Ч110 Mil н а л л ъ ж 11.1т ;1 м\ ос на огъваме, а под прът
елемент, конто е н ат о в ар ен
j.T .iiiij ITO д ъ л ж и н а ип осга му нп натиск нлн оиъи.
135
VI.2 .1 . Общи сведения
ек
V I.2. Нитове и китови съединения
а
Обикновено по-голямата част от съединенията се прави в работил­
ниците за стоманени конструкции, където елементите се свързват в
преносими звена (отправни секции), а общото свързване на звената —
така нареченото монтиране — се извършва на мястото па строежа. Съобразно с това съединенията се подразделят още на заводски и мон­
тажни.
Предимствата и недостатъците на трите вида съединителни сред­
ства се разглеждат в V I.4.7
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Исторически нитът се е появил след болта н преди заварката и в
сравнение с нея дава в техническо отношение все още по-усъвършенствувани и по-сигурни съединения. При нитовите съединения отдел­
ните елементи или части се свързват чрез
нитове, конто в нажежено състояние от
светлочервена до жълта жар (температура от
- г 750 до 1000 ) се вкарват в предварително
' провъртени дупки, минаващи през цялата
.d .
дебелина на свързваните части, исезанитват.
Нитът се приготвя от бедна на въглерод
А
мека и жилава обла стомана Ст 2 и Ст 3,
респективно Ст 34, и нискосплавна стомана
Фмг. V I I
НЛ 1, респективно Ст 44. Той се състои от
стебло и фабрично изработена глава, наре­
чена основна. Стебленият диаметър на суровия, ненабития нит е с
около 1 mm по-малък от диаметъра на нитовата дупка. Занитва) 1ето
се състои в плътното запълване на нитовата дупка и в оформянето на
втората, затваряща нитова глава (фиг. VI. 1). То се извършва машинно,
с пневматичен чук или ръчно.
r-D.OSJ.
S
-------------------------
Ц —
е
1
n -f,6 c /,y
f/.0,g5c/,
Фнг. V.2
Според формата на главата нитовете са с полукръгла, със скрита
и с полускрита, или лещовидна глава (фиг. V I.2 а, 6 и о).
За да се осигури плътно запълване на нитовата дупка по цялата
й дължина, общата дебелина 6 на занитването трябва да бъде наймного: при нитове с полукръгла глава — 4 d за по-малки диаметри и
136
5 d за по-големп диаметри, или средно 4,5 d , а при нитове със скрита
илн лещовидна глава — 6,5 d . Пак по същата причина, както и за об­
разуването на затварящата глава, трябва освен това дължината I на
стеблото на суровия нит да бъде; при машинно нитоване / = б + - д - d ,
а при ръчно нитоване / = 6 + ^ d .
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
З а н и т в а н е т о в р аб о ти л ни ц ите за стоманени к о н с т р у к ц и и о б и к н о в е н о се и з ­
в ъ р ш в а с нитовъчни маш и н и, з а д в и ж в а н и с ко м п ресо р ен в ъ зд у х , п а р а илн е л е к т р и ­
чество. Н и т о в ъ ч н ат а маш ина п р е д с т а в л я в а т е ж к а ч у г у н е н а с к о б а, о к а ч е н а и ли
Фиг. V.3
Фиг. V.4
Ел
е
кт
).| подвиж ен к р а н , който п о зв о л я в а т я да се мести по д ъ л ж и н а т а на н еп о д в и ж н о
п олож ен ите елементи, или за н е по д ви ж н а р а м к а , в ко б т о с л у ч а й з а н н т в а н к т е е л е ­
менти се п р и д в и ж в ат с вагонетки.
На фиг. V I . 3 е п о к а з а н а пневматична м аш и н а. В ъ р х у с к обат а В на м а ш и н а т а е
п рикрепен цил и нд ър Z с б у т а л о К, което чрез к о л я н о в а т а ос Н у п р а ж н я в а н ат и ск
в ър х\ вер ти к а л н о п о д в и ж н и я щемпел Д о ф о рм я щ з а т в а р я щ а т а нитова г л а в а . Н а
л р у га т л челюст на ск о б ат а , точно срещ у щ ем п ел а, се н а м и р а непо д ви ж ен и зд а т ъ к
G, в ъ р ху който сс оп и р а осн овн ата г л а в а на нита п рез време на з ан и т в а н ет о . З а ­
ш и в а н е т о тр г с 5 — 10 S, см я т а н о от момента на в кл ю ч в ан ет о на н а т и с к а , ко й т о в ъ з ­
л и з а на н я к о л к о десетки тона. П н е в м ати чн ата нитовъчн а маш и н а н аби ва до 120—
1 Г) 0 нита на час.
М аш ннното наби ван е на нитове е н ай-бъ рзо, ев ти н о и доброкачествено.
На местостроежа зан и т в ан ет о се и зв ъ р ш в а оби к н ов ен о с автом атичен чу к с
маса 10— 12 к г (фиг. \Ч .4 ) и д ъ л ъ г о к о л о 30 cm. Той се п о дх ран ва от ко м п р ес о р н а
уредб а, у п р а ж н я в а натиск 0 , 6 — 0,8 MN/m® и н аби ва до 4 0 — 50 нита на час. З а н и т ­
ването трае 12— 15 s. То се и звъ р ш в а от трима работн и ци : е д и н и я т п о да в а н а ж е ж е ­
ния нит, в то ри я т го п о д д ъ р ж а , а т р е т и я т о б с л у ж в а н и т о в ъ ч н н я ч у к , к ойто д ъ р ж и
в х о р и зо н т а л н о или в е р т и к а л н о п о лож ен ие. П одвиж н||'ят к р а й на чука има в д л ъ б ­
нат и н а. която о т г о в ар я на ф о рм ата на нитовата г л а в а . Ч у к ъ т у п р а ж н я в а д о -30 с и л ­
ни уд ар а в с ек у нд а в ъ р ху свободния к р ай на нитовото стебло, като го н аб и в а в д у п ­
ката и оформя з а т в а р я щ а т а нитова г лав а.
Р ъ ч н о т о зан и т в а н е се до п у с к а по и зк лю чен и е, к о гато б р о я т на п редст оя щ и те
за иабн ван е нитове е м а л ъ к и не сс оп р а в д а в а и н с т а л и р а н е т о на ком п ре со рн а у р е д б а.
За р ъ чн ото зан и т в ан е е необходима бри га да от петима работн и ци : п ъ р в и я т н а г р я в а
нитовете, в то р и я т в к а р в а н а ж е ж е н и я нит в д у п к а т а и го п о д д ъ р ж а отд о л у , а о с т а ­
н али те трима н абиват стъ р ч а щ о т о стебло и посредством сп ец и ал е н чу к с гнездо,
съответс! в\ ващо на нитовите глави (ч укъ т се д ъ р ж и центри чн о с п р я м о нитовата
(1с), :: два бойни чука оф о рм ят з а т в а р я щ а т а нитова г л а в а . В ремето за р ъ ч н о набиn.'iiic И.1 сдии нит с ди ам етъ р до 26 mm е о к о л о 40 s. което п ра ви по 18 нита на час
за е л 11Н работник.
За качеството на нитовите връзки е от значение както самото ни­
товане, така и начинът, по който се правят дупките. Дуп'<и с глад­
137
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ка цилиндрична повърхност се получават, когато се провъртват със
свърдел (бормашина) едновременно през целня пакет от занитванн
плочи или когато в отделните плочи се пробиват с пресмашини дупки
с по-малък диаметър, който се разширява със свърдел след свързва­
нето на плочите в едно н притягането им с болтове.
За да съвпаднат дупките на отделните плочи при
свързването им, използуват се двустранно заост­
рени клечки от мека стомана с форма на пури,
чийто най-голям диаметър е равен на диаметъра
на нитовите дупки.
За трайността на нитовите съединения играе
съществена роля притягащото действие на нито­
вите глави. То се проявява в резултат на въз­
препятствуваното от нитовите глави надлъжно
Фиг. V.5
свиване на стеблото при изстиването му. В стеб­
лото на нита възникват опънни напрежения,
а нитовите глави упражняват натиск върху свързваните плочи, като
ги притискат силно (фиг. V I.5). Този натиск е толкова по-голям,
колкото по-дебел е пакетът от запитвани плочи, тъй като при по-дебелнте връзки се установява по-голяма температурна разлика между
нитовото стебло и запитваните части. Обикновено предварителното
опънно напрежение в стеблото е около 1500 MN/m- За големината му
е от. значение и температурата при завършване на занитването, която
трябва да бъде около 500°, и жилавостта на нитовата стомана. По-ме­
ката стомана дава по-големи притягащи напрежения.
V 1 .2 .2 . С т ат ическа якост на нит овит е с ъ един ен ия
Ел
е
кт
Нитовите съединения се оразмеряват на смачкване и срязване. Нптовото стебло се товари главно на срязване. Срязващите усилия се
предават върху нита чрез натиска, който стените на нитовото легло
упражняват върху нитовото стебло. Когато стебленият диаметър на
нита е малък в сравнение с дебелината на частите, които се свързват,
за якостта на връзката е меродавна съпротивителната способност
на срязване на нитовото стебло, а когато диаметърът на нита е голям
в сравнение с дебелината на свързваните части, за якостта на съеди­
нението е меродавна съпротивителната способност па смачкване па
стените на нитовата дупка.
Според това, в колко сечения нитовото стебло е натоварено на срязв_ане. се различават днусррчнп н многосрезми нитови
връ ^и Д ф иг. V I.6). Една п-срезна нитова връзка носи па срязване /г
пъти повече от една едносрезна връзка. При едносрезните нитови съе­
динения се явява значителен огъващ момент М
Р фиг. (VI.6«),
който деформира съединяваните части, ако съпротивителният им мо­
мент е малък (фиг V I.7 а), или самите нитови стебла (ф:1г. V I.7 б), или
едните и другите. Поради това едносрезните и изобщо несиметричните
връзки се допускат само ако дефорлп1рането им' с възнреиятстих вано or
138
голямата коравина на съединяваните части (фиг. VI.8 а) или ако са
укрепени от други корави елементи (фиг. VI.8 6). В случая според
фиг V'1.7 а при оразмеряване по граничните състояния се въвежда
коефициент за условия на работа m =0,9.
■■ф-
-ф -
2
тгт
jf,
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
^ I
г '
jf.
а
Р
^ ьгугоЗ
лроф и/г
Фиг. VI.7
Фиг. V I . 6
Фиг. V I . 8
ек
тр
о
3 ^ '
Ел
Влиянието на огъващия момент върху деформирането на стеблото
се намалява поради това, че то е запънато здраво в леглото си. Ако
обаче съединението е посредствено според фиг. V I.9, налага се межлин 1:ата плочка а да се продължи двустранно и да се прикрепи с отде­
лен б р о й нитове извън връзката. Така се осигурява стъпалообразио
прелаване на силата и влиянието на огъващия момент върху нитовете
се н^^\Iaлявa до обикновения размер.
Лопьлнителни напрежения от огъващ момент се явяват и при симст[)11чипте двусрезни връзки, но тук те са незначителни и могат да
бъ.чат иреиебрегнати без уговорка.
С т е н н и я т н а т и с к не се разпределя равномерно по стените
на .яупкнте. Приблизителното разпределение на стенния натиск по дебе­
лината на плочките и по обиколката на нитовата дупка е показано на
ф т . \ ’1 10 За опростяване на изчислението се приема равномерно раз139
пределение на натиска върху проекцията на нптовите стенн, т. е. по
дебелината б на дадена плочка и по диаметъра d на дупката, така че
средното напрежение на смачкване е:
а) при едносрезни съединення според фиг. V I.б а
g- ’ респективно
= j
Л'.
;
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Осм1 =
—V О ч»
Фиг. V1.9
б) при двусрезни съединения според фиг. V I .6 6
Ni
OcMi =- 2 dT ^ ’ респективно Ос„2 =
N.
■
Ел
ек
тр
о
Очевидно е, че средните напрежения на смачкване по стената на
дупката на нита се изравняват (ac„i=ac„i). когато при едносрезните
съединения 6 г-^б 2, при двусрезните съединения 2 6 i = 6 .2. а при четирисрезните съединения 3 6 i = 2 6 3 , и че това положение е най-целссъобразно.
Ако с б се означи по-малката дебелина или по-.малката сума от
дебелините на плочките от едната страна на съединението (при двусрезна връзка например б - 2 б i или 6 = б о според това, кое е по-малко),
във всички случаи леродавното за оразмеряване на стените на дадена
нитова дупки средно напрежение на смачкване, което трябва да бъде
по-малко от съответното допустимо напрежение или изчислително съ­
противление, ^е
V
О гм
Л '1
-
Л/,
rf.6
^
г>ннт
_____
^
_н н т
(VI.1)
Напрежението т на срязване на нитовото стебло се проверява по
формулата г
N.
Л'1
(VI.2)
псР
"ср 4
в тезм формули
yV, е силата, която действува върху нита, предизвикана от
нормативните или изчислителните товари;
d — диаметърът на набития нит, който се приема равен
на диаметъра на нитовата дупка (разлика до 0 .2 nim);
F ^ ^ ^ d . b — меродавната натоварена на смачкване п л о т от сте­
ната на нитовата дунка;
140
— лицето на натоварените иа с р я зв а н е сечения на ни-
товото стебло;
броят на тези сечения (срязове);
т — коефициент за условията на работа на свързваните еле­
менти.
Изчислителните съпротивления и допустимите напрежения на ни­
тове с полукръгли глави се приемат:
—
^2R,
респективно ОсТдоп = 2адоп ;
(VI.3a)
респективно Тд^п = асТдоп . ,
(VI.36)
където под R , респективно а^сп' се разбира:
а) при смачкване — меродавното изчислително съпротивление или
допустимо напрежение на опън на материала, от който са направени
свързваните елементи;
б) при срязване — изчислителното съпротивление или допусти­
мото напрежение на опън на материала, от който са направени нито­
вете. За обикновена въглеродна нитова стомана Ст
и Ст
която се приравнява към Ст 2, R ^ p = 2 0 0 MN/m*, a за висококачест­
вена нискосплавна стомана НЛ 1
=250 MN/m^
Коефициентът а във форм. (VI.3 б), с който се намалява съпротив­
лението на опън на стоманата на нита,е равен на 0,90 за Ст 2 и Ст 3 и на
0 ,8 5 за Н Л 1 .
Допустимите напрежения и изчислителните съпротивления на ни­
тове със скрити и полускрити глави са по-малки. Те се получават от
иагфеженията и съпротивленията на нитове с полукръгли глави (VI.3),
като се умножат с коефициента яг^=0,80.
Допустимите напрежения и изчислителните съпротивления по форму.;а (VI.3) важат за съединения, чиито дупки са провъртени при
предварително събрани елементи.
За съединенията на конструкции от въглеродна стомана се допу­
ска дупките да се пребиват поединично с пробой или пробивни преси,
без да бъдат допълнително провъртени при събрани елементи. В този
случай допустимите напрежения и изчислителните съпротивления (за
въглеродните стомани) по форм. (VI.3) се намаляват с още 20%. Спо­
ред доскоро действуващия у нас правилник такива съединения не се
цопускаха.
При оразмеряване на връзките се взема под внммание коефициен­
тът на съчетаването с (вж. VI. 1).
Гк)д оразмерителна (изчислителна) носимоспособиост на нита се
та:,бира силата, която той носи при пълно използуване на допустипапрсжсии>1. От формули (VI. 1) и (VI.2) се получава за
mR''iy или
” х mR'-"J илн =
;
,1(4 1 мс^сиосгдл.ое 1 iia cMa4Ki.(aiie (иа стената h j нитовата дупка)
(У. 6. т . /ч:';;' _нли
и . Ь . OcZion ;
(VI.4)
Г)) i!vjc;iMOcnocounccT на срязване (иа иитовото стебло)
а
a R,
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
R"cp
NZ,
.
т . R:;^
или
(VI.5)
141
където б е по-малката (единична или сборна) дебелнна на смачква­
ните елементи от едната страна на съединението, a d — диаметърът на
нитовата дупка.
Съединението е най-икономично, когато нитът носи еднакво иа
смачкване и на срязване. Чрез приравняване на формули (VI.4) и
(VI.5) се получава:
а) При оразмеряване по допустимите напрежения
•
t
О
11ИТ
rt d-
__
• О с м Д О П ---
Пе р
^
нит
Т^доп
'
J
t
о _ е л __
л
4
" ®
нит
•
от
е
а . О . Z Одоп — fU;p
ка
или с оглед на (VI.3)
Оттук
6=
. n,p.k.d.
*^доп.ел
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
®
При нитове от стомана 34 или 44
ДОП
Д ОП
и
(Vl.6a)
а-
б) При оразмеряване по граничните състояния
б = пср -^-а ^ ^ - n , , . k . d .
За R,„n =- 200 MN/m^ (Ст 2„„,) и
(VI.66)
210 MN/rn^* (СтЗ), например
а = 0.90 и ft
а ^
®
= 0,336.
^ел
Формули (VI.6) изразяват условието за най-икономична ннтова
връзка (Л^^„“^=УУ^Р,).
Ако при едносрезна връзка (п^р —I) 6 < k d или при двусрезна връз­
ка (Пгр=2) б < 2 kd, то
оразмеряване на нитовото
съединение е меродавна носимоспособността на нита иа смачкване —
формула (VI.4) или (VI.I).
Обратно, ако при едносрезни нитове (п^р = 1) 6 > k d или при двусрезни нитове ( Л е = 2 ) б > 2 kd,
оразмеряване на ни­
товата връзка е меродавно срязването — формула (VI.5) или (VI.2).
Обикновено при едносрезните съединения е меродавно срязването,
а при двусрезните — сд!ачкването.
V I . 2 .3 . Определяне н а б р о я н а нит овет е н а едн а нит ова в р ъ зк а
Когато за предаването на определена осова, например опънна сила
от един елемент на друг са необходими повече от два нита по направле­
нието й (фиг. VI. 11), силата не се разпределя равномерно между тях.
Това се дължи, от една страна, на еластичността (разтегаемостта) на
материала, а от друга — на предизвиканото триене между съединяьа142
iiiiie елементи, което се явява като последица на притягащото дейст­
вие на питовите глави. Поради това известна част N x от силата се пре­
дава по необходимост чрез триене, което обаче поради еластичността
па материала се проявява и преодолява постепенно от краищата към
r 2 г'г
—ф vii
от
ек
* ijj
т
а
-
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
рЩШПШЩЩЛ F2>F,
Ф 111-. \ I.1I
Фиг. V I . 12
Ел
е
кт
средата па връзката и затова крайните нитове се товарят повече от
средните (фнг V I .11). Ако силата N продължава да се увеличава (над
Vj ),поради преодоляване на триенето по цялата дължина на съедине­
нието се.проявява стремеж към хлъзгане на елементите в посоки, прогнвоположни една на друга. Срещу такава тенденция всички нитове
се съпротивяват еднакво (тъй като се приема, че изпълват еднакво
добре леглата си) и поради това разпределят помежду си по равно до­
пълнителната част N \i от силата N . Следователно в този случай към
първоначалното нитово усилие iVj.,, различно за всеки нит, се прибавя
еднаквото за всички нитове усилие
което отчасти намалява първоначалмата перавномерност на разпределението. Въпреки това раз­
ликата между отделните питови усилия е значил-елна и толкова поголяма, колкото по-лпюгобройни са нитовете в един надлъжен ред )i
колкото разстоянията .между тях«са по-големи.
Разликата в натоварването на нитовете по дължина на съедине­
нието е значителна до момента, в който напреженията достигат гра­
ницата на провлачането на материала. Над тази граница започва из­
равняване на напреженията, тъй като по-претоварените нитове се
11ластиф 1н1нрат най-напред, подават и прехвърлят силата върху полеко натоварените нитове. Този процес продължава до почти пълното
изравняване на напреженията, така че в момента на разрушаването
на връзката всички нитове се скъсват едновременно.
Влиянието на еластичността на материала върху разпределението
на силата между нитовете от един надлъжен ред при напрежения, помалки от
респективно асл, може да се проследи с помощта на
следните примери:
а.
Ако нитовете са безкрайно корави (£ „ „ = оо), независимо от
техния 6poii (п„) цялата сила N се поема само от първия отляво и пър­
вия отдясно нит на връзката, тъй като поради безкрайно голямата си
143
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
коравина те няма да поддадат н триенето зад тях няма да се прояви
(фиг. VI. 12 а).
б. А к о плочите са безкрайно корави
всеки нит ще по­
лучи по равно - - част от предавана сила и триенето между плочите
т е се прояви и ще се прео­
долее равномерно по цялата
дължина на връзката (всич­
ки нитове ще влязат едно­
временно в действие — фиг.
V I .12 б).
Фиг. VI. 13
в. При нормална еластич­
ност на нитовете и плочите,
но при различна дебелина на
плочите по-голямо усилие ще
получи онзи от двата крайни
нита, който е от страната на
по-тънката плоча, тъй като
Фиг. VI. 14
поради по-малката коравина
и по-голямата й еластична
удължаемост разпределението на силата в този край ще бъде понеравномерно (фиг. VI. 12 в).
г.
Равномерно разпределение на силата при нормална еластич­
ност на материала се постига с така нареченото косо снаждане (фиг
VI. 13). Близко по начина на действие е практически изпълнимото стъпалообразно снаждане (фиг. VI. 14). Така при 9 нита например найкрайният нит поема сила, която е само с около 25% по-голяма от сред­
ната стойност на всички нитови усилия.
Точното изчисляване на разпределението па силата (фпг. V I .11)
между отделните нитове е трудно и е свързано с редица сравнително
несигурни предпоставки, както и е решаването на една многокрапно
статически неопределима система. При симетрична връзка и четен (не­
четен) брой п нитове задачата е
1. р е с п е к т и в н о п ъ т и стати­
чески неопределима. Като неизвестни величини може да се въведат
разликите AiV, на нитовите усилия от средноаритметичната им стой­
ност, при което усилието в t -тия нит се дава с уравнението
yv, -
^ - f ДЛ^,-
Опитно II чрез изчисляване е установено, че при п S например
/V
усилието в иаи-кра; 111ни нит надминава с 80"о с р с д и а т а стойност
,
т. с. че max AjV
0,80
п
Въз основа на изтъкнатото всчо изравняване иа пп тои те усилия
слсд частичното пластьф.щираие на връзката при Diipeae.ij.ncro иа б р о я
на иеобходнмите нитове на дадено съединение от т и п а , п о к а з а н на
фиг. VI. 11, се приема, че силата N се разпределя tio 1тавно между вснч144
кн нитове. При това се препоръчва броят на нитовете в един ред, успо­
реден на силата, да не бъде по-голям от 6—8 и разстоянията между от­
делните нитове да са минимални (вж. т. 4). При спазване на послед­
ното \словие броят п на необходимите нитове се определя
форму­
лата
N
N
общо
(VI.7)
или Пер =
- ^см
'н и т
където
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
и Л'н1^т са носимоспособността на смачкване и срязване
на нита, определена по формули (VI.4) и (VI.5),
респективно по (VI.-h) и (VI.2);
Л'„„т е по-малката от тези две стойности (за оразме­
ряването на връзката е меродавно по-голямото
от Псм и rtcp);
N — силата, която се предава чрез връзката, равна
на оразмерителното усилие на свързвания еле­
мент (прът).
Определянето на броя п на нитовете по формула (VI.7) се нарича
оразмеряване п о у с и л и е, понеже представлява отношението на
.;ве \силпя — прътовото към нитовото.
■Лко във формула (VI.7) на мястото на оразмерителното усилие N
се постави усилието, което свързаният елемент (прът) носи при пълно
използуване на допустимото напрежение, респективно на изчислител­
ното съпротивление (вж.гл. V), казва се, че се определя броят на нито­
вете п о с е ч е н и е , тъй като в този случай п се явява като отно­
шение на две сечения: меродавното сечение на пръта към така нарече­
ното редуцирано сечение F'мит на нита;
п =
N
F . a доп
^нпг ■'^доп
респективно
кт
m .F .R
т .
.R
Ел
е
Ред\ цирапото сечение на нита е следното:
а) при смачкване 5н„т -•= 2 . rf. 6 ;
л dб) при срязване F,
НИ Т . с р
Alfn . СС
(IV.Sa)
(1V.86)
За коефициента СС важи казаното към формула (VI.3 б).
Оразмеряването но сечение води до по-голям брой нитове, откол­
кото оразмеряването но сила и дава връзка, която е равна по якост на
елемента. Ако обаче оразмерителното напрежение на свързания еле­
мент е равно па допустимото, резултатите, получени по двата начина,
са еднакви.
Обнкновено но сечение се оразмеряват връзките на главните кон­
струкции, а но усилие — връзките на второстепенните конструкции.
Съединенията нри леките покривни констрчкции се изчисляват по
усилие.
Стоманени конгтпукиип
145
V l .2 . 4 . Нитови връзки, работещи на опън
от
ек
а
Освен на срязване п смачкване нитовете могат да бъдат натова­
рени на опън или, както се казва ощ е, на изскубване. Н атов ар ван ето
на чист опън се среща рядко. Обикновено опънът се придружава от
момент нли срязваща сила. Така
например:
а)
вследствие на ексцентричното
действие на опънната сила Р спря­
мо вертикалния прикрепващ нит във
връзката, показана на фиг. V I.15 а,
възниква моментът М = Р .O i и опънното усилие Z в нита е по-голямо от
предизвикващата го сила:
Фмг. V I . 15
Z ,,, = P + A ^ - P [ l + ^ ) > 2 P -
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
б)
поради момента М = Р. е спрямо плоскостта на прикрепването
(фиг. V I .15 б) срязващото усилие в нита V = P се придружава от опъна
Z,6, = P
Ел
е
кт
Друг характерен пример за появяване едновременно на срязващи
н опънни нитови усилия представлява прикрепването на една второсте­
пенна към една главна греда (фиг. V I . 16). Освен срязващите усилия,
предизвикани от подпорния натиск на по-малката греда, вследствие
на огъването й в горните хоризонтални нитове, които свързват при­
крепващите ъглови профили със стеблото на главната греда, се пред­
извикват опъннн усилия, които се стремят да изскубнат нитовете
(срв. XI.1, т. 2). Това може да се избегне, като връзката се изпълни с
допълнителна прикрепваща плоча, благодарение на която в нито­
вете се установяват само срязващи усилия.
По новия правилник нитовете се товарят на опън на общо основа­
ние, но при намалени допустими напрежения (изчислителни съпро­
тивления).
П реди се смятг^ше за н е п р а в н л н о нитът да се т овари на опън. тъм като сс п р и е ­
маше, че външнат;! о п ъ н н а c;i.in Р се н а с л а га почти и з ц я л о с п р е д в а р и т е л н и я опън
Л'д в н и т о в ет е стебло, в ъ з н и к н а л при и зстиван ето на нита след н аб и ван ет о му, и
нитът се п р е т о в а р в а . В д ей ств ител н о ст това не е т а к а .
П р е д в а р и т е л н и я т опън
в нитовото стебло се ург.вповесява от в ъ з н и к н а л и я
едновременно с иего натиск м еж ду с в ъ р з в а щ и т е части, } п р а ж н я в а и чрез нитоиите
глав и . В с я к о и зменение на едното у си ли е води ав то м атич но до е д н а к в о г о л я м о из­
менение на др у г о т о уси ли е. В ъ н ш н а т а опънип си ла Р, к о ят о де|'|ствува в ъ р х у в р ъ з ­
ката (фиг. \ Ч . 1 7 ) . н а м а л я в а (с Р) н ат и с к а ме;кду п лоч ките, а заед но с него и п редв а­
ри т елн и я опън в стеблото. Н о с н а м а л я в а н е т о иа н ат и с к а се у в е л и ч а в а дебелината
на п акет а от плочки и д ъ л ж и и Е т а на нитовото стебло с Л г . а двете взаи м и о св ър зан и
у с и л и я н а р а с т в а т c A ,V ,. В следстви е на това н ат и ск ъ т между п л о ч к и т е се н а м ал яв а
= P-A N ^.
(VI.9>
a оп ъ и ъ т в нитовото стебло се у в е л и ч а в а с
Д
4 6
= - Я
Д Л'о -Ь Я = Д iVo •
(VI.10)
3n onpc,ic‘.i>;iic МП стлтпчсскк н с и ’. всстиатл ве*тпчпна А /Vg се съ с т а в я у р а в н е i!ii€ T (j на е л а с т и ч н о с т т а
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
(VI.11)
кт
Фиг. VI.16
р
л
jTT
Ел
е
а М”
т м4м 1У141M l, 1 “I”с
-т
_L
p
fc
> I
- L_
Р
2
Фиг. V I .17
Фиг. V I.18
от което се получова
AN,=
^ПЛ ■^пл
•р
= k . p .
(VI.12)
147
където Епл, Рпл и £ „ са м одулът на ел астичността и л иц ето на н ап р е ч н о т о се­
чение на п л о ч к ите и н ита, а
k = ------ w— p 1 _L
^
•
ПЛ • ^П Л
^Н-^Н
С л едов ател н о в п л о ч к и т е се у с т а н о в я в а н атиск ъ т
= N ^ - L N „ „ = N ^ - ( P - ^ N, ) = N , - ( \ - k ) P,
(VI. 14
a B нита — опънното усилиб
(VI.15)
ка
N „ = N ^ + A N ^ = N o - P + ^ N a ^ P = N„ + kP.
Л^пл = * Л ' . .
Л^н = (1 ^
Л'о .
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
-
No
l —k
от
е
К огат о в ъ н ш н а т а си ла се и зр а в н и с п р е д в а р и т е л н и я н атиск м еж ду п л оч к ите,
у с и л и я т а ще бъ д ат съответн о (за P = N q)
ПЛ
(VI. 16
= 0*,
1
N „ = r ^ - ^ S ' o = P.
1— k ‘
(VLIO)
О т р ав ен ст в о (V I. 17) се в и ж д а , че сл ед у в е л и ч а в а н е т о на в ъ н ш н и я о п ън на Р ~
=
1.
iV -j—— ^
i -- ^
^0
п р и т я г а щ о т о действие на нитовите глави изчезва н а п ъ л н о и опънато
усилие в нитовото ст ебло ста в а р а в н о на в ъ н ш н и я опън Р. Д о този момент обаче тс о
било п о -голям о от п р е д в а р и т е л н и я опън N„ само с м л л к а част от в ъ н ш н и я то­
вар Р, тъй като , а к о не се вземе пред вид, че £ п л < £ н т > * ^ чи сл о , б л и з к о до
нула.
И н аисти на при дадено f , = _ ! L L A _ м а к с и м а л н а т а стой ност на/г се п олу ч ава
4
при fп л = m i n , което о т г о в а р я на м и н им ал н и м еж дун итов и р а з с т о я н и я . З а foiin “
= a „ i n . 6 n , i „ = 3 d . 3 d = 9 d “ сл едва m ax f e = _ _ J ? ------ т. е. k
е д остатъ чк ^
36--Я
м ал к о число, за да мож е да се п рием е, че до и зч е р п в а н е на п р е д в а р и т е л н и т е иапреж е и п я оп ъ и ъ т на стеблото не се в л и я е съ щ ествен о от в ъ н ш и и я т ова р и с приблн.-ително равен на п р е д в а р и т е л н и я опън, в ъ з н и к н а л при за н и т в а н е т о на връ. ката
(фиг. V I. 18).
Д о известна степен п р е д в а р и т е л н и я т опън се от рачя п а б л а г о п р и я т н о в ъ р х у си­
гурно стта на о п ън н ото съединение в см и съ л, че за н а т о в а р в а н е в р азм ер до Р ^ Л’^ носимоспособността на нита на опън мож е да се смята за п р о вер ен а . С р а в н и т е л н о пониски те допустими н а п р е ж е н и я на опън на нита се д ъ л ж а т п редимно на неотчитлното по д р у г начин в л и я н и е на е к сц е н т р н ц и т ет а, с който оби к н ов ен о де/ютвуват
вън ш н и те т о вари .
Нитът се оразмерява на изскубване по формулите за центрично
опънат елемент
а = ^
=
g а”-ОП или ^ m . R Z .
(VI. 18)
където
Л^1 е си лата на опън, . която дей ствува върху
нита, п редизвикана от норм ативните или
изчислителните стойности на товарите;
148
— напречното сечение
на китовото стебло;
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
d — диаметърът на нитовата дупка;
^О.бадоп — допустимото напрежение на опън на нита;
Одоп — допустимото напрежение на опън на ни­
товата стомана;
т — коефициентът на условия на работа на
свързвания елемент;
=
/?„„ — оразмерителното съпротивление на опън
на нита;— оразмерителното съпротивление на опън
на нитовата стомана: /? о п = 2 0 0 MN/m® за
Ст
и Ст 3„„, респективно Ron =
= 250 MN/m" за НЛ 1.
V I . 2. 5. Разположение на нитовете (нит ово разпределен ие)
и меж дунитови разст о я н и я
■
Ел
ек
тр
о
По посока на силата нитовете се разполагат в надлъжни редици
така, че центровете им да лежат по прави, наречени нитови линии.
При повече от една иадлъжна нитова редица нитовете от отделните
редици се поставят един спрямо друг
■>
в прави напречни редици или разме­
стено (шахматно)—фиг. V I.19 а иб.
1 ^
Ф 0 О G : .
Lv i
\\инималиите разстояния между
'■f
центровете иа нитовете по посока
О О Ф
q |
на де 1ктвуващата сила се определят
0
0
Ф
0
1
в зависимост от опасността от изпрошване на нитовите дупки. Изпрошването на крайна нитова дупка
С’
например се предхожда от пластич­
^ : _L
ни деформации н разширяване на
' д\ IIката. В същото време ръбът на
плочата се издува (фиг. V I.20) и
ако ръбовото разстояние е^ е малко,
тя се срязва но посока на макси­
Фиг. V M 9
малните срязващи напрежения, кои­
то действуват под ъгъл ~ 3 5 ' спря­
мо оста й. Сигурността срещу провлачане при срязване изисква опре­
делена зависимост между допустимото напрежение на натиск върху
стената на дупката осм доп и минимално необходимото ръбово разстоя­
ние min Cl- При прието според формула (VI.3) отношение на асм д->п
към а.;„п. т. е. на апв.1 при натиск върху стената на дупката къ.м Омл
при опън, равно па 2, коефициентът на сигурност срещу провлачане
на стените ще бъде приблизително равен на коефициента на сигур­
ност срещу провлачане при опън, ако e, = 2d. С оглед на това и за да
се избягнат големи концентрации на напреженията в плочката около
149
нитовете, се предписват следните мпнммалии разстояния межд\ тях
(фиг. VI. 19):
минималио ръбово разстояние, уснорелно иа силата; min Ci 2d;
минималиомеждунитово разстояние в нроизволиа посока: inine^^ 3d;
минималио ръбово разстояние, напречно иа силата: m in - 1,5d.
'''!uuamuCK
О^ьч
npu
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Atr>rr.
4u,n
maxf2dli/ruS
/?fluon!inuнатиск
Фиг. VI.21
Ел
ек
тр
о
При стоманените железопътни мостове поради неблагоприятното
влияние иа дина.мичиите въздействия и знаконроменливите усил1!Я
минималните иитови разстояния са съответно Ci 2 ,5 d \ е, =3,5d и е^ —
= 2 d (при а =2,5).
Л\аксималните междунитови разстояния се определят от иеоб.\о.1имостта да се създаде достатъчио притягаме на плочите, което изключва
разтварянето им. Тези разстояния са следните:
а) за силови нитове М или 126, където d е диаметърът на нитоБ^та
дупка, а б — дебелината на по-тънката външна част на съединението;
б) за притягащи нитове 8d или 126. За вътрешните нитове иа ш;!роки връзки на закрити конструкции с повече от две нитови редици,
а също и за краини редици при
ръбове, укрепени с ъглови или
други корави профили, това
разстояние се увеличава на \2 d
или 186 при натиснати елемен­
ти и иа 16d и 246 при опънати
елементи (фиг. V1.21).
Максималио допустимите ръ­
Фиг. V I.22
бови разстояния на притягащи­
те нитове са 3 — Ad или 6—86По-малките стойности важат за железопътните мостове и резервоарите.
Разстоянията
на нитовите линии от ръбовете-на валцуваните
L -профили са стандартизирани и се вземат от съответните таблици
(вж. СВС). Нитовата линия на ъгловите профили с шпрсчииа иа ра­
мото Ь ^ \ 0 0 mm лежи приблизително в средата на светлата широчина
на рамото; w х
.
150
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Когато широчината ма ъгловите рамена и 110 inrn или повече, ни­
товете се бият разместено в две редици (фиг. V I.22). В този случай
мнппмалното разстоянне гг', от ъгловия ръб до първата нитова линия
се определя от изискването нитовите глави с диаметър D да не застъп­
ват ъгловото закръгление с радиус г Следователно min
;^а ио-лесно боравене с нитовия чук се препоръчва между края на з а ­
кръглението и началото на нитовата глава да се остави междина от
3 mm. В този случай min ti'i=6 4 - r + ^-Ч-З mm (фиг. V I.22).
При широките ъглови профили с две разместени нитови редици
нитовете се бият през максимално разстояние ?.е—а, ако е е съответ­
ното максималио междуиитово разстояние при една нитова редица,
а А — осовото разстояние между двете нитови линии (фиг. V I.22 а).
Втората нитова редица отстои от крайния ръб на разстояние наймалко l,5d.
VI . 2. 6. Означаване на нитовете — н о р м е н и д и а м е т р и
Ел
е
кт
Препоръчва се в чертежите нитовете да се означават с различен
3Haiv за всеки отделен диаметър.
-Образите на нитовете може да бъдат с кръгче с означение на диа­
метъра в мм.
В чертежите в мярка до 1:5 е достатъчно за големина на кръгчето
да се избере диаметърът на стеблото, а при по-малки мащаби за по-го­
ляма яснота — диаметърът на нитовата глава.
Нормеиите диаметри на набитите нитове се приемат равни на диа­
метъра }\а нитов|[те дупки. Те започват от 11 mm и стигат до 44 mm
през равни интервали от 3 mm, Минималният диаметър за носещите
части е 14 mm nj)H високиге строежи и 17 mm ири мостовете. Нитове
с диаметри, по-голе\п1 от 26 mm, се употребяват рядко. Не се препо­
ръчва в едиа конструктизна част да се бият нитове с повече от един до
ДЕа различни диаметъра.
VI.3. Болтове и болтови съединения
Болтът е най-старото съединително средство. Той се употребява:
а) при всички р а з г л о б я е м и и ч у г у и е и и връзки,
б) като м 0 н т а ж и о съединително средство и
в) в м е с т о н и т а, когато дебелината на свързвания пакет от
плочи е по-голя.ма от 6,5d, мястото не позволява да се работи с нитовъчния ч \к или връзката е натоварена на опън.
Болтът се състои от шестоъгълна глава, стебло и шестоъгълна
гайка с иодложиа плоча (шайба) — фиг. V I.23. Известна дължина от
стеблото е снабдена с метричен или витвортов нарез.
Различават се чисти, черни — обикновени и високоякостни — и
жлебови (набраздени) баптове. Чистите и жлебовите болтове се пра151
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
вят от стомана марка Ст 3. Ст 5, НЛ 1 и НЛ 2, обикиовените черии
болтове — от Ст 0 и Ст 3, а високоякостните болтове — от особено
яки термично обработени стомани със а „ „ ^ 1000
in'- (след термо­
обработката).
ь—
5 ^
— SЧистите болтове се нари­
чат още пасваии, гладки,
калпбровами или стъргани.
Те имат гладко обработено
стебло с диаметър, равен на
диаметъра на дупката, в коя­
то се вкарват чрез удари с
лек чук. Чистите болтове се
изчисляват на срязване, рес­
пективно смачкване, както
нитовете при същите допу­
стими напрежения.
Черните болтове се различават от чистите по това, че повърхността
им е груба, необработена. Диаметърът на болта е с 1—2 mm по-малък
от диаметъра на дупката, в която той влиза свободно, без усилие. Гла­
вите и шайбите на черните болтове са обикновено квадратни.
До преодоляване на триенето между съединяваните части, което
при болтовите връзки се осигурява чрез съответно затягане на гай­
ките, връзките с обикновени черни болтове работят като връзките с
нитове или чисти болтове. Но след като се преодолее триенето и за­
почне хлъзгането, тук разпределението на силата между болтовете иа
дадена връзка не е равномерно поради нееднаквата разлика между
диаметъра на дупките и
диаметъра на отделните
болтове. Ето защо допусти­
мите напрежения на сряз­
S
ване н стенен натиск нрм
обикновения черен болт
са по-малки.отколкото прм
нита н чистия болт.
S
Разликата от 1 д о 2 т ш
между диаметрите на дуп­
_ З а __
Фрмв6а/№
ките и стеблата на обик­
Па&ммгма
njio^ita
новените черни болтове во­
ди след преодоляването на
триенето до съответно раз­
местване (хлъзгане) иа съ­
Фнг. VI.24
единяваните части в проти­
воположните една на друга посоки на действ>ващите в тях сили.С други
думи, съединенията на срязване с обикновени черни болтове поддават.
Затова те се допускат при второстепенни и главни връзки, когато поддаването не причинява допълнителни усилия, не се отразява небла­
гоприятно върху съседни конструктивни елементи нли връзки, или се
предотвратява чрез допълнителни конструктивни мерки (фиг V I.24).
152
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
в същност поради аналогични причини се явява поддаване и при връз­
ките на срязване с чисти болтове и даже на връзките с нитове, но при
тях то е много но-малко (до 0,5 mm при чистите болтове и до 0,1 mm при
нитовете) и не се отразява съществено върху работата на конструк­
циите. Без съмнение в това отношение най-добри са връзките с рисокоякостмн болтове, при които поради голямата притискаща сила, която
болтовете упражняват върху съединяваните части, цялото експлоа­
тационно усилие на връзката се предава чрез триене, което се из­
черпва едновременно с достигането на граничната носимоспособност
на връзката.
Болтовете се оразмеряват на смачкване и срязване като нито­
вете — вж. формули (VI.1) и (VI.2):
Uc„ =
I
^СМ
т=
където
I
g m.
или
g /и .
g
или
;
й
■
(VI. 19)
(VI.20)
Л’, е силата, която действува върху болта, предиз­
викана от товарите, взети с техните изчислптелни или нормени стойности;
d — диаметърът на болтовото стебло, който при
чистите болтове се приема, че е равен на диа­
метъра на дупката;
=
— меродавната натоварена на смачкване плош
от стената на болтовата дупка:
П(14 ---- лицето на натоварените на срязване сечения
на болтовото стебло;
гг^р — броят на срязваните сечения;
6 — по-малката единична или сборна дебелина
на свързваните части от едната страна на
съединението;
т — коефициент за условия на работа на свързва­
ния елемент.
Ел
ек
тр
о
Г,
“ •^
Изчислителните напрежения и допустимите напрежения на болто­
вете са:
а) при чистите болтове
*^см.доп — 2 Одоп ; Тдоп = 0,8 Тдоп ;
б) при обикновенмте черни болтове (за Ст 38.13, респективно Ст 3)
R^r" = l , 2 R \
О с Г ;о п -1 .2 /? ;
R?rr^ = 0 , 6 R -
т?о-7 = 0,7 Тдоп.
153
Тук, както прн нитовете, R е изчнслителиото съпротивление на
опън: при смачкване — на стоманата, от която е направен съединя­
ваният елемент, а при срязване — на стоманата, от която е направен
болтът.
Коефициентът а , с който се умножава съпротивлението на опън
на стоманата на болта, е равен на 0,9 за Ст 0 и Ст 3 и на 0,85 за Ст 5,
НЛ 1 и НЛ 2.
Носимоспосо^)Ността на смачкване и срязване на обикновените болтове
се определя както на нитовете (срв. форм. V4.4 и VI.5).^
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Дупките на чистите баатове трябва да се просвредляват едновре­
менно през целия пакет от свързани елементи. Прн черните болтове
това не е необходимо.
Чистият и черният болт работят еднакво добре на опън. Носимоспособността на опън зависи от затягането на болтовата гайка. Чрез
затягането на гайката в болта се създава първоначално напрежение
на опън, аналогично на предварителния опън в ннтовото стебло. Но
докато предварителният опън в ннтовото стебло се регулира чрез тем­
пературата на нита при оформяне на затварящата глава, първоначалното напрежение в болтовото стебло при обикновените болтове, които
тук се разглеждат, зависи от употребената при затягането на гайката
мускулна сила Р, която се регулира по-трудно.-Ако тази сила е малка
и напрежението при експлоатацията надхвърли първоначалиото на­
прежение, резбата получава пластични деформации и болтът се раз­
хлабва. Но прекомерното затягане на гайката води също до пласт 1:чни
деформации и отслабване на болта още при навиване на гайката.
П ъ р в о 11!1чал н о т о о п ъ н п о н а п р е ж е н н е в б о л т о в о т о стебло м сж с дп се ог:;)сдол 11
п р н б л и зм т е л а о по ф о р м у л а т а
Оо = * . г . Р (M N /m 2 );
(V1.21)
къ,асто
k е коефициентът на пропорцмопалпост, i;oiiTo записи от дм;;мстъра на болта;
г — р а м о ю на г а е ч н н я клю ч;
Р — п а т п с к ъ т Бърху клю ча.
>а р ъ чн о з а т я г а н е на го н к и т е т р я б в а ла се употрсбяв;|Г к л ю ч ове с ул ъ лж асм и
р ам ен а г = 0 , 4 0 , 0 ,80 и 1,20 сп'. П р и ем а се,ч е двг.мп работН|ЩИ у п р а ж н я в а т натиск
до Р - - 2 .2 0 0 -^ 4 0 0 N н че за средн о големи диа метри :1 коефицие:; гът ^ (2,7ч-3,-3). 10®
или средно 3.10^. С л ед о в ател н о с помощ та на ключ с рамо г ^ О. ЛО cm се съ здав а
и р сди ар и т ел н о н а п р е ж е н и е а , , —3 .1 С '.0 .4 0 .4 0 0 .1 0 " * - - 4 М
което с очевидно
м а л к о с оглед на д о п усти м ите н а п р е ж е н и я (вж. п о-долу). П р а к т и ч е с к и прелв^рн телни н а п р е ж е н и я , по-големи от 100—200 Л\К,'П.-, се осъ щ ес т вя п ат т р у д и о на ръ ка
За да не се разхлабват гайките, на работещите на опън болтове
се поставят контрагайки, засича се резбата или гайките се заваряват.
Носимоспособността на натоварен на опън болт се изчислява по
формулата
N6oлr г F o .
^
,
(VI.22 a)
или
Nco.r ^ f 0 •
^
,
(VI.22 б)
‘ Определянето на носимоспособността на високоякостните оолтоие се пояснява
в края на книгата (приложение IV).
Високоякостните б аатов е се натягат с помощта на апарати за измерване на пред­
варителното опънно напрежение.
154
където
е диаметърът иа ядрото на оолтовото стебло
при резбата;
---- меродавното напречно сечение иа болта;
V
О
о
п
. д
о
п
он
на
УА б
С иб
Г ли
V
от
е
ка
— допустимото напрежение на опън на болта,
което за Ст 34.13 е
= 100 MN/m’ и
о 0"4 Д011 110
— изчислителното съпротивление на опън иа
болта;
/?„„ — изчислителното съпротивление на опън на
болтовата стомана.
От формула (VI.22 б) се получава необходимият диаметър на яд­
рото иа бслта:
4 Л'
_ I I оо / N _ j 0,036 N за I съчетание
^
'
I 0,034 iV за II съчетание
На фпг. V I.24 е показано като пример прикрепване на греда към
колона с черпи болтове, които поради завъртането на гредата при
огъването й са иатовареии на опън. За да не се допусне вертикално
псадавапе иа връзката под действието на опорния натиск А на гре­
дата, натискът се поема от подложиа плочка, заварена към колоната.
Чистите и суровите болтове се доставят с диаметрид-^ до 4" при вит-
Ел
ек
тр
Ь()[)10ь I apcj, респективно от 6 до 96 mm при метричен нарез. Диамепр.., по-го.^-е.ми от 2 ', или 48 mm, се употребяват рядко. Нормената
Д1 .;>| пна на болтовете се увеличава с диаметъра им и
;;остпга до 300 mm г;ри d 2", или 48 mm.
За означаване па болтовете в чертежите слу­
шкат нормеин знаци.
/K.ieGoBine или рифелиите болтове имат надлъя но набраздено стебло (фиг. V I.25). Наклонени­
те стени на две съседни бразди сключват прав ъгъл
yj 25
помежду си. Външният диаметър на жлебовото стеб­
ло е с 0,4—0,6 mm по-голям от диаметъра на дупката и болтът се
вкарва в нея чрез удари на лек чук.
При малки дебелини на пакета от свързани плочи жлебовите бол­
тове дават плътиа връзка и се изчисляват като чистите болтове. Те
се употребяват главно за монтажни съединения. По съветския стан­
дарт дължината на набраздената част от стеблото достига до 70 mm
нрн диаметър иа болта до 26 mm.
V I. 4. Заварки и заваръчни съединения
1. Общи сведения
Заварката е най-модерното съединително средство, което намира
широко приложение при всички неразглобяеми пълностенни и прътови
конструкции. Заваряването е процес, при който се създава молеку155
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
лярна връзка между съединяваните части, като под действие на ви­
соката температура металът на тези части около мястото на заваря­
ването се разтопява до течно илп високопластично състояние, при
което молекулите на двата метала се размесват и при изстиването
кристализират съвместно.
Приложението на заварката при стоманените конструкции води до
значителни предимства в конструктивно н икономическо отношение.
Това се дължи на първо място на възможността за непосредствено
свързване, благодарение на' което еле.ментите се снаждат без допъл­
нителни плочи или профили и напречното сечение на съчетаните пръти
и греди се опростява значително. Освен това при заварените кон­
струкции не е необходимо превъртане на многобройни дупки, които
не само че оскъпяват конструкцията, но и отслабват с 10— 15""о ме­
родавното при оразмеряването напречно сечение на опънните пръти
и на опънната част от напречното сечение на гредите'. Отпада и до­
пълнителният разход за нитове или болтове. Най-после самото заваря­
ване е много по-бърз и по-евтин процес, отколкото занитването. В ре­
зултат на всичко това чрез заварката се осъществява значително опро­
стяване на конструкциите и икономия на стомана и работна ръка.
При целесъобразно конструиране заварените конструкции са полеки и по-евтини от нитованите до 15—50"'о, а в отделни случаи и по­
вече.
Но наред с изброените качества заварените конструкции имат и
недостатъци, за които ще стане дума по-късно.
V 1 .4 .2 . Н ачини на заваряван е
При заваряване на стоманените конструкции за разтопяване на
метала се използува електрически ток (електрозаварка), а рядко и
газов пламък (газова заварка). Тук ще се разгледа само електроза­
варката.
Електрозаварката е дъгова
/
Ага^/г
и контактна.
Дъговата електрозаварка се
e/re/e7T7/ifft/en
те/г
изпълнява чрез
добавяне —
присаждане на разтопен метал,
който изпълва фугите и се смес­
tfie a
ва с разтопения метал на съединяваиите части. Контактната
електрозаварка се изпълнява
без прибавка на метал отвън,
Ф и г. VI.26
като разтопените места на за­
варяваните части се опират и
притискат плътно едно към друго. Съобразно с това при електродъговата заварка се употребяват разтопяе.ми метални електроди със
‘ При и зп о л з у в а м е на в и со к о я к о ст н и бсхттовс о т с л ; | 6 е л и 1. т о , п р о л м зс п k ; i i i o о т
п р е в ъ р т е н и т е д у п к и , не се о т р а з я в а иър.ху иосимоспособм)!.! r;i им с л с м с ш и т с и
в р ъ зк и т е им.
156
състав, близък до метала на заваряваните елементи, а при контактната заварка или се използуват неразтопяеми метални електроди, или
токът протича направо през съединяваните елементи. Първият слу­
чай намира приложение при контактната точкова заварка, а вторият
случай — при контактната челна заварка.
Го/г e/ze/cmpoB
/роимирам
ка
ФЛЮС
-P ajm onev
-АПровар
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
Флмк
Електродъговата заварка е ръчна, автоматична и полуавтоматична.
Контактната заварка е само автоматична.
Ръчната електродъгова заварка се изпълнява с електрожена на
Славя мое, устройството на който е основано на метода на Бенардос.
Електроженът на Славянов (фиг. V I.26) се състои от метален електро­
ден тел (електрод) и дръжка, свързани чрез кабел за един от полюсите
на източника на тока. Електроженът се захранва при работа с постоя­
нен тек от генератор с електродвигател, а при работа с променлив ток —
от трансформатор с регулатор (дросел). Заваряваните стоманени части
се свързват за другия полюс на токоизточника. Чрез допиране на края
на електродния тел до заваряваните плочи се затваря електрическата
верига и се предизвиква късо съединение. Бързо след това върхът на
електрода се отдалечава от плочите на 1—2 mm, при което се образува
трайна волтова дъга. Под действието на дъгата се развива висока температ\ра, която разтопява края на електродния тел и непосредствено
засегнатия метал на плочнте. От електродния тел се отделят с шум
капки разтопен метал, който се слива с разтопения основен метал на
плочите. Освен капки се отделят и метални пари, които силно
йонизират.
Благодарение иа образуващото се електромагнитно поле капките
се отделят от електрода с по-малко сечение — металния тел — и пре^пmaвaт към електрода с по-голямо сечение — заваряваните плочи.
Следователно движението на разтопения метал не зависи от взаимното
разположение па двата електрода в пространството, нито от посоката
на .ивижеппето на тока. При работа с постоянен ток обаче се предпо­
чита отрицателният полюс — катодът, да е телът, а положителният
полюс — анодът, да са плочнте, понеже анодът се сгорещява по-силно
от катода. Само при заваряване на тънки части токът се оставя да тече
в оо|;атна посока.
157
ек
а
За запалването на електрожена, т. е. за установяването на постоянна електрическа дъга, е необходимо напрежение от 50 V което
след това спада на 15—30 V. Необходимата сила }ia тока зависи от де­
белината на заваряваните части. Тя се движи между 150 и 400 А. Пре­
комерно силният ток причинява прегаряне, което прави основния ме­
тал крехък. Капките разтопен метал се отделят от върха на електрод­
ния тел след допирането им до противоположния електрод (фиг. V I.27).
На фиг. V I.28 е показана схема на апарат за автоматична електродъгова заварка.
V I . 4. 3. Условия за изпъ л н ен и е на качествена елскт родъгова заеарка
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
При съприкосновение на разтопения метал с въздуха оксидира
голяма част от съдържащия се в него въглерод, манган и др. Освен
това в разтопения метал прониква азот. Промяната на химичния съ­
став се отразява неблагоприятно върху структурата и механичните
свойства на заварката, която след изстиването си става крехка и не­
устойчива на удари. Необходимо е да се вземат ефикасни мерки срещу
това, като до втвърдяването разтопеният метал, присаден и основен,
се изолира от въздуха чрез предпазен слой от газове м шлака (при ръч­
ната електрозаварка) или чрез слой от флюс (при автоматичната и полуавтоматичната дъгова заварка).
Друго условие за високо качество на електродъговата заварка е да
се осигури непрекъснат равномерен приток на присаден метал. З а ­
това е необходимо, първо, да се увеличи електропроводимостта на сре­
дата чрез йонизирането й (при ръчното заваряване) и, второ, в про­
цеса на заваряването разстоянието между края на електрода и заваря­
ваните части да бъде постоянно. При автоматичното заваряване това
условие се осигурява автоматично чрез специален механизъм. При
ръчното заваряване спазването му зависи от опитността и сръчността
на заварчика-оксиженист. В това отношение по-лесни за изпълнение
са подовите заварки, отколкото таванските заварки.
Доброто качество на заварката зависи и от продължителността на
изстиването й. Бързото изстиване води до напукване. Обратно, ако
заварката изстива бавно, тя не само че не се напуква, но и въздухът,
който евентуално прониква прн изпълняването й, има време да изплува
на повърхността й. Чрез бавното изстиване се предотвратява образу­
ването на шупли в заварката. То осигурява и по-дълбоко разтопяване
(дълбоко заваряване).
При ръчната заварка необходимите условия за качествена заварка
се осигуряват, като се употребяват електроди с дебела метална об­
вивка (обмазка), съдържаща и някои органични примеси.
Предназначението на обмазката следователно е:
1)
да образува при изгарянето си изолационен слой от газове, които
препятствуват прекия допир на разтопения метал с въздуха. Затова
обмазката съдържа органични примеси;
158
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
2)
да стабилизира дъгата, като увеличи електропроводимостта на
околната среда. За тази цел обмазката съдържа калий и натрий;
о) да образ\ва сгур, която като по-лека изплува на повърхността,
покрива заварката п така я изолира от въздуха и я предпазва от бързо
изстиване (след втвърдяването сгурта се изчуква лесно);
4) да влияе благоприятно в металургично отношение, като служи
за източник за възстановяване на изгарящите вещества от състава на
стоманата. Затова обмазката съдържа феросплави, графити и др.;
5) да действува дезоксидиращо (откисляващо), като се свързва
с проникналия кислород от въздуха, и заедно с това да подобри структ\рата на стоманата. За тази цел обмазката съдържа А1, Ti и др.
Освен дебело обмазани електроди се произвеждат тънко обмазани
н несбмазани (голн) електроди. Обмазката на тънко обмазаните елек­
троди съдържа само стабилизиращи елементи. Съществуват и елек­
троди с ядро, прн конто предпазните вещества са заложени по оста
па тела. Ядрото не съдържа сгурообразуващи компоненти и затова
теоИ електроди се употребяват, когато мястото на заварката не позво­
лява допълнителното изчукване на сгурта (което е задължително).
Тънко обмазаните и още повече голите електроди нямат качествата
на дебело обмазаните електроди и не се препоръчват или не се допуci;a ла се употребяват при ръчно заваряване на носещи конструкции.
Висококачествени са само дебело обмазаните електроди с 1— 1,5 mm
дебела обмазка.
Електродите се произвеждат с диаметри от 4 до 10 mm. Диаметъ­
рът се избира в зависимост от дебелината на заваряваните части.
При автоматичната и полуавтоматичната електродъгова заварка се
употребяват голи електроди. Флюсът, чрез който се изолира разтопе­
ният метал, се изсипва авто.матично пред електрода. Той се разтопява
около волтовата дъга н по този начин изолира напълно метала, който
се запазва чист, без вредни примеси (фиг. VI.28). Флюсът замества на­
пълно обмазката, като изпълнява нейните функции с по-добър ефект.
Автоматичната заварка е висококачествена, плътна и еднородна и в
металургично отношение дори по-добра от заварявания метал. Освен
това тя е внсокопроизводителпа (скорост на движението 40—50 m/h).
Полуавтоматичиото заваряване намира приложение при изпълня­
ване на къси заварки. То се различава от автоматичното по това, че
електродът се придвижва с ръка.
Качествената заварка е равномерна, еднородна (без сгурообразувания) и плътна (без шупли н разслоявания).
Употребяват се следните марки дебелообмазанн електроди: Е42 и
Е42А за конструкции от обикновена въглеродна стомана и Е50 и Е50А
за конструкции от висококачествена нискосплавна стомана.
Препоръчва се конструкции от Ст 5 да не се заваряват.
1.S9
V J . 4 . 4 . Видове зава ръ ч н и шевове. Условия
з а получаване на качествени заварки
г-Зтт
от
Фиг. VI.29
ек
г -SmiP
а
Ивицата, която се образува от присадения метал при заваряването
иа два метални елемента, се нарича заваръчен шев. Съществуват след­
ните видове шевове: челни (допирни), ъглови и прорезни.
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Челните
шевове
са най-естественнят вид съединення.
Чрез тях се свързват непосредствено челата на елементи, които лежат
в една равнина. Според дебелината на свързваните елементи се употре­
бяват 1-образен шев (фиг. V I.29 о) при дебелина, по-малка от 8 mm;
V-образен шев (фиг. V I.29 б) при дебелина 8—20 mm и Х-образен шев
(фпг. V I.29 е) или U -образен шев (фиг. V I.29 г) при дебелина, поголяма от 12 mm.
Когато плочите са по-тънки от 8 mm, възможно е качествено из­
пълнение на челния шев без специално профилиране на челата. Достатъчно е разстоянието между тях да бъде ~ 0 ,3 6. ако 6 означава де­
белината им. Такъв е 1-образният шев.
Когато плочите са дебели 8 mm и повече, необходимо е специално
профилиране на челата, за да се осигури равномерно разтопяване па
стоманата по цялата дебелина на плочите. При V-образния 1пев челата
на плочите се изрязват косо под ъгъл 30—35 , като в долния край се
оставя около 2 mm вертикален ръб. Х-образният шев е двоен V-образеп шев: плочите се подострят симетрично от двете страни, като верти­
калният ръб остава в средата. U-образният шев е също едностранен,
както V-образният. Той се прилага при по-дебели плочи вместо Х-об­
разния шев, когато е невъзможно да се заварява от двете страни на
съединението. За да не се увеличи прекомерно обемът на присадения
.метал, челните стени на плочите при U -образния шев са пo-cтpъ^ши.
Поради несиметрично свиване заваряваните части с едностранни
шевове се изкривяват. Ето защо като симетричен в техническо отно­
шение по-добър е двустранният Х-образен шев. който при възмож­
ност — достъп от двете страни и дебелини на плочите от 12 до 40 mm —
се прилага с предпочитане пред останалите шевове.
Ръбовете на челата на всички шевове трябва да бъдат прави. При
заваряването разстоянието между тя.ч е 2—3 mm.
Челните шевове имат някои слаби места, където поради резки
вдлъбнатини и неплавни преходи се явяват концентрация па напре­
женията и опасност от напукване. Тези места са: иреходмте между
160
плочите и шева на повърхността на съединението, коренът на едно­
странните шевове (точки А , Б и 5 на фиг. V I.30 а) и краищата на
шева (точка б на фиг. VI.30 б), наречени кратери. Опасността от напук­
ване и разрушаване е най-голяма, когато шевът е подложен на опън
или натиск, и върху конструкциите действуват динамични или вибра-
I-----------
-I—
I-
Фиг. VI.31
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. VI.30
ек
1-----
j----- & ----- \=.2тт
от
I /}}*}}J} ' V
а
З-Ч
Ел
е
кт
ционни товари. В тези случаи се налага да се отстрани опасността
чрез подваряване на корена след грижливо почистване от сгур, из­
глаждане на повърхността на шева и плътно заваряване по цялата
широчина на елемента (например чрез подлагане на плочка и продъл­
жаване на 1лева върху нея — фиг. VI.30 в ). След изстиването на за­
варката излишният шев се изрязва (е трион или фрезмашина) и под­
ложката се отстранява.
Когато заваряваните плочи са с различна дебелина, челният шев
се изпълнява според фиг V I.31 а, а когато това е невъзможно — спо­
ред фиг. VI..'^1 б. Заваряването на различно дебели плочи по начина,
показан па фиг VI.31 в, е неправилно.
В сравнение с ъгловите шевове (вж. по-долу) челните шевове пре­
дават равномерно усилията и могат да носят по-добре променливи то­
вари и ла понасят сътресения,-особено когато повърхността им е обра­
ботена. Затова челните шевове трябва да се употребяват навсякъде,
където това е възможно, а при необходимост — и да се обработват (из­
глаждат).
Ъ г л о в и т е ш е в о_в.е. са по-прости в подготовка и изпълнемпе, но имат по-големн недостатъци. Те )1амират приложение най-вече
във високите строежи, където действуват предимно постоянни товари
без нли с ма. 1ки динамични проявления. Чрез ъгловите шевове се свърз­
ват елементи, които не лежат в една равнина.
Според формата на напречното сечение ъгловият шев е издут, вдлъб­
нат или прав (фиг. V I.32), а според разположението си спрямо оста
на съединяваната част — посоката на действуванюто усилие — напречеп и надлъжен (фиг. V I.33). Освен това той е непрекъснат или прекъс­
нат (фиг. VI.34). От конструктивни и деформационни съображения пре­
къснатият шев не се препоръчва, а при откритите и хидротехническите
съоръжения не се допуска.
Под дебелина а на ъгловия шев се разбира височината на вписания
II
Стоманени конструкции
161
в него трнъгълннк, мерена по бнсектрисата на ъгъла, който свързва­
ните плочи затварят помежду сп, а под
— височината на шева, ме­
рена по катета (фиг. V I.32). А\инималната допустима дебелина иа но­
сещите ъглови шевове е Omin = 2 ,8 mm =^0,7
(min Л^=4,0 mm при
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
'--------- '
S O f-ц р и о /гм
/S if - п ри f/a m t/c/r
-Ind
Фиг. VI.34
Фиг. VI.32
гГ
-
е : -ЕП
^50^
«М|
N
м
i!
1-1
Фиг. VI 33
ек
тр
о
!
—/
/—
Ел
правоъгълен шев), а максималната а^;..х=0,7 б, ако б е дебелината н а
по-тънката заварявана част.* При заваряване на профилен пояс (Спрофил) или профилно рамо ( t . -профил) допустимите максимални де­
белини на ъгловите шевове са показани на фиг. VI.35 а и б. При връзки
според фиг. V I.35 в се приема по изключение a^^.ix=6min. но при ус­
ловие, че не действуват подвижни товари.
.Минималната дължина на силовите ъглови шевове е 40 nim или
4 Лщ, а максималната 60
Обикновено конструктивните ъглови ше­
вове се правят прекъснати (фиг. V I.34). Дължината на прекъсването
между два шева не трябва да бъде по-голяма от 30 6 при опънните
елементи н 16 6 при натисковите елементи, където б е дебелината на
плочата.
* Т у к по сс р ; . з г л е ж 1 лт тънксстсммнтс
;4
162
1T1 IH.
к о м л р у к и к и с .ifCo.Tiiim б <
ггг^_в.т^
O i г 0 ,7 n d поивяуг/о~
^
' ■
VMue
ааатЛ
^
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
a%o.7<f,
а
Основният недостатък на ъгловия шев е, че той е подложен на сряз­
ване без разлика на вида на натоварването. Поради това той има зна­
чително по-малка носпмоспособност от челния шев.
Д р \т съществен недостатък на ъгловия шев е това, че той води д а
висока концентрация на напрежения (фиг. V I.36 а ), а при надлъжните
тр
о
Фиг. V1.35
Ел
ек
шевове — и до неравномерност в тяхното разпределение по дължината
им (фиг. VI.33 б). Неравномерността в разпределение на напреженията
на падлъжнпя ъглов шев е толкова по-голяма, колкото по-дълъг е той
и колкото по-голяма е разликата в напречните сечения на свързва­
ните плочи.
Работата иа ъгловия шев се подобрява чрез дълбок провар на ко­
рена (фиг. V I.37 а ), удължаване на хоризонталния катет на напреч­
ните шевове (фиг VI.37 б) и като опънпите и натисковите връзки се
изпълняват по начина, пояснен с фиг. VI.38, конто осигурява по-равномерпо разпределение на усилията по дължината на надлъжните ше­
вове. Независимо от това концентрацията на напрежения в корена на
ъгловата заварка е значителна. Поради тази причина ъгловата заварка
е по-малко подходяща да иоема днпампчпи и вибрационни товари и
затова тя се прилага предимно при конструкции, върху които такива
товари ие деиствуват.
П р о р е з н и т е ш е в о в е се изпълняват бавно и трудно и за­
това се прилагат рядко, и то само при високите строежи. Те са външни
163
(фиг. VI.39 a) и вътрешни (фиг. VI.39 б ). Чрез мрорезпите шевове се
удължава ъгловата заварка и се скъсяват връзките. Формата ма въ­
трешните прорезни шевове може да бъде правоъгълна, квадратна,
РггтШшт
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
.У
Ш
в
77М/га„^=1^
Разрез /- /
Фиг. V I.39
кръгла ИЛИ елипсовидна. Шнрочината на прореза трябва да бъ де наймалко равна на тройната деб ел и н а на шева. Пространството мо:кду
носещите шевове се изпълва с присаден метал.
Качеството на всички шевове (челни, ъглови и прорезнн) зависи от
положението им през време на заваряването. Най-добри са гюловите
заварки, при които шевът е хоризонтален и заваряването се извър| 1;ва
отгоре надолу, а най-трудно се постига добро качество при таванските
заварки, при които шевът е също хоризонтален, но се заварява отдолу
нагоре. Междинно положение заема заварката върху вертикално из­
правени плочи, в който случай шевът е вертикалем, хоризонтален или
наклонен. Такива заварки се изпълняват най-удобно отгоре надолу.
Таванските заварки се изпълняват с|)авинтелио лесно с голи елек­
троди. Но голите електроди дават по начало И1езове с писки меха­
нични качества. Затова таванските шевове трябва да се извършват от
опитни заварчици с висококачествени облечени електроди. Най-правилно обаче е да се избягва заваряването отдолу нагоре: на местостроежа — чрез подходящо коисгруктивно изпълпеиие или като се за­
менят заваръчните връзки с болтови, в работилниците и на пабогната
площадка — като се използуват специ^мнп въртящи се п|)испоооблення, между които се закрепяват заваряваните елементи н заедно с тях
се завъртат в желаното положение.
164
V I .4.5. Оразмеряване на заварките
а. Натоварените на опън, натиск н срязване челни и ъглови з а ­
варъчни шевове се изчисляват по формулата
g /?за„ = СС, . R,
О
(1V.23)
В която
е меродавното нормативно или изчислително уси­
лие;
F ^ ^ a . I — действуващото напречно сечение на шева —
N
а
П
I
ек
при п шева в дадената връзка
I — изчислителната дължина на един шев, равна на
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
брутната дължина на шева, намалена заради
кратерите с 10 mm;
а — дебелината на шева, която при челните шевове
е равна на дебелината на заваряваните части;
при различно дебели части — на по-малката
дебелина; при ъгловите шевове — на височи­
ната на вписания в шева равнобедрен триъгъл­
ник, мерена по бисектрисата на ъгъла;а=0,7Лц,;
Лц, — височината на ъгловия шев, мерена по катета,
а при нееднакви катети — по малкия от тях;
— допустимото напрежение
или оразмери­
телното съпротивление
на заварката;
/? — допустимото напрежение на опън а^доп или
оразмерителното съпротивление на опън т.7?„
на заваряваните елементи;
R„ — изчислителното съпротивление на опън на зава­
рявания елемент;
п! — коефициент за условия на работа на заварява­
ния елемент;
Л,„
,
аз— ------- отношението на допустимото напрежение (из­
числително съпротивление) на заварката към
допустимото напрежение (изчислително съпро­
тивление) на заварявания елемент — основния
метал; осл е число, равно на единица или помалко от нея.
б)
Подложените на огъване челни и ъглови заваръчни шевове се
проверяват по формулата
ССзТ?,
(VI.24>
Ш
където
е меродавният нормативен или изчислителен огъващ мо­
мент;
165
— съпротивителният момент ( W'=y ' ) на заваръчния шев.
Съпротивителният момент
на съединения с челни шевове е
равен на съпротивителния момент на цялото напречно сечение на за­
варявания елемент (фиг. V I.40 а).
Аоясио снаждам
max
СтеИяет\
снаждш«\
^ /
\
4.
аг
Ml
\
а
« 1
11
1
1
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
max
ir
Фнг. \ I.40
При съединения с ъглови шевове съпротивителният момент
се
определя като на съставено сечение, дебелините на отделните плоскост!!
на което са равни на дебелината а на съответния ъглов шев. Например
(фиг. V I.40 б)
«
/
^ I
/
а, . /о \
-
— Q i./i.e , Ч-
12
(VI.25)
Съединение с челни шевове, подложено на огъване и срязване, се
проверява чрез формула (III.45) за главните напрежения:
тр
о
^^гл — 2
i
Т" 4 Тззв) ^ ОС) . /?.
(VI.26)
Ел
ек
За показаното на фиг. V I.40 а съединение (стеблено снаждане) на­
пример се получава
"Tjaa —
бст . Лст
ШаХОзав =
където
и
V
4-4
(V1.27)
са височината и дебелината на стеблото;
J x е брутният инерционен момент на цялото напреч­
но сечение на съчетаната греда;
а ,„ — максималното нормално напрежение па челния
стеблен шев, което е по-мялко от ръбовото иа•Д(
I.T
прежение
2
^ i’
т,„ — средното тангенцнално напрежение на завар­
ката (участието на поясите в поемането на сряз­
ващото усилие е Nmoro малко и се пренебрегва).
166
Когато върху съединение с ъглови шевове действува? едновременно
огъващи моменти и напречно усилие (фиг. VI.40 6), общото напреже­
ние. което е срязващо, се изчислява по формулата
(VI.28)
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Сумата в знаменателя на втория член обхваща само онези шевове,
които по положението си са в.състояние да поемат срязващи усилия.
В примера на фиг. VI.40 б такива са двата вертикални ъглови шева
<Za/--2.a,./2). Поясните шевове се изключват.
i
VI . 4 . 6 . Д о п у с т и м и
напреж ения и изчислителни
на за в а р ъ ч н и т е ш евове
съ п р от и вл ен и я
Допустимите напрежения и изчислителните съпротивления за за­
варъчните шевове се получават от допустимите напрежения и изчисли­
телните съпротивления на заваряваните елементи, като се умножат с
коефициента а з ^ 1:
Одоп --
• СГдОП I
= а ,. R .
(VI.29)
Нормативните стойности на множителя а з са дадени в табл. V I . 1.
Те зависят от вида на шева — челен илй ъглов, вида на напрегнатото
състояние — опън, срязване и др., начина на заваряването — ръчно
или автоматично, качеството на електрода — дебело или тънко обмазан, и начина, по който се проверява качеството на изпълнените ше­
вове.
-V
rl'l
IX* д
тр
о
Таблица
Вид на те в и
Ел
ек
Челен шев
Ъглов шев
V I.I
Вид на нию варванЕто
1.03
Натиск
Опън :
а) при лвто.мптична заварка под слой от флюс 1.00
б) при ръчна и полуавтоматнчиа заварка при
1.00
по-висококачествен контрол
в) при ръчна и полуавюматична заварка при
0,85
обикновен контрол
0,60
Срязване
Натиск, опън, огъване, срязване
__________
0.70
Различават се два начина на контрол:
а) обикновен начин чрез външен оглед, измерване на размерите,
пробивания, за да се провери дълбочината и качеството на шева и др.;
б) по-съвършен начин чрез просветляване, електронни методи
и др.
Значението на множителя аз. с който по формула (VI.29) се полу­
167
чават допустимите напрежения и изчислителните съпротивления на
заваръчен шев, изпълнен с дебело обмазан електрод, са дадени в
табл. VI. 1.
В табл. V I.2 са дадени изчислителните съпротивления
на заваръчни шевове, изпълнени с тънко обмазан електрод.
Таблица
V I.2
№
Ч ел ен шев
2
3
4
Ъ глов шев
Вид на натоварваиего
в M N/m '
i
:
130
1
120
I
80
i
90
ка
1
Вид на шева
Натиск
Опън
Срязване
На-^иск, опън, срязване
от
е
по
ред
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Поради по-ниските допустими напрежения на опън на изпълнени
при обикновен контрол челни заварки ( а з =0-85) снаждането с напре­
чен челен шев по фиг. V I.41 а на подложен на опън елемент е въз-
J.
Фиг. VI.41
N
можно, ако оразмерителното напрежение на елемента е о „ р = ^ 0,85
/?. Когато аор>0,85 R , снаждането трябва да се изпълни с кос челен
шев (фиг. V I.41 б) или с накладки (фиг. V I.42). Косото снаждане е подобро и по-целесъобразно и се предпочита пред снаждането с накладки.
Косият челен шев се оразмерява по формулата
7V sin 3 _
^
.V sin Р
,
а
(VI.30 3)
sin р
т=
y vco sp
Л' cos р
(V1.30 6)
sin р
Тук с р е означен острият ъгъл, който косият шев сключва с посо­
ката на действуващото усилие N , а и Ь са размерите на напречното
сечение на снаждания елемент с лице F а.Ь (фиг. V I.41 б).
Едно съединение е равно по якост на елемента, който се свързва
(снажда) чрез него, ако носимоспособността на съединението е равна
на носимоспособността на елемента (пръта):
От формула
168
N
N
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
(VI.30 a) се вижда, че при косия челен шев това целесъобразно поло­
жение е осъществено, ако sin''P=ot 3, т. е. когато за аз=^сспцп=0,85
челният шев се изреже косо под ъгъл
спрямо оста на пръта.
Обикновено косият челен шев се изпълнява под ъгъл р = 60° Такъв
шев не се оразмерява (ако се изпълни с дебело обмазан електрод).
Равно по якост съединение може да се получи и чрез накладки
и ъглова заварка (фиг. V I.42 а ). Не се препоръчва заваряване на пра­
воъгълни накладки по контура едновременно с напречен и надлъжни
шевове (вж. фиг \'1.43). Изразяването на накладките и изпълнението
на заварките, както е показано на фиг. V I.43 б, подобрява връзката,
осигурява по-плавен преход, допринася за по-равномерното разпре­
деляне на напреженията на шева и намалява броя на кратерите.
Когато съсаинепие с прав челен шев трябва да се подсили с на­
кладки (фиг VI.42 6), ъгловият шев, с който накладката се свързва
със спажланата плоча, и самата накладка се оразмеряват за усилието
N. - N
(VI.31)
169
където
и
са лицето на напречното сечение на плочата и накладката;
N — общото усилие.
V I . 4. 7. В ли ян и е н а т е м п е р а т у р а т а п р и заваряван ет о.
О ст ат ъ чн и напреж ения и деф орм аци и
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Заваряването се извършва под непосредственото въздействие на
висока температура, която загрява неравномерно заваряваните еле­
менти и привежда в пластично състояние най-близките до шева ивици
+
ме
г
Фиг. VI.44
Ел
ек
тр
о
(с температура над 600 ). Удължаването на тези ивици се възпрепят­
ствува от съседните по-отдалеченн и по-слабо нагрети н удължаващи се
ивици, поради което първите се сплескват и при изстиването се стре­
мят да станат по-къси, отколкото са били преди това. Но на това се
противопоставят пак същите по-слабо нагрети и по-бързо изстиващи
ивици, в резултат на което във възпрепятствуваните ивици се пораж­
дат опънни, а във възпрепятствуващите ивици — натискови напреже­
ния. Ако всички тези успоредни иа шева ивици бяха отделени една от
друга, те щяха да се разширяват и свиват свободно и независимо една
от друга според изменението на собствената им температура и допъл­
нителни напрежения нямаше да се появят. Но тъй като те са свързани
и действуват като едно цяло, между свободните и действително уста­
новяващите се деформации съществуват разлики, иа които съответствуват определени напрежения. Тези напрежения се наричат остатъчни
заваръчни напрежения.
Остатъчни заваръчни напрежения се предизвикват както от надлъжното, така и от напречното свиване на ineaa и се усилват, ако е
възпрепятствувано деформирането на заваряваните елементи, взети
като цяло. Съобразно с това остатъчните напрежения могат да бъдат
170
линейни, равнинни и пространствени. Най-онасни са нространстве)1ите остатъчни напрежения.
Ако се приеме, че плочите, показани на фиг. V I.44, са всестранно
свободно подпрени и са заварени с челен шев, изпълнен в един бърз
И
///
!¥
¥
Фиг. VI.44
ек
Фнг. V’1.45
/
а
VTTy
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
работен ход, съобразно с описаните по-горе термофизични процеси от
надлъжното свиване на шева в разрез е— ’ на плочата се предизвикват
надлъжни напрежения с разпределение според фиг. V I.44 б. Тези
напрежения не са единствени, тъй като силният натиск, който въз­
препятствуваният в свиването си шев упражнява върху плочите, има
за последица огъване на плочите (показано на фиг. VI.44 а с прекъс­
нати линии) и възникване на напречни напрежения (фиг. V I.44 в).
Тези напрежения трябва да бъдат достатъчно големи и така да се раз­
пределят по дължината на шева, че мислено изрязаният квадрант
(фиг. VI.44 ж) да бъде в равновесие. Необходимо е следователно Z i.
а, Z.,.a.,. И двете диаграми са натискови в края и опънни в средата.
Поради това опасността от появяване на пукнатини е голяма именно
в средата, тъй като на това място стоманата е напрегната на опън в две
перпендикулярни една на друга посокй (равнинно напрегнато състоя­
ние).
Но не само надлъжното свиване на заваръчния шев води до поя­
вяването на остатъчни напрежения. Такива напрежения се предизвик­
ват н от напречното свиване на шева, при което заваряваните плочи се
стремят да се приближат. Ако шевът можеше да се изпълни навед­
нъж, вследствие на напречното свиване и противодействието на пло­
чите ш,яха да се получат напречни опънни напрежения по цялата дъл­
жина на шева. В действителност обаче заваряването става постепенно
в течение на по-продължително време и по-късно застиващият присаден
метал упражнява иатиск върху положения преди него, в резултат на
което се пораждат принудени напречни напрежения с разпределение
но дължина на шева. както при остатъчните напречни напрежения,
нредизвикаин от надлъжното свиване на шева, но с по-малка стойност
и обратен инак (фиг. VI. 44 г). Окончателната диаграма на напречните
ианрсжеппя се сумира от първите две, като запазва характера на поголямата от тях (фиг. V I.44 д).
Вследствие на нееднаквата широчина на заваръчния шев и побързото изстиване на по-тясната му част — корена — при напреч­
ното cuiiiiaiic на шева се поражда огъващ момент и плочките се изкри­
вяват иа.юлу (фиг. V I.45 а). За да се предотврати това, чрез подходящо
поднираио плочите се извиват предварително в обратиа посока така,
че слсм заваряването те се изправят (фиг. V I.45 б).
171
от
ек
а
Ефектът от термофизичпите явления, които придружават заваря­
ването, е неблагоприятен за трайността на заваръчните съединения,
тъй като към възможните структурни изменения и свързаното с тях
влошаване на механичните свойства на метала се прибавят значителни
Фиг. V1.48
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
по размер остатъчни опънни напрежения, които лесно довеждат мате­
риала около заварката до пренапрягане и напукване. Напукването
обаче е особено опасно, когато върху конструкциите действуват дина­
мични товари и сътресения, които в непродължително време причиня­
ват разрушаване на връзките.
За да се намалк ефектът от термичното въздействие, заварките се
изпълняват при строго спазване на следните правила:
1. Избира се по възможност тънък шев, за да се извърши зава­
ряването по-бързо, а температурното въздействие да бъде по-кратко­
трайно. Не трябва обаче да се увеличава диаметърът на електрода с
цел да се ускори заваряването, тъй като това води до съответно уве­
личаване на силата на тока.
2. Дългите шевове се изпълняват на участъци с дължина 20—40 cm,
които се заваряват последователно в обратна на реда им посока. На
фиг. V I.46 са показани последователният ред на участъците н посо­
ката на заваряването, а на фиг. V I.44 е — размерът на осъществява­
ното намаление на напречните напрежения.
3. Шевовете, по-дебели от 10 mm, се заваряват на пластове. Всеки
следващ пласт при свиването си упражнява натиск върху предходния
и намалява появилите се при изстиването му опънни напрежения
(фиг V I.47). При това по-горният пласт се заварява в обратна посока
спрямо по-долния.
4. Осигуряват се условия заваряваните части да се деформират
колкото е възможно по-свободно. При свързване на по-голям брой
елементи е важен редът на заваряването им. При монтажно наставяме
на съчетан I-проф ил (фиг. V I.40 а) например се снаждат най-напред
поясните плочи, след това стеблената ламарина и най-после нарочно
оставените временно свободни ивици от хоризонталните (гърлените)
шевове, които свързват поясите със стеблото. Ако заваряването се
извърши в обратен ред, големият съпротивителен момент па I-проф ила
не ще даде възможност на отделните плочи да се дефо11мнрат свободио
при снаждането им и остатъчните напрежения ще бъдат големи.
172
ек
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
опън
а
5.
Заварките се предпазват от бързото изстиване. Това условие е
много важно, тъй като бавното, макар и неравномерно изстиване на
стоманата не я прави крехка и в същото време й дава възможност да
се освободи от попадналите в нея газове. Бързото изстиване и после­
диците MV се избягват по следния начин:
Фиг. VI-49
Фиг. VI.50
Ел
е
кт
а)
като елементите, които се заваряват, се затоплят предварително
до 2и0 С; с това се намаляват температурният пад и скоростта на'^зстиването;
б) като се употребяват електроди с дебела обмазка, съдържаща
сгурообразуващи примеси, които забавят изстиването, и
в) като се подбира целесъобразно мястото на заварките.
Последното изискване има по-широко значение и ще бъде разяс­
нено със следния пример.
На фиг. VI.48 е показано най-старото, до известна степен примитивмо изпълнение на заварените съчетани Т- и I-профили.Тук свързва­
нето па поясите със стеблото непосредствено чрез двойни ъглови ше­
вове има за последица бързо отвеждане на температурата от широките
и дебели поясни плочи. Освен това напречното свиване на двата шева
води до коси напречни усилия, които изкривяват поясите навътре
<фиг. VI.48 б и в), а надлъжното им свиване не само че предизвиква ви­
соки надл! жни опънни з cнлll^-. в район, близък до максималните екс­
плоатационни м2 прежсния на гредата (фиг. V I.49), но в стремежа си
да H3Biie падлъжио поясит.? по начина, показан на фиг. V I.50, поражда
и вертикални напречни усилия, посочени на същата фигура със стрел­
ки. Налице е следователно триосово напрегнато състояние на опън
непосредствено близо до поясните ръбове на профила.
Значително нс-добро е изпълнението на тези профили със специални
поясни (носови и др.) плочи (фиг. V I.51). Тук температурното въз­
действие е по-кратко, а изстиването на заварката — по-бавно, в ре­
зултат на което изкривяването на поясите се намалява значително.
Освен това е възможно подваряване на корените.
173
Най-целесъобразно е обаче изпълнението, показано
при което се използуват валцувани Т-профили. Тук
отвежда бавно температурата на шева и изстиването
чително, а поради отдалечеността на заваръчния шев
на фиг. V I . 52,
тънкото стебло
се забавя зн а­
поясните плочи
от
ек
а
5
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. V I .51
не се изкривяват. Освен това натискът, предизвикан от надлъжното
свиване на шева, действува с по-малък ексцентриците! и зоната на
опънните остатъчни напрежения (защрихована на фиг. V I .49 а) се при­
ближава до неутралната ос на гредата, където експлоатационните на­
прежения са малки. З а да се използува добре материалът, необходимо е
нормалните напрежения на височина на заварката и в поясния ръб на
сечението да' се намират в същото отношение помежду си, както съ­
ответните допустими напрежения (фиг. V I . 52 б), или
2х
h
Оттук
а,
= (Хз
дол
кт
а . /I
Ел
е
Освен изброените правила съществуват и други предписания от
технологичен и конструктивен характер, които осигуряват възможно
по-качествено изпълнение на заварените конструкции. Тези правила
се отнасят главно до конструкции, възприемащи динамични въздей­
ствия и вибрации, тъй като недостатъците на заварките — остатъчните
напрежения и понижените механични свойства, а евентуално и прегарянето или недостатъчната дълбочина на разтопяването, грапавата по­
върхност на шевовете, резките преходи и изобщо папукванията по­
нижават рязк о издръжливостта на заварките под динамични въздей­
ствия или вибрации. Затова, когато върху конструкциите действуват
динамични товари, заваръчните съединения се изиълняват под найстрог контрол и освен това се оразмеряват с намалени доп\стими на­
прежения, които се получават, като дои\стимите иаирежсмтя — из­
числителните съпротивления — се \множават с коефициента у = 1
(ЕЖ. I I I . 2).
174
Коефициентът у се определя по формулата
^
(VI.31)
а — bv' -
където V е отношението между най-малкото и най-голямото по абсолютна стойност усилие N , М или Q, заместено със своя знак:
”
min Л/.
mi nAJ.
max V ’
~ max М ’
minQ.
~
max Q ’
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
a И 6 са коефициенти, конто се вземат от табл. V I .3 в зависимост от
типа на съединението и марката на стоманата.
Таблица
Стомана
л»
М арк а Ст 3
Гип на съединението
пи
ред
Челен шев с обработена повърхност
i
Челен V -образен шев с провгряване на корена:
1IIIT0 BH съедннсння
Напречен ъглов шев с отношение на катетите
1:1.5
Н .плъж ен челен шев с обработени краища
V I.4.S
Предимства
и
недостатъци на
средства
V I.3
Стомана
марка Н Л 2
ь
а
0.60
1.45
0.85
1.30 1 0.80
1,75
1.15
1,50
2.00
2.00
2.70
1.40
2.10
1,10
1,80
2.50
различните
! ь
i
съединителни
Ел
ек
тр
о
Като се съпоставят разгледаните в предходните параграфи съедииителин средства, употребявани в стоманените конструкции, изпък­
ват следните техни особености.
Цптовете се смятат за най-сигурното съединително средство. Благо­
дарение на притягащото действие на нитовите глави предаването на
силите става чрез триене по допирните плоскости на съединяваните
елементи. Това се отразява благоприятно върху трайността на нито­
вите съединения, поради което те са много подходящи за поемане на
променливи и динамични натоварвания.
В това отношение високоякостните болтове не отстъпват на нито­
вите и дори ги превъзхождат поради много по-голямото притягащо
действие, което се постига чрез тях. Волтовите съединения са найудобните монтажни съединения. Откриването и отстраняването на де­
фектните болтове става най-лесно.
Ч рез заварките се получават най-опростените, най-леките и найевтини конструкции. Н о върху качествата им влияят различни ф ак ­
тори; обвивката на електрода, начинът на заваряването, въглерод­
ният състав на стоманата, сръчността и опитността на заварчика (чиято
квалификация трябва да бъде периодично проверявана, особено след
по-продължителна работна пауза) и спазването на редица техноло175
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
гични и конструктивни предписания, които не винаги могат да осигу­
рят напълно безопасното проявяване на пространствените напреже­
ния, придружаващи заваряването. Това заедно с опасността от евен­
туално понижаване на механичните свойства и повишаване на крехкостта на заварката се отразява неблагоприятно върху сигурността
във връзка е издържливостта на заварените конструкции, подложени
на 1ГОоменливи динамични въздействия илн вибрации. Най-сетне де­
фектните заварки се откриват и отстраняват трудно. Днес заварките
се употребяват вместо нитовете не само при конструкции, върху които
действуват предимно статични товари. Заварките се използуват и
при подложените на динамични въздействия конструкции, като желе­
зопътни мостове и др., но при условие, че се прилагат шевове, които се
изпълняват автоматично в специализирани заводи, че качеството им
се проверява чрез дефектоскопия и че се изглаждат грапавините. Д е­
фектните заварки се отстраняват задължително. Монтажните връзки
на заварени конструкции, подложени на динамични въздействия, се
изпълняват с предпочитание с високоякостни болтове.
Г л л в п
СЪЧЕТАНИ
\11
ПРЪТИ
Стоманените конструкции се сглобяват освен от единични валцу­
вани елементи и от елементи, съчетани от два или повече единични
валцувани профили или плочи, свързани по подходящ начин в съче­
тана греда, колона или прът. Съчетаните елементи са в същност найпростите основни конструкции, конто се употребяват самостоятелно
или като съставни части на по-сложните конструкции и съоръжения.
Към основните конструкции тук се причисляват условно съчетаният
рамков или мрежест прът или колона, съчетаната иълностеина греда
и прътовата греда. В тази глава се разглежда центричпо натиснатият
съчетан елемент — прът или колона.
V II. 1. Конструктивни особености
на съчетания
натисков елемент
Съчетаните пръти или колони се образуват от два илн повече еди­
нични С-, I - , L или О-профили.Това са надлъжните елементи илн
поясите на образуваната основна конструкция, конто чрез право­
ъгълни напречни плочки или чрез мрежа от нанрсчии и диа 1‘оиални или
само от диагонални пръти се обединяват съответно в рамкова илн мре­
жеста (прътова) система. С п ^ е д броя на свързаните единични про­
фили съчетаните натискови елементи — Тфътй или колони — са двуделни, триделни, четириделни илн .многоделни. Н а фиг
са ио176
казани като примери конструкциите на двуделен рам ков и четириделен мрежест прът.
Рамковият прът е об разув ан от два С-профил а с обърнати навътре
пояси. Съединителните плочки се поставят в поясните равнини през
и
:
-J J
3 ц
___у
ек
а
Ш
_
5
от
----- J
^ ilL lJ U
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
\ i- T j
Гяу-г
Г
T
4
^ Т
Фпг
\II.1
-
Фиг. V II.2
Ел
е
кт
равни разстояния най-малко на четири места — в краищата и третинкпте иа пръта. Съединителните плочки се прикрепват към поясните
пробили с иа 1!-малко два нита или заварка, осигуряващи корава рам ­
кова връзка между тя.\. Броят и размерите на съединителните плочки
II връзките им се определят чрез изчисление.
Разглежданият .мрежест прът е образуван от четири ъглови сто■маим, свър?сП!И1 Q пространствена конструкция чрез четири мрежести
системи от диагоиа.пт и напречни пръти, прикрепени към поясите
чрез нитове пли заварка.
Ч рез свързващите плочки и замрежванията се намалява изкълчвателиата дължина на поясните елементи, които в интервала между въз■iHTt действ\ват като самостоятелни елементи.
Различии напречни сечения на съчетани рамкови и мрежести пръти
1!ли колони са показани схематично на фиг. V I 1.2. Връзките между
едипичиите профили са означени условно с прекъснати линии.
iLi СГ|линомь [конструкции
177
V II.2. ycToflHHBOct на иентрично натиснат съчетан прът.
Приведена стройност
V ! 1.2.1. Основни положения
I.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
При съчетаните пръти се различават материални и нематериални,
или свободни оси. Осите .v— х на прътите с напречни сечения според
ф: 1г. V I 1.2 а и е са материални, а осите у— у на същпт^ пръти, както
и двете оси .v— .v и у— у на прътите от фиг.
V I 1.2 б са нематериални. По-долу се разглеж­
да двуделен прът с една материална и една
нематериална ос (фрг V I I . 1).
Съчетаният двуделен прът се съпротивява
на изкълчване спрямо или напречно на матери ал н ат аосл '— .v като дюшхлйтен-прът със съ­
щата дължина на изкълчване. Така стройността
на двуделн^ня_ . лръх от ^^и г. V u -3_ е
1
равна на стройността
_на всеки едиа от
съставящите го еднакви по размер единични
If
пръти, тъй катосъответнитеиз44ълчвателии^дължини и инерционни радиуси са едни
същи;
'.V
/2у;
V f
( v n .i;
V2-4'
Ел
е
кт
Поради това носимоспособността на съчетания
'прът
спрямо материална'тТ о с ”х^л- е равна на
I,
носимоспособността на единичните профили,
взети заедно, без разлика на това, дали те са
'"свързани помежду си или не.
При зададени единични профили съпроти­
I.
вителната способност на съчетания двуделен
прът срещу изкълчване спрямо — напречно
на нематериалната ос у — у зависи от разстоя­
нието е между осите 1— / н^единичните~пръти
П~ог броя 1Г7^бр^ави1 Гата н.а_ладречните плочки
'
'
или на замрежванията, които ги свързват в
рамкова или нрътова система^ Във всички слу­
чаи носимоспособността на съчетания прът спря­
мо нематериалната ос у— у е по-.малка, откол­
Фнг. V II.3
кото на монолитния (пълностенния) прът със
същата дължина на изкълчване
и инерционен
момент У|/.Доказва се обаче, че по отношение на устойчивостта сп р я м о —
напречно wa нематериалната ос съчетаният прът може да бъде приве­
ден към монолитен прът със същия инерционен момент J
но със съот­
ветно увеличена дължина на изкълчване /"Р, респективно с \величеиа
стройност
наречени приведени:
178
(VII.2)
(VII.3)
където
/j II
/.j.
са действителната нзкълчвателна
дължина и строй-
ност;
/'1Р II Xji' — приведената нзкълчвателна дължина и стройност;
U
е изведеното от Ф р . Енгесер отношение между тях:
ка
if
от
е
Посредством приведената стройност оразмеряването на съчетаните
пръти се свежда до оразмеряването на обикновените едноделни пръти.
нн
УА а б
С иб
Г ли
V 11.2.2. Устойчивост на рамкови пръ ти по Енгесер
Ако ироят на поставените чрез еднакви разстояния свързващи
плочки ма един двуделен рамков прът (фиг. V I I . 3) е п + 1, чрез тях този
прът с теоретична дължина / се разделя на п полета с дължина
KoiiTo II )едставляват затворени
рамки
(фиг. VI .4 а). Поради начина на нато­
варването и съществуващата симетрия
така образуваната п-етажна рамка е «-1
i
ек
тр
о
пъти статически неонределнма, ако п е
нечетно число. Статически неопределимите
величини — надлъжните
усилия
Т, (1^1,2.
.
Ел
р
г
п
— (фиг. V I I . 4) се пол у.
5L
■^5
чават от условието на еластичност, спо­
ред което взанмните премествания Д,
на
срязаните през средата рамкови ригелиса
равни на н\ла:
- f
зд
л - I
2“
А,
.у\\ М г = Т,.
Уг
0
Стойността иа всяко Д , представлява
сума от приноса на огъващите моменти
Afp^
•
II от скъсяването на
\
\у
е
г г1
Фиг. V II.4
вътрешния II удължаването иа външния поясен прът, предизвикани от товарите Г. .
Деформациите от огъването може да се определят чрез диференциал­
ното уравнение на еластичната линия на отделните полета при спаз-
179
ване на граничните условия. Крнтпчпата снла Я,
се получава, като
се приравни на нула основната детерминанта на системата от
хомогенни уравнения от типа
« II • ^1 + Ot-’i • 7^2 + • • • ^
.1 . Тп+\
- 0.
~Т
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
~2
Фиг. \'II.G
З а по-просто може да се прпеме, че нулевите точкч! на огъващите
моменти на поясните пръти и ригелните плочки лежат в средата на по­
летата (фиг. V I I . 5), и за определянето на критичния товар
да се из­
ползува известното от енергетичното разглеждане условие за безраз­
лично равновесие, според което за малко деформиране, в смисъл на
изкълчване, намалението на потенциала на външните сили е равно на
увеличението на деформацнонната работа на вътрешните сили;
кт
Ла == Л , .
Ел
е
Работата на външната снла Я , е
Л а
-
Я к
Д
(VI1.6)
/ ,
където Д/ е приближаването на краищата на пръта (фиг. V I I . 6) вслед­
ствие на огъването.
З а f/—>0 дължината на огънатия прът е
j*
0
\
-dxK j * (1 +
0
2 У ']
и
/
= /+ 4 /
180
(VII.7)
Ottvk
• dx
M = l—l=
(VII.8)
.dx.
A. = P.-
0
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
LO
от
е
ка
Деформацпонната работа на вътрешните сили в момента на из­
кълчването се определя, като се пренебрегва деформирането на рам ­
ковите рнгели (срв. фиг. V I I . 4 в и V I I . 5 б);
(VII. 10)
кълето Yi е ъгълът на завъртането при Q = l . С означенията на фиг.
V I I . 5 б за Yi се получава
I/2
(V II.1I)
където У, е инерционният момент на единичния прът спрямо неговата
ос / — /. която е успоредна на общата нематериална ос у— у (фиг.
VII.3 е).
Като се вземе пред вид, че
М = Р .У .
« = “
= ^ '.Й =
н съгласно с условие ( V I I.5) се свържат десните страни на равенства
( V I I . 9) II ( V I I . 10) със знака за равенство, получава се
/ у'"
и
т
Е/у / у"
+ Y
^ / у"
0
^
0
Приема се, че функцията на огъвната линия на изкълчващия се
мрът е
у = fs ln ^ x ,
респективно
£ я
л
У = ! y cos ^ л'.
9
Порали с 1!\!стрпята обаче
181
и интегрирането на уравнение (V II. 12) дава
2
“
2
2
EJy
2
2
“
>1 ■ /г ■
2
(v U
l J)
Оттук за критичния товар се получава
“
п*е-/,/\
(иО" ’
(VI!. 14)
ка
където
от
е
(VII.! 5)
Като се вземе пред вид значението на y i. определено по формула
( V I I . I I ) , и се въведат означенията
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
A,i = y --- стройност в равнината на рамката на еднннчння
е дължина
на
константното
връзки,
изкълчване
разстояние
.
между
прът
която представлява
две
последователни
k
’ y - 'Y --- стройност в същата равнина на двуделнпя прът, която би
имал, ако оказваш е такава съпротива на изкълчване, каквато оказва
монолитен прът със същото У^,,
за множителя ji, пред величината I в равенството ( V II. 14) се полу­
чава последователно
ц - V /l +
“ V ^
^
/«
24
/i
=
/l +
‘
^
24
— -\1\ ^
/2 “ V ‘
,2 _F
12
х1
И за да се коригира грешката, която се д оп уска, като се пренебрегва
влиянието на огъването на ригелите, се поставя
и
=
+
п
*
х
;
V
i S
+
T
f
'
( V I M
6 I
Ch сравняването на резултата на Р ,. получен по равенството (V II. 14)с Оидеровата критична сила (Р,^) се вижда, че критичиата сила на
съчетания двуделеЛ прът е^по-малка, отколкото прн монолитния (едкодeлJiия)_пp_ът със същата дължина на изкълчване и инерционен момент
и че тя е равна на Ойлеровата критична сила на едноделен прът, 4iriiTo
дължина^нгг^гакълчване не е /, а ц . / (|,i > 1 ). Това показва, че по отно-‘
шение на съпротивителната способност срещу изкълчваме по ие.материалната ос ^ — у двуделннят прът може да се разглежда като едно­
делен, ако вместо с действителната дължнна на изкълчване 1^ =1 се
работи с приведената дължина на изкълчване по равенството (VI 1.2),
\
182
респективно с приведената стройност по равенството ( V I I.3), която
във връзка с формула (V II. 16) прпема вида
(VII. 17)
Приведената стройност зависи от стройността } = {^- на монолитен
'
‘V
.___________
_
прът със същата дължина на изкълчване и ^шерционен момент като
двуделния прът и от стройиостта
‘- на единичните профили, съ-
ка
ставящи двуделния прът, който в
интервала между две последовател­
ни плочки действуват като самостоя­
телни пръти с дължина на
изh
п
Формулата за приведената стройиост е изведена от Ф . Енгесер за
двуделеи съчетан прът, но се изпол­
зува със задоволителна точност « за
оразмеряване иа многоделни рамко­
ви пръти, като се преобразува във
вида
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
л / '
/.7
\
ИЛИ ако единичните
V II. 2а.,)
Фиг. V II.7
(VII.18)
+ 2“ 2
профили са еднакви на вид и големина
(фиг.
(VII. 19)
където с т е означен броят на единичните профили, които съставят
многоделния прът.
За съчетаните пръти с две нематериални оси (фиг. V I I . 2 б) се въ­
веждат две приведени стройности:
; пр
/.I/
у
.1 . 2
Ау —
-i ■
!
К\у ,
I г,
т
Л:/ — Y ''■•t --г
(VII.20)
къде то
_
1,у
‘ >У
<1д
са стройностите на
единичните пръти
в
равнините .v—z и ij—г;
— съответните дължини на изкълчване (фиг. V I I . 76);
'ly " <1.т — инерционните радиуси на същите пръти спрямо соб ­
ствените им тежестни оси
1^,— I,,, респективно
— Ijj, успоредни на едноименните свободни оси
tj— tj и л"— .V иа съчетания прът (фиг. V I 1.7 а );
— броят на връзките (дяловете) по посока иа изкълч­
ването (фиг. V I 1.2).
183
V I 1.2.3. Устойчивост на мрежести пръти
Отношението ц (рав. V I 1.4) между приведената и действителната
стройност на двуделни мрежести пръти се получава аналогично от ус­
ловие (V I 1.5) във вида
- V
^
- V
+ I K T c o s сГ
^ V
^ К
'
ек
I С
а
откъдето
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Във формули (V M .2 I) и V I I . 22) са означени със:
F — лицето на напречното сечение на пръта;
F j — лицето на константното напречно сечение на един
диагонал, при кръстосани диагонали — на два кръ­
стосващи се диагонала;
d — константната теоретична дължина на диагоналите;
а — ъгълът, който диагоналите затварят с поясите в мре­
жата на пръта;
e=-d.sina — осовото разстояние между поясите;
Zi = d.cosa — дължините на полето (етажната височина).
З а коефициента ^
„ (формула V I I . 22) се получава;
при а = 3 0 '
45'
60“
/г= 45
28
26
Приведената стройност на многоделни мрежести пръти се определя по
формулите:
,
Ел
е
кт
17 =
k,-f-
_____ ________
-
\jxl --
fe
-f- ■
(VII.20a)
където значението на величините и индексите е същото или аналогично
на значението им във формула (VI 1.20).
V II.3. Равноустойчивост на съчетаните пръти
Съчетаният натисков прът е най-икономичен, когато има еднаква
носимоспособност (устойчивост) спрямо двете главни оси .v— л' и у— у.
Един центрично натиснат двуделен рамков прът с материална ос х —х
и нематериална ос у— у е еднакво устойчив спрямо двете оси, когато е
удовлетворено условието
Кх = С
184
(VII.23>
1. Прн двуделен рамков прът условие ( V I I.23) води до равенството
X.
(VII.24)
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Стойността на
зависи само от вида и размерите на единичните
профили, които се определят веднага от условието за устойчивост на
двхлелння прът спрямо материалната ос х— х (формула V I I . 33). З а ­
това стронността л, е предварително установена величина и условието
за равноустойчнвост може да се удовлетвори чрез Ai(/i), като се уве­
личава или намалява броят на свързващите плочки, или чрез }.y(J^).
като се изменя разстоянието е между теж естите оси / — / на единич­
ните профили.
а)
При използуването на първата възможност се избира осовото
разстояние е между единичните профили и се търси тяхната оптимална
дължииа на изкълчване /,. респективно оптималният брой п.т на по­
летата (етажите) с дължина
Това се постига, като от формула ( V II.
241 се елиминира P.i и се приравни на
Псл\чава се
^
1\ = i'l ^ Яд; - Яи ,
-iV
и'’"
Пет
(VII.25)
(V II.26a)
тр
о
Броят на свързващите плочки, включително крайните две, трябва
да бъде следователно
+ I.
(VII.266)
Ел
ек
б) При използуването на втората възможност се избира A,i и се
търси оптималното разстояние воп, при което
З а тази цел се
преобразува формула ( V I I.24):
а
и се получава
(V11.27a)
или
Fll
2 —
У
(V1I.27U)
185
От друга страна, (^е определя по Щайнер
=
( V II28)
откъдето
,=
2 V— 7 —
(VI I . 29a)
e = .2 y jil~ i\
(V11.206)
лли
от
е
ка
Като се замести в последната формула стойността на J^, нзч 1!слена
по формула (V I 1.27), получава се търсеното значение на е:
(V1I.30)
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
2.
З а двуделен мрежест прът от рав. (VI 1.23) се получава съот­
ветно:
а) когато се 1»збира е и
=
б) когато се избира
(V1I.3I)
и k (вместо лх при рамковия прът),
Jy ^
— = УГ
ь
(VII.32)
Разстоянието Роп се определя, както преди, по равенство (V I 1.30).
Обикновено по-целесъобразно е да се изравнят двете меродавни
чгтройности на съчетаните елементи, като се избере броят на свързва­
щите плочки п„д = п-т\ или
и Л и се определят
и вог. по ф ор­
мули (V I 1.27) или (VI 1.32) и (V I 1.30).
При двуделни пръти, съчетани от ъглова стома 1Ш (фиг. V I 1.2 в),
не е ‘възможно да се изравнят стройностите Л;^ и
тъй като тук раз­
стоянието между единичните профили се определя от дебелината иа
възловите n jr o w и не може да се* променя. Поради това при еднаква
дължина на изкълчване спрямо двете главни оси стройността 7.^ на
съчетаните пръти от два равнораменни ъглови профила е значително
по-голяма от стройността 7.^. При тези пръти изравняване на двете
стройности е възможно чрез комбиниране на подходящи разнорамеиии
ъглови профили.
V II.4. Оразмеряване на съчетаните натискови пръти
Съчетаните пръти с една» свободи а ос се проверяват;
на изкълчване по материалната ос х — х (в посока на свободната ос
у — у) по формулата (срв. V.2)
а. =
186
^ R,
(VII..33)
като (f, се отчита по табл. 5, приложение I I I , срещу
^- *=77
1
на изкълчваие по свободната ос у— у (по посока на материалната
ос л—л) по
I
■I'
^
(VII-34)
като с| |;i’ се отчита по същата таблица срещу приведената стройност —
форм\ла (V II. 17) или (VI 1.22):
или
= \1^1 +
.
(VI1.35)
от
ек
а
л;;'’
Тук ту е броят на дяловете (фиг. V I 1.2 а).
При
и
(А,2— л р. респективно
>.1
, е из-
нн
УА а б
С иб
Г ли
лишна проверката по нематериалната ос у — у, защото в този случай
ч устойчивостта спрямо оста х —х е по-малка. От гледна точка
иа
пкоиомичпост по-целесъобразио
Fj
(срв. V I 1.3).
е
^ i^ \ /— (?i;— >.:,),
\ пх
у
респективно
Съчетаните пръти с две свободни оси се оразмеряват на устой­
чивост спрямо оста X— л- и у = у по формулите
ро
(VU.36)
Ел
е
кт
K3 Tocf
и
се отчитат по таблицата за центрично натиснати еднолелии пръти срещу съответната приведена/'стройност
или
опре­
делени по формули ( V I I.20) за рамков прът или по формули ( V I I .20 а)
за .мрежест прът;
= \/лх +
^
x t,
респективно
^
Xly ,
’ респективно
където т означава броя на връзките (плочите), броени по посоката на
изкълчването. З а пръта от фиг, V I I . 2 бу т ^ = т = 2 , а за пръта от
фиг. V I 1.2 б , ш ,- 2 . а ш ^= 4 .
Съчетаните пръти от две равнорамеини ъглови стомани (фиг. V II.2 в )
се проверяват иа устойчивост само спрямо материалната ос х —х, тъй
като при тях винаги
(когатр /, = /,).
187
Стройността Xi на еднннчните профпли на съчетаните рамкови пръти
не трябва да надминава 40. Това ограничение осигурява критичното
напрежение на единичните пръти (с ?\.^40) да е близко до Опьл- По
този начин практически е изключена възможността съчетаният рамков
прът да загуби устойчивост поради вторично изкълчване на единич­
ните пръти, разгледани като самостоятелни елементи с изкълчвателна
дължина /„ = /iОразмеряването на двуделните пръти ще бъде пояснено с числен
пример.
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Пример 1. Д ад ени са п ръ товото усилие Л' - 1 M N и дължините на изкълчв< 1 не
на пръта 1^=600 cm и / , = 680 cm . Д а се о р а з м е р и прътът, съставен от два разд ; 1лечени I - п р о ф и л а от ст ом ан а Ст 3 съ с стъ рчащ и нг.вън рам ен а (фиг. \’П .9 и).
Най-напред се о р а з м е р я в а прътът на устой чивост с п р я м о м атериалната ос
X— А-. З а пръти от зад ад ен ия тип об и к н ов е н о(}л = 0,80ч- 0,90. В сл у ч а я
се приема
фл = 0 ,8 0. Т огав а
F > --------- =
- ф .( - О д о п
■J
= 0,00893
0 .8 0 .1 4 0
= 89,3 ст=.
И з б и р а т се 2 [ :2 6 с f = 9 6 , 6 0 cm- и a - = 9 ,9 9 c m “ ,след това се и зч и сл яв а
~
= 6 0 ,5 , отчита се от тсбл. 5, п ри л ож е н и е I I I . = 0 ,8 5 5 и иг.ьрия се п р о в е р я в а
•. - W
o a s »
-
•
'
•- -
П р о в е р к а т а п о к а з в а , ч е о , « О д о п . .'^ п о с а се избкр.п- по-м.^лк!: п роф и .:!: 2[Г 24
с /=■=84,6 с т % У , = 7200 сп.<, y , j , = 24t> сп.«, i , = 9,22 с п , i',,.--2,42 cm и е ,= 2,23 cm.
Ш
- 0.34 . 0.00846 -
Тези п роф и л и ще бъдат достатъчнн, а к о
П ри
р<пмков прът това м оже
д а се постигне п о следния начин:
/
^
Xi = -Л = —
*1
” • ‘ ij/
мули (V II.27 ) и (V II.3 0 )
680
‘ ■■^•4^
65=
1б00
65« — 40.1-
^
= 40,1 « 40,
7200 =
определят
се
по ф ор
14 900 с т ‘ :
900 — 2 .2 .4 8
„
- = 26.06 cm
84,6
Ел
ек
тр
о
а) като се избере
и се п оставят двата с - п р о ф и л а ма светло р а з ст о я н и е 0 ^ 2 6 . 0 6 — 2 x 2 ,2 3
2 1 ,6 cm
един от д руг ;
б)
к ат о се и зб е р е р а зс т о я н и е т о м ежду осите на профилите, н ап ри м е р е~ 18.80 •
- 1 - 2 x 2 ,2 3 = 2 3 ,2 6 cm , и зч и сл я в а се п о ф о р м у л а (V'11.28)
248: -
/0 3 ofi\;
М 2 .з ( ^ )
= 11 950 сп 1<
и оттук
и п о ф о р м у л а (V I1 .2 6 o ) се оп ред ел я б р о я т на п отстата
188
680
680
2 .4 2 > / б 5 * ~ Б 7 ,1 ^
2 .4 2 .3 1 .1
Р ;|.стоян п ето
т р я б в а ла бъде
между
средите
на
две
последователни
плочки
следователно
= 76,7 cm.
Л к о по една или другл прпчпна не м ож е да се оси г у ри светло р а зст о я н и е м ежду
единичиите п рофил и о т ' а ^ 2 1 .6 cm (случай а) или се о к а ж е , че необходим ият брой
на плочките е м ного голям и трябва да се намали (случай б), тогава
да
се
изберг.т
>Хх
и
по-тежки п роф и л и , н ап ри м ер 2 С 2 6 , м а к а р
ка
<^у>Одоп " се нал ага
че axgOjg„.
V II.5. Оразмеряване на свързващите плочи и замрежванията
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
1.
Свързващите плочи са подложени на огъване и срязване от
хлъзгащите усилия 7, (срв. фиг. V I I . 5).
Хлъзгащото усилие на мястото х на/съчетания прът, разгледан като
монолитен, се определя по формулата
=
(VII.37)
При изчисляване на стойността на отношението между статичния мо­
мент S на единичния прът спрямо оста у — у и инерционния момент
на съчетания прът спрямо същата ос се пренебрегва инерционният
момент на единичния прът спрямо оста 1— /:
F
I
F
S
Jy
- - - .(т Г
^
Т
- '( т Г
1
'
II за Т(х) се получава
n x )^ Q { x )\ -
(V1I..38)
Надлъжните хлъзгащи усилия не се разпределят равномерно по
дължината на пръта. При синусова еластична линия ((^рм у л а I I I . 60)
у = f sin ~
X,
респективно при синусова диаграма на огъващите моменти
Aljt = Р K.J/ = Р к • f s in
X,
напречната сила следва косинусовия закон
р.
Q.
=
Л гг,
л
/ ^РкСОЗ-^.-
.Макспмалната стойност на напречното усилие се явява в краищата на
пръта за л = 0 и х = 1 (фиг. V 1.6)
maxQ = -^-/P^.
№ 39)
189
Стойността на стрелката f се определя, като се излезе от възможно
най-голямото напрежение на смачкване в средата ма единичния прът
предизвикано от
и огъващия момент, който на това място
има максимума си
Ру.
<^1 =
откъдето за
±
F
= ак
м max
eFy
И Л^шах — Рк ■f '■
o, = o , ± - ^ f \
-
(VI1.40)
от
е
f = -n-p- (Ol — CT«).
ка
(х =
I
Като се замести (V I1.40) в (V I 1.39), полу«1аБа се
(VII.410)
~ (Oi — a j / ,
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
max Q = ~
където
о 1 ср \0ПВЛ
е граничното
ничния
напрежение
прът
се достига,
о , — критичното
съчетаннят
З а ф 1 = 1 , което’ е на страната
max Q =
със
на смачкване на еди­
ст^зойност
=
^ 4 0 , което
без той да се изкълчва;
напрежение, при което се изкълчва
прът със стройност Х ^1 2 0 .
на сигурността.
(VI1.416)
(а„ел — Ок).
Н а фиг. V I 1.8 е показана диаграмата на напречните усилия,
пективно
рее
на хлъзгащите усилия Д х ) — Q(.v) * . В съчетания рамков прът
хлъзгащите усилия се поемат от свързващите
плочки, като се разпределят между тях про­
порционални на припадащите им се защ рихо­
вани плоскЬсти. Най-голямо усилие Г, полу­
чава първата от края вътрешна плочка. При п
полета върху най-силно натоварената плочка
се пада
/
/
eЛ
i_ j_
2 ri
(VII.42)
където
,
Qo — Qmax
. 270'^
И
.
- = 4- s in ----- S in
190
90"
(VII.42fl)
По новия Правилник за проектиране на стоманените конструкции
от високото строителство при изчисляването на свързващите плочки
II замрежваиията се приема постоянна по дължината на пръта условна
напречна сила Q (Л^). стойността на която се определя в зависимост
от брм пото напречно сечение F (cm-) на целия съчетан прът по ф о р ­
мулите:
за Ст 0, Ст 2, Ст 3 и Ст 4
Q = 2 0 0 f;
за Ст 5, НЛ 1 и НЛ 2
Q ~ 400F.
(VI1.43)
ек
а
За действуващата в средите на плочките хлъзгаща сила, коята
може да бъде определена и по-просто направо от равновесното усло­
вие I.Vf = 0 (фиг. V n .5 а), се получава
от
=
(VII.44)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Тя се разпределя по равио между всички плочки от един напречен
разрез на пръта.
В разреза а —а иа всяка плочка (фиг. V H .9 ) хлъзгащата сила, из­
числена по формула (V n .4 4 ), предизвиква огъващия момент
(VII.45)
Т\к е, е разстоянието между нитовете, респективно заваръчните ше­
вове, с помощта на които плочките се свързват кораво с еди­
ничните профили;
г — броят на плочките в един напречен разрез на пръта.
Напрежението на плочката се проверява по
Ел
е
кт
където IV' е меродавният съпротивителен момент на плочката в р а з ­
реза а —а (фиг. V H .9 ).
Прн нитованите пръти .моментът Л^пл предизвиква в нитовете х о­
ризонтални ннтови усилия Н , които се определят по формула (V H 1.50),
а срязващ ото усилие Гпл — вертикални нитови усилия
ако
т е броят на нитовете от всяка страна на плочката (фиг. V I 1.9 а). Реаултантиото усилие в най-тежко натоварения нит не трябва да над­
минава меродавната носимоспособиост на нита
t
R . ]ГЯ^ + У^ ^ iV„„,.
(VII.46)
Ппи заварените рамкови пръти моментът Мпл и срязващ ото уси­
лие Гпл предизвикват в шева напрежението
ст,.
,-----,
V о-м
1/ М
J +
'I т
^
j ^ а.ав . R .
(V11.47)
191
Тук
“6^0,7.6n.Ti»^TH F ^ ^ O j
•бпл
са
съпротивителният момент
и лицето нй заваръчния шев с дебелина
бпл
дължина 1ш~Ьпл\
и Ь„л — дебелината и широчината на плочката (фиг. V I I . 9 б).
и
а
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
i? 1—
р
2
Фиг. V11.9
У
Р_
2
/
Р
т
Фиг. \II.10
кт
2.
Ди а г о н а ли т е
на
з а м р е ж в а н и я т а
са натова­
рени на центричен опън и натиск, предизвикан от срязващ ото усилие
Q, което се проявява в момента на изкълчването (огъването) на пръта.
При двуделен прът според фиг. V I 1.10 например
Q
(V11.48)
Ел
е
Д .= +
където
г е броят на замрежванията в един напречен разрез;
Q — напречната сила, определена по ( V I I.42).
. Пример 2. Д а се ор.чзмерят свъ рзвп щит е плочки и прикреп ван ет о им към прътп,
разгледан в п р и м е р а сг \'П.4, случг.й о , а к о прътът с нитов.ж (фиг, \’I1.9u).
П р и н а п р е ч н о ссч еиие на пръта f — 84.G cm- у с л о в н а т <1 н; :п реч1!л сила о Q =
= 200.86,4-= 17280 N . С р я з в а щ о т о усплмс в плочките с с получазл по ф о ;т у л л (\ ’ 11.44):
e
=17280
'f-J- = 5 7 0 0 0 N = 57 kN
23.26
О гъ ващ и ят момент сп ор ед ф о р м у л а (\'II 4'i) е
„
192
1 „
f, _
1
„ 2 7 .6
= i9 6 k,\cm.
Н еобход им ият нетен съпротивителен момент на п лочката в р а з р е з а п ри нито-
ок
а необходимата ш и роч и н а на плочката
»
/О З Г з
“ ■ ''X r 'V T T
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
С п оред конструктивните н зн ск в ан и я Ь п л ^ 0,8 / ^ = 0 , 8 . 2 4 = 1 9 , 2 cm . С оглед
на зани тването и за окръгл ение се и зб и р а Ьпл=22 сь ..
n
П р и т = 3 нита, d--20 m m и р а зст о я н и е м ежду крайните нитове / i = 2 . 7 = 1 4 cm
в тях се пред извикват усилията
// = 396 ■ ! = 28,4 kN и V = ^
= 19 k N .
14
3
откъдето съ гл аси о с уравн ен и е (V I 1.47)
R = >/28,4" + 19* = 34.4 kN .
Н о с и и о с п о с о б и о ст т а на един нит е
Л^ср = - f 0.9 а , , , = 39,6 kN <
= d 6 .2
= 44,8 k N ;
R = 34,4 < iV „ „ = 39,6 N.
Глава
V III
ГРЕДИ
тр
о
ПЪЛНОСТЕННИ
V I II .I. Общи сведения
Ел
ек
1.
Гредата е основен носещ елемент, който работи главно на огъ­
ване. Тя намира ш ироко приложение като съставна част от гредовите
конструкции на покриви, подове-на сгради и мостове, строителни скели,
подвижни язове и затвори и др. и като главна носеща конструкция за
покривни ферми, подкранови греди, главни греди на мостове, естакади,
водни съоръжения и др.
В конструктивио отношение гредите са пълностенни и прътови
(фермови). Пълностеииите греди се подразделят на валцувани и съче­
тани. Валцуваните греди се доставят от валцовите заводи в готов за ­
вършен вид. В тази глава се разглеждат съчетаните пълностенни греди.
Съчетаните пълнсстенни греди се образуват от една вертикална сте­
блена плоча, укрепена с ребра, и две или повече хоризонтални по­
ясни плочи — най-малко г.о една за всеки пояс. Поясните плочи се
занитват за стеблото чрез ъглови про4>или или се заваряват направо за
него (фиг. V I 11.1 б и е). Според вида на употребеното съединително
средство съчетаните греди са нитовани или заварени (фиг. V I I I . 1 б и в).
13 С то м о тм конструкции
193
При един и същ съпротивителен момент нитованпте и особено з а ­
варените съчетани греди са по-леки от валцуваните, понеже разме­
рите на съставните им части може да бъдат съобразени по-точно с кон­
кретните изисквания и нужди.
Една от причините валцу­
ваните греди да бъдат по-тежI
на обстоятелството, че тех­
нологични съображения на­
лагат стеблената дебелина на
по-високите валцувани про­
фили да бъде по-голяма, от­
колкото е иначе необходимо.
З а съчетаването на заваре­
ните и особено на нитовани— I те греди се изразходва обаче
допълнителен труд, което гн
оскъпява. Освен това ламари­
Фнг. V III. 1
ните, от които се изрязват
стеблените плочи на съче­
таните греди, струват с 15— 20®о повече от профилната стомана.
Ето защ о с малки изключения валцуваните греди се предпочитат
пред нитованите, ако притежават необходимата якост, устойчивост
и коравина. Това важи и за заварените греди, само че в по-.малка степен. Съчетаните греди имат предимство при някои по-слож­
ни конструкции — рамки и др., където дават възможност за полесно и по-целесъобразно изпълнение
на
връзките. Нитованите
греди се употребяват най-вече тогава, когато са необходими дебели
многоплочни пояси или когато действуват големи динамични товари.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
г
кт
V I II .2. Определяне на основните размери на съчетаните
греди. Конструктивно изпълнение
Ел
е
Количеството на вложения материал и стойността на една съче­
тана греда зависят от съотношението на размерите на съставящите я
части — поясите и стеблото. Те трябва да бъдат съгласувани така, че
да се получи необходимата якост, устойчивост и коравина при наймалък разход на средства. В тоза отношение най-голямо влияние оказва
височината на гредата.
V I I I . 2.1. Височина
на
пъ.шосгпенната
греда
Височината на гредата се определя от изискванията на първо и
второ граиично състояние за достатъчна носимоспособност и к ор а­
вина:
а. Необходимата носимоспособност (якост) на гредата може да се
194
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
осигури при най-различни височини. С увеличаване на височината се
намаляват поясите, а се увеличава стеблото. Следователно съществува
оптимална височина, при която общият разход е най-малък.
Ако
F„ и
са лицето на напречното сечение на един^пояс и на
стеблото;
— височината на гредата и на стеблото;
Ли
— разстоянието между тежестните центрове на поя­
сите;
4^
— дебелината на стеблото;
6
коефициенти,
изразяващи
хвеличението
а ир
глото на поясите (а ) и стеблото ф ) , причинено от
снаждания, укрепя-вания и др.;
л 1,20 — отношението между стойността на 1 N стеблена
стомана и 1 N поясна стомана;
с
— коефициентът, който се отнася до съчетани греди
с променливо напречно сечение на поясите
и се излезе от формулата за оразмеряване по първото гранично сътах М
„
стояние г„7— = /? , може да се напише, че
W
6/1
М
it
откъдет;) за h ^ h ^ ^ x h ,,
F11 - Л„ 6
(VIII. 1)
120
И теглото на 1 m греда, редуцирано с йената на 1 N поясна стомана,
ще бъде
Grp = Gn
0
следва
GcT
Y (^' a . 2 fn -r- Р • г . F „ )
Hi =r
ц
2М
h ..R
(VlII.v)
оттук
rp - :
където
* -
Стойността на коефициентите от формула (VI 11.4) може да се приеме,
както следва:
195
на
те­
а) за нитовани греди с постоянно напречно сечение на поясите
а = 1,05,
р — 1,3
и
с — 1;
б) за нитовани греди с променливо напречно сечение на поясите
а = 1 ,0 5 ,
Р = 1 ,3
и
с = 0,8 4-1,0.
Като се заместят в ( V I I I . 4) и се вземе пред вид. че г = 1 ,2 , получава
се:
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
за греди според а) fe = l,3 2 ,
( V I I I . 5)
а за греди според б) Л = 1,15-^ 1,32.
Тези стойности важат и за заварени греди, тъй като отношението р
и с се запазват почти същите.
Обикновено изчислената по формули от (V II 1.3) до (V II 1.5) найикономична височина е по-голяма от височината, която е необходима
с оглед на коравината на гредата, но .може да бъде и по-малка от нея.
б. Височината на гредата, която осигурява необходимата най-малка
коравина, се определя въз основа на провисването на гредата на две
подпори, натоварена с равномерно разпределен товар (срв. V .3, т. 3);
5
384
EJ
J
/•
^
Като се вземе пред вид, че в общ случай max М ^ = - ^ — = o . J ~
. 9н. формулата приема вида
5 тахуИ „. / 2
5
I ~ 48
ла
24
Получава се
£ ^ .л „ б
Л _
-
а
5
24 ■£
I
7
1
А
"об
1
■ «Об'
тр
о
Т
£
Р
е относителната височина на гредата, а
и че
(VIII.6)
--- нейното относително
ек
провисване, което характеризира или служи за мерило на корави­
ната й.
С оглед иа второто гранично състояние относителното провисване
не трябва да надминава допустимата стойност | J
която се пред­
Ел
писва в зависимос!; от предназначението на гредата (срв. V.3).
От формула ( V I I I . 6) се вижда, че относителната височина-^-и ре­
ципрочната стойност на относителното провисване — величината-^ = х,
стоят в права зависимост една от друга, както относителната височина И напрежението
0
тахЛ !
=-^^.,
^
на гредата, и за да бъде осигурена не­
обходимата минимална коравина или, с други думи, за да бъде спа­
зено ( j ) ^ ^ при дадено а . трябва
/Д О П
А > ^
'
196
=24
а
£
(J L - iV r
№ 7)
Ако напрежението а = —
се изрази
чрез
оразмерителното съ­
противление R { R = m R , или /?=Одоп) и коефициента а „ = - ^ - на
из­
ползуване на R или все едно чрез коефициента на използуване на носимоспособността на гредата, получава се
З а л ^ = 1 и/?=адоп = 140 MN/m*, например при £ = 2 1 0 000 MN/m*
()
V / /шах
= 300, от (V III.8 ) следва
ка
и
от
е
лг
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Когато сечението на поясите на гредата намалява към опорите,
използува се формулата
h > ^
“
/ = Л„
£
(VI1I.9)
«О П
Височината А,, определена с оглед на второто граничио състояние
по формула ( V I I I . 8) или формула ( V I I I . 9), е най-малката възможна
височина на гредата. Затова, ако оптималната височина, определена
по формула (V III.3 ) с оглед на първото граничио състояние, е по-малка
от Л,, меродавна е /г,. Ако обаче Лоп>Л„ височината на "гредата се
избира между Л^п и А,.,
Избирането на по-малка височина от Аоп «е е свързано със значи­
телно поскъпване, тъй като функцията се изменя незначително около
минимума си.
Ако стойността на А,, получена по формула ( V I I I . 8) или ( V I I I . 9),
се окаже по-голяма от разполагаемата строителна височина А^, не бива
да се търси изход от това положение, като се намалява коефициен­
тът на използуваемост а „ , = ” , понеже това би означавало да се утежни
Л
и поскъпи гредата. Правилно е в този случай да се потърси по-друго
общо решение, при което за
близко до единица, ще се получи А, g
^ A j (например, като се намали подпорното разстояние на гредата).
След като се определи височината на съчетаните греди, пристъпва
се към избора на останалите размери, като се държи сметка за якостта
и устойчивостта на частите и за някои конструктивни изисквания.
V I I 1.2.2. Дебелина на стеблото
Дебелината на стеблото се определя преди всичко с оглед на на­
прежението на срязване. От формула (V.13) се получава (за ^>=6)
б ^-г—
,
X ■'лоп
pecfieKTHBHO
т
(VIII. 10)
197
ек
а
Въз основа на теорията за неизмененнето на обема на стоманата
при пластнчно деформиране се приема според формула (111.44),че тд
= 0 .6 0 Одоп'. респективно У?,-р= 0,60 R .
Като се изключат гредите с големи напречни усилия Q. които се
срещат например при дълбоко потопените плоски затвори, за опреде­
лянето на дебетината на стеблото е меродавна устойчивостта на стеб­
лото срещу измятане (изкорубване) извън равнината на гредата. Устой­
чивостта на стеблото обаче се осиг\ рява не само с увеличаване на де­
белината му, но и чрез специални укрепявания (вж. \'1П.5). Ясно е,
че най-целесъобразна е онази дебел1:на. при която стойността на стеб­
лото II необходимите укрепявания става минимум. Обикновено за средно
високи греди това условие се удовлетворява при
б = ~ -
(V III.1 0 а)
избира б =
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
П о констр.уктивни съображения дебелината на стеблото се ограни­
чава .между 6 niin = 6 mm при заварените и 8 mm при нитованите греди
нбтзх=20-^24 mm. Плочите, по-леб^ти от 24 mm, се обработват труднр,
а плочите, по-тънки от 6 . респективно 8 mm. са нерационални с оглед
на изпълнението на връзките и опасността от корози я. Обикновено се
j4 o
iw )^ '
средно големи греди с височина от
1
до
m дебелината б се движн между 6 и 14 mm при високите строежи
и 10 н 16 mm при мостовете. Стеблото на високите греди е сравнително
4.Г
I
тънко и достига до
от h.
V I I 1.2.3. Избор на поясите
При избрана височина и дебелина на стеблото лицето на напреч­
ното сечение на пояса се определя приблизително по формулата (V II .1):
кт
'
_
"
.М
л ,.Л
'
6 ’
Ел
е
като за ннтовани греди то се увеличава с 15°о зарад и отслабването,
причинено от нитовите дупки. Вър.ху поясните ъглови профили на тези
греди се падат обикновено 30— 40% от F„.
Широчината на поясите е от голямо значение за тя.хната нконо.мнчност и за устойчивостта на натисковия пояс срещу странично из­
мятане извън равнината на гредата ( V I I I . 4.1). П ££1 дадено h поясът
е толкова по-икономичен, колкото е по-тънък и по-широк. Н о напре­
женията в^инбгЬ широките пояси се^азпределят неравномерно, затова
обикновено £>п<| 3-
-j) Л. С оглед на еднаква носимоспособкост на опън-
ния и натисковия пояс трябва
ак о о„ е разстоянието между
страничните подпирания на натисковия пояс |У1 I I . 4.1).
О т Т1Т)актйчески съображения широчината на п оя си т е на нитованите
греди трябва да бъде най-малко
Ь„ = 2 6 :^ -|- бст
198
2 «,
ако b е широчината
на хорнзонталното ъглово рамо, а с ^ 5
mm —
разстоянието от неговия ръб до ръба на поясната плоча (фиг. V I И . 2 а).
Обикновено с се избира между 5 и 15 mm.
З а поясни ъгли се използуват равнораменни и разнораменни п ро­
фили. Най-икономичии са разиораменните поясни ъгли с по-дълги хо-Д?--
1 7 ^
J
от
Ф л г. V I I I . 2
ек
а
Г—
1
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
ризонтални рамена (фиг. V I I I . 2 б), а най-неикоиомични — разнораменните поясни ъгли с по-дълги вертикални рамена (фиг. V I I I . 2 е). П о ­
следните се използуват при тежко натоварени греди с големи напречни
усилия, за да се увеличи плоскостта на прикрепването към стеблото.
Такива греди се прилагат при дълбоко потопените хидротехнически
затвори. Дебелината на поясните ъглови профили се избира равна на
дебелината на стеблото или с 1— 2 mm по-голяма от нея.
Обикновено всеки пояс на питованите греди има 2— 4 плочи. Само
при ограничени строителни височини броят на поясните плочи е поголям. Изпълнявани са мостови греди с по 9 и повече поясни плочи.
Такива греди са неикономични, но поради малката си височина действуват естетически по-добре. Максималната дебелина на поясите се
определя с оглед на нитоването;
шах Е бп = (4 -н 5) d,
където
d
е диаметърът на нита;
1б„ — дебелината на пакета от поясни плочи, включително
поясния ъгъл.
Разстоянието
от външния поясен нитов ред до ръба на пояса
трябва да бъде;
d, респективно
^15 6 ^ 'j^ ,
при
една
плоча
<фиг. V I I I . 2 а и е) или /„ > 3 d, респективно ^ 12б„, при повече от една
плоча (фиг. V I I I . 2 б). А ко /„ > 3 d или > 1 2 б„, предвижда се по още
един нитов ред, който свързва поясните плочи извън ъгловите рамена.
В тоз.м случай c=^(3-^4)d (фиг. V I I I . 2 г), а максималното разстояние
от крайния нитов ред до ръба па пояса е 2d.
Като се вземат пред вид горните изисквания от теоретично и конструктивно естество, поясите на нитованите греди се избират, както
следва;
1)
определя се сечението на ъгловите стомани на пояса по форм у­
лата
М
6 //„
2F
(0,3 ^ 0,4)
1,15
(V III.11)
л се избират тези стомани;
h.R
199
2)
определя се сечението на поясните плочи и се избира ш ирочи­
ната и общата им дебелина така, че
2^ — ^пл -Ьп — F„ — 2/^1
(VIII. 12)
Ф и г. V III.4
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. VI1I.3
ек
/sfe”
от
ff2l>
а
При това широчината на плочките
трябва да удовлетворява изи­
скванията за устойчивост и конструктивна целесъобразност.
Ел
е
кт
Нитованите греди с многоплочни пояси имат голямо предимство
пред нитованите греди с едноплочни пояси с това, че техният инер­
ционен момент може да следва отблизо променливия ход на моментовата диаграма на гредата, без да се променя височината на стеблото,
като се намалява броят на поясните плочи към подпорите на гредата.
Необходимата дължина на поясните плочи се определя графично чрез
покритие на моментите ( V I I I . 3.3). Само първата поясна плоча се про­
дължава конструктивно до действителните краища на гредата.
Поясите на заварените греди се изпълняват обикновено от една подебела плоча, понеже, ако плочите са повече, напрежението не се раз­
пределя равномерно между тях поради предаването на усилията чрез
флангови шевове (фиг. V II 1.3). Н о много дебелите пояси са също неже­
лателни, тъй като стават причина да се появяват големи допълнителни
напрежения при изстиването на заваръчния шев, който свързва пояса
със стеблото (срв. фиг. V I . 49 и пояснеинята към нея). Поради това,
J iio
когато дебелината на пояса е поголяма от 5 С 1 П , се преминава към
двулистово
изпълнение
(фиг.
V II 1.4 а) и за да се намали спо­
менатият по-горе недостатък, свър­
зан с това изпълнение, допъл­
Фиг, V III.5
нителните плочи се заваряват към
по-долните плочи не само чрез
надлъжни, но и чрез преден напречен ъглов шев, като при това се
осигурява плавен преход, ако дебелината па допълпнтелната плоча е
по-голяма от 25 mm (фиг. V I I I . 4 б).
Положението се подобрява още повече, ако основните поясни плочи
се заменят с Т-профили (фиг V I .52).
200
При избрана целесъобразна широчина дебелината на едноплочния
пояс на заварените греди се определя по формулата (срв, формула
( V I I I . 1);
F„
М
6Л,
- 7
•
(v in .i2 ')
поясите на заварените греди се избира
с Ь ^^З О
, ноне по-го-
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
ляма от 30 пъти дебелината им.
от
ек
а
Когато поясите на заварените греди се състоят от по една плоча,
инерционният момент се изменя към подпорите на гредата, като се на­
малява напречното сечение на поясните плочи — широчината или де­
белината им. Преми]1аването от по-дебела или от rij-широка към потънка или по-тясна поясна плоча се прави по фиг. V I I I . 5 и V I I I . 15 с
прав или кос Х-сбразен челен шев, като краят на по-дебелата или пошироката плоча се изтънява, респективно стеснява постепенно.
С оглед на устойчивостта във вертикалната равнина широчината на
V III.3. Оразмеряване на якост на съчетаните греди
V I I I . 3.1. Проверка на ръбовите напрежения
Ръбовите напрежения се проверяват по формула (V.11)
М
ор - - J -
където У, респективно
h _ M
К
2J
W = — , са инерционният и съпротивителният
Ел
е
кт
момент на общото напречно сечение на гредата, смятано за единно.
При определянето на У, респективно W, на съчетаните нитовани греди
от всеки пояс се спадат дупките на един чифт поясни нитове, а ако р а з ­
стоянието
между поясните и шийковите нитове е по-малко от 2d
(фиг. V.9 б), се спадат и дупките във вертикалните рамена на ъглите.
Освен тсва дебелината на стеблото се намалява с 15% заради отслаб­
ването, предизвикано от един вертикален нитов ред (срв. V.3).
V I 11.3.2. Изчисляване на прикрепването на поясите към стеблото
Между поясите и стеблото действуват надлъжни хлъзгащи усилия
Т, които се стремят да разместят поясите спрямо стеблото (фиг. V I I I . 6)
и действуват върху поясите като нормални усилия. От условието за
равновесие па всяка мислено отделена от стеблото част от пояса следва
(фиг. V I I I . 7 а), че разликата между поясните усилия jV, в два съ­
седни напречни разреза е равна на надлъжното срязващ о усилие 7(,,.
което действува в допирната плоскост на пояса със стеблото в интер­
вала е между двата напречни разреза.
201
На фиг. V I 11.8 такива разрези са прекарани през два последова­
телни поясни нита на съчетана греда с променлива височина, които са
на разстояние с един от друг. Ако jV.,>yv,, според казаното по-горе
върху шинксвия пит ще ле1'ктвува еднопосочно с Л/, .хорпзонталното
срязващ о усилие
- N , - /V,
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Г,,, - Л .V,
Л»7иАг<а
rrjnamcnr
Г
f;
Ел
е
кт
Фиг. V III.7
B общ случаи нормалиото усилие в определепа част от напречното
сечение на гредата се определя с помощта на интеграла (фяг. V I 11.9)
У
J
f?
N :-
<■
>
а„ L'dti =--■
. dF
Но
a.j = а
202
и
а =
М
J- е.<.
Ето защо
'’t
.V
-j- j u . d F
■
(V in .l3 )
<■
1
Тук
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
N e търсеното пормално усилие в защрихованата част от сече­
нието;
S — статичният момент на същата част спрямо оста X на ця­
лото сечение;
J — брутният инерционен момент на гредата спрям о оста X ;
М — огъващият момент в същия напречен разрез, към който
се отнасят N , S и У.
В конкретния случай на защрихованата плоскост от фиг. V I I I . 9
отговаря напречното сечение F„ на пояса и следователно S е статич­
ният момент на F„ спрямо оста X. на гредата.
Във връзка с ( V I II . 13) определителното уравнение на хлъзгащото
усилие Tu) се получава във вида
•'2
■'1
Обикновено за ннтовани греди величината
(VIII.14)
— се определя с изве­
стно приближение:
--2F
f
,V H U 5 ,
" 2
тр
о
И като се замести във формула ( V I I I . 14), получава се
'
№ 16)
Н о разликата между се» hcci е малка и може да се приеме, ч е а , л
а- От друга страна, усилието Т(су трябва да бъде равно на носи.моспособността на двусрезния шнйков нит, който го поема, или помалко. Поради това, когато съчетана нитована греда има променлива
височина, се избира предварително междунитово разстояние и се до­
казва, че
Ел
ек
^«2
където
а
(VIII.18)
Поради двусрезността на връзката обикновено меродавно е смачкването,т. е. N „ „ = b d R '"" А ко се окаже, че нитовото усилие 7(,) е
по-голямо от
трябва да се увеличи нитовият диаметър d или де­
белината на стеблото 6.
203
S
5
5п
При греди с постоянно напречно сечение се получава ^ " = - у " — -у
и определителното уравнение ( V I I I . 14) се опростява;
(М , - м ,)
Q . е.
(VIII. 19)
1tL i
ка
n
Фиг. V I I I . 10
от
е
^/e=S(/-a^
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Тук Q e напречното усилие на гредата между разрезите / и 2. Като
се вземе пред вид, че трябва да се удовлетвори условието Г<,)^.Л^нит,
от формула (V IИ . 19) се определя междунитовото разстояние
Л^ннт • J
__
е < —
Q-S,
(VIII.20)
Статичният момент
на пояса се образува от двата поясни ъглови
профила и свързаните с тях поясни плочи (фиг. V I I I . 7 е).
Най-малката стойност за е се получава при подпорите, където на­
пречната сила е най-голяма. Сто.шостта на е не може да бъде по-малка
от 3 d или 6 б „ , нито по-голяма от 6 d или 12 б„- А ко тя се получи
по-малка от 3 d и 6 б^т. трябва да се постъпи по един от споменатите
вече начини или да се изберат разнораменни поясни ъглови профили,
които позволяват набиването на шийковите нитове в два реда със сгъ­
стено нитово делене (фиг. V I I I . 10).
Нитовете, които свързват плочите с ъгловите стомани на поясите,
се изчисляват по аналогичен начин. Разликата се състои в стойността
на S, което тук е статичният момент на поясните плочи без ъгловите
^
стомани. Ето защ о върху поясните ни­
тове действувс-т значително по-малки
хлъзгащи усилия. Въпреки това те се
предвиждат по конструктивни съобра­
жения на същите межаунитови раз­
стояния като шийковите нитове, но
разместено спрямо тях, и то така, че
да разполовяват полетата им. При това
положепие е излишно да се проверя­
Ф и г. V I I I .I 1
ват напреженията в поясните нитове.
Това се прави само ако се очаква, че е
възможно да се удвои разстоянието между тях. В този случай на един
двусрезен u i h h k o b нит би се падало само един еднссрезен поясен нит.
Хлъзгащите усилия в шийковите шевове на заварените съчетани
греди (фиг. V I I I . 11) се определят по формула ( V I I I . 17) или ( V I II .I9 ) .
204
Когато гредата има променл 1 ва височина, Т(е) се изчислява по ( V I II .
17) за дължина е между два близки напречни разреза, а когато гре­
дата е с постоянна височина — по (V II 1.19) за дължина е=\ cm.
Напрежението на срязване в двойния шийков шев на гредите спо­
ред фиг. V I I I . I l а е:
а) при променлива височина
й «зав . / ? :
От =
( V III.21 а)
_
—
-Q
от
е
Т
ка
б) при постоянна височина
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
При челен К-образен шийков шев (фиг. V I . 52 и V I I I . 11 б) напре­
жението е съответно:
а) при променлива височина
Or = - ^
''СТ •
g а за„./?:
(VIII.22a)
б) при постоянна височина
Т
-
-
Q
От =
^ «зав. R
(VIII.22 б)
Тук а е изчислителната дебелина на ъгловия шев, която не трябва да
бъде по-малка от 2,8 mm, а б „ е дебелината на стеблото.
Освен на срязване от хлъзгащото усилие Т в случаите според фиг.
V I.52 и V I I I . 11 б шевовете, които свързват пояса със стеблото, са нато­
варени с нормално усилие от огъваш,ия момент
ом =^-^-у.
(VIII.23)
затова тук се налага да се проверят и главните напрежения;
1
Огл —
2 Ол1 + \jОм + 4 аг) ^ «заи. /?.
(VIII.24)
Челният К-образен шийков шев (фиг. V I I I . 11 б) се прилага при
опънни пояси ма пълностенпи греди, подложени на динамични или
вибрационни натоварвания.
Шийковите шевове се правят непрекъснати.
V I I 1.3.3. Определяне на дължината на поясните плочи.
Моментово покритие
Когато съчетаните нитовани греди имат пдвече от една поясна плоча,
само първата от тях преминава по цялата дължина на гредата. Всички
остапали са по-къси и обхваш,ат по-голяма или по-малка част от гре­
205
дата в зависимост от обвивната диаграма на максималните огъващи мо­
менти. Теоретичното начало на тези плочи се определя графичпо. За
целта се изчисляват моментите
^ W , .о, които гредата с нула, един
два или общо I чифта поясни плочи (от 0 до п) може да поеме при напрежение, равно на максималното напрежение о ~
miixA'l
IV
■ където и ,.
Ц,
а
Af,-w,.ecp
6i-/7
ек
-1
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. \'1II 12
от
a s. 3d
n'
с—
У
ш
Imeopen,
/.Лаг.тй
--
кт
|_
Ел
е
Фиг. VIII. 1.3
Фиг. VIII.14
e меродавният съпротивителен момент при i n
поясни плочи. Така
||3числените моменти
и т. н. се нанасят в ма­
щаба на обвивната диаграма на максималните огъващи моменти и се
прекарвгт успоредни линии (фиг. V I I I . 12). Пресечните точки 0— 0, 1— 1,
2— 2 на тези линии с обвивната диаграма на максималните моменти
определят теоретичните дължини на първата, втората и т. н. поясна
плоча. Н о за да могат да влязат в действие в местата, където стават
необходими, плочите трябва да се продължат и прикрепят към гре­
дата извън тези дължини.
При нитови греди продължението па всеки край на поясните плочи
трябва да бъде най-малкО’ равно па 5 d (фиг. V I I I . 13) при условие; че
теоретичният край съвпада с едии напречен нитов ред. Разстоянието
между действителното начало на две последователни поясни плочи
206
трябва да бъде такова, че по-горната плоча да не започва, преди подолната плоча да е прикрепена с цялото си сечение. Следователно, като
се вземе пред вид формула (V I.8), между краищата на две последова­
телни плочи трябва да има достатъчпо място за поместване на найI
R
чифта поясни нитове (фиг. V I И . 14).
малко п = о V
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
• • нит
Фиг. VIII. 15
Ел
е
кт
При заварените греди допълнителните поясни плочи се прикреп­
ват задължително чрез преден напречен ъглов шев (фиг. V I I I . 4). П о ­
ради тоза т>к е излишно продължаването на плочите извън теоретич­
ния им край. Това се отнася и до заварените греди с едноплочни пояси
със стъпалообразно увеличаващо се напречно сечение (фиг. V II 1.5);
местата иа снаждането с .X-образен челен шев на различнодебелите или
широките части на поясните площи може да съвпадат с теоретичното
начало на по-дебелата част (фиг. V I I I . 5 и V I I I . 15 б). Изключение в
това отношение прави снаждането на опънен пояс с права напречна
заварка, изпълнена при обикновен контрол. В този случай снаж д а­
нето се измества пред теоретичния край с толкова, колкото е необхо­
димо, за да се получи в мястото на снаждането (в челния шев) ръбово
напрежение, равно на
7?=^^0,85 R (фиг. V I I I . 15 а).
VI 11.4. Проверка на местна устойчивост на пълностенните греди
Оразмерената на якост греда може да загуби преждевременно носимоспособността си по причина на натисковия пояс или на стебле­
ната плоча, ако едната част се изкълчи извън равнината на гредата
или другата част се изкоруби. З а тази опасност трябва да се държи
сметка още при конструирането на гредата. Целта е чрез целесъобра­
зен избор на размерите на отделните части и подходящо укрепяване
на онези от тях, които са застрашени от изкълчване или изкорубване,
да се осигури тези части да не загубят устойчивостта си, преди гре­
дата като цяло да е достигнала граничната си съпротивителна сп особ­
ност на якост. Разбира се, това трябва да се постигне при минимален
разход на материал и труд.
207
V I I I . 4 .1. Устойчивост на натисковия пояс срещу изкълчване
извън равн и н ата на гредата
Хоризонтално укрепените само при подпорите пълностенни греди
загубват устойчивост, като се измятат извън своята равнина, при
което натисковият им пояс се изкривява встрани и гредата се усуква
(срв. I I I . 7.4 и V I I I . 6). Тази огъвноусукващ а деформация (фиг I I I . 30)
се затруднява от опънния' пояс,
оказващ чрез стеблото известно з а ­
Ftl
държащ о влияние, което зависи от
коравината му.
Обикновено това
влияние се пренебрегва и натиско­
вият пояс се разглежда като самостоя­
L ._ f_
телен
центрично натиснат елемент,
V който, за да бъде
достатъчно ус­
Фиг. VI1I.16
тойчив, се укрепява, като се подпи­
ра хоризонтално (в хоризонталната
равнина) между подпорите. Така се намалява изкълчвателната дъл­
жина и стройността на пояса и се увеличава граничното напрежение
а , , при което тон се изкълчва. Н о за да бъде граничното напрежение
на натисковия пояс близко до граничното напрея-ение на спънния
пояс, което е равно на Оппл> натисковият пояс трябва да се укрепи
така, че стройността му в района на максималния огъващ момент, или
на максималните ръбови напрежения, да не бъде по-голяма от 45— 55.
Тогава провлачането на опънния пояс и изкълчването на натисковия
пояс ще настъпят приблизително едновременно при едно и също на­
прежение (срв. фиг. II 1.24) и двете части на гредата ще бъдат оразме­
рени с почти еднаква сигурност.
При дадена дължина на изкълчване /„ стройността на натисковия
пояс зависи от широчината му Ь„ (фиг. V I I I . 16):
y
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ir ,\
От условието
к = -г =
ь" V12-
45-^55 следва
h ~
^ ‘2
45 -ь 55
/
1
1
12
16/
(VIII.25)
С други думи, двата пояса имат приблизително еднаква носимоспособност, ако /,, = (12-^16)
Дължината на изкълчване
на патисковпте пояси се определя от
между възел ното разстояние на надлъжните укрепяващи връзки, кои­
то ги подпират отстрани пряко или косвено чрез напречни елементи.
Обикновено напречните елементи са по-леки, второстеге.1ни (по зн а­
чението си) греди, които се нссят от укрепяваните греди и се опират
хоризонтално във възлите на укрепяващите (противоветровите) греди
(срв. т. 1.2 и фиг. 1.3). В този смисъл напречни или второстепенни
208
греди са например столиците за покривните ферми (биндери), ребрата
на покрива за столиците и т. н. (срв. гл. X).
Ако двете главни (надлъжни) греди от фиг. V I I I . 17 са без връзка
помежду си, иатисковите им пояси могат да се изкълчат с дължина на
изкълчването, равпа на подпорното разстояние /„ -/ (фиг. V I I I . 18 а).
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
f/aArbOfc//a ^рьзм-а
от
ек
а
/Vad/TbOH:euразрез
Ф и г.
\’П1.17.
Укрепителни вр ъ !к и
/
Ел
е
кт
З а да се принудят да се изкълчват с намалена вълна на изкълчване,
равпа па разстоянието между напречните греди
(фиг. V I I I . 18 б),
при което съпротивителната способност па поясите се увеличава съ­
ществено, не е достатъчпо да са налице само напречни греди, тъй като
сами те не са в състояние да окажат съпротива срещу едновременното
изкълчване па иатисковите пояси на двете главни греди в една и съща
посока (фпг. V I I I . 18 а). Необходимо е надлъжните и напречните греди
да се свържат в геометрично пеизменяема система с помощта на допълпителпп пръти — диагонали (фиг. V I I I . 17 б и V I I I . 18 б). Двата
матискови пояса, напречните греди и допълнителните диагонални пръти
образуват заедно прътова греда,тъй
пареченага надлъжна стабилитетна
/
връзка. Подпорното разстояние на а
тази греда е равпо па / п ако тя бъ­
де подпряна неподдаваемо в двата си
края, всички междиппп възлови точ­
ки /, 2, 3 и т. и. може да се из­
местят в хоризонталната равнина са•мо в размер па еластичните й дефор­
мации. Н о еластичните деформации
па тази корава греда са достатъчио
1и)г=а.
малки, за да може да се смята, че в
Фиг. V I I I . 18 ■
нейните възлови точки иатисковите
пояси па двете пълностеипи греди,
които са и пояси па стабплитетпата връзка, ^caj странично неизместваемо подирени и че следователно дължината на ^ 13кълчването на натисковите пояси g равиа на междувъзловото разстояние а на нрътовата стабилитетна връзка (/^ а).
I I
C r O W . t H C M H к о н П Р ) К Ц 11 1 1
2119
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Понеже в примера, даден на фнг V I I I . 17, стабнлнтетпата връзка
не лежи в равнината на опорите на двете надлъжни греди и поради
това не е подпряна директно от тях, трябва да се подпре косвено чрез
две прътови гредички ^ по една във всеки край, тъй наречените на­
пречни връзки (фиг. V I I I . 17 в). Подпорното разстояние на иапреуните
връзки е равно на осовото разстояние Ь на надлъжните греди, а висо­
чината им — на височината h на надлъжните греди при подпорите.
Ако в равнината на натисковите пояси па главните греди липсва
надлъжна връзка, изкълчвателната дължина на натисковите пояси в
тази равнина се определя от разстоянието между допълнителните меж­
динни напречни връзки,които в този случай са безусловно необ.ходими.
Ч рез надлъжните и напречните връзки равнинните греди се свърз­
ват в пространствени системи (срв. 1.2). Всички конструкции трябва
да имат най-малко една такава система, без която те са пространствено
неустойчиви. Преди да се пристъпи към оразмеряването на една греда,
трябва да е известно пространственото укрепяване, защото то определя
дължината иа изкълчване на натисковите пояси при изкълчване из­
вън равнината на гредата.
■ В общ случай устойчивостта срещу странично изкълчване на натисковия пояс се проверява по формулата за центрично натиснат прът
а - ^
^
(VIII.26)
Тук jV„ е максималното нормално поясно усилие, което се изчислява
по формулата
Л^п = т а х М у
.
(V1II.260)
където
е напречното сечение на натисковия пояс (фнг
V I I I . 1S):
Ф — коефициент на изкълчване за
'у
S„ — статичният момент на пояса спрямо оста а — .v;
Ух — инерционният момент на гредата в участъка на макси­
малния огъващ момент;
1'^ — инерционният радиус на пояса спрямо оста у — у.
Към натисковия пояс на нитованите греди се причислява и частта
от стеблото, затворена от вертикалните ъглови рамена (фиг. V I I I . 16 а).
Следователно при определяне на F„, S„ и i" се смята, че поясът па ни­
тованите греди се състои от поясните плочи, двете ъглови стомани и
частта от стеблената плоча, затворена между тях.
V I I 1.4.2. Изследване на устой чивостта на стебл ото
срещу изкорубнане
Общата устойчивост на гредата може да се наруши поради изкорубване на стеблената ламарина. Граничното наирежение, при което за­
почва изкорубването, се нарича критично пaпpeжeflиe на изкорубване
о , или т,.
210
Уравнението на крнтичното напрежение на изкорубване се дава
във вила*
Ок
(респективно
т„) = k
=;
•
(Vin.27>
където
Р л
—
е Ойлеровото критично напрежение за вертикална
. —J2*- — коравината
на
ка
ивица от стеблото с широчина единица, дебе<1 ина
6 и дължина Ь (широчината на плочата перпен­
дикулярно на действието на нормалните усилия);
плочата; р. е обратната стойност
6
= k . Оойл MN/m-.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Ок (Тк) = k 189 800( "
от
е
на Поасоновото число.
З а а = 0 ,3 и £ ^ 2 1 0 0 0 0 MN/m* се получава
(V11I.28)
където k е коефициент на изкорубване. Той зависи на първо място от
вида на напрежението (k^, k^) и от начина на закрепяването на плочата
по контура й — ставно или еластично запънато.
При хндроте.хническото и при мостовото строителство се приема
стаено подпиране, а при високото строителство еластично запъваие.
Тук се разглежда случаят на ставно подпиране на стеблото по кон­
тура.
Степента на еластичното запъване зависи от отношението на коравините на поясите и стеблената плоча. То може да се отчете допълни­
телно чрез корекционния множител х, чийто теоретични стойности са
межд\ единица (при свободно подпиране) и 1,70 при пълно запъване.
Обикновено X е около 1,4.
\111.4.2.1. Влияние на нср.чалните напрежения
При действие на нормалните усилия
( р , = 0 и / = 0 ) — фиг. V I I I .
19, плочите се деформират вълнообразно по дължината си. Броят т
на полувълннте ( т = 1 , 2. 3.
.) с дължина
сеувел и чавас отно­
шението а на дължината а към широчината Ь на плочите:
а
« = -6 •
От съществено значение за големината на коефициента на изкорчбването А:., е начинът на разпределение на напреженията по широчи­
ната Ь на плочата. Той може да се изрази чрез функцията
ft -
max a
,
( V III291
v
•
/
‘ В ъ р х у ycToiivMBocTTii пл тънките плочм са рлботи.ш последователно или ед-
11Г1о:ч м е н ;:о П] 1.ян (1^11). P iiiicH cp , Т и м ош ен к о, Б л и 11Х и лр.
211
където maxo и m in a са по-голямото и по-малкото о т д в е т е ръбови на­
прежения, взети със знака си.
Р може да бъде от р = 0 при равномерен натиск до В = 2 при чисто
огъване (фиг. V I I I . 20).
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
там(Т
7Г »'п сГ - 0
mats- пягб'
/в-О
fi-.f
0</3<f
т ш б Г .- т а г б
/</3^2
ft-2
Фиг. V I II . 20
Фиг. V III. 19
Освен от р коефициентът на изкорубването завпси и от параметъра
3 а р = ^ 0 тази зависимост се дава чрез функцията
^ З ^ о _ /т
\а
« у-^
т )
(VIII.30)
Ел
ек
тр
о
където т = - ^ е броят на полувълпите на изкорубватата се плоча, който
к
се увеличава с « .
Графиките на функциите
за m l , 2, 3, 4 и т. н. са дадени на
фиг. V I I I . 21, където участъците на отделните криви m l, /л 2 i
т. н., които нямат реално значение, са изтеглени с прекъснати лиипп
Аналогични графици може да се покажат за всяко друго възможно
значение на параметъра р . Н а фиг. V I I I . 22 такава графика е пачер
тапа за коефициента на изкорубване
при р --2 — горната екс
TpeNHia стойност на този параметър.
От фигурите V I I I . 21 и V I I I . 22 се вижда, че прн р ^ 0 — равиоме
рен натиск (фиг. V I I I . 21), /г^ има минимум при а - цяло число м лъл
жина на вълната X ^Ь, а при р = 2 — чисто огъване (фиг. V I I I . 22' —
9
п ри а кратно на “ н дължина
на полувълната
9
'
С нарастването
н а а минимумите на функциите /г, за кое да е р се повтарят ритмично,
без да се променят, като се увеличава само броят т на полувълннте.
Ето защо за значения на геометричния параметър между а ^ 1 (при
2
Р =0) и а
(при р = 2 ) коефициентът на изкорубването за кое и да е
р се прпема константен и равен на съответното m in a ,. Получава се
нри:
Р = 0 — равномерен натиск (ф ! 1Г. V I I I . 20 а)
min/t
212
р=(>
- 7 5 0 000
1П-
р .=
1
_ триъгълна натнскова диаграма (фиг. V I I I . 20 в)
trin*S='
7,8
н
m in o S = '- 1 480 000
MN/m*;
р ^ 2 — чисто огъване (фиг. VIII.20й)
' --- 23,95
и
min oJ=-= 4 520 000
j* MN/m*.
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ГП1П
^^2
min
2j^9S
^‘ 0 OS lfl'^2 i o '^6 lo /t 2 l.a )^20
Фиг. \’III 21
Фиг. V1II.22
Ел
ек
тр
о
З а междинни значения на р стойностите на m in а , се изчисляват
по форм\ла (VI 11.28), като съответните значения на m in ^ o може да се
отмерят от графика, даден на фиг. V I I I . 23, който е валиден за Ст 3.
От сравняването на о , при р =^0 със о , при р = 2 се вижда, че по­
следното е близо 6 пъти по-голямо от първото и следователно при равни
ръбови напрежения а,, устойчивостта срещу изкълчване при чисто
огъване е около 6 пъти по-голяма, отколкото при равномерно разпре­
делен натиск.
Посочените данни за ft.,, респективно а , , са минимални и важат за
плочи, които са ставно подпрени по дължина на четирите си страни.
В действителност поясите, с които стеблената плоча е здраво свързана,
са достатъчно корави на усукване, за да може да се разчита на изве­
стно еластично запъване но надлъжните ръбове. Спомена се,че при пълно
запъваие минималните критични напрежения се увеличават с около 70% .
По нашия правилник за проектиране на стоманените конструкции нормените стойности па n iin a са около 1,40 пъти по-високи от тези, които
се нолхчават чрез графика на фиг. V I I I . 23.
Въз сснова на критичното напрежение може да се определи относи­
телната дебелина па стеблото, при която сигурността срещу изкоруб213
ване при действието па нормални напрежения е равпа на сигурността
срещ у провлачане на стоманата.
От условието а , = о „ „ се получава
1) при равномерен натпск (Р = 0 )
( 't r
240
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
4.189800
което дава
кт
б = « =
6' ~ ~Н
240_ ^
1 .
56 ’
V 759200
(V1I1.31)
Ел
е
2) при триъгълна натискова диаграма (р = 1)
7.8.189 800 ( 4
= 240 MN/m*.
илии
А
=
А
_
Ь ~ h '
/
~
'
•
>1480000 ~ 80 ’
3) при огъване (р = 2 )
23,95.189 800 ( J
M N /m ^
откъдето
6 _ 6
ь ~ h
214
^
\ 4^6000 "
‘
140
(VI1I.32)
Ако стеблото на една греда е сравнително тънко — за греди от сто­
мана със ап;л=240 MN пГ^ ако съгласно с формули ( V I I I . 31) и ( V I I I . 33)
J < .“g
при р = 0
до
J < щ
при
р = 2 , трябва да се провери си-
rypi'ocTTa срещу изкорубване.
Сигурността срещу изкорубване при действие на а напрежения се
прове|)ява, като се определят максималното натисково ръбово напре­
жение (например о
^ при р = 0 или а = —^ — при р = 2 ) и съответното
, където V е коефициентът на запасяване срещу изкорубване.
ек
V
а
крптично напрежение а , чрез формула ( V I I I . 28) и графика на k„ —
фиг (VI 11.23), и се състави отношението
от
Съгласно с предписанията коефициентът на сигурност (запасяване)
срещ\ изкорубване трябва да бъде:
при оразмеряване по допустимите напрежения v ^ v „ = l , 4 ;
v ^" v „ = -
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
при оразмеряване по граничните състояния
*
mk
При изчисляване на ст, за широчина (височина) на стеблото Ь (h)
се приема; при нитованите конструкции — разстоянието между п ояс­
ните нитове, а ако занитването е двуредно — между вътрешните по­
ясни нитове; при заварените конструкции — пълната широчина (ви­
сочината) на стеблото (срв. фиг. V I 1.29, V I I I . 30, V I I I . 31 и V I I I . 32).
V I I 1.4 2.2- Влияние н а
т ан ге н ц и ал н и т е
н ап реж ен и я
Ел
е
кт
Под влияние на срязващите усилия (фиг. V I I I . 24) или по-скоро на
равнодействуващите им наклонени опънни и натискови усилия пло­
чите се деформират, като се удължават по посока на опънния (падащия
диагонал) и се скъсяват и изкорубват вълнообразно по посока на натисковия (качващия се) диагонал. При безкрайно дълги плочи дължи-
Фиг. V I II . 25
ната иа полувълната е / = 1,25 Ь (фиг. V I I I . 25), а критичното напре­
жение — т , = 5 ,3 3 Оой |. Следователно поради възпиращото' действие
на наклонените (главните) опъини напрежения т^='^- е значително поголямо от а , при равномерно разпределен натиск. С намаляване на
дължииата а па плочата в противовес на случая с равномерно разп ре­
делен натиск т, нараства още повече и достига п р и а = 1 (квадратна
215
плоча) т ,^ 9 ,3 3 о „йл- Зависимостта на коефициента на изкорубване
fex о т а се дава от Тимошенко чрез функцията
m in A ;,
а
5 ,3 3 +
- ^ .
■
(V 1 1 1 .3 4 >
която е валидна за произволно значение н а а ^ - “- при условие, че в
т
ек
а
случая под Ь се разбира по-малката, а под а — по-голямата от двете
страни на правоъгълната плоча ( а ^ 1 ) .
Практически устойчивостта на стеблените плочи при действие на
срязващ и усилия се проверява по следния начин.
Изчислява се средното срязващ о напрежение
-
.1 8 9 ;8 0 0
(1 0 2 0 0 0 0
+ -“ ° - )
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
т„ = k,
от
И критичното напрежение по формули (VI 1.28) и ( V I I I . 34)
( ®
.
(V lII.3 5 a )
където а=-|- ^ 1, а и 6 имат дефинираните по-горе значения {Ь е по-мал­
ката, а — по-голямата от двете страни на полето), а Л е височината
на стеблото.
По правилника напрежението т , = т in т^, определяно по формула
(V II 1.35 а), се увеличава с 1,25 заради еластичното запъване на пло­
чата по контура й. Получава се
Тк
= ( l 250 0 0 0 + - — °) [ I )' MN/rr.=
(VI11.356)
кт
Сигурността срещу изкорубване при действие на т напрежения се
изразява чрез отношението:
когато се оразм ерява по метода на допустимите напрежения
v =
^
^
2
;
( V III.3 6 a )
■^ср
Ел
е
когато се оразм ерява по метода на граничните състояния
v = A
j J j ,
(vni,366>
като в случая т е число, по-малко от единица.
Следователно стеблената плоча се оразм ерява на якост и устойчивост
при срязване по формулата
g
0 ,6 т д о п ^
Т кр,
(V III.3 7 )
като якостта и устойчивостта се проверяват в най-близкия до подпо­
рите на гредата интервал, където действуват максималните срязващи
усилия.
216
Ако
СО
излишно е да се доказва сигурността срещу изкорубване
при срязване, тъй като в този- случай v е по-голямо от предписания
минимум.Това се отнася на първо място до валцуваните 1-профили, за
които 6
си
V11 i 4 .2 .3
.
M'iKopyoeaHi' н а с т е б л е н а т а плоча п ри съ вм ест н о действие
на норм ални и тангенциални н ап ре ж ен и я
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Обикновено в гредите действуват нормални и тангенциални (ср я з­
ващи) усилия. Н о докато при простата греда на две подпори на мястото,
където М , респективно Ои, са максимални, Q, респективно т ,с а равни
на нула и обратно, при запънатите и непрекъснатите греди и при рам­
ките максимумите на тези усилия могат да съвпаднат. В този случай
изкорубването зависи съществено и от двата вида напрежение.Съобразно с
това критичните напрежения се отбелязват със
и То,. Ясно е,че когато
действуват само нормални напрежения
= а , и Т о,= 0 , а когато
изкорубването се предизвика само от срязващ и напрежения Т („= Т ,
и От, = 0 и че, от друга страна, при едновременното действие на н ор ­
мални и срязващи усилия О т ,< а ,, а Т о,< т ,. Следователно а , или
т , е максималната. а нула — минималната стойност иа Ох,, респек­
тивно То,, и отношенията —
и
се движат в граници от нула до
единица (фиг V I I I . 26 а). С известно приближение се приема, че г ра­
фикът на взаимната зависимост на въпросните отношения е еднакъв
за различни значения на
а
и равен на четвърт окръжност (фиг.
V I I I . 26 б), т. е. приема се, че
\2
/ Т
\2
=1.
(Vni.38)
кт
+
Ел
е
У стойчивостта на стеблените плочи при едновременно действие на
нормални и тангенциални усилие се проверява по следния начин.
По формули (V.11) и (V.13) се изчислява максималното ръбово на­
прежение а и срязващото напрежение т (М и Q за едно и също сечение
на гредата), а по ( V I I I . 28) и диаграмата на фиг. V I I I . 23 или по ( V I I I .
33) — критичните напрежения а , и т , и се съставят отношенията g = —
=
а
,,
па
тези отношения, взети като абсциса
и ордината,
от-
говаря точка Р (^, i^) в кръга на изкорубването (фиг. V I I I . 26 б). От­
ношението между координатите на точка
в която радиусът О Р пре­
сича окръжността, и на точка Р (|,ti) дава коефициента на сигурност
V срещу изкорубване, или
- V
=
V
„
V
'
217
Н о от уравнението на окръж ността следва, че
и
OTTVK
I
(VlII.39a)
или
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
(V 111.396
f
tp
'
Ел
е
кт
'i^cpS .tp
200
too
Фнг
VI11.27
Тази формула е валидна при еластично изкорубване.
Когато изкорубването става р. пластнчната зона, трябва да се опре­
дели по формула (111.42) сравнителното критично напрежение
Огр„ к = \/а^’ -Ь 3 т1^ = V |'о* + 3 т%
(VIII. 40)
което във връзка с формула ( V I 1 1 . 39 а) приема вида
ч'о-
218
3 Т'“
ш -ш
(VI11.41)
Сравнителното критично напрежение (VI 11.41) служи за опреде­
ляне на зоната, в която става изкорубването.
плочата се изкорубва в еластичната област на
деформиране и коефициентът на сигурност срещу изкорубване се опре­
деля по формула (VI 1.39).
Ако асрв к > а^,. плочата се изкорубва в пластичната област и
сравнителното критично напрежение по формула ( V I I I . 40) не е валидно. То трябва да се редуцира съобразно с намалението на действител­
в
пластичната
област спрямо
ка
ното критично напрежение а , ~ —jjy—
Ойлеровото критично напрежение а , =
(фиг. V I I I . 27). З а
тази
—^
л
=
^срв.к
от
е
цел чрез приравняване на Ойлеровото критично н^трежение със а^р. »
се изчислява сравнителната стройност
1440
и а
^*^срн.к
в MN/m-)
(VUI.42)
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
и от диаграмата на фиг. I I I . 21 се отчита пластичното критично напре­
жение 0 ,. съответствуващо на
М оже да се приеме с достатъчна
точност, че о ^ р ,, ( V I I I . 41) е равно на Ок и с оглед на формула ( V I I I .
40) сигурността срещу изкорубване, валидна за пластичната област, е
илн
Необходимият коефициент на сигурност
във формула ( V I I I . 39) и
( V I11.43) е:
при оразм еряване по допустимите напрежения v„ = l,4 ;
при оразмеряване по граничните състояния v^=-^-.
Пример 3. Д ад ен а е неп рекъ сната греда от Ст 3 на два о т в о р а с п о д п ор н о р а з ­
стояни е I 10 m (фиг, \’!11.28). В ъ р х у гредата действува р а в н о м е р н о разп ред ел ен
т ов ар от 00 к\ 'п 1 , който вклк>чва собст вен ото й тегло. .М аксим алният ог ъ в ащ мо
мент и максималм;;та с р я з в а щ а сил а действуват в един н съ щ нап речен р а з р е з —
при сред ната п од п ора. .Ако с с п рен ебрегн е влиянието на п ром енл и ви я и н ерц ионен
момент, тези усил ия ще бъдат
max М = М б = - -‘^'1 = -
max Q = Q c =
I
^ -^-1°! = — 750 k N m .
^ q l = ± | - 6 0 . 10 = a: 375 kN .
П ри сред ната п од п ора и зб ран и ят съчетан п роф и л има № ' н т = 5 4 3 0 cm *.
= 300 300 сп 1 и 5 = 3850 cm-' Следователно н ап ре ж е н и я т а на това м яст о са
max о =
H'hj
= 138 M N /m *
и
max т = ^
oJ
Убр
= 48 ММ/ш*.
219
Hopwii.THOTCj к р ш и ч н о н ап реж ен и е nm i чнсто о м .в ;т с ( Р — 2) се и.ччислява по
ф о р м у л а ( V I I I , 28)
6 = б с т = 1,0 СП1 и fc^ftcT = 85 cm (фиг. V I I I . 28)
при
^ 2 3 .9 5 .
= 2 3 ,9 5 . 189 800
= 628 MN/m'^.
Т ан ген ц и ал н от о к ри т и ч н о н ап ре ж е н и е с с оп ред ел я съ щ о п о ф о р м > л а (V I 11.28).
от (V111.34) за а = - ^ =
0
v (
p - n i
m
^
/ffO 0
--------------------------Z ‘
--------------------------4
- * ’^^- = 1,605.
0,85
\1 1 1
^
------------------------
^ -2 '*’ worn
I fo. to. fO
-Ф^50.{^
■ас
1
1
17^
нн
УА а б
С иб
Г ли
^tr=fO
1
от
ек
а
н о TVK kx се п ол у ч ав а
Ч
Ф иг. VII1.28
4 00
5 .3 4 - - ^ = 0 ,7 8 ,
т ак а
че
/0 01
=6 ,7 8 . 189 8 0 0 ( ^ ” П
= 178 M N /m “
ро
След това по ф о р м у л аa ( V I I I . 41) ce
се и зчи
зч и сл ява
яв а сравн и т ел н от о к ри ти чн о илпрсж еии е
V l3 8 2 + 3.48*
^
L.
--- =
i , n o v 2 , ■// ло
//Т38\2
48 \
\*
кт
срв.к
-i 0,073
= 462 M N /m 2 > а
' .178)
Ел
е
\(б28)
>/25970
Vo,048
Т о е по-гол ям о от Оел= 190 M N /cm - . Т о в а п о к а з в а , че и зк о р у б в а н е т о п опад а в плаетичната обл аст . Е т о з а щ о п о ф о р м у л а ( V I I I . 42) се определя
>/462
на което съ г л асн о с д и аг рам ат а на ф иг. I I I . 21 от т г ов аря а , ^ 2 2 6 , 5 .MN'cin-. К оеф и ­
циентът на с и г у р н о ст ср е щ у и зк о р у б в а н е се п ол у ч ав а по ф о р м у л а (V’ l I I 43)
V =
— И М =
Vl382-^ 3.48*
=
1,43
>
1,40.
З а б е л е ж к а .С ъ г л а сн о съ с С Н м П т р я б в а да сс вземе .VI н Q в сечен и е,к оеп о се
н а м и р а на р а з с т о я н и е ^
полето
220
а,
к огат о Ь < а .
от сред н ата о п о р а , к огат о Ь > а , респ ек ти вно з сред ата на
V II 1.5. Конструктивни мерки за увеличаване на устойчивостта
на стеблените плочи срещу изкорубване при срязване,
натиск и огъване. Оразмеряване на укрепителните ребра
1.
В т. V I I I . 4 се установи, че устойчивостта срещу изкорубване
прп срязване става по-голяма не само с увеличаване на дебелината на
а
^
стеолото, но и с намаляване на отношението
лължина на плочата
^ =шйр^зчина на п.ючата- '
ек
а
Това се вижда без друго от формула ( V I I I . 34) за коефициента kx и
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
^ sm
'/^г гго Lao ffff o
-O' 1 -©-■-©• 1 -(
rwja.j
_______
тр
Q- Щ
Н
'ip9 fSO .i2 0
Г
^
1
170.70. 7
■L SO 80. в
Фиг. V III.29
Ел
ек
0 ; ^
подсказва, че при постоянно Ь съпротивителната способност на стеб­
лото срещу изкорубване при срязване (т,) може да се увеличи, без да
се изменя дебелината ft, като стеблото се раздели на полета с по-малка
дължина и по този начин се намали а . Практически а се намалява с
помощта на вертикални укрепителни ребрр. Тяхната конструкция при
питоваиите и заварените греди се вижда от фиг. V I I I . 29 и V I I I . 30.
Ребрата трябва да бъдат достатъчно корави, за да се принуди всяко
поле ла се деформира независимо от другите с различна вълна на из­
кълчване. Д 1)Лжииата а' на полетата се мери между нитовете (фиг.
V I I I . 29). респективно между осите на ребрата (фиг. V I I I . 30) ( а '= а р ) .
Сравнителните сметки показват, че е по-икономично да се усилват сте­
блата с ребра, отколкото да се \величава дебелината им.
221
2.
В участъците на максималните натпсковп усилия стебленнте
плочи се укрепяват с хоризонтални ребра, тъй като в случая верти­
калните ребра допринасят за по-голямо увеличаване на а , едва при
ек
а
а поставянето на напречни ребра през толкова малки разстоя-
г5тт
а-Ов
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
40 т т
m m f
И
Фпг. V III 3
ек
Фпг. V III.3 0
40 т т
Ел
ния е нецелесъобразно не само от стопански, но н от естетични съ обра­
жения. Едно единствено надлъжно ребро, разположено в средата на
стеблената плоча, натоварена с равномерно разпределен натиск (р =
= 0), увеличава устойчивостта й 4 пъти. тъм като във формула ( V I I I . 28)
на мястото на Ь се поставя ^ (Ф»г- V I I I . 31).
Надлъжните укрепителни ребра се укрепяват чрез напречни ребра,
поставени най-малко в третииките иа елемента (фиг V II 1.31).
3.
С хорпзонтално ребро се укрепяват и стеблените плочи на под­
ложените на огъване греди, когато б <|^д(при Опил ” 240 .MN т ’ ). У к ре­
пителното ребро се поставя на височина между горната третина и че­
твъртина иа стеблото в района на максималните огъващи моменти
(фиг. V I 11.32). Ч р е з реброто стеблото се разделя иа две .хоризонтални
различно широки полета с хвелнчена устойчивост срещ\ изкорубваие.
222
Най-целесъобразно е онова положение на укрепителното ребро, при
което двете полета имат еднаква сигурност срещу изкорубване.
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
А к о ре б рот о сс П0 С1 .1 ВИ в горнатп чствъртип;! пп стсбл ото, в срав н е и и е с меукре1Т0 стебло С 1 1 Г \ piiocTin срещ у и зк ор у б в г т с се увеличава по следния начин.
IICHOTO
П()-1 яси от о no.'c с ви сочина 6 |— 0,25 Ь. което се н ам и ра и зц ял о в н ат и ск оват а
;юна (фиг. V III.3 2 ), има Р =
= о,50. * 5 = °'^ = 5,30
шах а
и
Kpi!Ti!-;i,o;o
ii.'inpc/Kiиие aj,< на това поле в ср ав н е н и е съ с
на н еу к реп ен от о
c ic O v ) L ;(1| п ъ и 1 п о-ю л ям о (сри . ф ор м у л а ( V l i l . 2 3 ) и ф нг. V I I I . 23);
„3=0.5
mi =
ь Y
6 ,1
5,30
,
■23,95
а С1'г\риосттл сре щ у 11.1 к ср у б ь а и е — п, п ъ т по-голяма:
п, =
V,
0|,
^1?
0|„.о„
%
■°1р
За по-широкотс) поле с височина 6j = 0,75 6 , Р =
3,50
1,0 = 3,50.
max а — m in а _
max а
%
~
0-5 Рр
о„
_ ^
’
= 13.37 (фиг. V111.23) сп съответно
тр
и
а,
т,
ек
Шп =
Ел
/1•> —
»|
П(1Л1.
И1к(
13,37
^2к
-
а р
1>2I
\'2
<^2к • ®р
V
<^2р ■Ок
•ЛС ЛОЬЛ ГСЛ110 /||
3,.3>Г|; - 2 .0
23,95 '
= т,
'
1 .0 ;
= 1,0 . 2.0 = 2,0.
и м ерод авн о
Лкп у крс' 11нтолм(1го j'copo се постави в гори ат а третина на стеблото на разстоя0,33 I) 111 и аги ск оии я ръ б, ще се получи н .,> п ,- 2,20 и м ерод авн о за оразм е11'л' Съдс 11(1-г;:спото поле.
Сигурността срещу изкорубване на двете стеблени ивици е еднаква,
ако .хоризонталното ребро се постави на разстояние 6,ss0,3 Ь от натисковия ръб. Тогава /Zi s;л., ss2,50 и ефективността на укрепяването
е максимална.
4.
Вертикалните укрепителни ребра се разглеждат като вертикали
на прътова греда с падащи опънни диагонали, чиято роля тук се из223
пълнява от стеблената плоча (фиг. V I I I . 33), и се оразмеряват на центричен натиск по формулата
където
Q е напречната сила;
Fp — напречното сечение на реброто;
Ф — коефициентът на изкълчване, който се отчита срещу
;
^У
/р — дължината на изкълчването на реброто, равна на раз­
стояние между стеблените нитове на поясните ъглови
профили (фиг. V I I I . 29) или между поясите (фиг. V I I I . 30);
t — инерционният радиус на реброто спрямо оста у— у на
стеблото (фиг. V I I I . 34).
П ри определяне на f p и
се приема, че реброто се състои;
а) при нитовани греди — от двата ъглови профила, изравнител­
ните плочки между стеблото и ъглите и ивица от стеблената плоча с
широчина
30
(фиг.
V I I I . 34 а);
б)
при заварени греди —
от собствените части иа реб­
рото и ивица от стеблото с ши­
Фиг. VI1I.33
рочина 306^^ (фиг. V I 11.34 6).
Правилникът
предписва
да се поставят вертикални
укрепителип ребра най-мал­
ко на местата, в които върху
гредата се предават съсре­
доточени единични товари.
Освен това разстоянието меж­
ду две последователни реб­
бж
Гп*
",- so
ра не трябва да бъде по-го­
Фиг. V III.34
лямо от двойната височина па
стеблото или 3 т . Х о р и ­
зонтални укрепителни ребра са необходими в района иа .максимални­
те а-напрежеиия на подложени на огъване греди само ако отношение­
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
стройността X =
то ^ > 1 4 0 (за апвл=240 Ш / т - ) .
Миннмалната
широчина
на
укрепителните ребра
греди е fcp^^-h40 mm, a минималната дебел инабр^
на заварените
(фиг. V I 11.34).
Ребрата се заваряват към стеблото и натисковия пояс. като предвари­
телно се изрязват ъглите към шипковите шевове (фиг. \'1П.ЗО б). Ко­
гато върху гредите действуват динамични товари, избягва се да се от­
слабва опънният пояс чрез напречен шев. В този слх^чай съответният
край на реброто се заклинва (фиг. V I 11.35 а) или се разш ирява и з а ­
варява с надлъжен шев (фиг. V I I I . 35 б).
224
от
е
ка
Укрепителните ребра на високите заварени греди се правят от
нрофилна стомана i. , Хили Е . Трябва да се избягва натрупване на н я­
колко шева на едно и също място поради опасност от прегаряме. Ето
^ащо понякога укрепителните ребра се изпълняват от различни про-
Фиг. V1II.36
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Фиг. VIII.35
Фиг. V III.37
«})нли (фиг. V II 1.36). Разместване на укрепителните ребра (фиг. V.37)
ие се допуска, тъй като се получава изкривяване на стеблото при зав а­
ряване на ребрата.
Надлъжните укрепителни ребра се оразмеряват на центричен нагиск като стройни пръти с изключителна дължина, равна на разст оя­
нието между напречните укрепителни ребра и натисково усилие
5
yV
р Fp. З а fp и ij, на реброто важи казаното по-горе.
V III.6. Проверяване на пълностенните съчетани греди на общ а
устойчивост (вж. т. I I I . 7.4 и т. V.4)
Когато една едноотворна греда е подпряна само в краищата си, и
го така, че при подпорите поясите й да не могат да се изместват хориюнтално (встрани), тя трябва да се изследва на обща устойчивост, тъй
като при съответно увеличаване на товара има опасност от странично
измятане на натисковия пояс п усукване на гредата — усукващо огъв110 деформиране (фиг. V I I I . 38). Страничното измятане (изкълчване) и
\сукването се затрудняват в значителна степен от опъннмя п ояс.П ри
това задържащото влияние на този пояс е толкова по-голямо, колкото
стеблото е по-ниско н по-дебело. Сравнително дебели стебла имат вал­
цуваните греди
Ако стройното стебло на съчетаните греди не
се укрепи здраво чрез вертикални ребра, то оказва незначителна под­
крепа на натисковия пояс и той се изкълчва встрани почти като само15 Стоиааеан конструкции
225
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
стоятелен елемент с дължина на изкълчване, равна на подпорното
разстояние на гредата, и натискова сила, предизвикана от огъващия
момент, която следва изкълчването на пояса и намалява към подпорите
постепенно до нула. Н о зд равите укрепителни ребра увеличават съпро­
тивителната способност на стеблото
срещу огъване извън неговата рав­
нина и общата устойчивост на съче­
тана греда се изравнява с устойчи­
востта на валцуваните греди.
Н а обща устойчивост се изследват
всички греди със странично неукре­
пени между подпорите натисковп по­
яси, като подкранови греди и др., а
също и гредите с укрепени натискови
пояси, отношението между дължина­
та на изкълчване
и широчината Ь„
Ф иг. V II.8 3
на които е по-голямо от стойностите,
показани в т а б л .У П М ( ^ в . V I I I . 4.1).
Обикновено за по-високите греди е меродавна общата устойчивост,
а за по-ниските греди — местната устойчивост на натиснатия пояс.
Изравняването на двете устойчивости е условие за икономично оразТаблилл
Отношение
Стомана марка
товар върху
горнин пояс
16
14
тр
о
Ст 0, Ст 2, Ст 3 и Ст 4
Ст 5 и Н Л 1
НЛ 2
V III. 1
1 lb
п/ II
товар върху
,10Л.Ч»|Я пояс
i
1
12
25
22
18
Ел
ек
меряване. З а съпротивителната способност срещу загубване иа общата
устойчивост е от значение мястото на прилагането на товарите. При
еднакви условия гредите имат по-голяма устойчивост, когато товарите
са приложени по долния пояс.
Гредите се проверяват на обща устойчивост по ф орм ул а (V.23)
Пример 4. Д а д е н а е п ълностенна з а в а р е н а греда с /= 7,00 ш и н ап ре ч н о сече­
ние сп о р е д ф п г .У 1 1 1 .3 9 , к о я т о е н ат ов аре н а в сред ат а с еднннчна сп л аР- 0,4.35 Л\\.
п р и л о ж е н а в ъ рх у г о р н и я п о я с иа гредата. Стеблото е у к р е п е н о с вертикални ребри
С об ст в е н от о тегло на гредата е 0,0 15 M N . Д а се п р ов е ри общат;'. ч сю н ч м в осг . акс
К = О д о п = 1 6 0 M N /in-.
И з ч и с л я в а се:
•'х = Г2(25
124» — 23.8 . 120“) - 544 900 c m ';
; 120 . 1,2»)
=
226
2
2604
17 = 5225 спИ ;
— 544 900 = 8790 ст ^. -=0,008“9 т “.
62
II
по форм\.1.1 (V.26)
1
IX ■
\ *л •* у
\
Отчит.) се по фиг. V .10 :!п иеукр?пени между п одпорните греди, н ат ов аре н и с
кичисигрирап ToD.ip по горн н я п ояс,
1,98 и по ф о р м у л а (V .24) се оп ред ел я
I0 - -
0.3015 - 0.597.
.
m axM
0.78700
= 150 M N /m 2 < a Д О П -
0,597^0.008790
tr p
нн
УА а б
С иб
Г ли
t
0,787 M N m .
от
4
V
ек
а
3 ;| о п р о с т я в .ш с сс npire.\i;i, чс собственото тегло на гредата действува в сред,1Т,1 и hiiTo съсредоточен то вар . Т огава
П р о в е р к а т а ма якост за същ ата греда дава
max уИ
о
I '-t-
^
-
-1
Ел
ек
тр
о
r
0,78700
- г — = ОТ7Т0 = ^°
Фнг. \III.39
Сравненнето на двата резултата показва нецелесъобразността на
избраното напречно сечение на гредата, което обуславя малката устой­
чивост. Устойчивостта на свободно подпрени греди с неукрепен между
подпорите натисков пояс се увеличава най-целесъобразно, като се
подсили този пояс. Това води до несиметрични профили (фиг. V I I I . 40).
Пример 5. Д а се п роверп местната устончи вост на г ор н и я п оя с от п рим ер 4.
Устойчивостта ма натнсковмте п ояси се д ок азв а по ф ор м у л а ( V I I I . 26). З а тази
цел се И1411слява
25
V l2
V
12
= 7,23 cm,
Х"“”" =
700
7,23
= 97
н от табл. 5 на п р и л ож е н и е I I I се отчитг. q: = 0 .6 2 7 . О свен това по ф о р м у л а ( V I I 1.26)
се оп ред ел я
А/
N
„=M
п
J-
къдетв S „ = f n . 6 1 = 5 0 .61 = 3050 cm^
= 0.441
MN.
П о л у ч а в а се
0.441
ф F„
0.00305
п -Q-
=
0.627 . 0.005
=
141 -MN/m- < 160 ^W|m-,
ек
С'^ ' )
V III.7. Снаждане на гредите
а
М естната устой чивост на п о я с а не е м е род ав н а за о р а з м е р я в а н е т о на гредата.
от
V I I I . 7 . 1 . Конструктивно изпълнение
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
а . В а л ц V в а н HJt-e__г р е д и
се снаждат често с помощта на
плочки (накладки) и нитове. Накладките заместват гредата в мястото
на прекъсването и за да не се създава ексцентричност, тежестните оси
на напречното сечение на накладките и нитовете трябва да съвпадат с
—
0-© о е
оо о ©
о е 'е ©
-а-з © о
Ф н г. V III.41
Ел
е
кт
тежестните оси на напречното.сечение на гредата. Това изискване води
до симетрично изпълнение на снаждането с един чифт стеблени на­
кладки (фиг. V I И . 41 а) или с един чифт стеблени и един чифт поясни
накладки (фиг. V I I I . 41 б). Снаждането с а мо с поясни^ 1^акладки е недо­
пустимо, тъй като тези накладки не са в състояние да поемат срязва­
щите усилия, които действуват^ мястото на снаждането.
Когато като съединително средство се употребяват заварки, снаж­
дането на валцуваните греди се нзвърш за, както на заварените съче­
тани греди.
б.
Съчетаните
греди
се снаждат в завода и на местостроежа при монтажа. Заводските снаждания обхващат само отделни
части от съчетаните греди — стеблото, една пли др>га плоча или ъг­
лов профил, а монтажните снаждания обхващат цялото й напречно
сечение. Местата на заводските снаждания се определят от наличните
профилни дължини и се разполагат спме."ричпо спря.мо гредата
(фиг. V I I I . 42), за да се получат повече елемеитп с еднакви дължини,
което улеснява и поевтинява изпълнението. Л\естата на монтажните
228
снаждания се съобразяват с транспортните възможности и товаропод ем ^^:па на ^юмтaжнитe кранове. Л \ о н т а ж н ^ 1^"ждания трябва да
бъда?Тонструнранн така. че да не се"затруднява свързването на сек,------- --------------------- L1--т
1____
1
1
1
------
^
1 --------- '-------L
1
1
1
1
—'
-а.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
ф»г'уи1А2
цинте. Желателно е освен това да се избягват отделни стърчащи ча­
сти. които биха моглм да се повредят при пренасянето или сглобява­
нето на секциите.
Н а фиг. V II 1.4.3 а и б са показани два случая на заводско стеб­
лено снаждане на нитоваиа греда. При първия от тях накладките —
по една от всяка страна иа стеблото — лежат между поясните ъглови
профили и следователно не покриват напълно стеблото. Стеблените
накладки обаче трябва да имат най-малко същия полезен инерционен
229
момент, както стеблото, и да не бъдат по-тънки от 8 т ш . Ето защ о де­
белината на всяка накладка трябва да бъде
б„
^ 8 mm.
Изпълнението според фиг. V I I I . 43 б има предимството, че осигу­
рява пълно покриване на снаждането и включване на шпйковите ни-
__л------------ 1-|-|--V
у
V
у
7 7 7 ,/ 7 ,
j-jli____ ф —
-- Ф —i
а
-
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
М рт Г р- - ,
'5 Ф '
^ 7->1/ ф vb
в О О ф
0 Ч Р < | ) - О - Ф 0-
ф
777^S . 77-2
Ф и г. V III.44
Фиг. V III.4 5
Ел
ек
тр
о
тове в поемането на усилията на стебленото снаждане, в резултат па
което се намалява броят на необходи.мите нитове и широчината на сте­
блените накладки. Ивичните накладки върху вертикалните рамена па
поясните ъглови профили разтоварват тези профили, а те от своя страна
служат като накладки на непокритите (от стеблените накладки) части
на стеблото (фиг. V I I I . 43 б — лява половина). Поради това краищата
па ивичните накладки се продължават и прикрепяват с по един нит по­
вече. Ако стеблените накладки са дебели колкото поясните ъглови
профили, препоръчва се ивичните плочи да се изберат по-пжроки, за
да обхванат най-близките нитове от стеблените накладки (на фиг.
V 1II.43 б — дясна половина).
Поясните ъглови профили се снаждат с ъглови профили или плочки
със същото чисто напречно сечение (фиг. V I I I . 44). И в двата случая е
необходимо изпиляването на един ръб. Ж елателно е ъгловите про­
фили, които покриват снаждането, да бъдат по-дебели и с по-къси рамеца^1за д а iie стърчат извън рамената на снааданите ъглови профили.
Броят на нитовете от всяка страна на снаждането трябва да отговаря
на чистото напречно сечение на снажданите ъглови профили. С други
думи, необходимите нитове се изчисляват по сечение.
Поясните плочи се покриват едностранно с накладки със същото
напречно сечение. При непосредствено снаждане (фиг. V II 1.45 а) броят
на нитовете отговаря на напречното сечение на плочата. При посред­
ствено снаждане (фиг. V I I I . 45 б) от всяка страна на снаждането за
всяка междинна непрекъсната плоча се поставя по още един ред ни­
тове в повече. Това осигурява последователно предаване па усилията
от плоча на плоча и предпазва нитовете от големи огъващи моменти.
А ко т означава б роя на нитовите редове при непосредствено снаж­
дане, при Ппл непрекъсващи междинни плочи ще бъдат необходими
т-\ п„„ нитови реда от всяка страна на снаждането (фиг. V I 11.45). При
еднакви широчини дебелината на накладката трябва да бъде равна иа
дебелината на снажданата плоча.
230
От монтажните снаждания най-предпочитано е симетричното монтажно снаждане, показано на фиг V I11.46. Особеното тук в сравнение
със също така симетричното снаждане от фиг. V IИ .47 е, че поясните
ъг."0 5 и профили се прекъсват пред стеблените накладки, които покриСмажише
Смм:^а»е
Смжааме
/
П
7Z
ФЮ./ОО
Фfas60
1^600
L 9 a 9 0 .f3
/
fOOJOO.fO^ ^
он
на
УА б
С иб
Г ли
■вй-ао^б/могво*»
от
ек
а
LfOO.fOO.tO
Фиг. VI I I . 46
/^77y70va
—Г--
/¥аАУ7ае9^а
Ел
ек
тр
f Jt
g.
^
jU-
m
Фи г . V1I I. 47
ear цялата височина на стеблото, a ъгловите накладки, снаждащи по­
яс! мт? ъглови профили, минават иад стеблените накладки. В празни­
ните, които се образуват между хоризонталните рамена па ъгловите
накладки и иоясиите илочи, се поставят подплънки, чиято дебелина
трябва ла е рапма на дебелината на прекъснатите поясин ъглови профч.'-а. Също толкова дебели трябва да бъдат и стеблените накладки, за
да п )и.1епнат ъгловите накладки илътно към тях.
Пьрзата поясиа плоча се снажда в същия разрез, в който се снажда
сгеГчото. Всички по-въннпт поясни плочи се прекъсват симетрично
вляво н вдясно от този разрез със стъпалообразно увеличаващ сс отс т ' л П о този начин се освобождава място за накладките, всяка сдиа
от KoiiTu снажда лежащата пол пея поясиа плоча пепосредствепо чрез
отделна група от п нита. Най-горната накладка трябва да бъде дебела
колкото най-дебелата поясна плоча.
Симетричното снаждане на поясните плочи има това неудобство, че
броят на монтажните нитове е голям, а тези нитове са по-скъпи от
от
ек
а
^osrcw cMC3fCi?a»e
Фиг. V1II.48
Фаг. VIII.49
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
a
т
а
----------
Фиг. V1II.50
Ел
е
кт
заводските. В това отношение има предимство несиметричното снаж­
дане, показано на фиг. V III.48. Т о ес ъ ш о стъпаловидно, но едностранно
и поради това тук отпадат междинните накладки и броят на монтаж­
ните поясни нитове се намалява наполовина. За да не се затрудни
изпълнението на монтажа, двата пояса се прекъсват разместено по
отношение на вертикалната ос на стебленото снаждане. Недостатък
на несиметричното снаждане е опасността от изкривяване на стърча­
щите плочи при пренасянето и монтажа на гредата.
Конструктивното изпълнение на заводско снаждане при заварените
греди е показано на фиг. V III.49. Начинът и редът н а заваряването на
отделните шевове бяха пояснени в V I.4. (фиг. V I.40).
Към стебленото снаждане с накладки като показаните на фиг. VIII.
50 в трябва да се прибягва само по изключение (например за подсил­
ване на недоброкачествено извършено снаждане с челен шев).
232
V I 11.7.2. Изчисляване на снажданията на валцуваните
и съчетаните греди
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
В общия случай — елементи, натоварени с момент и осова сила
(рамки, дъги м др.) — на мястото на снаждането действуват огъващ
момент М, нормално усилие N и напречно усилие Q.
а.
В а л ц у в а н и г р е д и . Когато снаждането на валцуваните
греди се покрива с два чифта накладки (фиг. V III.41 б), огъващият мо­
мент и нормалното усилие се предават чрез стеблените и поясните на­
кладки. а напречното усилие — само чрез стеблените накладки.
Огъващият момент се разпределя между двата чифта накладки
пропорционалио на техните инерционни моменти. Ако J „ и J„ са брут­
ните инерционни моменти на стеблените и поясните накладки спрямо
общата тежестна ос иа гредата, двете стеблени накладки поемат момента
ек
тр
о
Л1. = М - ,—’ 7 -■ а двете поясни накладки — момента M n - M - j —" — ,
^
•'ст Ь 'п
•'ст+ ''n
така че М„-ЬМ,, ^=Л1. При това М означава огъващия момент в мя­
стото на снаждането, който обикновено е значително по-малък от мак­
сималния огъващ момент, за който е оразмерена гредата, тъй като
по възможност се избягва снаждане в района на максималните моменти.
Непрекъснатите греди, особено когато се изчисляват по пластичиата теория, се снаждат независимо от мястото на снаждането за мак­
сималния огъващ момент, който носят при пълно използуване на до­
пустимите напрежения R, именно за
=
ако
е полез­
ният съпротивителен момент на гредата, определен според правилата,
изложени в V.3. В този случай чистото напречно сечение на поясните
накладки трябва да е равно на чистото напречно сечение на поясите,
а дебелината иа всяка стеблена накладка да не е no-Mavina от 0,50 до
0,67 6 „ , респективно 8 mm. Последното правило е общовалидно.
Нормалното усилие N се разпределя между двата чифта накладки
пропорционалио на техните напречни сечения, или
'Л'с,- Л'
Гсг : ГН
и N„-- N
Гсг + Гп
= N -N ,,.
Ел
Поясното сиаждане поема съответната част от момента и иормалиата сила.
Под действието на момента
в поясните накладки се предиз­
викват УСИЛИЯ на опън и натиск
N =+^"
- /I ’
където h е осовото разстояние между двете накладки. Общата сила
в поясните накладки от момента и нормалното усилие е
±
+ N j! } ,- ■
(VII.44,
като N се замества със знака си.
За тази сила се оразмеряват плочките (в едната от тях моментът Л1„
предизвиква натиск, а в другата — опън) и по формула (VI.7) или
233
(VI.8) се изчислява броят на едносрезните нитове от всяка страна на
снаждането;
а
(VI1I.45)
N
" = '''нит
Л/ ~ '
или П
(Vin.46)
Стебленото снаждане поема остатъка от момента н нормалната сила
цялата напречна сила.
Изчисляването на нитовете на стебленото снаждане за огъващия
момент М „ се основава на предпоставката, че моментът се стреми да
завърти всеки един от прекъснатите
краища на стеблото около тежестния
център на съответната ннтова група,
която го свързва със стеблените на­
кладки (фиг. VI 11.51). Ако с а се
означи разстоянието от този център
до вертикалната ос на снаждането, в
центъра на нитовите групи действува
мо.ментът Ма M^ j ±Q. a . напречна­
та сила Q и нормалната сила /V„.
Моментът Ма предизвиква в ни­
товете усилията
които са пер­
Фиг. VIII.51
пендикулярни и пропорционални иа
радиус-векторите: г, — това са лъчите, които свързват нитоветесточ­
ката на завъртането. От условието за равновесие Z,VI 0 следва, че
N,п\ .
-г ■• ■
*
N,тО '
'0
N ,„0 - M
max Nm
(VIII.47)
Ел
ек
ОТТУК
Z Nmi ■fi — N тО■Tq
тр
о
Ма
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
11
където max Nm=!^mQ e най-голямата нитова сила в най-отдалечеиня
нит (/'о='’тах), првдизвиканз от момента. Към нея трябва да се приба­
вят приносите от нормалната и срязващата сила
Q
(VIII.48)
п
Максималното нитово усилие, което не трябва да бъле по-голямо от
носимоспособността на нита, е
п
и
max N =-- max N„.
= М. /«V
2, rr
234
П
Л'
N„
< N„
(VIII.49)
където
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
п е броят на нитовете в китовата група от едната страна на
сиаждането;
— разстоянието от най-отдалечения нит до центъра на те­
жестта на китовата група.
Когато отношението па височината на стеблените накладки към
3
пол> [нирочииата им е по-голямо от 3
фиг. V II I.52), верти­
калните компоненти на питоните
усилия /V,,,, са достатъчно малки,
за да ?1 0 же да се пренебрегнат.
1 Но 1^0
В такъз случай остават да дейHtK
ствуват само хоризонталните ком­
поненти Hi Ако нитовете, както
обикновено, са разположени си­
1/ ч
\1
метрично спрямо неутралната ос
yfa
л — .V. еднакво отдалечените от оста
■
/ ,
±
iv ^
питоЕк силп са равни по абсо/1 l■I
\ 'i
лк)11;а стойност и обратни по знак
^ ---V
t
(фиг. V'[11.52), а общият им сбор е
/ 1 ;
равс 1; на пула. В случая те обра­
/йГ
зу в а т
” т двоици, сборът от
моме1!Гитена които трябва да бъg ____ •
де разен па външния момент М а ,
'
който гм предизвиква, или
Фиг. VIII.52
I
-
t
. Л,+ Я,. Ли- •••) -
И, . h ^ ^ m { Н М Ч] (Ло + h] +
2
^
За иай-отдалечения хоризонтален нитов ред се получава усилието
в едип нит
N = Я„
max И
и като се прибавят приносите па
т .Zhj
fVIII.50)
Ма
и Q в размер
и
оразмерителното уравнение (VII 1.49) може да се представи във вида
maXiV
т
т ^ - N п)-+ n I +
< N
НИТ
(V1II.51)
където
п
означава броя па нитовете в един вертикален нитов ред, а
т — броя на вертикалните редове от едната страна на снажлапето.
235
6.
С ъ ч е т a и и г р е д и . Снажданията на отделните части на
съчетаните греди се изчисляват независимо едно от друго.
Елементите на поясите на н и т о в а н и т е г р е д и — ъглови
профили и плочи, се покриват съответно с ъглови профили и плочи
със същото напречно сечение, които се прикрепват от всяка страна иа
снаждането с нитове. Броят на тези нитове се определя по сечение,
като се използува формула (VI.8):
а ^
а
нит
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
тъй като обикновено нитовете са еднссрезни и меродавна за изчисля­
ването е носимоспособността на срязване (срв. V I.2, т. 3).
Стебленото снаждане на нитованите греди се изчислява, както
стебленото снаждане на валцуваните греди, по формула (V III.49) или
(V III.51). Тук огъващият момент и нормалното усилие, които се падат
на стебленото снаждане, се определят по формулите
М .г -
където
JX
и
N„ - N 4^^- .
(VIII.53)
са инерционният момент и напречното сечение иа
стеблото;
У ^ и /^ х — инерционният момент и напречното сечение на
гредата
в мястото на снаждането.
Следователно при нитованите греди А1 н N се разпределят пропорционално съответно на инерционните моменти и папречнпте сече­
ния н а с н а ж д а н и т е ч а с т и на гредата, а не на с и а ж д ащ и т е ч а с т и — накладките, както е при валцуааиите греди, къ­
дето по якост поясните накладки може да не са равностойни на поясите.
Поясното снаждане на заварените греди се изчислява но прави­
лата, посочени в V I.4, формула (V I.1). За да може да се изпълни прав
челен шев, ръбовото напрежение в мястото на снаждането трябва ду
бъде O p ^ a .R , където а има значението, обяснено в т. V I.4.
Напрежението в шева на стебленото снаждане се проверява по
формула (VI.27). Ако вертикалният стеблен шев се окаже недостатъ­
чен и се прибегне до подсилване съгласно с фиг. V II I.50 в. снаждането
се изчислява по формулата
Ел
е
кт
и
c = ^ ^ a R ,
(VIII.54)
където
е огъващият момент иа стеблото, определен по формула
(V III.53);
— съпротивителният момент на усиленото стеблено се­
чение;
+ (^-? 236
(VII1.55)
Тук е, и е, са разстоянията между външните и вътрешните ръбове
на накладките;
_ дебелината на една накладка.
Усилието в накладката ще бъде
Глава
IX
от
ек
а
N h — F h ■Он ,
ако f„e напречното сечение на накладката, а
— напрежението на
височина на центъра й (фиг. V III.50).
Ъгловите заварки на накладките не се изчисляват, понеже наклад­
ките се изрязват косо и дават връзки с еднаква якост.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
ПРЪТОВИ ГРЕДИ
IX. 1. Общи сведения
I X. 1.1. Особености на прътовите конструкции
Ел
е
кт
Прътовите греди (фермите) се образуват от отделни, теоретично
ставно свързани помежду си пръти, в които действуват предимно осови
ус^1лия, които предизвикват равномерно разпределени напрежения
по сечението и дължината на прътите. Благодарение на това тук мате­
риалът се използува по-добре, отколкото при пълностенните греди, и
прътовите системи са по-леки от тях. Но в противоположност на това
те се изпълняват по-трудно и затова са по-евтини само при по-големи
подпорни разстояния или по-тежки натоварвания, когато икономията
на стомана е по-голяма. Обикновено гредите се правят прътови при / >
.'Ю т . Тази граница, която се отнася до греди на две подпори, е ориен­
тировъчна.
В мостовото строителство са строени пълностенни греди с подпорно разстояние, много по-голямо от 30 т , и то поради по-малката
конструктивна височина и по-спокойния външен вид: погледнати косо
отстрани, пълнежните пръти на две или повече успоредни прътови
греди се проектират едни върху други в привидно безредие, което не
се възприема добре от окото. Но общо взето, прътовите конструкции
се поддават по-добре на архитектурно оформяване и в много случаи
се предпочитат пред пълностенните. При стоманените хидротехнически
съоръжения (язове, затвори и др.) естетичната страна на въпроса иг­
рае по-малка роля и за избора на изпълнението (прътово или пълностенно), като се изключат някои специални изисквания, е меродавна
стойностната сметка. Поради това за по-големите или по-тежките
хидротехнически съоръжения е правилно да се избират прътови си­
стеми.
237
I X . ] . 2. Конструкт ивни схеми
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Според очертанието па поясите (прътите, които ограпичават гре­
дата отгоре и отдолу) фермите са триъгълни, трапецовидип, петоъгълнц, многоъгъ.ши и правоъгъл­
ни п л и с успоредни поясн~ (фиг.
1Х.1 и I X .2).
Различните ферми се сравня­
ват въз основа па следните ос­
новни изисквания, )становени от
конструктивни и икономически
съображения;
1. Константпо разстояние меж­
ду възлите.
2. Възможно по-малък брой па
поясните чупки.
3. Възможно по-малка обща
дължина иа пълпежпите пръти.
4. Ъглите, сключвани от пръ­
тите, които се събират в един
възел, да бъдат близки до 45 или
90 , за да се получат малки, коиструктивно лесно изпълними въз­
лови плочи. При заварените гре­
ди (фиг. IX .23 и IX .24) често
ъгли от 60^" са по-подходящи.
5. По-късите пълнежнн пръти
да бъдат ,натоварени на натиск,
а по-дългите — на опън.
6. Внсочипата на грелата да
не бъде по-голяма, отколкото е
необходимо от статически, икономически, конструктивни или архитек­
турни съображения.
7. Гредата да бъде евтина.
Като се имат пред вид тези изисквания, за отделните прътови греди
може да се каже следното:
?] а. Триъгълните ферми (фиг. I X .1), които се употребяват само като
носещи конструкции на стръмни покриви, например от марсилски ке­
ремиди, изискващи голям наклон, са много високи и пълпежпите пръти
(диагонали и вертикали) около средата на гредата са много дълги. По­
ради това триъгълните ферми са по-тежки и по-скъпи от всички оста­
нали прътови греди. Изключение в това отношение прави само триъгълната ферма Полонсо (фиг. IX. 1 г). чиито пълнежни пръти са къси
и леки въпреки голя.мата й височина, която достига до
I. Освен
това долният пояс на фермата е повдигнат нагоре с *
^ от висо­
чината й, с което се увеличава полезният обем на безтаванските про­
мишлени помещения.
238
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
,П Триъгълната ферма с падащи диагонали (фиг. IX. 1 а) е благопрнятна дотолкова, доколкото тези пръти са разположени по късия
диагонал па трапеците, образувани от вертикалите и поясите.
- Общата дължина па патисковите пълнежни пръти на фермата с
качващи се диагонали (фиг. IX.1 б) е по-малка, отколкото на гредата с
падап1и диагонали, по ъг­
лите, които диагоналите
затварят с поясите, са
остри и констр\ктпвно не\ лобни. Ето защо тази фер­
ма ие намира приложепие
в стоманените конструкции.
Фермата без ве'ртикалп
с качващи и падащи диаго­
нали (фиг. I X . 1 в) заема
междинно положение спря­
мо първите две ([)ермп и
притежава в по-.малък раз­
мер както техните добри,
така и техните
лоши
страни.
Триъгълната ферма Полоисо (фиг. IX. 1 г) пред­
ставлява съчетание на три
диска, двата от които са
Фиг. IX.2
обърнати триъгълни фер­
ми с падащи диагонали, а
третият — обикновен обтегач, Усилието в обтегача се определя по
формулата
М,
h,.
Ел
е
където М, е моментът спрямо билния възел с на всички външни сили
(подпорни противодействия и товари), приложени върху едната поло­
вина на гредата, а И/, е разстоянието от обтегача до същия възел, иден­
тично с теоретичната коиструктивна височина на фермата. От пълнеж­
ните пръти само вертикалите са натоварени на натиск, а те са най-къ­
сните пръти на фермата. Тук именно се крие едно от най-ценните пре­
димства па тази система. Изобщо тpиъгълнafa ферма Полонсо трябва
да се употребява навсякъде, където се налага покрив със стръмен на­
клон. Тя се нзнолз\ ва за покриване на отвори до 30 т .
'
Прътовнте греди с трапецовидна форма (фиг. IX .2 а) и петоъгълните прътови греди (фиг. IX .2 б) намират приложепие при покривните
конструкции, когато за покривна изолация се използуват асфалт, л а ­
марина, етернит или други модерни покривни материали, които изи­
скват по-малки наклони. Конструктивната височина на въпросните
ферми е по-малка (/i ^ ^ и пълнежиите пръти са по-къси, а отча239
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
-сти и по-леко натоварени. В промишлените сгради стръмните плоско­
сти на петоъгълната ферма се използуват за горио осветление. Висо­
чината на трапецовидната ферма при подпорите се избира между Vj^
н V,o от /.
Петоъгълните и многоъгълните ферми (фиг. IX .2 в), както и фермите
с успоредни пояси (фиг. IX .2 г) се използуват във всички области на
строителството (включително и високите строежи). Височините им се
избират средно между
и Vg от подпорното разстояние /.
В статическо отношение между триъгълните ферми, от една страна,
и трапецовидните и петоъгълните греди и особено гредите с успоредни
пояси съществуват някои основни различия.
Триъгълните ферми се отличават с това, че поясните им усилия са
най-големи при подпорите и намаляват значително към средата на
гредата и ,че Ритеровите точки на пълнежните пръти съвпадат с под­
порните възли. Поради това линиите на влияние на пълнежните усилия
са с ограничен обсег и са еднозначни, което показва, че тези усилия
не променят знака си при последователно натоварване (например със
сняг) само на лявата или само на дясната половина на гредата. Ето защо
падащихе,- диагонали на триъгълните ферми са винаги натискови, а
качващите се — опънни. Вертикалните пръти имат обратен на диаго­
налите знак.
При гредата с успоредни пояси съответните статически особености
са точно противоположни: поясните усилия се увеличават, пьлнежните усилия намаляват към средата на гредите, а Ритеровите точки на
пълнежните пръти лежат извън подпорите на тредпте и поради това
тези пръти получават усилия с един или друг знак в зависимост от
това, дали товарът действува вдясно или вляво от съответния Ритеров
От7ЬИ
V
Фиг. IX.3
Я а /хЗ/и п /гем /гт с
/
/
Фиг. IX.4
разрез (фиг. IX .3). В резултат на това през време па експлоатацията
на тези греди в един н същ пълнежен прът могат да се установят уси­
лия с различни знаци. Това е от значение за оразмеряването п трябва
да се има пред вид, когато действуват едностранно сняг или подвижни
240
товари. От линията на влияние на диагонала D (фиг. IX.3 е) се вижда,
че ако по абсолютна стойност опънното усилие от постоянния товар
Dg==(coi—io.,).g е по-малко от натисковото усилие
. соз-Рг
от подвижния товар, то в зависимост от това, дали върху гредата дейст­
вува подвижният товар Pi или р.,. усилието в диагонала ще бъде
maxD
ф 1 Dp, -=(wi—Wj) . g + ф ! . Wi .р, (опън) или
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
minD^- Ogl—rr-, D,,,
(coi—соз) . g —(p2 ■Щ . P2 (натиск).
TvKcf e коефициент на дмнамичност.
От сравняването на двете различни л о знак усилия се вижда, че по
абсолютна стойност m a x D > m in D Поради това диагоналният прът се
смята за опъпен (предимно опънен прът), макар че може да получи и
натисково усилие. При това за разлика от триъгълните ферми тук падащите диагонали са опънн17Га качващите се — натискови. За верти~
кТ.тТ:т^важ^ обратиотоГте са натискови при падащи диагонали и опънни
при качващи се дпагопалп. Поради това от изискването по-късите
пръти да бъдат натоварени на натиск следва, че тези греди трябва да се
изпълняват по начало с падащи диагонали.
По разглежданите особености петоъгълните ферми са близки до
гредата с успоредни пояси, но поради наклона на горния пояс най^'олямото поясно усилие в тези ферми се явява обикновено в съседните
на“(Гр'еаните'|1 0 ясн 11 пръти. Това се отразява върху знака на средните
диагонали, който е обратен.
Често стоманените прътови греди се конструират с падащи и кач­
ващи се диагонали (фиг. IX .4). Такова изпълнение се оправдава на
първо място с естетически съображения, които играят известна роля
при високите строежи и мостовете. То има предимството, че при една­
къв брой на възлите на натоварения пояс се спестяват около полови­
ната от необходимите вертикални пръти, а с това се намалява общата
дължина на всички иълнежни иръти. Тази икономия не .може обаче да
покрие увеличението на теглото, предизвикано от по-голямата дъл­
жина на изкълчване на натисковите пълнежни пръти — качващите се
диагонали, ако тези пръти имат сравнително голяма стройност (едностенни греди, вж. по-долу). Не са малко обаче и случаите (двустенни
греди и др.), когато разликата е такава, че може не само да оправдае
избирането на натискови диагонали, но и да даде по-икономично реше­
ние (параболична греда и др.).
Описаните по-горе различия в статическо отношение изпъкват найясно при сравняване на триъгълните ферми с прътовата греда с успо­
редни пояси. Но между тези две системи съществува една обща особе­
ност, която ги отличава повече или по-малко от всички останали греди
и е, общо взето, неблагоприятна — това е сравнително голямата раз­
лика между усилията в отделните пръти на един и същ пояс ТГ във
връзка с това сравнително големите усилия в пълнежните прътг!. В
това отношение напълно противоположиа е параболичната греда
(фиг. I.X.4 б). За равномерно разпределен товар — постоянен товар,
воден натиск и др. — диагоналните пръти на тази греда не са напрег­
нати и всички прътови усилия на хоризонталния пояс и хоризонтал16 Стоманен» KoHOTtiVKiiMH
241
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
ните компоненти на усилията на прътите от параболичния пояс са
равни помежду си. При някои хидротехнически съоръжения — плоски
затвори и др., върху които действуват само равномерно разпределени
товари, това обстоятелство може да се използува, за да се оразмерят
поясите с еднакво напречно сечение, което само по себе си значително
опростява и поевтинява изпълнението. Но големият брой поясни чупки
Фиг. IX.5
Фиг. IX.6
тр
Фиг. IX.7
Ел
ек
има обратен ефект и затова към този тип ферма се прибягва по-скоро от
архитектурни съображения. По-често приложение намират фермите,
показани на фиг. IX .4 е, с намален брой поясни чупки (през едни възел)
и особено петоъгълната ферма (фиг. IX .4 а), които по своето действие
се приближават към полупараболичиата греда, без да имат в същия раз­
мер недостатъците й.
На фиг. IX .5 е показан с пунктир начинът, по който се увеличава
най-често броят на натоварените възли на поясите, като се вмъкват
допълнителни триъгълни ферми. Няколко по-специални прътови греди
с успоредни пояси са изобразени на фиг. IX .6. Те се употребяват ка­
то укрепителни или противоветрови връзки.
Всички прътови греди с приподпорни вертикали (фиг I.X.2 а дяспо
и г) могат да се свържат кораво с носещите ги колони в paNn<OBn кон­
струкции (фиг. IX .7). Такива конструкции намират приложение ирн
про.мишлените сгради, подвижните сег.меитми затвори и др.
242
I X . 1.3. Оптимална височина на прът овит е греди
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Оптималната височина на прътовите греди се получава рт усло­
вието общото тегло G ^ G j - r G , на поясните и пълнежните пръти да е
мниимално. Ако се приеме, че теглото на поясите намалява хиперболично. а теглото на пълнежните гг}зъти на­
раства линейно с увеличаването на А, мини­
мумът на G съответствува на пресечната точ­
ка на двете функции G,^/(/z) и Gi = g{h) и
пай-икономична за даден вид греда е висо­
чината. при която теглото на поясите се
изравнява с теглото на пълнежните пръти
(фнг IX.8). Но теглото на пълнежните
пръти зависи и от вида на мрежата и броя
п на полетата. Колкото при една и съща ви­
Фиг. IX.8
сочина на гредата п е по-голямо число или
колкото общата дължина на пълнежните
пръти е по-голяма, толкова оптималната височина на гредата е помалка. За греди с успоредни пояси и падащи диагонали (фиг. IX .2 г)
тя може да се определи приблизително по формулата
70 п + 1
п /0.7С
(IX.1)
^=t V - 3 ■ ’
а за греда с успоредни пояси и диагонална мрежа, както е показано на
фиг. IV.4 в — по формулата
п /0, 70П-: 1
(IX.2)
hr
където
V-
Ел
е
кт
I е подпорното разстояние на гредата, а
п — броят на полетата.
Най-малката възможна височина на прътовите греди се определя
от изискването за необходимата минимална коравина, при която провисваието на гредата не е по-голямо от /доп = -|^ За ферми с успоредни
пояси се получава (срв. V III.7)
(IX.3)
където вторият член в скобите изразява влиянието на пълнежните
пръти. Тук о й Я е максималното оразмерително напрежение (съпро­
тивление).
IX.2. Конструктивно изпълнение на прътовите греди
I X . 2.1. Обш,и правила
Главните елементи на прътовите конструкции са самите пръти —
поясии и пълиежнн — и възловите плочи. С помощта на възловите
плочи прътите се свързват във възлите на конструкцията и се създава
243
цялостна прътова система. Конструирането на прътовлте среди се
състои в избирането на прътовнте сечения п изпълнението на възло­
вите връзки въз основа на съответните статически и оразмерителни из­
числения.
За конструктивното оформяване на прътовнте греди е от същест­
вено значение, дали те са едностенни или двустенни.
ка
h -H
от
е
I [
I
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
—
т
Вьзлоби птчи i
Фпг. IX.9
вьзлоОи
плочи
Фиг.
I X. I O
Когато прътите, които се събират в които п да е възел па дадена
греда, се свързват с помощта на една възлова плоча, гредата е едпостенна. Поясите на едностенмите греди могат да бъдат едиоделпп или
двуделни (фиг. IX .9 а и б). Двете вертикални степи на двуделнмте
пояси се поставят така близо една до друга, че между тях може да се
вмъкне само възловата плоча.
Поясите на двустенните греди имат по две вертикални стени, които
обаче са отдалечени една от друга, за да могат краищата на пълнежшгге
пръти да се вкарат между тях н да се прикрепят с помощта ма лве въз­
лови плочи (фиг. IX. 10).
ш
а
<Г
/
Възможно е нълнежните пръти да се пр и кр еи м т н аи ра Б о б ез въз­
лови плочи (фиг. IX. 11). Такова изпълнение изисква п о - г о т е м и висо­
чини иа поясите или може да доведе до отклонение от раз 1 лежданото
по-долу условие за пресичане иа тежестиите оси в една т о чка.
244
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Едностепните греди са по-леки и се използуват при по-малки подпорнн разстояния или при по-леки натоварвания. Двустенните греди
имат по-\стонч1ШИ поясни и пълнежни пръти и са подходящи за поголеми дължини на изкълчване или прътови усилия. Те обаче се нуж­
даят от допълнителни конструктивни мерки за осигуряване на равно­
мерно натоварване на двете им пространствено отдалечени половини.
Прп конструирането на прътовите греди се спазват следните ос:ювни изисквания:
1) тежестните линии на прътите да съвпадат със системните линии
на гредата;
2) тежестните оси на нитовите групи или на заварките, с помощта
на които се прикрепват прътите към възловите плочки, да лежат в тежестиите линии на прътите;
3) осите на прътите, респективно равнодействуващите на нитовите
или заварковите сили, да се пресичат в съответните теоретични въз­
лови точки.
При избиране на прътовите сечения трябва да се държи сметка за
несб.ходнмостта от осигуряване на условия за добро и лесно изпълне­
ние па прикрепванията. Във връзка с това трябва да се има пред вид,
че пълнежните пръти завършват винаги във възлите, а поясните пре­
минават през тях без или с прекъсване според това, дали поясите са
прави или се чупят във възлите (срв. по-долу).
За избора на прътовите сечения е от значение знакът на усилията.
Така частите на натисковите пръти трябва да бъдат по възможност
по-отдалечепи и разположени така, че да се получи еднаква устойчи­
вост спрямо двете главни оси на сечението. Главното предимство на
двустенното изпълнение е именно тора, че чрез раздалечаването на
съставните профили се намалява стройността и се увеличава устойчи­
востта спрямо нематериалната ос до изравняване с устойчивостта спрямо
материалната ос. Заедно с това се увеличава икономичността на нати­
сковите пръти на тежко натоварените греди — първото от посочените
три изисквания. Но необходимостта от еднакво светло разстояние а
межд\ вертикалните стени на всички пръти, от една страна, и различ­
ните стойности на а (означени с о*), при които се изравнява устой­
чивостта на нееднакво високите и силни пръти спрямо двете главни
оси. от др\га страна, не дава възможност да се осигури изравнена ус­
тойчивост спрямо двете оси едновременно за всички натискови пръти
па елпа и съща дв\стенна греда. Като се вземе обаче пред вид, че ако
а >а". поскъпват само свързващите плочи, за светло разстояние между
вертикалните стени па всички пръти се избира средното най-икономично разстояние а* n:i прътите с пай-голямо напречно сечение —
поясите.
По отношение на опънните пръти теоретично не се поставя въ­
прос за устойчивост. Обаче по редица съображения (транспортни, мон­
тажни, копструктивпи и др.) опънните пръти трябва да бъдат също
устойчиви на натиск. Това важи главно за поясните пръти.
Всички пръти се образуват с предпочитание от готови валцувани
профили ( C . I , L и др.).Само когато валцуваните профили са недоста­
245
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
тъчни или затрудняват изпълнението на някои_по-сложни връзки, се
преминава към съчетаване на пръти от ъглови профили и плочи или
само от плочи.
Трябва да се избягват профили, задържащи вода или конденза­
ционна влага, а при съоръжения на открито — и профили с тесни от­
ворени фуги, които не позволяват боядисването на вътрешните пло­
скости.
С оглед на удобното и евтино изпълнение и добрия външен вид
всички пръти от един и същ пояс на двустенните и едностенните греди
с пояси от С-профили получават еднаква височина. Практически при
нитованите и някои заварени греди това се постига, като най-напред
се оразмерява най-леко натовареният поясен прът, чийто профил се
запазва като основен за целия пояс. Сечението на останалите пръти от
пояса се получава, като към основния профил се прибавят постепенно
допълнителни плочи съобразно с увеличаването на усилията в по-тежко
натоварените пръти, и то така, че да не се изместват тежестните оси
на основния профил. С други думи, подсилващите плочи трябва да са
симетрични спрямо тежестните оси на подсилваното сечение (срв. фиг.
I X . 15).
Височината h„ на основния поясен профил трябва да бъде достатъчно голяма, за да не се получи прекомерно натрупване на допълни­
телни плочи, което затруднява занитването или заваряването при снаждане или прикрепване на прътите към възловите плочи. Но тъй като
при двустенните греди между h„ и а съществува връзка (която може
да се определи от условието за изравняване на устойчивостта на поя­
сите спрямо двете оси >.^=к"Р, вж. по-горе), а освен това чрез а се да­
ват размерите на пълнежните пръти на двустенните греди, следва, че
значението на поясната височина h„ е основно: от нея зависи устойчи­
востта на натисковите поясни и пълнежни пръти във и и извън равни­
ната на гредата, правилното и.м оформяване и икономичността им.
Дали първоначално избраната височина на основния поясен профил е
целесъобразна, може да се прецени едва след пълното оразмеряване на
гредата. Излишно високите пояси са също така несполучливи, както
недостатъчно високите, не само защото не са икономични, но и защото
допълнителните напрежения от неставното изпълнение на възлите се
увеличават с височината на поясите. Предварително указание за раз­
мера на целесъобразната височина може да се получи по емпиричната
формула
— 400 ’
където
/ е подпорното разстояние в т ;
Лп — поясната височина в cm.
Тази формула дава добри резултати, когато общото натоварване
на гредата е около 50—60 kN т .
Всички изложени основни изисквания трябва да се спазват по въз­
можност по-пълно при избора на прътовнте сечения и при изпълне­
нието на връзките, т. е. при конструктивното оформяване на прътовите греди.
246
I X. 2. 2. 'Прътови сечения на едностенни греди
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Фиг. iX .1 2 . П ояси на л е к и едностенни греди
а
Най-често поясите на едностенните греди се изпълняват от две до­
ближени равнорамеини или разнораменни ъглови стомани (фиг. I X .12).
При обикновената дебелина на възловите плочи — от 8 до 15 mm, и
Ел
ек
тр
о
еднаква дължина ма изкълчване —
поясът ще бъде еднакво ус­
тойчив спрямо двете оси л' и у, ако се използуват разнораменни ъг­
лови профили със съотношение на рамената от 3:4 до 2:3, конто се при­
крепят с по-дългото рамо към възловите плочи (фиг. IX. 12 б). Ако
обаче .Голжината на изкълчване па пръта извън равнината на гредата
е по-голяма, отколкото в равнината й, по-целесъобразно е съчетанието
от разнораменни ъглови профили, на които стърчащите рамена са подълги (фпг. IX. 12 в). Във всички случаи широчината на прилежащите
към въчловпте плочи ъглови рамена трябва да е достатъчно голяма, за
да се оспг\ри нкопомнчно прикрепване с подходящ нитов диаметър
илп заварка.
Поясите на по-тежките едноделни греди се изпълняват от валцу­
вай пли съчетан Т-профил (фиг. I X .13). При сполучливо съчетаване
такива пояси са икономични и при известни условия позволяват непо­
средствено прикрепване на пълнежните пръти без възлови плочи. За
да се осигури устойчивостта на натисковите пояси, свободната висо­
чина ма поясното стебло не трябва да бъде по-голяма от 15 пъти дебе-
ф |;г . 1,4.13. П ояси на т еж к и елностспми i реди
лината му. В противен случай се налага укрепяване на свободния ръб
с ъглови профили или плоча (фиг. 1X.I3 г и д). Едностенните греди с
пояси според фиг IX. 13 имат недостатъка, че ако подсилването на ос­
новния Т-профил, необходимо за поемане на усилията на по-тежко на­
товарените пръти на нояса. става с плочи, респективно втори чифт ъг­
лови профили (фиг. 1,Х.13 г), се измества хоризонталната им тежестна
247
ос, вследствие на което се явява ексцентрицитет, който поражда мо­
менти и допълнителни напрежения (вж. по-долу).
Пълнежните пръти на едностенните греди се правят също от наймалко два ъглови профила (фиг. IX. 14). Прътите от два ъглови про<?ч I
—
^ 1
1,___
1 Г -
J L
- ]
- г г
яс
U
а
Л Г
е .
/ Ч
ек
Фиг. I.X .14. П ъл н к-ж ки п р ъ т н а ед н о с т е н н н греди
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
фила, поставени накръст (фиг. 1Х.14г). имат предимството, че са без
открити фуги, каквито са налице при вси>№и останали случаи на двуделии пръти. Освен това такива пръти позволяват центрнчно прикреп­
ване на възловите плочи на две взаимно перпендикулярни прътов»
греди или връзки, равнините на които се пресичат в тя.чната ос.
I X . 2.3. Прътови сечения на двустенни греди
IX.2.3.J.
Нититнч
греди
Ел
ек
тр
Основният профил за пояси на нитоваип двустенни греди се изпъл­
нява обикновено от два С-профила. Те се подсилват симетрично с вер­
тикални и хоризонтални плочки за поемане на скокообразно увелича­
ващите се към средата на гре­
дите поясни усилия (фиг.IX. 15).
Пооради
симетрпчиостта
на
профила подсилването не води
до изместване иа тежестпата
ос на сечението, а това осигу­
рява центричност на изпълне­
Фиг , 1Х.1Г). П с я с и МП д в у с т е н н и н н т о в а нието,
ни г р е д и
Понякога, когато двустенннте греди се намират иа открито и
са вертикални, основният профил на горния пояс се покрива отгоре с
плоча (фиг. I X . 16). Получава се основен профил, който е несиметричен
спрямо оста .V—.v и поради това тази ос се измества нагоре или иадол\
при всяко подсилване с допълнителнн хоризонтални или вертикални
плочи. При това положение не може да се спази осиовното изискване
за центрнчно поставяне на прътите спрямо системната и.м линия, тън
като това би довело до стъпалообразно оформяване на пояса, а та­
кова оформяване е недопустимо от гледна точка иа коиструктивното
изпълнение и на външния вид на гредата. Затова и гозн случа!! се от­
стъпва от споменатото изискване и основният профил се прекарва без
скок (и прекъсване) по цялата дълж! 1на на пояса. За сметка на това
обаче тежестннте оси на повечето прътн попадат нзвън системната
218
лпння на пояса и тезн пръти се натоварват на ексцентричен натиск.
За да бъде ексцентрицитетът малък, изчислява се средната стойност
Т1 ,р на разстоянията i],
1, 2, .3 до п) между тежестните оси на всички
^ “ общият им долен ръб се
I
. И)
исяс h.'i д в у с 1 сииа интовапл греда
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
фц|
ек
а
иа брой п поясии прътп
^
-т
^ср
= 1 -----L
Фиг. I X . 17
тр
поставя па това разстояние от системната линия (фиг. I X .17). По този
начин тежестите оси на половината от прътите попадат над систем­
ната линия на пояса, а на другата половина — под пея и ексцентрицитетию 1.-а по-малки.
На фиг I X .18 са показани напречни сечения иа основни поясии
профплм при големи прътови усилия, за поемането на които най-го­
лемите валцувани С-профили, с които се разполага, са недостатъчни.
Изпълнението, дадено па фиг. IX. 18 б, е по-целесъобразно от изпълиението па (jinr. I X .18 п и се предпочита.
Ел
ек
ж if
/орен пояс
Ф |||
IX 18
Доутен пояс
П о ;к и н <1 lOKiJi . i Byc TL' i mi i iiin o n u iii Г|Н'л;1
При Miiorcj го.и-мн сили поясните прътп се правят с двойни и тройни
степи ((liiir. IX. 19), в които случай възловите плочи са двуиластни
(фиг .30 б). а при ма.тки cn.in — от ъглови профили (фиг IX .20). Греди
249
с поясп от два ^ -профила (фиг. IX .20) могат да сс изпълмят без въз»юви
плочи (срв. фиг. IX. 11 б).
Пълнежните пръти на нитоваиите двустенни греди са едиоделни и
двуделни (фиг. IX .51). Тяхната профилна в и с о ч и н а — напречно на
—
J
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
-
а
---------- X
Ф п г. IX . 19. Пчтясм на дзустснмп нитоваим
с двуп.^астии въ ;л( в i плочп
грели
Ф пг. I X . 2 1 Поясм па .-екп диустснпн г|)одн
(f
^
]
тр
о
1 -2 --::-
[
[ 3
ек
^е,респ6сгг '
- 'к " '- - 4 ^
c
i
н
^ в,ppen 6cm
f
»' V
i
Ел
Фпг. I X . 21, П ъл н еж и :; п р гт п ил лвустсмпп i:ino:;i,:in греди
равнината на гредата — се определя от разстоянието а между поясните
стени, респективно от разстоянието а между двете възлови плочи.
За иатисковите пълиежин пръти е от съществено значение да имат
възможно по-нзравиена носимоспособност спрямо двете главни оси.
Ето зао 1о те се правят преди\н 1о двуделин — от два С-профила с обър­
нати навън или навътре рамена, или едиоделни — от широконоясе!:
1-профил, евентуално съчетани от ъглови стомани и плочи (фиг. IX,
2\ г и д). Светлото разстояние между срсщулежанине поясни ръбове
на двуделните пръти отС-профилн с обърнати напътре рамена трябва
да бъде най-малко 6 cm заС <20 и иаи-малко 8 С1и з а С ^20, за да са
възможни занитването и болдисваиего им.
250
/>реди
он
на
УА б
С иб
Г ли
I X . 2 . 3 2. З а в а р е н и
от
ек
а
Удобното прикрепване към възловите плочи изисква пълнежните
пръти да бъдат достатъчно широки (в равнината на греда). Затова не
само за натпсковите. но и за опънните пълнежни пръти се предпочи­
тат широкопояснитеI-профили, респективно двуделното изпълнение
от два С-профила, пред теснопоясните!-профили. Обаче много широ­
ките II ниски пълнежни пръти са също нецелесъобразни и трябва да се
избягват. Най-после с цел да се създаде по-здрава материална връзка
между двете пространствеио отделени вертикални половини на дву­
стенните нитоваии греди и товарите да се разпределят равномерно
между тях, както и да се осигури по-добро лрикрепване на напречните
греди, когато лежат на еднаква височина с поясите, препоръчва се
вертикалните пръти да бъдат едноделни, с две материални оси (фиг.
IX .21 в и д).
Заварените двустенни греди може да се изпълнят по същия начин,
както иитовамите. Но това обуславя приложението на ъглови заварки,
а те, както се знае, имат по-ниски якостни характеристики и са по-
nOW!,'/// П//6/Ш/
i' ■и ь лн е м //» / nf/b.TJi/
тр
Фиг. I X . 22. П р ътов п сечения на т е ж к и з а в а р е н и греди
Ел
ек
малко подходящи да поемат динамични натоварвания (вж. V I.4). Ето
защо при по-тежките греди по-целесъобразно е друго изпълнение на
заварените греди, при което се прилага технически по-съвършената
челна (V-, X или К-образна) заварка. Прътите на тези греди се кон­
струират предимно от съчетани Н - или П-профили (фиг. IX .22), които
се свързват във възлите с по две възлови плочи, заварени челно към
успоредните с тях стени на профилите (фиг. IX .23).
Ако поясите от Н- профили се завъртят на 90 и връзките се изпъл­
нят с по една възлова плоча, заварена с К-образен шев към фланша
на пояса в равнината на стеблото, двустенната греда става едностенна
(срв. фиг. IX. 1.3 е и d). Пълнежните пръти на едностенните греди с 1 сечеиис се свързват също челно към възловите плочи, напречно на които
се занаряват предварително ребра, конто се явяват като продълже­
ние на флашповете па пълнежните пръти (фиг. IX .24).
От голямо значение за трайната якост на заварените греди, които
възприемат динамични натоварвания, е грижливото обработване на
251
а
ек
от
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Ел
е
кт
Фиг. I X . 23. В ъзел на т е ж к а диустенна завпрснл греда
ФнК I X . 24. В ъзел и.'. к ’/ккг. слш I'Tt мi
252
i;iii;ii4ii;i i |и ,ь
ръбовете н краищата (кратерите) на шевовете, където преходът трябва
да бъде плазеи и гладък. С оглед иа това и самите възлови плочи се
изпълияват с окръглеиие (фиг. I X .23 и I X .24).
1Х.2.4. Конструктивни изпълнение на прът ит е
IX.2.4.1. Опънни п р ъ т и
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
Частите на двуделннге опънни пръти се свързват през разстояния
1—2 m чрез съединителни (свързващи) плочки.
Когато гредите са едностенни, съединителните плочки се поставят
между свързваните части, за които се заваряват или занитват с два
Ф и г. I X . 25
Ел
ек
нита (фиг. IX .25). При малки профилни височини нитовете се размест­
ват по дължина на пръта (фиг. IX .25 а), а при по-големи височини те се
поставят в един напречен ред (фиг. IX .25 в). Този случай е по-неблагоирнятен поради това, че причинява по-голямо отслабване на сече­
нието. Пръти, които са образувани от два ъглови профила, поставени
накръст, се свързват разместено, както е показано на фиг. IX .25 г.
Допуска се при пнтованите греди опъините пръти от два доближени
L-профила ла се свързват чрез пръстени и болт (фиг. IX .25(9). Диа.метърът на пълнежния пръстен е
2,5 d (където d е диаметърът на дуп­
ката), а дебелината му е равна на дебелината на възловите плочи.
Когато единичните профили са раздалечени (двустенно изпълне­
ние), свързващите илочки се поставят върху стърчащите им рамена,
към конто се прикрепват с по един или два ннта или чрез заварка
(фиг. 1Х.:^6). За свързване на двуноясни профили са необходими по
две плочки за вспка връзка, които се поставят една срещу друга.
Ролята на свъ|)зса 1ците плочки при опъините пръти е коиструктивпа. Те се поставят иа макснмалнн разстояния 100 tj, но не по-малко
253
от четири броя (г, е инерционният радн\с на единичния профил по от­
ношение на неговата ос / —1, успоредна на нематериалната ос на двуделния прът).
S
а
п
от
I X . 2.-1.2. H(ui;uc':rc:, г.р- .п
ек
Фиг. IX.2й
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Изпълнението на двуделните натискови пръти е аналогнчио на
изпълнението на двуделните опънни пръти. Но тук предназначението
на свързващите плочки е по-друго: те обединяват двата пространст­
вено отдалечени профила за съа
5^
вместно действие в единен съче­
тан натисков прът с увеличена
съпротивителна способност срещу
дефор.миране извън равнината на
фер.мата, т. е. спрямо нематериал­
ната ос на съчетания прът. За
целта профилите трябва да бъдат
свързани помежду сп така, че
заедно с плочките да образуват
рамкова система от типа иа Виренделовата греда (фиг. IX .27 а).
Всеки двуделеи прът се свързва
със съединителни плочки най-малко на четири места (в краии 1ата
на пръта и в третините) и всяка
свързваща плочка се прикрепва
към всеки профил на съчетания
прът с най-малко два нита или
чрез равностойна заварка, които
осигуряват необходи.мата рамкова
връзка.
По съображения, които са из­
яснени в глава VII, не се допуска
осовото разстояние между две по­
следователни връзки да бъде поголямо от 40
ако I'l е инер­
ционният радиус на единичния
прът спрямо неговата собстве-
У
254
У
ф ||] . IX.27
■
Д
:л
о,-,
-L
от
е
S
ка
на ос 1— 1, успоредна на нематериалната ос у —у на целия
прът. Освен това не се препоръчва да се поставят свързващи плоч­
ки в средата на прътовата дължима, тъй като на това място те
почти не оказват съпротива срещу вторично изкълчване на единичните
,о f
i0
||ф 1
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
/
:
1
1
Л'
т
Wl
шг
Фиг. IX.29
профили като самостоятелни пръти. И наистина при еднократна вълна
на изкълчване плочките в средата на пръта запазват правоъгълната си
форма (фнг. IX .28 а), докато всички останали плочки са подложени на
деформиране, което е толкова по-голямо, колкото плОчките са поблизо до краищата на пръта. На такова деформиране обаче те се про­
тивопоставят, като не се изместват, и така предизвикват многократна
S-образна вълна па изкълчване на единичния прът (фиг. IX. 28 б).
Свързващите плочки не оказват влияние върху дължината на из­
кълчване па двуделнпя рамков прът като цяло, която остава непро­
менена (фиг. IX .28 е).
При двустенни греди от С-профили широчината b„j, на свързва­
щите плочки се избира 0,8—1,0 пъти широчината Ь„р на пръта, но не
по-малко от 15 сш (фиг. IX .29). Всяка плочка се прикрепва към всеки
дял с най-малко два нита или чрез равностойна заварка. Само нито­
вете на плочките при възловите плочи трябва да бъдат не по-малко от
255
ек
диаефро‘ма ф ^.260.370
/во
у
2С24
/
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
I
а
3 и с един повече от необходимите по изчисление, тъй като на това м я ­
сто плочките са натоварени допълнително с момент, предизвикан от
ексцентричното предаване на силата от оста иа единичния прът до
средната разнииа на съответната възлова плоча (фиг. IX .29 в).
/ р в . 200.240
■L70.70J
/ -
240
2С 24 ^ 2 ^ /0. то
Дет.И1Л ii:i обикповсип двуст е н н а н птовлна грсдл
Фиг. IX , Ж а
L/-0 —
и-и
а
•у
о
6
0
о
Сг-
О
р
V
о
0
«£>
V-
-р-
О
-Ф-
о .'
■
ф
•.
0
■о \
^
'о
.
-Ф-
^
,
9-
1
1
. 4
♦
♦
Ел
ек
тр
•«
HS>-
О;
с.
'о
0
О
е-
IP 50
Фиг. I X . 306. К рпсн в ъзел на д в у ст с н н а иитовли.! грсЛг! е лги ii.-’iicrnii i.irt юпн п льчн
Когато рамената на С-профилите са обърнати навътре, крайните
свързващи плочки се поставят между възловите плочи, а при обър­
нати навън рамена тези плочки се изнасят по необходимост пред въз256
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
ловите плочи (срв. фиг. 1Х.30). При тежки съоръжения, като мостове
и др., в краищата на прътите се поставят диафрагми (фиг. IX .30 а и
6). Това са най-често правоъгълни плочки, положени напречно на пръта
и прикрепени от едната страна към стеблата на С-профилите, а от друг
гата — към съответните свързваихи
плочки. Диафрагми се поставят и на
едноделнпте съчетани натискови пръ­
ти (фиг. IX.31).
При едностенните греди от двуделни пръти възловите плочи играят
ролята па крайни свързващи плочки
и затова в края на прътите на та­
кива греди не се поставят специални
Д о а ф р а с ‘Ау*а
свързващи плочки.
От броя на свързващите плочки
Фиг. 1Х.31
зависи устойчивостта на двуделните
прътн спрямо нематериалната им ос
I! затова той се определя по изчисление. При двустенните греди се
изчисляват и размерите иа свързващите плочки, както и броят, респек­
тивно раз.мерите на съединителното средство, посредством което плоч­
ките се прикрепват към всеки единичен прът (глава VU).
Понякога вместо чрез плочки двуделните натискови пръти на дву­
стенните греди се свързват чрез мрежа от напречни и диагонални връзки
в мрежест прът (фиг. IX .27 б). Изчисляването на мрежестите пръти и
връзките им се извършва, както при рамковия прът (вж. V I I .2, т. 3).
Като елементи на прътовите греди мрежестите пръти се употребяват
рядко.
I X . 2.5. Конструктивно изпълнение на възловите връзки
Ел
ек
тр
Когато прътите имат симетрично напречно сечение, спазването на
условието тежестиата ос на пръта и тежестната ос на нитовата група
или иа заварката, чрез които прътът се свързва с дадена възлова плоча,
г1
' ^2
Фиг. IX.32
да съвпадат със системната му линия е лесно осъществимо. Достатъчно е нитовете или ъгловите заварки да се разположат симетрично
спрямо прътовата ос, а тя от своя страна да съвпада със системната
линия (фиг. IX .32).
17
КОНГТрукЦИИ
257
Когато прътите са с несиметрично напречно сечение, например ко­
гато те са съставени от по два доближени ъглови профила, горните
две изисквания може да се спазят, ако прикрепването се извършва
чрез заварка. В този случай е необходимо да се осигури условието
_ “1 • ^
^
ft
Огк
«I
от
е
кСипоба ос
ка
Осиа пръта
щт-
г\. 80.120.10
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Осна прт а Сияобаос
JSSlYso
^30
Т
Фиг. IX.33
където F i= ai.lj и F ^ = a 2 -l2 са лицата на двата ъглови шева, чрез които
прътът се прикрепва към възловата плоча (фиг. IX .32 б), а г, и е, са
разстоянията им до прътовата тежестна ос. При еднакво дебели ше­
вове ( a i= a 2 =a) това отношение е
Jl (1Х.5)
и - ау ■
Ако обаче съш,ият този несиметричен прът се свърже с възловата
плоча не чрез заварка, а с нитове (фиг. IX .33), не е възможно да се
спазят едновременно и двете конструктивни условия за центрнчност,
тъй като нитовата линия не съвпада с тежестната ос на пръта. Налага
се да се избира между центрично свързване на пръта н центрично раз­
полагане на нитовете. И в двата случая се явяват ексцентричност и до­
пълнителни напрежения:
а) Ако нитовата линия или равнодействуваш,ата на всичкн нитови
сили се положи върху системната линия (фиг. IX .33 а), прътовата те­
жестна ос ще лежи извън нея на разстояние е и прътът ше бъде нато­
варен допълнително на огъване с момента M-^^N. e. В центрично по­
ложените нитове ще действуват, както обикновено, само усилията
V = '^ . Тук л е броят на нитовете.
б) Ако ъгловите профили се положат така, че прътовата ос да съв­
пада със системната линия, равнодеиствуващата I V на нитовите сили
ще попадне встрани от нея и моментът M
ще действува в района
258
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
на възловата плоча, а извън нея прътът ще бъде натоварен центрично.
Нитовете ще трябва да се противопоставят на момента, завъртващ
пръта спрямо плочата, при което в тях ще възникнат допълнителни уси­
лия Н, които действуват перпендикулярно на нитовата линия и са
Ел
ек
тр
о
толкова по-големи, колкото са по-отдалечени от центъра на въртенето
(конто съвпада с центъра на нитовата група). При еднакви междунитовп разстояния еднакво отдалечените от центъра на въртенето нитови
снли Н са равни по големина и обратни по посока на действие, така че
те образуват силови двоици, сумата от моментите на които е равна на
момента
Големината на допълнителните нитови усилия Н се
определя по формула (VI 11.50). В двата крайни нита действува уси­
лието max R = ]'V^+maxH^i което при п = 2 е около 20%, при п = 3
около 12®о, а при и = 4 около 8% по-голямо от V.
Прп случая б прътът е натоварен на огъване само в района на въз­
ловите плочи. Моментовата диаграма е показана на фиг. IX .33 в. От
нел се вижда, че максималната стойност на момента се явява при двата
N F
крайни нита. Тя е равна на — - Следователно в сравнение със случай
а в пръта действуват п пъти по-малки допълнителни усилия. Ето защо
този сл\чай е за предпочитане пред първия, но при по-леките по­
кривни ферми обикновено се центроват нитовите линии.Ако прътът има
две нитови линии (фиг. IX .33 г), по-вътрешната от тях се полага по сиci eMiiara ос на пръта. По този начин връзката е ексцентрична както
по отиошеиие на възловата илоча, така и по отношение на пръта. Съ­
ответните допълнителни моменти са Л1пр=Л/'.е„р и
.г„л, но
те въртят в разлнчни посоки.
Друго важно условие, което трябва да се спазва при коиструктнвното оформяване на дадена възлова връзка, е, както беше вече подчер­
тано, осите на прътите да се пресичат във възловата точка. Ако по една
или друга причина това изискване не се спази, например като прътът
D (фиг IX ..34) се прикрепи иа разстояние е,, от възела а, цялата въз­
лова плоча ще бъде подложена на завъртане, в случая от момента
D.e ,1- На това завъртане ще се противопоставят всички п пръти, конто
излизат от възела, като всеки един от тях ще поеме една част от общия
момент .\1. съответствуваща иа коравнната на пръта k = ^ .
Прътът
259
ки =
например с дължина /„ , инерционен
- ще бъде огънат от момента
L
момент
и коравина
(1Ч.6)
Zk
който трябва да се вземе пред вид при оразмеряването му. Сумата в
знаменателя на тази формула обхваща коравините на всички пръти на
възела, включително и ексцентрично прикрепения прът D.
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
= М
В
и..
М, ^Af2 ’
Фнг. IX.35
Ел
ек
тр
о
Пресичането на осите във възловите точки води понякога до кон­
структивни усложнения. Такъв е случаят с възела, показан на фпг.
IX .35 а, в който се срещат два различни по големина поясни пръта.
Тук се налага между стърчащите рамена на по-малкия прът п поясната накладка да се постави изравнителна плоча (подплънка). Тя тряб­
ва да се продължи извън накладката и да се прикрепи с един допълни­
телен напречен ред нитове, за да се осигури стъпалообразно предаване
на силата и да се освободят нитовете от допълнителен ексцентрпцнтет.
За да се избегне усложненото изпълнение според фиг IX .35 а, при
по-леките ферми плоскостите на стърчащите поясни рамена се израв­
няват така, че снаждащата накладка ляга непосредствено вър.ху тях
(фиг. IX .35 б). При това тежестните или китовите линин на по-малкия
поясен прът и на двата пълнежни пръта се полагат по мрежата на си­
стемата, а по-тежкият поясен прът Ui попада на разстояние f i и з в ъ и
нея. Ако гредата е натоварена само с равномерно разпределен то­
вар — собствено тегло и воден натиск, възловата плоча може да се
освободи от завъртащия я момент M i — Ui.ei, като един от пълнежните
пръти, например прътът D, се прикрепи нарочно с ексцентриците! t j ,
така чед а предизвика обратен момент
=
е о, който да изравни пър­
вия ( M i + M 2 = 0 ) — фиг. IX .35 в.
При прикрепването на прътите към възловите плочи са възможни
следните три случая:
С л у ч а й I — п р ъ т ъ т з а в ъ р ш в а в ъ в в ъ з е л а . Прът,
който завършва във възела, се прикрепва по сила нлп по сечение (сра.
260
VI.2). като всеки самостоятелен профил се свързва с най-малко два
нита (или равностойна заварка). От друга страна, в един нитов ред,
успореден на силата, не се препоръчва да се набиват повече от 6 нита.
За ла се спази това изискване или за да се получи по-малка възлова
плоча, прибягва се до една от следните възможности:
о о
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. IX,36
от
ек
-4*
а
?/вояо.в^.
Ел
е
кт
а. Използуват се помощни прикрепващи ъглови стомани (фиг. IX.
36 а), чрез които се увеличава броят на китовите редове. Ако при връзки
па пръти от два доближени ъглови профила с центровани тежестни
оси чрез помощните ъглови стомани се предаде около една трета от
действуващата в пръта сила, получава се между другото и предим­
ството, че се елиминира почти напълно ексцентричното положение на
нитовете. При връзки с центровани нитови линии обаче предаването
на част от прътовата сила чрез помощни ъглови стомани обикновено
влошава прикрепването. Когато прътите са съставени от две кръсто­
сани ъглови стомани или от два □ -профила, допълнителните ъгли не
пременят иеитричността на връзката (фиг. IX .36 б).
Нитовете, които свързват стърчащите рамена на профилите и от­
клоняват част от прътовата сила към помощните ъглови стомани, са
разположени ексцентрично спрямо плоскостта на прикрепването —
възловите плочи. Затова броят на тези нитове се увеличава с 50% в
сравнение с броя на нитовете, които прикрепват помв)цните ъглови
стомани към възловите плочи.
Чрез номощнмте ъглови стомани се осъществява локално уширяване на прътите, които завършват във възлите.
б. При двустенните греди -вместо първия начин (увеличаване на
броя ма надлъжните питови редове чрез странични помощни ъглови
стомани) нлн едновременно с него може да се увеличи срезността на
всички или на част от основните прикрепващи нитове, като всеки дял
на пръта се прикрепя с помощта на допълнителна плоча (фиг. IX .37 а).
Тази плоча посреща С-пръта пред възела, поема известна част от уси­
лието му чрез няколко едносрезни извънвъзлови нита и я предава на
възловата плоча чрез същите нитове, с пoJ^loщтa на'които профилът
се закрепва направо за нея, но от другата й страна. Фугата пред въз­
ловата плоча между профила и помощната плоча се попълва с «хастар»,
който поради вече известни причини се продължава пред помощната
плоча и се запитва ?.а профила с един ред допълнителни нитове. В
261
а
примера, показан на фиг. IX .37 а, от всичко 8 осиовни прикрепващи
нита 6 са двусрезни и 2 едносрезни. Помощната плоча и прикрепва­
нето й към възловата плоча трябва да бъдат оразмерени за силата,
която се поема чрез шестте едносрезни извънвъзлови нита.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
т I! /2
Фиг. IX.37
Ел
е
кт
в.
Аналогичен е случаят, даден на фиг. IX .37 б. Тук всеки дял иа
прикрепвания прът се състои от С-профил и плоча, която лежи в рав­
нината на възловата плоча (както хастарът от предходния пример)
и е дебела колкото нея. Двете плочи — прътовата и възловата — се
срещат челно и се снаждат чрез накладка с напречно сечение, равио
на напречното сечение на прътовата плоча, и съответен брой нитове.
Валцуваният С-профил се прикрепва от другата страна на възловата
плоча. Обикновено възловите нитове са отчасти двусрезни и отчасти
едносрезни. Така, ако
броят Лц на двусрезните нитове съот/
2F
а на
ветствува на двойното сечение на прътовата плоча
'
'
чит
F -F
едносрезните — на останалата част от прътовото сечение п, =
и обратно. Но ако F ^ = F r , всичките прикрепващи нитове са двусрезни
q
и Пц = F^+F
*F' UUг
г.
Понякога при тежки и сложни възли се налага стъпалообразно прикрепване. То изисква съчетани профили и многопластни въз­
лови пл(?чи. На фиг. IX .38 е даден пример с двукатна възлова плоча
и прът, съчетан от С-профил и плоча. Прикрепването е извър­
шено с две групи нитове, всяка от които може да има до шест нита в
един надлъжен нитов ред. С първата група нитове се свързва пръто262
Г
Mi l l
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
вата плоча към по-долпата възлова плоча, а чрез втората група ни­
тове — прътовият С-профкл към горната възлова плоча.
Сл\чай 2—прътът преминава
през възела,
б е з да с е п р е к ъ с в а . В същност тук става думаме за един прът,
а за два съседни едноименни пръта,
_____ . Ос»а npttrrra
чиито оси лежат на една права линия
и които за удобство на изпълнението
не се прекъсват в общия възел. Един
такъв прът се прикрепва към възлова­
— ^
^ \
та плоча за равнодействуващата на
- м
1
останалите сили, които са приложени
+ 4 + +i;+4 + -ti— ]
+
.
+
+
.
I
1
H4
1
(
1
1
в същия възел чрез същата възлова
плоча. Тази равнодействуваща е равна
иа разликата на усилията в непрекъс­
нато преминаващия прът пред и след
възела, когато тези усилия са еднозна­
Фиг. IX.33
чни (фиг. IX .39 а), или на тяхната
с\ма, когато са разнозначни (фиг. IX .39 б). На първия подслучай на непрекъснато преминаващ прът отговарят поясните пръти от
правите пояси или поясни участъци на обикновените прътови греди,
а на втория подслучай — вертикалните пръти на гредите с ft-образна
мрежа (фиг. IX .39 б).
В
X\
тр
V "
и-
N
Ол
/^1
Фиг. IX.39
Ел
ек
\И
Ако във възела, през който два съседни поясни пръта преминават,
без да прекъсват, действува върху пояса съсредоточен възлов товар Р,
тогава те се прикрепват за равнодействуващата на останалите (в слу­
чая пълнежни) пръти на възела, която в този случай не е равна на раз­
ликата на двата едноименни пръта, а на равнодействуващата на тази
разлика и възловия товар Р (фиг. IX .39 в).
Казаното по-горе се установява лесно с помощта на многоъгълника
на силите, които действ\ват в разглеждания възел. Така поясният
прът се прикрепва за силата R
V —
(фиг. IX .3 9 а),р ес­
пективно R ^ h U -^ r P (фиг. IX .39 в), а вертикалният прът на фермата —
за R У , + V/, - I V .
263
По-специален интерес представлява прикрепването към възловите
плочи на затворения горен пояс на откритите двустенни греди (фиг.
IX .40). Особеното тук е това, че поради несиметричността на пояса
равнодействуващата на нитовите сили не съвпада с прътовата ос. За
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
т",
I P /4.
Фиг. IX.41
Ел
ек
тр
о
да се избегне ексцентрицитетът, нитовете от най-горния ред се правят
двусрезни с помощта на два допълнителни ъглови профила, които
свързват поясната плоча направо за възловите плочи.
Ако
max R е максималната равнодействуваща на двете поясни
прътови усилия /? = 0 д —0„, получена евентуално
чрез линия на влияние (фиг. IX .41);
и р 2 — лицето на напречното сечение на поясната плоча
и на единия С-профил;
rii и п , — броят на нитовете в нитовите групи /, респективно
2 (фиг. IX .40);
Л/, и yVj — носимоспособността на един едносрезен нит от съ­
ответната група / или 2,
тогава, за да се премахне ексцентрицитетът, броят на нитовете трябва
да бъде
С л у ч а й 3 — п р ъ т ъ т с е с н а ж д а в ъ в в ъ з е л а . Ко­
гато поясите имат чупка във възлите, поясните пръти се прекъсват и
264
от
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. IX.42
ек
а
снаждат no необходимост в тях. Ако снаждането (срв. IX .2.6) се из­
вършва само с помощта на възловата плоча, поясните пръти се раз­
глеждат като завършващи във възела, т. е. всеки един от тях се при­
крепва към плочата за силата, която носи, или за сечението, което.
Ел
е
кт
има. Този случай обаче е възможен само ако теоретичният възлов
център лежи приблизително в средата на възловата плоча, така че тя
да бъде натоварена почти центрично от всеки един от прътите, които за­
вършват в нея (фнг. IX .4.2 а). Но ако поясните пръти сключват помежду
си ъгъл, близък до 180^ теоретичният възлов център се измества към.
ръба на плочата, която трябва да бъде облекчена, тъй като сама не е в
състояние да поеме предаваните й поясни сили.
Възловата плоча се облекчава, като част от силите на поясните
пръти се изравни извън възловата плоча чрез една или повече допъл­
нителни накладки от плочи или ъглови стомани. Обикновено при
пояси от ъглови профили се поставя най-напред накладка от ивична
стомана върху стърчащите поясни рамена или под тях (фиг. IX .42 и
IX.35). Би бнло погрешно, ако възловата плоча на фиг. IX .42 б се из­
реже по долния ръб на пояса и под стърчащите поясни рамена се постави
елма обща снаждаща накладка (фиг. IX .43), тъй като това би отслабило
възловата плоча, а резултантата R на опънното усилие в накладката
би натоварило поясните нитове на изкубване.
Натисковата сила в поясната накладка от фиг. IX .44 се стреми да
прегъне накладката, при което натоварва на опън нитовете, които я
свързват за пояса. Обаче, докато противонатискът на напречната греда
(столицата) е по-голям от насочената нагоре равнодействуваща R
(фкг. (IX.44 б), това не намалява носимоспособността на накладката
и на нитовете, които я свързват.
Често снаждането само на стърчащите поясни рамена е недоста­
тъчно. В такъв случай се налага да се покрият прекъснатите във въ­
зела поясни пръти с поясни и странични накладки (фиг. IX .45 а) или
с ъглови профили <фиг. IX .45 б) при или без участието на самата въз­
лова плоча. Според това, далп се приема, че възловата плоча участ­
вува в снаждането на пояса или не, нитовете, които свързват странич­
ните накладки, се разглеждат съответно като четирисрезни или като
двусрезни.
265
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Когато снаждането на прекъснатия във възела пояс се покрива на­
пълно чрез накладки без помощта на възловата плоча, което собствено
€ най-правилното решение, поясът се разглежда като преминаващ без
прекъсване през възела и се прикрепва към възловата плоча за равно-
Фнг. IX.43
° \
Фиг. IX.45
Ел
е
кт
действуващата на пълнежните прътови усилия (втори случай). Но
ако за покриване на снаждането се използува и възловата плоча, ос­
вен за равнодействуващата на пълнежните прътови усилия, нитовете
или заварката, които прикрепват снаждания прът към възловата плоча,
и самата възлова плоча се изчисляват и за онази част от двете поясни
усилия, която се изравнява от възловата плоча. Очевидно е, че по-сигурно е първото изпълнение и затова то се предпочита. При това то е
и по-ясно; възловата плоча се смята напълно освободена от допълни­
телните напрежения, свързани със снаждането, и се оставя да служи
само като съединително звено между пояса и пълнежните пръти.
I X . 2.6. Снаждане на прътите
Поясите на прътовите греди се снаждат или във възлите (вж. т.
IX .2.5, случай 3), или непосредствено до тях с накладки от плочи или
ъглови стомани при спазване на следните правила:
266
от
е
ка
Г. Чистото напречно сечение на накладките трябва да е най-малко
равно на чистото напречно сечение на снаждания прът.
2. Тежестните оси на частите, които снаждат, и на нитовите групи
или заварките, с които се извършва снаждането, трябва да съвпадат
с тежестните оси на снаждания елемент. Следователно снаждането
трябва да бъде двустранно и симетрично.
3. Броят на нитовете, респективно работното сечение на завар­
ките, от всяка страна на снаждането се изчислява по сечение. С други
думи, нитовете или заваръчните шевове трябва да са в състояние да
пре.чвърлят от пръта в накладките и от тях в продължението на пръта
силата, която той би носил при пълно използуване на допустимите на­
прежения (изчислителните съпротивления).
4. Нитовете или заваръчните шевове, изчислени по правилото, по­
сочено по-горе, трябва да се разпределят между накладките пропорционално на техните сечения.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Пример 6. В ъв в ъзе ла (фнг. I X . 46) се ср е щ а т два п о ясн и п р ъ т а с осн о вн о сеченис 2 С 30. Д е с н и я т п о я с е н прът е подсилен с 2 стеблени плочи 280.10. П о я с ъ т
трябва д - с е снади във в ъ зе л а за сечението на п о -т е ж к и я поясен прът. З а ц елта се
| | ) П о л з у в а т 2 с т с б л с н и и 4 п оясни н а к л а д к и и нитове с ди ам ет ъ р d = 2 3 m m . Р е д у
цирлмото н апречно ссчение на с р я з в а н е на един нит е f'H H T =——0 , 9 0 = 3 , 7 4 cm*.
4
Чистото напр еч но сечение на с н а ж д а н и я п р ъ т (У* е
2 С 1 30 с
= 2(58,8 -
3 . 2 . 3 . 1 . 0 ) = 2 . 51.9 = 103,80 cm*
2 пл 2 30 . 10 с f _ = 2 (23 — 3 . 2.3) 1 . 0 = 2 . 1 6 . 1 = 3 2 ,2 0 cm
136,00 cm*
Чистото н апреч но сечение на н а к л а д к и т е е
2 пл 230 . 20 с
= 2 (23 — 3 . 2,3) 2.0 = 2 . 32,20 = 64,40 cm*
4 пл 1 1 5 .2 0 c
= 4 (1 1 ,5 — 2.3)
2.0 = 4 . 18.40 = 73.60 cm*
T 38.00 cm*
138.0 > 136.0 cm*.
O t в сяк а ст р ан а па с н а ж д а н е т о са необходими
п =
138
„
= 37 нита.
които се р а з п р е д е л я т м еж ду н а к л а д к и т е , к а к т о следва:
оо Л
н а к л а д к а 37 с ^ н т = 3 2 ,2 cm * —
'— = 8 , 7 » i 9 н ита,
138,0
за една стеблена
IQ J
за една п оясн а н а к л а д к а с F ht= 18.4 cm* — 37
’ —= 5 нита.
138,0
О бщ о щс се н а б и я т 2 х 10 ; - 4 х 5 = 4 0 едносрезни нита.
С н а д е н и я т пояс п редав а на една в ъ зл о в а плоч а с и л а т а
сос
V, / ? = 5 2 5 М (срв.
фиг. IX 4Ge), към к оят о той т р я б в а да се с в ъ р ж е с п я ^ -------------- = 1 0 нита. Ла т а зи
3,74 . Сд0ц
цел се и з п о л з у в а т нали ч ни те 2 . 1 0 = 2 0 стеблени н ита, к оито по този н ачин с т ав ат
д в у с р с ; и и (без д о п ъ л н н т ел н и т е нитове извън н а к л а д к а т а ) .
В с р т и к .' 1л и и я т прът се п р|гкрепва към в ъзе ла посредством всички п р я к о з а с я ­
гащи го иитове, вкл ю чи тел но и шестте нита, които м и н а в а т п рез п ояса и с л у ж а т
е д н о в р е м е н н о ;.1 сиаждпмето и за п р и к р еп ван е т о му. В е р т и к а л н и я т п р ъ т т о в а р и
26 7
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
тези нитове в отделен, трети р а зр е з и liiroea всеки един o r тих и зв ъ р ш в а д о п ъ л н и ­
т елно р або та, р ав н а на още едни едносрсзсн ннт при условие, р а зб и р а се, че иитов ата носимоспособиост Мсм с о глед на с м ач кв ан ет о на стените на д у п к и т е ма в ъ з л о ­
ва та пло ч а с дебелин а 6 е н а й - м а л к о р ав н а на равнодейстпува^цата /?„„г на у с и ­
л ието Ncpi. което чрез всеки един от тези нитове се п редава на в ъ з л о в а т а плоча
от в е р т и к а л н и я п рът, и на у си ли ето
от р а в н о л е и с т в у в а щ а т а R на поясните
у с и л и я , т. е. при у сл о ви е, че /?нит=Л'ер, —
“- ^ 6 2(Тд„„. Т ова условнс е
почти вин аги н али ц е. Т а к а в п осочения пример
ДОП •
Пример 7. О бщ ата д ъ л ж и н а на з а в а р ъ ч н и я ъ гл о в шеп от в с я к а ст р а н а на опън
ното с н а ж д а н е , п о к а з а н о на фнг. I X . 47 а, се и зч и с л я в а по ф о р м у л ат а
Ош■а ■Л
a .
=
0,85 . 0,7
1,0
= 72 cm = 4 х 18 cm.
където
а ш = 0 . 7 б г п |п = 0 ,7 cm е и зч и сл и т ел н ат а дебелина на ъ г л о в и я шев;
F = 2 F _ = 42,6 cm - — напреч ното сечснне на пояса;
n ii n 6 “ i,0 cm — д еб ел ин ата на п о -т ъ н к ат а от з а в а р я в а н и т е члсги, в случая
д е б ел и н а т а на с н а ж д а н и т е ъ гл и ;
Цзав
а = —^ - = 0 , 8 5 (за опън при ръчно заваряване и обикновен комтро.|).
Р ам ен ат а на ъ гл о в и т е н а к л а д к и т р я б в а да стъ рчат извън поясн ите ъглови про­
фили или да о т с т ъ п в ат н г в ъ т р е с Д =
- -3 mm, а общото напреч но ссчомие на на­
к л а д к и т е да е рапно на с н а ж д а н о т о сечение. В с л у ч а я са и )бранм 2\
70.130.12 с
f = 2 . 2 2 , 8 0 = 4 5 , 6 cm^ С оглед на к ра т ери т е и п рекъ св ан ет о д ъ л ж и н а т а m; i н акл ад­
ките т р я б в а да бъде
^ 2(18-1 2 . 1.5. a j
268
- 4 , 0 = 44 cm.
П о-равиомсрно мрслаопие на си лата се гюлучаиа при и:<пълнение иа снаж даного с кисо 11 лри.;ванс иа ъгловите н акл ад ки (фиг. I X . *17 б). Т ов) значително подо­
б р я в а вр'ь, 1 кага и cl' п рил ага при всички по-пажни случаи.
6
2LX.
- *
-
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
..... .
3
от
е
f^OKmd/ca
2US a )30I2
ка
Па 1-1
Фиг. IX.47. Поясно снаждане във възел на заварена греда
IX.3. Изчисляване и оразмеряване на прътовите греди
I X . 3 . L Определяне на усилията
Прътовите греди се изчисляват като системи с идеални възлови
стави, в които се пресичат прътовите оси. Поради това под действието
иа съсредоточени възлови товари се предизвикват само осови усилия —
матискови или опънии, които се определят по графичен (план на К ре.мопа) или аиалитичен път за всеки вид товар поотделно. Л\еродавпите ор а 1 мерител 11и усилия се получават чрез съчетаване на усилията
269
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
от основните и от основните и допълнителните товари по начина, по­
сочен в т. IV.3.2, като за прегледност се използуват таблици.
В действителност възловите връзки на прътовпте греди не се из­
пълняват като стави. Това води до допълнителни напрежения, които
обаче се пренебрегват. Но ако по една или
друга причина не се спазят основните
конструктивни изисквания за центричност на прътите и пресичане на осите
им в теоретичните възлови стави, допъл­
нителните напрежения, които произтичат
от това (срв. т. 1'Х.2.5), се вземат под вни­
мание, като при това се смятат за ос­
Фиг. IX.48
новни.
Понякога върху прътите на натоварените пояси действуват съ­
средоточени или разпределени равномерно или по друга закономер­
ност междувъзлови товари, които предизвикват местни огъващи мо­
менти (фнг. IX .48). Тези моменти се изчисляват, като поясът се раз­
глежда като непрекъсната греда, подпряна във възлите ма системата,
и също се причисляват към основните усилия на гредата.
I X . 3.2. Дължина на изкълчване на натисковите пръти
В съгласие с предпоставката за идеални възлови стави, залегнала
в статическото изчисление, дължината на изкълчване на всички натискови пръти би могла да се приеме равна на теоретичната им дължина.
/
/
^
Ел
е
кт
/
4 _-_J ^
•-'i
Фиг. 1Х.49
мерена между центровете на ставите — втори Онлеров случай. Но дей­
ствителното изпълнение на възлите е такова, че създава корава (иеставна) връзка .между прътите на даден възел, което изключва възмож­
ността за самостоятелно изкълчване на натисковите елементи в раопината на гредата. И наистина, ако натисковият диагонал от фиг. IX .49 а
изчерпи пръв носимоспособността си и се изкълчи във вертикалната
равнина, той ще завърти двете прикрепващи го възлови илочи, а чрез
плочите и всички здраво свързани с тя.х пръти. Но тезм пръти ще ока­
жат противодействие на завъртането и по този начин ще попречат на
натисковия,диагонал да се изкълчи свободно като ставмо подпрян в
краищата си прът. Противодействието па съседните пръти срещу за­
270
За
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
въртането на дадена възлова плоча е толкова по-голямо, колкото
сумата от линейните коравини на тези пръти е по-голяма от линейната
коравина на изкълчващия се прът. Освен от прътовата коравина за­
държащото влияние на съседните пръти зависи и от знака на усилията,
конто дейстауват в тях. То е по-голямо при опънните, отколкото при
натисковите пръти, понеже огъването, като скъсява разстоянията
между възлите, облекчава едните, а утежнява другите. Ето защо при
еднаква коравина на двата пояса степента на еластичното запъване
на долния край на натиснатия диагонал е значително по-голяма от
степента на запъването на горния му край.
Обикновено линейната коравина на пълнежните пръти е малка в
сравнение с коравината на поясите. Поради това влиянието на тези
пръти върху изкълчването на поясните пръти е незначително. Незна­
чително е и влиянието на възловите плочи върху изкълчването извън
равнината на гредата. Съобразно с това дължината на изкълчване на
натисковите пръти се приема по следния начин:
изкълчване
в
равнината
на
гредата
з а п о я с н и т е п р ъ т и и крайните диагонали или вертикали
при подпорите — теоретичната дължина /q на прътите, мерена между
центровете на възлите;
за п ъ л н е ж н и т е
п р ъ т и — разстоянието между центро­
вете на нитовете илн заварките, с помощта на които се прикрепват краи­
щата на пълнежния прът към възловата плоча; обикновено се приема
/и,. = 0,8 / ,
За
изкълчване
извън
равнината
на
гредата
Ел
е
кт
за п о я с н и т е
п р ъ т и — разстоянието между междинните
напречни подпирания (вж. V III.4.1), възпрепятствуващи отмества­
нето на пояса встрани;
за
пълнежните
п р ъ т и — теоретичната прътова дъл­
жина /„.
Във всяко поле на вътрешностатически неопределимата греда с
кръстосани диагонали (фиг. IX.49 б) единият от.диагоналите е нато­
варен на натиск, а другият — на опън. Опънният диагонал подпира
страмично натисковня при изкълчване както в равнината на гредата,
така н извън нея. Ето защо, ако дължините на изкълчване
и
на
натиснатия прът не се определят ло-точно, те може да се приемат равни
иа '
от теоретичната му дължина. Ако обаче укрепяващият прът се
прекъсва в мястото на пресичането му с укрепявания прът или е не­
прекъснат, но ненапрегнат, дължината на изкълчване на укрепявания
прът извън равнината на гредата се приема 1 у = 0 , 7 I q .
271
I X . 3.3. М аксимални допустими стрийности
пръти
от
I X . 3 . 3 . 1 . Н а ти с к о в и
ек
а
Стройността играе важна роля при натисковите пръти. Натисковите пръти с голяма стройност не са икономични. Но и опънните пръти
с голяма стройност не са целесъобразни, защото се изкривяват лесно
при транспорт и монтаж, значително провисват от собственото си тегло
и вибрират при динамични въздействия. Малки непредвидени натискови
усилия от случайни товари може да станат причина за изкълчване на
такива пръти. Поради всичко това правилникът ограничава макси­
малните допустими стройности в зависимост от ролята и значението на
пръта и на самата конструкция по следния начин:
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
К ^ 120 — за поясните пръти и диагоналите при подпорите на тра­
пецовидните и други подобни греди, както и за крайните
вертикали на гредите с опънни диагонали;
К ^150 — за вътрешните пълнежни пръти;
X ^200 — за всички натискови елементи на второстепенните кон­
струкции, като стабилитетни и противоветрови връзки и
др.
I X . 3 3.2. О п ъ н н и
пръти
Ел
е
кт
При динамични въздействия
Я ^250 — за поясните пръти и крайните диагонали на обърнатите
трапецовидни и други подобни греди;
X ^350 — за останалите пръти на главните греди;
Я ^400 — за всички опънни елементи на второстепенните констструкции.
При липса на динамични въздействия
к ^400 — за всички опънни пръти независимо от предназначението
на конструкцията.
I X . 3.4. Оразмеряване на прътите
В точка 1 на този параграф бяха посочени случаите, когато освен
неизбежните осови усилия в прътит^на разглежданите греди се поя­
вяват и допълнителни усилия от ексцентрицитет или напречен товар,
които се вземат задължително под внимание. Съобразно с начина на
натоварване прътите се оразмеряват на центричен опън или натиск по
формули (V.1) и (V.6) или на ексцентричен опън или натиск (опън плн
натиск с огъване) по формули (V.32) или (V.33), (V.34) и (V.39), респективно (V.38), (V.40) или (V.44). Трябва да се подчертае обаче още
веднъж, че при натоварването и конструирането па прътовите греди
272
от
ек
а
изпълнението трябва да е такова, че да изключва допълнителни усилия
от огъване и особено от ексцентричен натиск, който се допуска само
по изключение.
Устойчивостта на двуделните натискови пръти срещу изкълчване
спрямо нематериалната им ос у —у зависи до голяма степен от осъще­
ствената чрез свързващите плочки рамкова връзка между съставните
профили, която осигурява тяхното общо действие като единен съста­
вен прът. Теоретичното осветляване на въпроса и изводът на съответ­
ната оразмерителна формула са дадени в глава VII, където са решени
II два числени примера.
При оразмеряване на натмсковите пръти се среща затруднение във
връзла с теза, че е неизвестно не само напречното сечение F на пръта,
но II коефициентът на нзкълчване ф , който е функция от стройността
или Ху- ( п р и двуделни рамкови пръти от
нн
УА а б
С иб
Г ли
и чрез инерционния радиус i зависи от неизвестното напречно сечение
F ма пръта. Това обстоятелство прави неизбежно неколкократното пов­
таряне иа оразмеряването, докато чрез последователно приближение
изчисленото напрежение се окаже близко или разно на Одоп, респек­
тивно mR.
Това ’.атрулмсиис може лп се нпмпли зн ачи тел но , к ат о се и з п о л з у в а т п р и б л и II фор-мулп зп пр едварител н о о р а зм е р я в а н е , което н асочва б ъ р зо към необ
xd iii KiTo прътово ссчеиие. П р и л о ж ен и ет о на тезн ф о рм ул и и зи с к в а да се прецен п
пр. ла: I'MT'j.-iiio лялп прътът ше се и зк ъл ч и в еласт и ч н ата или в п л ас ти ч н ат а о б л а с т ,
т. г. ,:.П 11 мсродг;вната строиност ил пръта ще бъде п о -г о л я м а или п о -м а л к а от
Лг(.^
(:tn Ст 3).
Ако т к -ь л ч в а н е т о става в сластичнг)та област (m axX ^X rp), и з л и з а се от у сл ониск)
Р,р - J L - ^ g v / V , от което се п олу ч ава необходимият инерц и онен момент на
ро
npbTfiBoro сечеипс
Тук
V .
необх ^
А/
£
■
Ел
е
кт
с Oii.iepoDOTo крмтнчпо папрежемпе;
Л’ — натиок шото у п п м с в кМ;
V — Kocvivmiic-iiгът МП злп. 1 сяпане срещ у и зк ъ л ч ван е;
/
д ъ ' 1 Ж 11 ипгл iiri :i 11<ълчп; 1 ие ип пръта;
/Г — слпс^ичимят модул пп стоманата.
За
£ - 2 1 , 1 0 ’ k \/n i'J н v -2
■'необх ^
2
10*
-
.,21
А/
Г-
- 10’
=
къ и ю .V II / Cl- 1 ,'.местваг в к \ и ш. а У се п о луч ава в cm*.
! Ь и i: .кълчц.пю п пластичмига област (3imjx<^rp) з з п р е д в ар и т ел н о о р а з м е p.iu.iiii.- СО 1 : . ' 1 о л 1 ува формул;.га
'0 * -^ - - a . k . r - Icm^l.
(IX.9)
Тук
/f
юг.
Л' е и атпсковото у силие в к1М;
-:R — допустимото н ап р еж ени е или
вление в к Х / | 11 -;
18 Стоманени кик-трукцим
о р азм ер и т ел н о то
273
съпроти­
a = C , S 7 7 за н и ск о в ъ г л ер о д н а стомана п а = 0 , ' 1 S за н п с к о с п л а в н а стом аи п;
t/mjn
^ —
‘min
— п р о ф и л н и я т коефициент, които за р а зл и ч н и т е
големини
на един и съ щ вид пр ътов профил се измен я в тесни гр а н и ц и .
П р и б л и зи т е л н и т е стойности на k се вземат от табл. I X . 1.
Таблица
:<’Д
1
по
ред
11,00
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
I
ПГ
4
Вид на прътовото
сечен-ие
6
4.00
ПГ
^ I
3
Si
Впд на пгътовото
сечение
по
а
К-:
_Г-
5
IX. 1
2,90
7
8,20
2,9—4.00
8
4.25
9.00
9
1.00
1.5--1.00
10
1,00
I
Ел
ек
тр
о
К о л к о т о Ь е п о -м р л к о чкс.';о. т о л к о в а п р о ф и л ъ т е п о-пригоден за н а т и с к о о прът.
От д а н н и т е в т а б л . 1Х.1 се в и ж д а м еж ду д р у г о т о , че съ ч ет ан и е № З е т д в а добли
и сни р а з к о р г м е н н и ъ гл о в и п р с ф к л а е п о -ц е л е с ъ с б р а зн о от с ъ ч ет ан и е № 1 от два
f ; вн ср ам ен н и Д0 б/;ижени ъ г л о в и п р с ф и .'а и че прн едно и съ щ о н а п р е ч н о сс ч си 1;е
устойчивостта на двуделните п ръти при двустен ни те греди (№ 9) е зн а ч и т ел н о пог о л я м а , о т к о л к о т о при едностенните греди (№ 7)
П р и л о ж е н и е т о на п р и б л и зи т е л н и т е ф о р м у л и ( I X . 8) и ( I X . 9) се у л е с н я в а от об­
стоятел ство то , че в повечето от с л у ч а и т е е в ъ з м о ж н о да се предвиди п р а в и л н о дали
п р ъ т ъ т се и з к ъ л ч в а в е л аст и ч н ата или в п л ас ти ч н а т а о бл аст, з<щ ото обикновено
при едностен)1Ите греди ст р ой ио стта на п о ясн и т е пръти е п о -м а л к а , а на п ълнсжиите пръти — п о -голя м а от Лгр, а п ри в у сте н н и т е греди почти всички пръти имг!т
стройност под А,гр.
След като с помощ та на ф о р м у л и ( I X . 8) или ( I X . 9) се избере пр ъто в ото сечсние, о п р ед ел я се стр о н н сст т а иа о р а з м е р я в а н и я п рът, от съ о тветните табли ци се
отчита коеф и ц иен тът на и з к ъ л ч в а н е ф и по (V.6) се д о к а з в а , че н ап р еж ен и ет о иа
п р ът а не н а д м и н а ва Одо„, р есп ект и в н о m R .
Пример 8. Д а се о р азм ер и д в у д ел ен г о рно п оясен п рът на едностениа фсрмл,
а к о Л' = 35() k N , / п = 2 6 0 cm и а д „ „ = 1 6 0 .Ю" kN/m®. В ъ зл о ви т е плочи са дебели
10 mm.
С тройн остта на п о яс н и т е п р ъти е оби к н ов ен о г о д Х,р. П о ра ди тс ва за пърсс
(п р ед в ар и тел н о ) о р а з м е р я в а н е се използ'ува ф о р м у л а ( I X . 9), като от табл. IX .) се
отчи та за ньй-подходяш ото с ъ ч етан ие от р а з к с р а м е н н и ъ глови стомани А<= 2,90 и се
намира;
F > \ 0 * jgQ-fj^3-t-0,577.2.90.2.60*=21,99-!-1 1 ,30 = 33 ,20 cm*.
И зб и р а се по ГОС Т 2 L 7 5 . 1 0 0 . 1 0 с F = 2 . 1 6 , 7 0 = 3 3 ,4 0 cm*. / , = 3,13 cm ,
= 2,17 cm, / j , = 3,28 cm и се и зч и с л я в а
Х,= ^ = ^ “ _-83;
Ix
260
3,13
^7
L'74
=
79,3 :
3,13
Xi =
” ет ■‘ (/I
260
= 40•
3 .2 ,1 7
- 40' = 89 >
.
Cpcu;y 1 г а х л = 8 7 се отчитп от
пров';рявп по формул;) (V'.6):
"iW- - » 4 : ж г
тбл.
5 на п р и л о ж ен и е
111<р=0,684
и н а к р а я се
-
от
ек
а
^ cилиt•тo Л = 350 kN с п олучено от о с н о в н и т е н ор м ативн и то вар и , без да се
учис.ж;]? по коефициентите на п р е т свар в ан е.
Ксг. ю с н с в ъ !\;о ж н о j a сс нг.мерят по;:ходящи р г з н о р а м е н н и ъ гл ов и стом ан и,
I- - 1 и.:^съсбрг, i h o с да се прсмм 1 ;с към р ав нор ам ен н и п р о ф и л и . Д в у д е л н и т е п ръти
ст р ; Eh'on::\ii.fiHii т г л о в и прсфмлп се п р о в е р я в а т на устойчивост само по м ат ер и а л i:, i: (с х — х. когато 1х~
и
Гг,( ред г р ; Г11 л 1 и:кл от 19^1 г, D гргж дг.нското и п р о м и ш л еното стрси телст£ с
в^lг:кI:
1111 i [ г и ; , e i c T . i E c t i; ст ъ г л о в и r p e d i v H с у . е ж д и к н о ра зс т о я н и е , p a t i с
нг .
1 ; 7 ;i н л i i : . g b : t ? г .;е ч г , с е с р г : м е р г Е ? . т кг.то м сн сл к т н и п ръти б е з свсf ( С 1 ' П С С, Г.1 о А, ^ -^О.
I X . 3.5. Оразмеряване на възловите плочи
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
На фиг IX .50 е показана една от най-простите възлови връзки. З а ­
страшеното сечение а—а на възловата плоча минава през последния
нит, където цялото прътово усилие действува върху възловата плоча.
Фиг. 1Х.50
Ако плочата се оформи по начина, показан на фиг. IX .50 а, тя ще бъдб
натоварена в разрез а— а на ексцентричен опън и напрежението се
определя по формулата
N .е
където
F„- b { b - d ) и W,
Ь- . 6
0,85—g— са лицето и съпротивителният мо­
мент на отслабеното напречно сечение на плочата в разреза а —а;
N е прътовото усилие;
е — разстоянието от силовата линия до неутралната ос на същото
сечение.
275
*
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фнг. 1Х.51
от
ек
а
Очевидно е, че минимално напреженне, а с това и най-икономпчна
плоча се получава, когато усилието N действува центрично, т. е. ко­
гато е= 0 (фиг. IX .50 б). В този случай и нитовете, които свързват
плочата с поясния прът, са натоварени също центрично и получават
най-малки усилия.
Големи напрежения във възловите плочи може да се появят найвече при подпорите, поясните чупки и нзобщо при възли, в които поясният прът завършва или се прекъсва, без да бъде снаден чрез на­
кладки с равностойно напречно сечение (срв. IX .2, т. 5, случай 3). Го­
леми напрежения може да се появят и при всички несиметрнчнн въз­
лови плочи, ако те не бъдат целесъобразно оформени.
На фиг. IX .51 а е показан възелът при подпората на параболпчна
или трапецовидна греда, тъй както той не трябва да се изпълнява. На­
преженията в разрезите а— а и б—б, предизвикани съответно от прътовото усилие U и момента M a= U -е, респективно от нормалното уси­
лие ~ \ У и момента M ^ ^ R . r (фнг. IX .51 б), са недопустимо високи.
Правилното изпълнение на този възел е noKasatio на фнг. IX .51 в.
Тук възловата плоча е значително по-внсока н има необходимата якост
276
за поемане на момента Мд, а прътът V предава усилието си центрично
спрямо удължения й десен долен край. Поради голямата височина
плочата трябва да се укрепи с вертикално ребро от 2 l -профила.
Друг пример на несиметричен възел е даден на фиг. IX .52. Той е
оформен подобно на междинен поясен възел с непрекъснат пояс. По­
ради това напреженията във възловата плоча са умерени.
2LW0.m0m
от
—
ек
и„=^550/гН
^--- • J-
а
и-а
2!0JU^
2LI50./OO.I2
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
; 0 o Oil' o Ф
,
4)|
Фиг. IX.53
Най-после на фиг. IX.53 е показано изпълнението на един межди­
нен поясен възел, в който поясният прът се снажда чрез две странични
накладки и самата възлова плоча. Напрежението в застрашения вер­
тикален разрез а— а непосредствено вдясно на вертикала може да се
определи приблизително по Навие;
а = ±
кт
Т \к
+
Ел
е
са лицето и съпротивителният момент на напреч­
ното сечение на плочата;
и е усилието в десния поясен прът;
е — рамото на това усилие до неутралната ос х —х
на действуващото сечение.
Без страничните накладки това напрежение би било без съмнение
по-голямо от о „ не само защото f и
на плочата без накладките са
много по-малки, отколкото на плочата и накладките, взети заедно, но
11 защото ексцентрицитетът е би бил много голям. Ако въпреки стра1:;;чн: 1те накладки се окаже, че напрежението е по-голямо от R, налага
се да се постави и поясна накладка. Практически това води до пълното
спажлапе ма пояса и в този случай във възловата плоча ще премине
caN O разликата межд> двете поясни усилия А U^- U^— U„.
Поради голямата височина па възловите плочи в сравнение с дължи­
ната им определянето на напреженията по Навие представлява само
гр\бо приближение. В действителност се пораждат високи концентра­
277
ка
ции на напрежения, представа за които дават траекториите на глав­
ните напрежения на възловата плоча, показана иа фиг. IX .54. Тези
траектории показват ясно сложното напрегнато състояние, в което
изобщо се намират възловите плочи. Това обстоятелство налага осо-
Фиг. IX.55
от
е
Фиг. IX.54
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
бена грижа при оформяване на възлите и подсказва, че най-правнлно
изпълнение е онова, при което прекъснатите във възлите поясни пръти
се снаждат с накладки, без да се използува самата възлова плоча. Така
тя се освобождава за прякото си предназначение — да изравни съби­
ращите се в нея пълнежни прътови усилия с разликата между усилията
на поясните пръти (срв. IX .2, т. 5. случай 2).
Възловите плочи трябва да бъдат по възможност малки и да нмат
правилна форма, която позволява изрязването им при най-малък брой
изрезки и без загуба на материала. На фиг. IX .55 е показан пример за
неправилно и правилно оформена възлова плоча. Желателно е поне две
от страните на плочите да са успоредни помежду си.
Целесъобразно оформяване на възловите плочи на заварени греди,
подложени на динамично натоварване, е показано на фиг. IX .23 п
IX .24.
Дебелината б на възловите плочи се избира в зависимост от максималното поясно усилие, както следва:
за тахЛ^п = ДО 150 kN
б =■ 8 — 10 mm.
за тахЛ^п = 150— 250 kN
б = 10— 12 mm,
за TMxNn = 250— 350 kN
6 = 1 2 — 14 mm,
за niaxyVn = 350 kN
б
14— 24 mm.
От друга страна, дебелината на възловите плочи трябва да се съ­
образи с диаметъра на нитовете или дебелината на заварките. Прн нитованите греди най-икономични връзки се получават, когато дебели­
ната на възловата плоча е такава, че при избран диаметър на нитовете
носимоспособността им на срязване и на смачкване е еднаква. Съгласно
с (VI.6 а) това се постига, когато между б и d съществува зависимостта
6 = 0 ,3 5 4 d, респективно 6 = 0 ,7 0 7 d. Обикновено се приема Ь
—
— (10-;-12) m m ^ 8 m m . При заварените констр)кцип .мпиималиата дебе­
лина на възловите п^ючи е 6 mm.
Необходимият брой на нитовете се определя по формула (VI.7) или
(VI.8) (срв. също IX .2, т. 5).
278
а
ек
от
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Втора
част
Ел
е
кт
СТОМАНЕНИ КО НСТРУКЦ ИИ
Първи
раздел
СТОМАНЕНИ КОНСТРУК' ИИ В ПРОМ ИШ ЛЕНОТО
СТРОИТЕЛСТВО
X
ек
а
Г л а в а
от
ПОКРИВНИ КОНСТРУКЦИИ
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Покривките конструкции се състоят от следните части, които се
разглеждат в Х.2: покривна настилка със или без ребра, столици, бинjepii (ферми), покривни връзки и лагери (вж. фиг. Х.1 и 1.3).
Х.1. Определяне на натоварването на покривните конструкции
Х.1.1. Постоянни товари
ек
Постоянните товари на покривните конструкции произхождат от
собственото тегло на съставящите ги части.
Собствените тегла на различните видове покривни настилки се д а­
ват от Правилника за натоварване на сградите от 1959 и 1964 г. Соб­
ственото тегло например на ребрената покривна настилка от керемиди
на кал заедно с ребрата е 1200 N/m^ действителна (наклонена) площ.
Ако а е ъгълът на покривния наклон (фиг. Х.2), товарът на 1
хор 1,зонтална площ е
N/m^
(Х.1)
Ел
а върху 1 m хорнзонтална дължина на реброто ще действува постоян­
ният товар
g, = g „ . a = 1200^^^“-
N/m^
където a е избраното осово разстояние между ребрата (фиг. Х.1).
■В нормативното тегло на покривната настилка е включено собст­
веното тегло на дървеии ребра с размери 12/16 cm и с междуосово раз­
стояние а„ 1,00 1П. Ако при избрано междуосово разстояние а и под
ленствието на меродавните оразмерителни товари (включително и
променливите товари) се получат ребра с размери например 10^2 cm,
за да се изчисли постоянният товар на столиците, трябва да се спадне
теглото на реброто с размери 12/16 cm и да се прибави теглото на ораз­
мереното ребро, или
28 Г
го/у^о
c/ne/fffW
1^^ ?
pi
/eeyru\
Ш
Щ ш ж т ш т
Щ
p
• 1 ,
^е/7//а
б
^
а
Щ
ек
ЩМ
rF7:;Saflopa<3Tzp.
___________
i
Crr7pa//ovf^a
от
\Щ ^
нн
УА а б
С иб
Г ли
Ssor77a*ra/Tf/a rjpomuSo^ят^ьрна врьзка.
^аг7ре‘/маrrpo/m/So-
кт
ро
Bsm bpf^a SpM /ta
/7jtaf//fa no/fpu& z
Ел
е
Ф иг. X .l
a EliX i 4 H H nXD-^<? U n H H N t U .t l J^
d- ф
u j,^
■Фиг. X.2
282
|*и -4-Я-f»/!-+-/i4
„ . { f,2 0 0 -(» A M .L e _ ? J 5 ^ )V 1 .^
1 X=
(X.2)
= ,^°coT^+ ^ '')^ ■
T^к
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
0,20 . 0,22
КТ/ 9
= -----1 ------ Y N/m*;
а
e постоянният товар на една столица в N/m;
— коригираното тегло на покривката обшивка в N/m*;
1^^ ^ — собственото тегло на столицата в N/m* хоризонтална площ;
например, ако столиците са дървени с размери 20/20 cm,
у — обемното тегло на дървения материал в N'm*;
/. — осовото разстояние между столиците в т .
Собственото тегло на стоманените столици се дава за единица хориаомтална площ. То зависи от общото натоварване и разстоянието
мс‘жд\ фермите, като:
а) при обнкновени (прекъснати) столици е от 65 до 140 N/m*;
и)
при герберови и непрекъснати столици е от 45 до 110 N т*След като се оразмерят столиците и се определи теглото им, реду­
цирано към единица площ, постоянният товар на фермите (биндерите)
се опрелеля, както следва:
където
Ел
ек
тр
о
е постоянният товар на биндерите (фермите) в N/m;
йе. J — собственото тегло на столиците в N/m*, определено въз
основа на оразмеряването им;
Ф — собственото тегло на биндерите, редуцирано към еди­
ница застроена площ и увеличено е 20% заради те­
глото на покривните връзки, в N/m*;
Ь
— междубиндерното разстояние в m (фиг. Х.1).
Предварителни данни за собственото тегло на биндерите в N/m*
застроена хоризонтална площ или в N/m биндер се получава по фор­
мулата
^с.ф = ^ •
О “ ‘
(Х.4)
където
ц и р са постоянният и временният товар на биндерите (без
собственото им тегло) в N/m* или в N'm;
/ — подпорното разстояние на фермата в т ;
k — коефициентът, чиято стойност се взема в зависимост
от вида на биндера от табл. Х.1.
283
Натоварването на лагерите от постоянните товари е равно на опор­
ния натиск на фермите, предизвикан от тези товари;
(Х.5)
където
I е изчислителното подпорно разстояние на фермите в т ;
— постоянният товар на биндерите от покрива в N 'm.
Таблица
X.I
а
Стойност на коефициента k
12— 24
16— 28
12—28
12-28
12— 25
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
3
4
5
Обикновена триъгълна ферма
Триъгълна ферма система Полонсо
Д ву скатн а трапецовидна ферма
Пълностенна нитована греда
Пълностенна зпварена греда _____
m
m
m
m
m
от
1
2
ек
Система на бнндера
4.5—5.5
4,2— 4.8
4,0— 5.0
4 5—6,0
4 '2 —5.5
X . I . 2. Временни товари — сняг и вятър
Нормативните стойности на товара от сняг
и налягането на вя­
търа
в N/m* натоварена площ се вземат от табл. IV. 1 и IV .2. Нати­
скът на вятъра се определя по формула (IV.36):
=
Ел
е
кт
където
е аеродинамичният коефициент, който зависи от формата
на покрива и от наклона на плоскостта, подложена на действието на
вятъра (срв. IV.3, т. 3 в).
Натоварването от сняг р„ п вятър ра на елементите на покрива
(ребра, столици, биндери) и на лагерите се изчислява по следния на­
чин (фиг. Х.2):
а) за ребрата (фиг. Х.2 а)
р рси ^рГ ос^а V(N/m),
(X.6)
'
гp'
р =^pl . a (N/m);
б) за столиците (фиг. Х.2 б)
=
(N/m),
(N/m);
X.7)
в) за биндерите (фиг. Х.2 в)
като равномерно разпределен товар
Рф
= Ро" ■*
(N/m), Pl
P l . b (N/m);
(X.8a)
като съсредоточен във възлите товар
Pl - p l - h .
284
cos a
(N);
(4.86)
г) за лагерите (от сняг върху целия покрив)
|( N ) .
(Х.9)
Натоварването на лагерите от вятър се определя с помощта на план
иа Кремона.
Освен от сняг н вятър второстепенните носещи елементи — ребра
н столици, се проверяват и за монтажен съсредоточен товар
Р» = 1000 N,
,
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
поставен в най-неблагоприятно положение (средата на отвора). Смята
се за изключена възможността този монтажен товар да действува едно­
временно с някой друг временен товар.
При изчисляване на усилията всички товари, определени по фор­
мули (Х.1) до (Х.Ю). се умножават със съответните им коефициенти
на претоварване (вж. табл. 2 на приложение II).
Х.2. Конструктивно изпълнение и изчисляване на частите
на покривните конструкции
X. 2. J. Покривни настилки
Ел
е
кт
Покрпвната настилка покрива сградата и я предпазва от атмосфер­
ните влияния — валежи, вятър, температурни промени и др. Тя трябва
да бъде водонлътна, устойчива на мраз и горещина и ако предназначе­
нието на сградата налага — да изолира срещу шум и топлина. Освен
това покривната обшивка трябва да е в състояние да пренесе това­
рите — собственото си тегло, снега, вятъра и др., върху елементите,
които я носят — столиците.
Различават се настилки, които предават товара си на столиците
посредством дървени или стоманени ребра — ребрени настилки, и настнлки, които се полагат направо върху столиците— самоносещи настплк:!.
Към първия вид спадат настилките от катранена мушама върху
дъсчена обшивка, марсилски керемиди на летви, марсилски керемиди
иа дъсчена обшивка и кал. гладка поцинкована ламарина на дъсчена
обшивка, етернитови плочи на летви или на дъсчена обшивка и стъклеimic покриви.
Дървените ребра се поставят през 70— 125 cm. При подпорно разстоямпе в план 2,50—4,0 m те имат размери 8 10— 12'14 cm. Д ърве­
ните ребра се зарязват 1,5—2,0 cm в стоманените столици и се закрепя­
ват чрез болтови куки (фмг. Х.З). Връзка с билна столица е показана
на фиг. Х.4.
Обикновено стоманените ребра се прилагат при стъклени покриви
(фиг. IX .44). Те се правят отТ-профили или други специални профили
и се поставят на разстояние 45—85 cm съобразно със стандартните ши­
рочини иа армираното стъкло.
285
П ри стомйнсните п о к р 1 :вни кс1:струкции се \ r c T p t ^ с л с д шт е caMciiocciU i
nacTii.TKi::
I.
В ъ л н о о б р a 3 н a
п о ц н н к о в п н а
л ;i м ;i р и н л
(фиг. Х. :>).
Т с в а е HEii-.’ieKaTE пс к р и в н а н г . с т нлка (70— ItO N m- npi:
Шиг-счпната
на застъпв; ' К1' тс с е к з б и р а в з а в и с и м о с т о т нг.клонг иа п< крг.ва м с ж л у 20 i; 10 cm.
ек
а
>1
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
2Leo.ee.^
if
Фнг. Х.З
J0JSO
Разрез а -Ь
Ел
ек
тр
о
Фиг. Х.6
Фиг. Х.4
Фиг. Х.7
А\1 : н и м а л т ; п т н а к л о н е 1C“. В с г к а четвъ р та в ъ л н а се п рнк р еп в:' към столиците
плоски I . VKI 1 и два ннтп с а ' = 5 или iS iv.i'i, a при с т р г х . та — чрез болтовп к\ км
( фн г . .4.6). Детг.йл при билото е л; 1 Деи на фиг. Х .7. П оимнковпната лгл;лринл с лош
г зо л а т о р иа т о п л и н ат а и не е дъ лготр;;й н а.
2.
. А з б е с т о ц и м е н т о в и
(етернитови)
в ъ л н о о б р а iii и
п л о ч и. Те са у стой чи ви иа вла.г.-’ . студ и пож;:р и с.? леки — I^0 N си,-, вклю1-'|1 телно снп/кдг.ннята. Н а п р е ч н о т о (на и;,клона) сн а ж д а н е се и,1 пълн!н<;; (адължиl e . ' u o нпд ст ол и ц и т е прн ш и р о ч и н а на за с т ъ п в а н е т о 2 0 — 15 Ciii (фиг. Х .М . И аллъж ното за с т ъ п в а н е об х в а щ а две п олу в ъ л нм и се п р м я г а с бо.-;тове (ц иг. .4 9). В сяк .1
п л сч а се ,'а к г е п я в а към ст ол и ц и т е с н а й - м а л к о 4 болтови к у к и . Би.^ито се покрив.!
с подхольчго извити л и ст о в е или к а п г ц н . В .Л. CiCTcipiiq i.'Po.i — Д 11 \п!тр 1 вгр;;д. се
произЕ сж ди т п.-;очн с 4 р а зл и ч н и д ъ л ж н н н ; 1300. 1'ЮО. i.':;00 м 24.'0 ni-r. при едн ;.и ;а в;;соч 1 'н а на в ъ л н и т е и дсСол:.!;,: .-la п.-очлто. Д о м ч c t i ! - . : o t o п о дп ор но разстогн г е — м с ж ду оси е на стол и ц и т е , е ср; 1 :;:1 ително мал^.о — ^0 с п . в а т о в а столиците
286
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
Ф нг. Х .8
ек
а
Cl- поставят HL- гамо по в ъ з л 1 : т с n : i фермлте, по и меж ду тях. П рн това п о л о ж е н и е
горните пояси нл фермите се товарят допълнително на местно огъване. При изпол)уь.. 1к- нл плочи с м ак с н м ал н а д ъ л ж 1 П1 а 2 4 j 0 nim н ай -го л я м о т о в ъ зм о ж н о ^ieждyocиe
па столнците, мерено по н ак.ю и л на п о к р и в а , е 115 cm.
Фиг. Х .Ю
Фиг. Х.9
Л, К п с е т и р п м и
с т о м л и о б е т о н н и
п л о ч и
от
в и б р и р а н
6 V т о и. Те м . л т р г т все п о - ш и р о к о п р и л о ж е н и е . Д ъ л ж и н а т а , р е с п е к т и в н о подп о р п с т о пм р а ч с т о я п и е , д о с т и г а до 2 ,5 0 m при Ш ирочина 50 cm . П л о ч и т е се п о л я г а т
вър.ху с т о л и ц п т с (ЧИИТО п о я с и т р я б в а да б ъ д а т д о с т а т ъ ч н о ш и р о к и — ]Т 12 ил1.'С12)
II с л с д т о в а с е с в ъ р з в а т в ъ г л и т е с т я х чр ез п о д х о д я щ о и з р я з а н и и и зв и т и к у к и от
с т о м а н а , к о и т о се с1Мо т а в а т с тел о к о л о и з в и т и т е н а г о р е к р а и щ а на а р м и р о в ъ ч и и т е
п р ъ т и МП р с б р й т л (фнг. Х .Ю ) и се ц п м с н т и р а т .
ек
В сб р сб е то м н м т е плочи са с р а в и м т е л н о т е ж к и ( g ^ 5 5 0 - i - 7 5 0 N /m *). К ъ м т е г л о т с
им се п р и б а в л т е г л о т о на и з о л а ц и о н и а т а п о к р и в к а : р у б е р о и д в ъ р х у и з р а в н и т е л е н
ц и м гн т или а с ф г л т П 2 0 N /m - ), д в о й н а к а т р а н е н а м у ш а м а , п о с и п а н а с п я с ъ к (240
N 111-1 — Соз или с д о п ъ л н и т е л е н и з о л а ц и о н е н с л о й , и д р .
4. Л р \1 II р :i и и
п е н о б е т о и и и
и
а р м и р а н и
п е и о с и .1 и
h а т п и п л о ч II T c jii п л о ч и и м а т п р е д и м с т в о т о , че са т о п л о и з о л и р а ш и . Д е б е .'ic if T.I мм е от 10 до 16 cm , а т е г л о т о — 75 0 л о 1200 N /m - .
Ел
Изборът на покривната настилка зависи от местните условия,^от
предназначението на сградата (доколкото тя е излож ена на пожар или
трябва да бъде предпазена от външни влияния), както и от архитек­
турни съображ ения. Всяка настилка изисква определен минимален
наклон на покрива, за да бъде водоплътна при проливен дъ ж д и т о ­
пене на снеговете.
В табл. Х .2 са дадени необходимият наклон и подходящ ите или
максималните разстояния между ребрата — при ребрените покриви,
и между столиците — при самоносещ ите настилки.
Необходимият наклон за масивните настилки се определя от вида
на изолациониата покривна обш ивка.
287
Таблица
Покривен
наклон
1
2
Гладка поцинкована ламарина с двоен подгъв
Вълнообразна ламарина,
по-добре
В ълнообразен етернит.
по-добр1
'
Катранена мушама
Касетирани бетонни плочи
Керемиди марсилски тип при полуширочина на
покрива, мерена по наклона
до 9 м
над 9 м
Стъкло
3
4
5
6
0.9
1,0 (р)
>5®
1.0 4.0 (с)
1,0— 1.15 (с)
>14®
6-12»
6— 12»
1,0— 1,25 (р)
1 .0 - 2 .5 0 (с)
0,7— 1,00 (р)
>26,5®(50»i)
£31®
0,45—0,85 (р)
3 i-4 5 »
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
7
^3»
^10®
^ 1 4 » (2 5 % )
а
Внд на покривката настилка
от
по
ред
Разстояние
в метри меж­
ду ребрата (р)
ил »1 столиците
(с)
ек
№
Х.2
Х.2.2. Столици
Ел
е
кт
За междубиндерни разстояния, по-големи от 4 т . столиците на сто­
манените покриви са стоманени. Разстоянието \ между столиците за­
виси от вида на настилката. Обикновено то е 2,0-f-4,0 m.
За подпорни разстояния 4,0—8,0 m
се използуват I - или С-профили, кои­
то се изпълняват като прекъснати гре­
ди — за / до 6 т , нли като непрекъс­
нати или ставни (герберовп) греди —
за / до 8 т . При подпорни разстояния,
по-големи от 8 т , се избират прътовн
J0
стояици, съставени от ъглова стомана
(фиг. Х .И а), или комбинирано от ъгло­
Фиг. Х .И
ва и обла стомана (фиг. Х.11 б).
Столиците са масов елемент в покривните конструкции и се изби­
рат въз основа на сравнителни сметки, като се прецепява и влияннето.
което оказват върху изпълнението и монтажа.
Столиците, прекъснати над биндерите, са най-прости в изпълне­
ние, осигуряват възможно най-бърз, лек и евтин монтаж и не се влияят
от поддаване на подпорите си, но са сравнително тежки и скъпи.
Непрекъснатите столици са статически неопределими. Те преми­
нават без прекъсване над биндерите и осигуряват падлъжпа връзка
между тях. Моментите над подпорите намаляват моментите в полетата,
вследствие на което тези столици са по-лекп от прекъснатите, но по­
ради снажданията имат по-сложно изпълнение. Освен това техният
монтаж е по-труден, а нееднаквото улягапе ма подпорите предизвиква
допълнителни напрежения. Непрекъснатите столици се изчисляват
288
при предпоставката за изравняване на моментите в полетата и над опо­
рите при пласткчно огъване (т. II 1.6) и се оразмеряват с
Като се поставят п— \ стави при п полета, непрекъснатите столици
се превръщат в статически определими ставни греди и не се влияят от
d — ^o.aosliSLr.—
4
е.
ек
а
I
г7,=
^^
02 - 0 ,/2 S l ■
^ ^ 0,062S^l^
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
6, -
от
/5
07071)
52=^0,6731]
^0,5/51;
Фиг. Х.12
подаването на подпорите си. Заедно с това обаче столиците загубват
значението си на непрекъснати надлъжни връзки. Ставите се поста­
вят през поле така, че моментите над подпорите и максималните момгпти в межд 11[1ните полета да са еднакво големи (фиг. Х.12). Поради
това и герберовите столици, както непрекъснатите, имат до два пъти
по-малък изчислителен момент в сравнение с прекъснатите столици
и са най-леки, тъй като освен това те се оразмеряват с
Ел
е
кт
В крайните полета, където максималният момент
е по-голям
от 1/16 ql'^ — в тези полета той е равен при герберовата столица на
0,0958
ql-,
срв. фиг. X. КЗ,
— е необходимо подсилване. То се
постига чрез допълннтелнг С-проф или, които се поставят отстрани
на оснозния профил (фиг. X.1J) или по друг начин.
Необходимият ст-противителен мзмент Д IF на подсилването на гер­
беровите столици t С -профили се изчислява, като се излиза от усло­
вието максималното напрсжгнне в средните и крайните полета да бъде
еднакво;
M^ — Mi _
mR
Mi I М , _
~ m R \yVi;
\_
^I
~
(X.10)
Wi^^e съпротивителният момент при пластично огъване на основния
профил. Допълнителните С-профили се прикрепват конструктивно
към него.
19 С т о и я с н и конструкции
289
Недостатъците на герберовите столици в сравнение с прекъснатите
са по-голямата конструктивна сложност поради ставите (фиг. Х.14)
и по-трудният монтаж. Монтажът е но-труден поради това, че след
като се изправят първите две ферми н се свържат чрез покривните
Ст ава
/0-~fScm
л
X 13
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фпг
^
т
от
ек
а
1—
а,
-gso-
=L
“Т
•^-L5?rc^i
C/77a ^ i/ o m rr/ T o c / fa c m o M a j/ a
ро
Фиг. X .H
Ел
е
кт
връзки B една устойчива пространствена система (срв. 1.2), не всичкк
следващи ферми може да се издигнат и свържат веднага чрез столи­
ците към вече монтираните ферми, както става, когато столиците са
прекъснати; налага се третата, петата, седмата и т. н. поредна ферма
или да се свърж ат временно за по-предните ферми чрез монтажни
връзки, които се отстраняват по-късно, след като се изправи четвър­
тата, шестата и т. н. ферма и се поставят н вържат окачените части
на герберовите столици, или да се предвидят специални надлъжни
връзки. Това усложнява и забавя монтажа.
Описаният по-горе недостатък на герберовите столици би могъл да
се отстрани, ако необходимите п — 1 стави се поставят по една във
всяко поле, като само първото поле остане без става. Това изпълне­
ние е свързано сбаче с друг, по-сериозен недостатък — при евен­
туално повреждане на първото поле се разрушава цялата столица —
и затова не се препоръчва. Монтажът на столиците със стави през едно
поле е все пак по-бърз от монтажа на непрекъснатите столици.
Може да се помисли, че С-профилът не подхожда за столици, тъй
като той е несиметричен и поради това действителните нормални на-
290
преженил от огъването са значително по-големи от изчисляваните
по формулата на Навие, когато равнината на натоварването минава
през тежестния не 1тър s на профила. Тсва е така, защото за разлика
от симетричния I-п р о ф и л равнодействуващата Т на- тангенциалните
ф||г. Х.15
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
г^У
Ел
е
кт
ро
усилия ме минава през центъра па тежестта, а през така наречения
център на огъването с, отдалечен от s на разстояние а » 0 ,1 1 h- (фиг.
Х.15). Поради това тангенциалните усилия предизвикват усукващ
мо.мепт M^^ T . a Q . a , а той от своя страна — допълнителни нор­
мални напрежения а
Положението се променя обаче и С-профилът става подходящ за
натоварваме на огъване като симетричния I -п р о ф и л , ако равнината на
натоварването минава през центъра на огъването на профила. Тогава
моментът на усукването е равен на нула и допълнителни нормални
напрежения не се появяват.
За да се използува тази благоприятна възможност, столиците от
С-профили трябва да се поставят върху фермите в положение, при
което поясите им са успоредни на наклона и сочат към билото на по­
крива (фиг. Х.16 а). Тогава равнодействуващата на основните то­
вари — собствено тегло на настилката и сняг — минава съвсем близо
до центъра на огъването и допълнителните напрежения от усуква­
нето са малки и нямат практическо значение (вж. т. I I I . 8 с решения
пример). Поставянето на столиците споргд фИг. Х.16 б е погрешно.
Обикновено валцуваните столици от I-п р о ф и л и се поставят също
нормално към поясите на фермите и се свързват с тях чрез странични
ъгли, които, за да се допрат плътно до стеблото на столиците, се по­
вдигат чрез подложни плочки (фиг. Х.17 а).
Теоретична най-благоприятно е онова положение на столиците,
при което равнодействуващата R на всички товари е нормална към
главната ос х —х на валцуваните профили. Практически това не може
да се постигне, понеже посоката на равнодействуващата се изменя,
когато се включи действието на вятъра (фиг. Х.18). Ето защо е неиз­
бежно натоварването на столиците на общо огъване и затова по-пра291
вилно би било те да се изправят (фиг. X .I 7 б), за да бъдат товарени
на огъване спрямо оста у —у само от хоризонталната компонента на ве­
тровия натиск. Но от конструктивни съображения, както и с оглед
на противоветровите връзки се предпочита изпълнението, показано
на фиг. X. 17 а, макар че в този случай столиците са подложени от ос­
новните товари на общо огъване.
||0
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
„
Фиг. Х.17
Фиг. Х.18
Фиг. Х.19
Фиг. Х.20
Ел
ек
тр
о
Столиците биха могли да се пригодят към косото действие на ос­
новните товари, като се подсили горният им пояс с плочка илнС-профил (фиг. Х.19) или като се използува широкопоясен I - п р о ф и л . Ма­
кар и целесъобразно, това изпълнение е неикономично.
Предпочита се,вместо да се подсилват столиците,да се намали влия­
нието на тсвара
който действува по наклона на покрива (фиг. Х.18),
за което съществуват няколко възможности:
1. Ако се приеме, че покривната настилка е монолитна стоманобе­
тонна плоча, тя действува по отношение на товара
като непре­
късната греда с височина и подпорно разстояние, равни съответно на
покривната полуширочина, мерена по наклона, респективно на междубиндерното разстояние, и ще пренесе q^, направо на биндерите. В този
случай всички столици са натоварени само от компонентата q^ на про­
сто огъване.
2. Ако покривната настилка се състои от отделни плочи, непосред­
ствено заловени за столиците, тя е достатъчно яка и може да бъде под­
пряна чрез допълнителна надзидна столица, така че целият товар
на настилката да се поеме от тази столица. В този случай настилката
е натоварена допълнително на натиск, а всички стол 1.цп — на просто
огъване от товара
(фиг. Х.20).
292
3.
Когато покривната настилка е стоманоребрена, т я може да бъде
натоварена на опън и да се използува за пренасяне на товара
на
билната столица, за която се окачва (фиг. Х.21). Т ака билката сто­
лица поема целия товар
а върху останалите столици остава да дей­
ствува, както преди, само падгщата им се част от товара <7,.
(-А
г
Ь
к
'1
ек
Т-»
1
^
ф ерм а
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
т
-
а
J ^
1
Фиг. Х.22
Ел
ек
тр
Фиг. X.2I
/
4.
Когато покривната настилка е такава, че по посока на покривния
наклон не може да бъде натоварена нито на огъване, нито на натиск
или опън, столиците се окачват за билните възли на биндерите с по­
мощта на специални пръчки от обла стомана (фиг. Х.22). Тези «окачвачи» се поставят през такива разстояния, че да намалят подпорното
разстояние
на столиците до степен, че единица товар
и q^ да
предизвикват приблизително еднакво голямо ръбово напрежение.
Поради това, че за най-често и з п о л з у в а н и т е !- и С-профили отноше­
нието^^ е 6—9, обикновено се поставят по два наклонени обтегача
във всяко поле (фиг. Х.22). В този случай
намалява над 9 пъти.
-у /ч и моментът Му се
Окачвачите се прекарват под горния пояс на столиците и се пре­
късват при всяка една от тях. В краищата си те са снабдени е нарез и
гайки, което позволява да бъдат обтегнати равномерно. П рикрепва­
нето на обтегачите към билото е показано на фиг. Х.23.
Най-силно е натоварена горната коса част на обтегачите. При по­
стоянен наклон на покрива действува опънното усилие
(Х.П)
S--(g o + P ).e ^ ,-^ -
където
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
go и р са постоянният товар н товарът от сняг в N,
хоризонтална площ;
А, е хоризонталното разстояние между столиците;
е = 1^ — осовото разстояние между окачвачите, респективно
между окачвачите и биндерите;
<х — ъгълът на покривния наклон;
Ф
— острият ъгъл между косата и правата част на окачвача (фпг. Х.22).
Необходимото напречно сечение на резбата на окачвача е
■
Х . 2 . 3 . Биндери
Ел
е
кт
Биндерите (фермите) са главните носещи части на покривните
конструкции; те пренасят товара от столиците, покривните връзки и
собственото сн тегло на лагерите. Биндерите се поставят на разстоя­
ние 4— 10 т . Обикновено междубиндерното разстояние е 6 т .
З а покривни биндери се употребяват предимно прътови системи
(вж. I X . 1), които са до 15—23% по-евтини от пълностенните греди.
От триъгълните ферми най-целесъобразна е системата Полонсо (фиг.
(фиг. I X . 1 г). Макар и по-рядко, намира приложение и фермата с па­
дащи диагонали (фиг. XI.1 а). З а съвременните самоносещи покривни
настилки — вълнообразни азбестоциментови плочи, пенобетонни плочи
и др. — са подходящи трапецовидната (фиг. I X .2 а) и петоъгълната
ферма с наклон от 1;4 до 1:10 и прав долен (или горен) пояс (фиг. IX .2 б).
Конструктивното изпълнение и изчисляването и оразмеряването на
прътовите греди са разгледани в I X .2 и IX.3. Конструктивни детайли
на характерни възли са показани:
за триъгълна ферма Полонсо на фиг. I X .42 а, Х.17 и Х.24 а и д\
за трапецовидна ферма на фиг. I X .35, I X .47, Х .1 6 а и Х.24 6 или
в и г;
за петоъгълна ферма на фиг. I X .47, I X .44 и Х.24 д:
за триъгълна ферма с падащи диагонали на фиг I X .47, Х.4 и др.
При определянето на оразмерителните усилия трябва да се има
пред вид, първо, че е възможно едностранно и пълно натоварване със
сняг и че за онези пълнежни пръти, на които Ритеровите точки ле294
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
Hsar II :зъи подпорите, е по-неблагоприятно едностранното натовар­
ване съе сняг II, второ, че вятърът може да действува както от страна
на неподвнжпмя, така и от страна на подвижния лагер. С оглед на тона
трябва да се разгледат следните случаи на натоварване (срв. IX. 1, т. 2).
Разрез 1-7
||г.
X J.(
I п п г г ъ л и и 1C' ijiepMii:
‘b.uii тов;:') иг еопст:!е:к) гег.;') л
..
I :
''1П'1
' )Г
1:г1:и,'’ В11Ж1!и;1
.i;ji\-:;:
29 5
3) вятър от подвнжния лагер.
При трапецовидните н многоъгълните ферми:
1) натоварване от постоянен товар;
2) едностранно натоварване със сняг поотделно върху лявата и
дясната половина и пълно натоварване със сняг — общо три случая.
'4'
а
S,
от
ек
ШПППШШШШ]
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
5^ = 5 /
5'--5
Фиг. Х .2 5
Ел
е
кт
3) вятър от страна на неподвижния лагер;
4) вятър от страна на подвижния лагер.
При симетрични покриви от втория вид определянето на усилията
от различните случаи на натоварване със сняг може да се сведе до
начертаването само на един план на Кремона, например за сняг вър.\\
лявата половина на покрива (фиг. Х.25 а). Прътовите усилия
от
натоварване със сняг вър.ху дясната половина са равни на усилията б” ,
в симетричните пръти от първото натоварване (5ц=-5',), за пълси сняг —
на сбора на усилията от двете натоварвания (S
Освен ю в а
при всички видове ферми прътовите усилия
от постоянен това|)
може да се получат от прътовите \си л и я при пълно натоварване със
5
като се умножат с ц -
go
р-н
посто> 1 ис'н товлр за 1 т -
--------- ------
товлр ОТ,СНЯГ
,
.
1 ГЛ-
;
(>Ь,,
^
Следователно симетричните трапецовидни и многоъгълни
ферми се изчисляват за сняг и постоянен товар подобно на триъгъл­
ните ферми с помощта само на един силов план, който е обаче несиме­
тричен (фиг. Х.25 а).
Подпорните противодействия от ветровия товар се определят най.
лесно по графичен начин (фиг. Х.26), но за точност на плана на уси.
лията се препоръчва да се проверяват аналитичмо. След като се на
мерят прътовите усилия, например за вятър от ненодвижния л а гер ’
прътовите усилия за вятър от подвижния лагер се получават по-лесно^
като първите се съберат с усилията на един помощен нлаи (фиг. Х.27 б
296
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
и се разменят местата на така получените усилия в симетрично р а з ­
положените пръти. И наистина, ако към усилията Sa (фиг. Х.27 а)
се прибавят усилията 5^ (фиг. Х.27 б), фактически излиза, че лагерите
са разменили местата си (фиг. Х.27 в) и за да се получат усилията
Фиг. Х.28
кт
ро
при обратно действие на вятъра (фиг. Х.27 г), трябва да се завърти
фиг. 27 в около вертикалната й ос на симетрия, което е все едно да се
разменят усилията S , с усилията S ', в симетрично разположените им
пръти. С други думи, като се съберат усилията Sa с усилията Sg от
помощния план. получават се усилията в симетрично разположените
прътп о! д р \га т а половина на фермата:
Sa--S.; ----s, - s;..
1
(X.13)
Ел
е
I lOMOLiLiioio натосарза! e :e получава лесно, тъй като само основ­
ните прътя са напрегнати (ф;|Г. л .28). При ферми с прав долен пояс в
помощния I'.iaii c:i iia-.oB;ip' ;ni само прътите на долния пояс с усилиетс.' и - Н ( ф и г . Х.28 й).
Х . 2 . 4 . Покривни връзки
Ролята и значението иа покривните връзки са пояснени в 1.2. Това
;а второстепеииите равнинни конструкции на основните пространст1ени системи — биконструкциите. При покривните конструкции второтепеините равнинни конструкции се подразделят на стабилитетни и
1ротивоветрови връзки.
Стабилитетиите връзки се развиват през 3—5 междубиндерни поюта в равнината на гориите нояси на две последователни ферми. Те
297
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
lie само стабглизират пространстпено конструкцията, но н направо
или чрез столиците укрепяват въ?лите иа натисковите пояси иа cbq.
бодните биндери срещу странично измятаие (срв. VIH.4.1). За пояси
на стабилйтетните връзки {гред;) служат натисковите пояси на свър­
заните ферми за вертикали — столиците, а за диа­
гонали — специалии пръти
от ъглова стомана L 50.50.3
ло L 70.70.7. Стабилитетнип
иръзки ие се оразмеряват.
Противоветровите връзки
иосят вятъра, който дей­
ствува върху челните — калканните стени иа сградата
Те се развиват в крайните
полета в равнината на горни­
те и долните пояси на фер­
мите (фиг. 1.3 и Х.1). Гор
/ 1ите гфотивоветрови връзки с л у ж а т и за стабилитетни връзки
Натискът на вятъ р а се предава върху противоветровите връзки чре!
колоните на калканните стени, които се опират направо или чрез ,voризонтални товароразпредел.чтелни греди d във възлите на противсветровите .връ зки (фиг. Х.1 в). Подпорното разстояние на противове
тровите връ зки е равно на подпорното разстояние на биндернте.
П окривните връзки в равнината на горните поясм на трапецовид­
ните ферми се опират в напречни вертикални вр ъ зки , които, ако .м<1сивната част на сградите не е устойчива в н адлъж но напразление. сг
п родълж ават до основите на съотвегните колони (фнг. Х.1 б). Товаг
необходимо за всички покривни конструкции, чиито надлъжни стен'
с а неносещи.
Противоветровите връзки, вклю чително и вертикалните мм пролъл
жения, се изчисляват като прости греди на две подпори. Обикновен
при изчисляването не се взема пол внимание нагъиатостта на ropiiinc
ripoTHBOBerpoBH връчки при чупките на биндерите.
Ел
Пространственит< .истеми, о б р а п в п м и от д в а y c n o p i u m i Оиилорп и и р п п в '
ветрова в р ъ з к а с н а г ъ н а т а м ногоп ю с к о с г н ;» п о в ъ р х н и и я . м о ж е да со ш ч исл ят
симетричен хоризонтален т о в ар по с л е д н и я и ачи м , п рсд.пож сн от а в т о р а | 2 2 )
П р о с т р а н с т в е н а т а с и с т е м а (ф иг. Х .2 9 ) сс ра/ш а д и на две с ъ с т о я н и я ; «прспиз
в е т р о в а греди» и :биндери'>.
Под с ъ с т о я н и е я п р о 1 и ь о в е ! р о н а i реда» се p a i 6 iipa м и с л е н о о г д с л с и а т а от i ■
гт ем дт а, а в н у л е в о т о с ъ с т о я н и е и с р я з а н а н а и р с т о иреч с р е д н а npoTHOoueipi'“
h^Jъ;lкa, п о д п р я н а т р и с г р а и ч о о .т.агсрните в ъ з л и на б н н л е р н т е и п е р ш к а . и ю п М' л
;:и нн ите в ъ з л и п р и ч у п к и т е i'.-i б и и д с р н т с п о я с и (фиг. X 29'<).
П од с ъ с т о я н и е « би н лери» с е р а з б и р а т д и ат а об осо б ен и р а о н и и и и Оии.М'
к о н т о п о д п и р а т П р о т и в и в е т р - з ^ т а г р е д а (фиг. Х.29Л),
В п ървото състоянии д е й с т в у в а : хормзои г а л и т е Г!Ъ',ломи товари \ Г ,'Т е npi и звик ват ве р т и к а л н и т е опорни прогмиодсОствия К/, а п краннм тс въллн — и
ри.^онталниге п ро тн в о д ев ств и я Н и 0 Всички опорни реакш и! н състоиние «rpeji'
д околкото н е с е поем ат н а п р а в о ог 1к '1:одиин:ниle .таю рн на ;:рьстранственагл с»
стема, д е й с т в у в а т с обратен зи а к к а ш ш .и т и н *ои::ри нърхх елиоимоиинтс пъ-ч
иа б и н д ер и т е'(ф иг. Х.296).
298
У си л и я т а в първото състояние се означлвпт с 5 г . <> във второто — с S b - С б о ­
рът от у с и л и я т а от двете съ стоян и я даба у с и л и я т а , конто в я т ъ р ъ т п р е д и з в и к в а в
прътите на п р о с т р а н с т в е н а т а ' система:
S = Sj- Ч- S g .
Прм р азп ад ан е т о на пространствената система с т ат и ч еск ат а й н еопределимост
се у в е л и ч а в а с две, поради което състоянието «греда» се я в я в а три пъти стати ческ и
неопределимо. З а гвръхбронни величини се и зб и р а т н ап р еч н ат а си ла
и х о ри зо н
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
талиите п ро екц и и на двете поясни у с и л и я
и
, които^действуват в н а п р е ч н и я
р, 1 зрсз. п р е к а р а й през билото на п р от и в овет ро в а т а греда (фиг. Х.29Й).
При стати чески неопределими биндери към неизвестн ите в ели ч ин и от п ъ р в о т о
състояние т р я б в а да со п риб авят и вели ч ин ите от второто съ стоян и е .
В ъ )м о ж н о е да сс габотн по два начи на — със стати чески оп р едел и м а ос н овн а
система, като всмчкн м ;п е р с т а т н ' 1 нн вели чин и от двете с ъ с т о я н и я се обед и н я т в ед н а
обща система от н е т н с с т м н , млм със стати чески н ео п ред ел им а осн о вн а система —
гри зан ат а през средата п ротиповетрова греда и д в ат а стати ческ и н ео пр ед ел им и
бммлера, при което статнчсски неопределммите вели чин и от п ър в о т о съ с т о я н и е са
I л:1 вни неизвестни.
Д о к а з в а се обаче, че ако биндерите са с т а т и ч е с к 1т определ и м и и ли а к о те са
vT.'iTi!4 ccKH неопределими, но се работи със стати чески оп р едел и м а о сн овн а систсмп, рсспективио със статически опредслимо в и р т у а л н о с ъ ст о я н и е, св р ъ х б р о й нмтс величини S^H
са изобщо неопределими и м ож е да б ъ д ат п р о и з в о л н о изГрлии, иапримгр равни иа и у л а, без това да се от р ази на к р а й н и я р е зу л т а т . О свен
товл при симетричен хори зо нтал ен товар и симетрични стати ческ и н ео п ред ел им и
биндерм напречната с и ла
в билото на п р от и в овет ро в ат а греда е съ щ о р а в н а на
муля. Ето защ о прм вътреш н остати чески определ и м и р а в н и н н и части ста т и че ск от о
итчисляване се и звъ р ш в а по с л ед н и я начин;
а.
К огато би илерите са стати чески оп редели ми с по един п о дв иж ен и един не­
подвижен л а г е р , п р о ст р ан ст в ен ат а система е един път стати чески н еопр ед ел им а. За
статически неизвестна в ел и ч и н а се и зби ра н ап р е ч н а т а с и л а в би л ото на п ротиво.
ветровата греда X = Q ^
У с и л и я т а S p и Sg в двете с ъ с т о я н и я «г реда» и «биндер»,
окончателните у с и л и я S в дей ст в и т ел н ат а система и сам ат а с т а т и ч еск и н е о п р ед е­
лима величина X се о п р ед ел я т по ф ор м у л и т е
Ел
е
кт
Sr = Sj - X . S \ \
S = S r ^ Sg = (So^ + S ^ ) - X
(S ] + S f ) ;
j; (sf--L s f
(Х.14)
^
6.
К огат о би н дери те са зъ н ш н о статически н еопределими и си м етрич н и, н а ­
пречната с и л а с средата на п р отивоветр овата греда е р а в н а на н у ла и с т а т и ч ес к ат а
неопределимост на п р о с т р а и ст в с н ат а система се о п р е д ел я от ст£пента на статичес к а п н сопределимост на д в ата би н дера, взети заедно. П о р ад и с ъ щ е с т в у в а щ а т а а с и ­
метрия иа н а т о з а р в а н е т о при противоветрови греди сп оред фиг. Х.29в и г н е и з в е ­
стните в с л и ч ..... . на еди н ия биндер X j са равни по аб со л ю тна с т сй ност и обр ат н и
но зи ак на съот аст н и т е едноименни величини Х ' / н а д р у г и я биндер Х', = — Х { ' = X,.
Ето за щ о при един иът статически неопределими биндери (фиг. Х .296) се
получава
299
•sr = s^ ;
S = 5 H - 5 b = (So
^ 4- s ^ ) _ X E . S f ;
,,
,,.
(Х .И й)
^ rif
6..
а
EF
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
О з н а ч е н и я т а в ъ в ф ор м у л и т е, посочени п о-горе, са:
Sq и Sq — у с и л и я от в ъ н ш н и я т о в а р в с р я з а н а т а п рез ср едата противоветрова
греда и статически о п р е д е л и м и т е биндери на о сн овн ата системп;
5"^ и S® — у с и л и я в с ъ щ ата система, п р е д и зв и к а н и от т о в а р а Х = — 1 ;
F и S — л и ц е на н апреч ното сечение и д ъ л ж и н а иа прътите.
С ум и те в и з р а з и т е за н еизвестните в ели ч ин и се р а з п р о с т и р а т в ъ рх у всички
п ръти на п р от и в о вет р о в ат й греда и дв ата б и н дера. П ри п ро т и в о вет р о в а връзкл,
к о я т о е с и м етр ич н а с п р я м о ср едн ат а н а д л ъ ж н а в е р т и к а л н а р а в н и н а , у силията в
п редн а т а п олов и н а на системата са р ав н и по абсолю тна стойност и обр атн и по знак
па съответн ите у с и л и я в з ад н а т а п о л о в и н а на системата.
П р ъ т о в и т е у с и л и я ОГ , v f и
на д и а г о н а л н и т е , в е р т и к а л н и т е и поясните
п ръти от п ър в о то съ с т о я н и е се п о л у ч а в а т по-п регл едн о , като вместо с пространст­
в ената п р о т и в о в ет р о в а греда от това с ъ с т о я н и е (фиг. Х .29 а) се р аботи с нейната
х о р и з о н т а л н а п р о е к ц и я , к о ято п р е д с т а в л я в а две рав н и н н и к о н з о л н и греди с рамо
- L , н ат о вар е н и с ветрови т о в а р и
р ес п екти в но Х = — \ (фиг. Х.29в или г).
А к о т а к а п о лу ч е н и те п рътов и у с и л и я D , ', V,' и G / се р а з д е л я т с к о си н у с а на ъгъла,
който с ъ о т в е т н и я т п р ъ т от п р о с т р а н с т в е н а т а п р о т и в о вет р о в а греда с к л ю ч в а с хор и з о н т а л н а т а си п р о е к ц и я , ще се п о л у ч а т у с и л и я т а S r в с ъ с т о я н и е «греда»:
D ,:
■'<
уг
COS р .
COS a
■G
кт
П о-д ол у са дадени Формули з а о п р е д е л я н е на у с и л и я т а S j
от нулевото на­
— система със стати­
н еопределими биндери
Ел
е
т о в а р в а н е и у с и л и я т а 5{ 'в с ъ ст о ян и е Х = — I, к огато
чески оп редели ми биндери (при система със статически
(X.15)
.
5Г=0):
I.
П рът о в и у с и л и я
в п р о т и в о в е т р о в а т а греда от външ ни т о вар и ll/= c o n s t
(н у л ево н а т о вар в ан е ).
З а п р о т и в о вет р о в а в р ъ з к а с к р ъ ст о сан и д и а г о н а л и се п о л у ч а в а (фиг. Х.29г).
<(0
1
2 з1п ф ;-
1
1
cos a-
300
•G,o =
COS
51пф.
2 sin
W
a,-
l
2 I
f
i
_
2 / ЗШФ,.
( ХЛ 6 . ,
(X.16 6)
a за противоиетрови греди с п о л у д и а го н а л и (фиг. Х.29в)
г
1
1 /
±
*
= Т
^
1 \
- т )
- t - = т (' - т )
= •)=
(* ‘6
=
(Х.166')
а
където
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
I с п о редн ият Movep на вътреш н и те в ъ зл и , р есп ект и в н о — п о л ет ат а на проти воветровата греда, ном ер и рани п о сле д оват ел н о от би л о т о към л а ­
герите с
. т,
1 ,2
като
^
X — константното м е ж д у в ъ зл о в о разс т оя н и е ;
s i n ф л 51 п ф ,' — с и н у с ъ т на ъ г ъ л а , който даден д и а г о н а л е н п р ъ т на прос т р ан ст в ен ат г, р есп екти в но р а в н и н н а т а к о н з о л н а г реда с к л ю ч в а с
пояснте си;
sin ф,. = sin ф,- . cos 6,- =
cos 6,- =
:
di — д ъ л ж н н а т а на съ о твет н и я д и а г о н а л е н прът:
+ ( sin V )' •
cosa, =
d, =
-------- ■_— ко си н у съ т на ъ г ъ л а ,
^2 ) ' +
•
го рн о п оясе н прът
к ойто д ад ен
ек
тр
о
ск л ю ч ва с х о р и зо н т а л а т а ;
Ду; — р а з л и к а т а меж ду ор ди н атите па п о ясн и т е възли на «-тото поле;
.М'(, и Q'i„ — о г ъ в а щ и я т момент и н ап р е ч н ат а си л а в то ч к а i на равнинната
к о н золи а греда (Q'io = Qio)В е р т и к а л н и т е подпорни п р отив о дей стви я Kio не з а в и с я т от системата н а прот ивоветровата греда. Те се п о л у ч а в а т по ф о р м у л а т а
/С,о = 2
Т
“ /+1 - ‘б
Ел
където
0 | + 1 и а ; са ъ г ъ л ъ т на го р н о п о я с н и я н ак л о н в л я в о и в д я сн о от «-тия в ъ з е л .
К огато горните пояси на ф ермите са очертани по п а р а б о л а (фиг. 1.2о) с у р а в
u i H K t y i = - L Xf = ( ‘
I
/л
)-.f
при ко ор ди натн и оси, п р е к а р а н и п р ез в ъ р х а на п а р а б о
л а та, т о вар и т е Kio се и з р а з я в а т чрез съ ответните о р ди н ати у
бола:
^ 1 0 - '2
Ь
tgaj)
'2 ^
„
на в ъ р х о в а т а п а р а -
( 2 /пХ)» “
В този с л у ч а й е д о с т а т ъ ч п о да се и з ч и с л и п ървото от т я х ( i = 1);
К,о=-
fW
.6
’
301
a о ст ан ал и т е се п о лу ч ав лт , ктго
се ум н ож и с 2^, 3-, 4'* и т. н.
2.
Усилия
в п р о т и в о зе т р о в а т а греда от т о вар Х = 0 ^ - = — 1 (съ с т о я н и е Л
= - 1).
З а про тм воветр ова греда с к р ъсто сан н ди аг о н ал и (фиг. Х1.29г) са в сн.г;я
виснмостите
I
__ L _ .
созб,-
COS р,.
ж G ,| =
'___
c o s 6 ,-
*'
^
cos о,-
2
si пер’
2
sin((>
2
1
COS а,-
2
Ь
Ь cos а
2
sin ф
(X 1«
’
ка
''
от
е
р.
(X.lS e)
а за п р о т и в о в ет р о в ат а греда о п о л у д н а г о н а л и (фиг. Х.29«):
со зб , “
cGsfi. ■ 2 sin ф;
2 5 1 пф,.
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
”
± G , , --------— ■ G.. "
cos а,.
>'
' cos а ,
Ь
------ ■
bcosa-
“ 2 з |п ф ’
(Х.18« |
В е р т и к а л н и т е подпорнн п р о т и в о д ей ст ви я F i, съ щ о не з а в и с я т о т вида на
т и вов етро вата греда Те се п о л у ч а в а т по ф о р м у л а т а
Л'п = «
(tg а , + , - tg а,.).
прч-
(X. 19|
П ри о ч е р т а н и е на горни те п ояси на б и н дери те по к в а д р а т н а п а р а б о л а j .i Л,,
сс п о л у ч а в а ан а л о г и ч н о
. X
8 fk
Р
. 2f
,
- ‘ гпч:
където в сич ки геометрични в ели ч ин и имат съ щ и т е зн а ч е н и я , к а к т о преди.
Т о в а р и т е /С. 1 се о т н а с я т п о м е ж д у си, к а к т о 1:2:3. . Е то s?'Uio, като сс опре­
дели п ъ р в и я т от т я х а = 1 )
2/
/fu = ntgb
о с т а н а л и т е се п о л у ч а в л т от иего чр ез п р е у м н о ж а в а н е с 2, 3, 4 и т. и.
Ч р е з си л и т е k i , се т о в а р и стати ческ и о п р ед ел и м ат а оси овн а система на бин­
д ер и т е и се п о л у ч а в а т п р ъ т о в и т е у с и л и я S ?
О ко н ч а т е л н и т е у с и л и я в п р о с т р а н с т в е н а т а статически н ео пр ед ел им а систеча
се п о л у ч а в а т по ф о р м у л а (Х .1 4 ). П ри това по п ъ л н а т а ф о р м у л а 5 = 5 г + 5 б се опре­
д е л я т само у с и л и я т а в п о я с н и т е п р ъ т и , к оито у ч а с т в у в а т едн оврем ен но в двете съ­
ст о я н и я ( S r и 5 б са с о б р ат н и зн а ц и ). В сич к и ост а н али п ръти иа противоветровата
връ.^чка и би н дер и т е са н а п р е г н а ти или c a v o в първото, или са м о въУ второто съ­
ст о я н и е . П ор ял н топа Т1 ХНИТС у с и л и я се о п р е д е л я т по ш п ъ л и и т с ф ор м ул и S = S r .
р есп ек т и в н о S = S b .
302
Х .2 .5 . Лагери
н
L
1
Ел
ек
\
тр
о
а
i -
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
*4
ек
а
Обикиовено когато външните стени на сградата са носещи, едната
опора на стоманените ферми е неподвижна, а другата — подвижна.
За неподвижна опора се използува тангенциалният лагер (фиг. Х.ЗО),
л за подвижна — тангенциалният или ролковият лагер (фиг. Х.31),
Л а г е р и т е на стоманените ферми се леят от чугун нли стомана.
i,-
о\h
11
/
г.----- 2-------
1 _
i—
<7 —
-jI
Ф 111
ь
X .3 I. Ед|;оро.' 1 к о 1) ii д в у р о л к о в п одвиж ен л а г е р
Тангенциалният лагер се употребява като неподвижен и подви­
жен лагер. Той има горна цилиндрична повърхност, която осигурява
възможност фермата да се завърта свободно при огъването си около
правата линия, в която теоретично се опира, и по този начин нати­
скът да се разпредели равномерно върху опорната плоскост. Непо­
движността на лагера се осигурява чрез два шипа с диаметър 20—30 mm
303
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. Х.32
от
ек
а
или чрез двата издатъка и на страничните ограничители о, които се
врязват в пояса на гредата (фиг. Х.ЗО).
Подвижният тангенциален лагер е плъзгащ се лагер. Той се раз­
личава от неподвижния по това, че дупките на шиповете му са продъл-
говати и страничните му ограничителни плоскости нямат издатъци,
поради което гредата м ж г да се плъзга в надлъжна посока между
страничните ограничители. Неподвижността на лагера слрямо стените
на сградата се осигурява чрез реброто р, разположено напречно на
оста на фермата.
Поясът на фермите над опорите се подсилва отдолу с плочка, при­
крепена центрично към подпорния възел чрез нитове със скрити глави
или чрез заварка. Тази плочка е дебела 12—Г:0 mm.
В статическо отношение тгнгенциалният лагер представлява обър­
ната едноподпорна греда, натоварена отдолу нагоре с равномерно
Q
разпределения натиск p = -^ N/cm (фиг. Х.32 а).
Максималният огъ­
Ел
е
кт
ващ момент е М = ^о= ^ аО . От условието
6 = /?
се получава необходимата дебелина h на цилиндричния лагер в га:
Т К - ° ' Ч ь т ( -
(Х.20)
Тук
С
е опорният натиск на гредата в MN;
а к Ь — дължината и широчината на лагера в т ;
— допустимото напрежение на огъване в MN/m^ (равна на
45/50 MN/m* за сив чугун, респективно 180/200 MN/m*
за лята стомана), респективно изчислителното съпроти­
вление на огъване.
Широчината на лагера Ь се избира от конструктивни съображения
в зависимост от широчината bi на плочката под пояса на фермата:
304
Ь'^\,Ь b^, a лицето F = a b на допирната плоскост на лагера е носещата
стена се определя в зависимост от допустимото натоварване
(.MN пг):
F = a .b >
Р лоп
Отт\ к се получава необходимата дължина в m
-
•
Ь - Ь.
(Х.21)
>
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Радиусът ма цилиндричната повърхност на лагера се определя по
форм\ла (Х.25) за п — \.
Останалите размери за тангенциалния лагер са конструктивни. Те
са показани на фиг. Х.ЗО.
Когато подпорният натиск С е по-голям от 300 k N ,подвижният лагер
иа стоманените ферми е ролков. Ролковият лагер се състои от надролкова плоча, една или две ролки и подролкова или основна плоча (фиг.
Х.31). В средата ролките на двуролковия лагер имат кръгов улей с
широчина 3—4 cm, на който отговарят ивични уширения на ролковите
плочи (фиг. Х.31 б). Понякога вместо едно ролките имат две пръсте­
новидни yuinpefum — по едно във всеки край (фиг. Х.31 а). Б л агод а­
рение на уширеиията при търкалянето си ролките запазват нормално
положение спрямо оста на гредите.
Лагерните плочи на едноролковия лагер представляват едноподпорнм греди и се оразмеряват, както тангенциалният лагер — ф ор­
мула (Х.20). Надролковата плоча се свързва с фермата чрез болтове.
По статическа схема горната лагерна плоча на двуролковия лагер
представлява греда на две подпори, а по конструкция — тангенциа­
лен лагер. Тя е натоварена със съсредоточения натиск С. МаксималW
пият момент е /VI ^
С
^
6
, ако е е осовото разстояние между двете ролки.
кт
Основната плоча на двуролковия лагер представлява конзолна
греда на две подпори, върху която действува нагоре равномерно раз-
Ел
е
пределен натиск
г
(фиг. Х.32 6).
Дебелината на първата плоча се получава по формулата
Лх ^ у / у
f
^
0 .0 5 т .
(Х .22)
а дебелината на втората плоча — по формулата
При изчисляване по граничните състояния в оразмерителните ф ор­
мули (Х.22) и (Х.23) на мястото на
се поставя niR^^, а при оразме­
ряване по допустимите н а п р е ж е н и я —
доо20 Стсиап«ни комструнцин
305
С оглед на икономичността на целия лагер моментът M j под рол­
ката трябва да бъде малко по-голям от момента Л1., в средата на полето
на основната плоча (фнг. Х.32 б). В този случай
—‘Vli— --
2а
И ОТ формула (Х.23) следва
(Х.24)
r:
ек
а
Допустимите напрежения на огъване са същите, както при танген­
циалния лагер (вж. по-горе).
Радиусът на ролките се определя по Херц:
n.l.Rl
където
(Х.25)
от
0.175 . С . Е
г=
на 10 000 MN т - за
чугун и 210 000 M N'm- за стомана;
/ — допирната дължина между ролката и плочите (без широ­
чината на улея) в т ;
/?„ = а - О П — допустимото напрежение на натиск, което за
чугун е 500, респективно 600 MN/m^, а за лята стомана
850, респективно 1000 MN/m®; респективно
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Е е модулът на еластичността, равен
R„ = mR„\
п
— броят на ролките.
Ел
е
кт
afnveeav
±_^21€0.60.в
Ф иг. Х.ЗЗ
Всички лагери се подливат с циментен разтвор, за да се уплътни
основната фуга.
Често стоманените ферми се свързват ставно с носещите ги сто­
манобетонни колони в рамкови конструкции. Такава връзка е пока­
зана на фиг. Х.ЗЗ.
306
Г .1 n в a
XI
СТОМАНЕНИ ГРЕДОВИ СКАРИ (К Л Е Т К И ) И Л ЕК И
КОНСТРУКЦИИ
СКЕЛЕТНИ
XI. 1. Стоманени гредови скари
X I . 1.1. Общи сведения
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Стоманените гредови скари намират приложение при подовете, ске­
летните стени, саваците и др. Те представляват система от кръстосващи
се главни н второстепенни греди (фиг'. XI.1 а).
На фиг. Х М б Ив са показани опростена и усложнена конструк­
ция на гредова скара. Първата се състои само от един ред греди —
така наречения гредоред, а при втората стоманеният гредоред се
носи от една нормална гредова скара или обратно.
Второстепенните греди
на гредоскарите се поста­
вят над главните греди
или между тях. В първия
случай теса непрекъснати,
а във втория случай —
прекъснати (фиг
XI.3).
Ако обаче горните пояси
на прекъснатите греди се
свържат чрез п л очки,кои­
то преминават над глав­
ните греди (фиг. X I .5),
или през тяхното стебло
(фиг. XI. 10), то в този
случай се създава косвено
непрекъснатост на второ­
1
степенните греди.
■I
Ел
X 1.1.2. Подови
конструкции
Подовите конструкции
са натова^)ени непосред­
ствено от подовата настил­
ка и полезен товар, който
обикновено се приема за
равномерно разпределен.
Затова, когато подовата
греда е прекъсната, тя се
оразмерява
за
момента
I
-L
Ql8
Фиг. X I . I .
Схеми на г р ед о ск ар и
307
Ако една греда с константно напречно сечение е непрекъсната през
най-малко две полета с равни подпорни разстояния и еднакво натовар­
ване или ако полетата и натоварването им не са еднакво големи, но
най-малкото поле или натоварване не е по-малко от 0,8 пътп от найголямото поле или натоварване и ако освен това гредата се с}1ажда за
максималния момент, който носи при пълно използуване на допусти­
мите напрежения, тя се изчислява по следния начин:
а) в крайното поле
;
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
при натоварване от друг вид — за УИх—
а
при равномерно разпределен товар — за
б) във вътрешното поле — за /VI , = ^ A^o•
Греди, чиято непрекъснатост се осъществява с помощта на преми­
наващи плочи, се изчисляват съответно:
а) при равномерно разпределен товар
в крайните полета — за
=
в междинните полета — за
<7^^
—
б) при натоварване от друг вид
в крайните
в
полета — за Mix=yHox—О.бОМа j
междинните
полета
— за
(фиг. X I .2 а);
^ ^
Y
М 2х=Мох—0 , 7 5 ( M f t +
(фиг. X I .2 б).
Тук
е огъващият момент на място х на простата греда със
същия отвор / като полето;
Мое
— огъващият момент на простата греда с подпорно
разстояние /, определен за място, отдалечено на
разстояние с от свободната опора, за което се полу­
чава max M l ,
Ма
— моментът при вътрешната подпора на крайното
поле при свободно подпряна външна и здраво запъ­
ната вътрешна подпора';
Mb и Мс — моментите при подпорите б и с при пълно запъваме
на двете подпори.
Прекъснатите второстепенни греди се прикрепват към стеблата на
главните греди с по два ъглови профила (фиг. X I .3), които обикновено
се запитват или заваряват към по-малката греда още в работилницата.
В ръзката на прикрепващите ъглови профили с главната греда е болтова; тя се изпълнява на местостроежа. Нитовете се нареждат в един
или два вертикални реда (фиг. X I.3 а и б). Те са двусрезни и са нато­
варени:
а) от вертикалния опорен натиск C = m a x Q на прикрепваната греда,
за който се приема, че се разпределя по равно между тях, и
б) от момента М = С.а, където а е разстоянието от плоскостта на
Ел
ек
тр
о
Мох
308
прикрепването до вертикалната тежестна ос на нитовата група.
От подпорния натиск С всеки нит се товари с вертикална сила
(ХМ)
където п„ е броят на двусрезните нитове.
Моментът Л1 предизвиква различно големи хоризонтални нитови
сили Hi Най-голямата хоризонтална нитова сила в двата крайни нита
се определя по форм. (VI 1.50):
М,
(XI.2)
ка
1 И:
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
max Я„ =
Фиг. XI.3
като за връзката от фиг. X I.3 6 сумата в знаменателя обхваша раме­
ната /I иа н итов н т е двоици от двата вертикални нитови реда.
Вър.ху най-силио натоварените нитове действува резултатното уси­
лие
309
R» = s j v l + max Яй’ =
^ 1-2
To трябва да бъде по-малко от меродавната носимоспособност на двусрезния нит.
Болтовете са едносрезнн. Всеки от тях поема силата
(Х1.4а)
С, -
С,
Ссм = 2 d ^ b „ R
б„
(XI.46)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
където
от
ек
а
която също трябва да е по-малка от носимоспособността на срязване
на едносрезния болт; Пб е броят на болтовете.
Болтовете натоварват стеблото на главните греди на смачкване.
То се проверява за целия опорен натиск на второстепенната греда,
който тя предава чрез двете съседни от ляво и дясно полета:
е дебелината на стеблото на главната греда,
— диаметърът на чистия болт.
На фиг. Х1.4 е показано как се свързват еднакво високи греди:
а) при малка височина на гредите; б) при голяма височина на гредите
и в) когато гредите са непрекъснати. Поясите на фиг. X 1.4 б и е се
изрязват с плавен преход към стеблото, за да се избягнат концентра­
ции на напрежения.
Преминаващите плочи (чрез които се създава непрекъснатост на
второстепенните греди, когато те се намират между главните греди)
се изпълняват най-лесно, когато горните ръбове на главните и второ­
степенните преди са на еднаква височина (фиг. X I .5). .\\алки разлики
в нивата се изравняват с помощта на допълнителни плочки (фиг.IX.
5 б и е).
Ел
е
кт
dc,
Фиг. XI.4
Отрицателните моменти над междинните подпори предизвикват
в горните пояси на непрекъснатите греди опън, а в долните пояси —
натиск. Опънът от двете страни на снаждането се погасява чрез пре
минаващата плоча, която поради това е подложена на опън. Нати­
скът се изравнява или чрез плътно опиране на челата на долните пояси
в СТ0ЛОТО на главните греди (фиг. X I .5, X I .7 и X I . 10). или чрез долна
преминаваща плоча. Тази плоча е подложена съответно на натиск
310
Прн изравняване на натисковите усилия в долните пояси чрез
челно опиране към стеблото на главните греди необходимата плътност
се осъществява чрез заварка или чрез две плочки — клинчета. Те се
подпират с ъглови профили,за да не изпаднат случайно (фиг. X I .5 в
^
«аLФ-
I-"
it* .
7--«--
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
'V11>
Ел
е
кт
и X I.7). Плътното прилягаме на клинчетата се осигурява, като челата
ла натиснатите пояси на второстепенните греди се изрязват под прав
ъгъл и се оглаждат (фрезоват).
Чистото напречно сечение на подложената на опън преминаваща
поясма плоча трябва да бъде най-малко равно на чистото напречно се­
чение на свързаните чрез нея пояси (при различно големи пояси — на
иолусбора на чистите и.м напречни сечения) или с означенията на
фиг X I.6;
(S — 2 d) бпл ^ й . 6i — 2 d б.,,
(.41.5)
където
В и6„л са широчината и дебелината на преминаващата плоча;
Ь
— широчината на пояса;
6,
6;
d
— средната дебелина на пояса;
— дебелината на пояса в оста на болтовата дупка;
— диаметърът на чистия болт.
Броят на болтовете от всяка страна на главната греда се определя
по сечението на преминаващата плоча:
F
(Х1.6)
311
където
а
F' е меродавното редуцирано сечение на болта или нита (VI.8).
Опорният натиск на второстепенните греди, свързани с премина­
ващи плочи, се предава на стеблото на главните греди чрез странични
вертикални ъглови профпли, които за разлика от свързването на пре­
къснатите греди се изчисляват само за това действие.
т ^ г ::
—:—?—
11 1 ьi
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
■: ; f
-
“ ф.', А
•Ф 1
I е-
т
Фиг. X I .8
Фиг. XI.7
Фиг. X I .7 показва изпълнението на разглежданата връзка със за­
варка. Напречното сечение на преминаващата плоча и на ъгловия шев
трябва да отговарят на брутното напречно сечение на пояса В б п л ^ Ь б „
и 0,7
За лицето на шева се получава
(XI.7)
Ел
ек
тр
о
Рш - 1 а . / ^ "оТто“ '
На фиг. X I .5 е е даден пример за свързване с преминаваща плоча
на различно високи греди.
Когато второстепенната греда се поставя над главните греди и се
снажда над някоя от тях, между фрезованите чела на долните пояси се
поставя вертикална натискова плочка (фиг. XI.8). При свързване на
едно ниво на еднакво високи греди (фиг. XI.4 в) натисковата плочка
се заменя с долна преминаваща плоча.
312
Долните преминаващи плочи се оразмеряват по същия начин,'както
горните преминаващи плочи.
Главните греди на тежко натоварените подови конструкции са съ­
четани — ннтовани или заварени. Тяхното стебло трябва да се у к р е ­
пява. С оглед на това два от прикрепващите стеблени ъглови профили
:/
Н ‘
• |
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Р
а
Ггминабаща пл.
ПП. Ютт i ' l L J
Фиг. X I .10
се продължават до долния пояс на главната греда и служат за укре­
пяващи ребра (фиг. X I.9 а) или укрепяващото ребро се заварява пол
второстепенната греда и евентуално се оформява като лагерен стол
(фиг. X I .9 б).
Фиг. XI. 10 показва изпълнение на прикрепване с преминаваща
плоча, когато тя прорязва стеблото на главната греда.
тр
о
X I . 1.3. Скелетни стени
Ел
ек
Клетките на скелетните стени се различават от подовите гредови
клетки главно по положението си: стенните гредови клетки са верти­
кални. Съобразно с това едни от гредите им са вертикални, а други —
хоризонтални. Първите се наричат стойки, а вторите — ригели (фиг.
X I . 11 и Х.1). Стойките са глав­
ни еле.менти на скелетните стени.
Усложнените стенни клетки с ш и­
рочина на клетката Ь, по-голяма
от 6 П1, имат и второстепенни
СТОЙКИ (ф и г. X I . 11).
Обикновено скелетните стени
служат за външно и вътрешно ог­
Фиг. X.I.11
раждаме па промишлени помеще­
ния (фиг. Х.1), но често чрез
главните стойки—колоните—носят и товарите от покрива и подовете.
Ригелите на външните стени се поставят пред или между главните
СТОЙКИ (фиг. X I . 12 и Х.13) и се оразмеряват за хоризонталния натиск
313
на вятъра. Ако стените са леки, например от половин тухла, или се
прекъсват от широки отвори, ригелите носят и вертикалния товар на
стените. В този случай те са натоварени на общо огъване. Изобщо ри-
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
P a io e e f-f
Фиг. X I . 12
телите трябва да укрепяват здраво стените срещу земетръс. Максималната квадратура на едно поле (заградено от два ригела и две стойки)
е 16
Напречни сечения на стенни ригели и детайли на връзките им
с колоните са показани на фиг. X I . 12 и
Х.13.
кт
X I.2. Леки
пространствени стоманоскелетни конструкции
\ X l . 2 A . Общи сведения
Ел
е
Пространствените скелетни конструк­
ции се състоят от напречни и надлъжни
греди и колони. Те носят всички товари,
включително и околовръстните и разпре­
делителните стени, които поради това имат
във всички етажи еднаква дебелина и се изпълняват от лек материал.
Предимствата на стоманоскелетните конструкции са: малко собствено
тегло, лек транспорт, бърз и евтин монтаж по всяко време на годи­
ната, устойчивост на земетръс, леко и евтино фундиране, малък брой
типизирани елементи (особено когато колоните се поставят в прави
напречни и надлъжни редици с еднакви междуосия) и евентуално въз­
можност за евтино разглобяване и повторно използуване на друго
място (болтови монтажни връзки). Главният им недостатък е големият
разход на стомана.
314
?-----'тй
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
в една напречна редица може да има две, три илл повече колони,
които чрез ставни или корави възли се свързват с напречните греди —
ригелите — в многоетажни напречни рамки на един, два или повече
еднакви или приблизително еднакви отвори (фиг. X I. 14). Отделните
Фиг. XI.14
Ел
ек
тр
о
напречни рамки се свързват чрез надлъжните греди в обща простран
ствена скелетна конструкция. Връзката между надлъжните греди и
колоните също може да бъде ставна или корава. Обикновено колоните
премпнават непрекъснато по цялата височина на конструкцията, като
през един етаж се снаждат ниско над съответния под, а гредите се
прикрепват ставно към тях (фиг. X I . 17).
Скелетните конструкции със ставно прикрепени към колоните греди
се \креп яват пространствено с междуетажните подови конструкции
(XI.1, т. 2), които в равнината си са корави на огъване и предават хо­
ризонталните товари, които действуват напречно или надлъжно на
сградата, съответно на челните (калканните) или външните надлъжни
степп. За да може да пренесат предадените им хоризонтални товари
в основите, челните стени се изпълняват като прътови конструкции
(фиг. X I . 14 в) или като рамкови конструкции с корави възли. В ста­
тическо отношение тези напречни конструкции представляват изпра­
вени конзолни системи, запънати в основите на стената. При по-дъл­
гите скелетни конструкции е необходимо междинно подпиране на меж­
дуетажните подови конструкции, което се осъществява чрез допълни­
телни напречни рамки с корави възли (фиг. X I . 14 а). При нужда на­
длъжните външни стени се укрепяват също най-малко чрез една. а
при по-дългите сгради — най-малко чрез две надлъжни вертикални
прътови връзки (фиг. X I . 14 б) или рамки с корави възли.
За напречни и надлъжни греди се използуват валцувани нормални
и и1ирокопоясни I-п р о ф и л и , по-рядко С-профили, а за колоните (фиг.
315
от
ек
а
X I . 15) — широкопоясни I -профили, два раздалечени С-профила, съ­
четание от четири ъглови профила илн широкопоясен I-п р о ф и л и два
С-профила и др.
При колони с напречно сечение по фиг. X I . 15 б и е е възможно не­
прекъснато изпълнение на напречните греди о т I - п р о ф и л (фиг. X I .20).
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
X 1.2.2. Прикрепване на гредите към колоните
X I . 2 . 2 . 1 . Свободно п р и к р е п в а н е
(подпираме)
На фиг. X I. 16 е дадено подпирането на непрекъсната греда върху
междинна колона посредством центрираща плочка с цилпндричпа
повърхност. Колоните завършват отгоре със заварена или запитана
i
щ
1^
кт
\ (i .... Щ
Ел
е
1
1
,iL
ф-
-Ч-])
JP'd
п р
i'— I
М гзе
ЗЕ
ЗЕ
а_Е
I
I
i
.
!i
4--
I
Фиг. XI.16
316
Фиг. .XI. 17
към тях правоъгълна плоча, върху която се прикрепва центриращата
плочка. За да не се разместват, гредите и колоната се свързват с че­
тири болта.
X I . 2 2.2. Стаено свързване на греда с колона
Ставно свързване на греда е непрекъснато преминаваща колона от
шпрокопоясен I-п р о ф и л се осъществява чрез прикрепващи стеблени
ъглн (фиг. X I. 17). Подложеният ъгъл а улеснява монтажа.
ка
в ЛСИСТВ11 ТСЛ110 СТ р а зг л е ж д а н о т о с в ъ р з в а н е на греда с к о л о н а с п ом о щ та на
от
е
п рикрепващ и ъ гл о ви профили, за б олтен и към к о л о н а т а , не е с тав но, а чр ез него
сс създ ава значитолио за п ъ в а н е . От а в то р а е дад ено едно р еш ен ие (Г о д и ш н и к на
И(Л1. 1959 Г-), което отчита б л а г о п р н я т н о т о з а п ъ в а щ о в л и я н и е на бо л т о в ат а в р ъ з к а
прм о п редел яне иа носимоспособиостта на г р едата. Д о п у с т и м и я т р ав н о м ер н о р а з ­
пределен товар на гредата и бо л т о в ат а в р ъ з к а , конто се и зб и р а т п р е д в а р и т е л н о , е
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
<7доп = ^ ( П р " ‘^по. + Л1^?).
(XI. 8 )
П редпоставката за п р и л о ж и м о с т т а на т ази ф о р м у л а е усл ови ето
^ < k
(XI.9)
гр
където
За + 2
гр • " п в л
а—
4£У,гр
К
0 ,9 9 8 9 2 -0 ,0 0 1 0 8
в''р
=
Рвр
волт
50 (h — Т1)
0,9715 + 0,0285 ^
_________________^
.Н.
(XI. 10)
(XI.11)
(XI. 12)
(XI. 13)
(XI. 14)
0,9715-1- 1,0285-J?-
- t»i
В тези ф о рм у л и
V е к о е ф и ц и е н т ъ т на си гу рн о ст , който се о п р ед е л я по ф о р м у л а (IV.23);
•^к, "^гр ~ е л а с т и ч н и я т инерционен момент на к о л о н ат а и гредата;
К , ^гр “ т ео рети чн ата е т а ж н а височина на к о л о н ат а и подпорното р а з с т о я н и е
на гредата;
ttJ'" — ел а с т и ч н и я т съпро ти ви тел ен момент на гредата;
AlgP — г р а н и ч н и я т момент на болтовата в р ъ з к а при плас ти ч ио огъван е;
Рвр — "ЪГЪЛЪТ на з а в ъ р т а н е на бол товата връзка при действието на AlgP;
ti — р а зс т о я н и е т о на н е у т р а л н а т а ос от д о л н и я н а т и сн ат ръб на а п р о к с и ­
м и р ан о то 1 -сечение на болтовата в р ъ з к а (фиг. X I. 18);
317
6 2 = 2 Ь[_
— ш и ро чи н ите н а^п п р ок с п м н р аи о то
! -ссчепие;
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
/болт ~ д ъ л ж и н а т а на болтовото стсбло;
d, t — д и а м е т ъ р ъ т на болта и м еж луболтовото р а к ч о я и н е .
Ф ор м . ( X I . 13) ii ( X I . 14) в а ж а т з а н и ск ов ъгл ер оди н с т о м а т | |( С т _ 3 7 , Ст 3 и др.).
Фиг. XI.18
Фиг. XI.19
О б и к н о в е н о усл о ви е т о (Х 1.9) се у д о в л е т в о р я в а , к огато г р е д ат а се свързва с
п о яс а на к о л о н а т а , т. е. к о гат о к о л о н а т а има с р а в н и т е л н о г о л я м а к ор ави н а. Слу­
ч ая т k < k r п о к а з в а , че в о л т о в а т а в р ъ з к а е к о н с т р у и р а н а и зл и ш н о с и л н а и м о ж е л а
се о т сл а би , като се н а м а л и б р о я т на п р и к р е п в а щ и т е болтове или д и ам етъ ръ т им.
В р ъ з к а т а (и и то ва или з а в а р ъ ч н а ) м еж д у с в ъ р з в а щ и т е ъ гл о в и профили и гре-
д ат а, к а к т о и к о л о н а т а се о р а з м е р я в а т з а з а п ъ в а щ и я момент
н а тиск , р ес п ек т и в н о с р я з в а щ а т а с и л а Р д о п = - ^ < 7доп-/-
Мдоп
^
н опорния
П р е п о р ъ ч в а се болтовата
в р ъ з к а да се освободи от в л и я н и е т о на с р я з в а щ о т о у си ли е, като Се подпре с подл о ж и а о п о р н а п л о ч к а (фиг. I X . 19).
При непрекъсната двуделна колона от 2С-профила ригелът се опира
върху пояса на н о р м а л е н !-п р о ф и л , занитен между двете части на ко­
лоната чрез четири ъглови или 2С-профила (фиг. XI.20) или заварен
към тях. Поставянето на заоблена отгоре плочка между гредата и
подпорния I-п р о ф и л подобрява центричността на връзката.
X ! .2.2.3. Кораво свързване на греда с колона
Коравите рамкови възли се характеризират с това, че при деформи­
ране на конструкцията възлите се завъртат и изместват, но правият
ъгъл между Стойката и ригела не се изменя (фиг. X I .21).
318
от
ек
а
При нитовите конструкции такъв корав възел се изпълнява сравни­
телно най-лесно, когато стойката или ригелът е двуделен.
Ригелът на фиг. X I .22 минава между С-профилите на двуделна ко­
лона н чрез два стоманени клина k е запънат здраво между четири
плочки, занитени или заварени за поясите на колоната още преди из­
правянето й. За да не се разхлабят след набиването, клиновете се заболтват за ъгловите^ -профили над тях (фиг. XI.23) или се за в а р я в а т .
он
на
УА б
С иб
Г ли
—ь
It
d- _d
■-ZX
132
с-г_
b -Ь
1
*
J
ек
1
тр
Ф и г. XI.20
-----------н Г
Ел
!
"t 1
------^
145
:
.
1
Фиг . XI.21
Фиг. XI.22
Ригелът действува върху колоната с момента на запъването М. и
опорния натиск С. Тези усилия се поемат от плочки 4 и У,, върху които
се упражнява натискът
където
S
е осовото разстояние между
плочите;
М ' ^ М ------ ^ — моментът в разрез 4 —2 на ригела.
Плочки 2 и J не са натоварени. Те влизат в-действие при обратно
319
завъртане на възела, в които случай упражняваният върху тях натиск
€ по-малък. Ето защо най-снлно натоварена е плочка 4, а след нея
плочка 1. При нужда опорните площи на тези плочки се увеличават,
като от вътрешната страна на плочките се заннтва или заварява по
една допълнителна плочка, така че общата им дебелина да бъде
61
+
62
^
^
.
(XI.16)
където
bi е поясната широчина на ригела;
Я=Оаоп — допустимото напрежение на смачкване - 180, респективно
от
е
ка
200" MN/ m ^ или
i
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
1
Us^aS/fume/rма ггло^/<а
i
'
1Г
•tPlC M
l,
- l _ '_ i
Фпг. X I.24
Фиг. X I.23
Фиг. XI.25
Всяка плочка се прикрепва към поясите на колоната с определен
•брой едносрезни нитове или равностойна заварка съответно на натиска
Р на ригела (X I. 15) и на надлъжната сила Т на колоната (VI 1.43).
Пример за корав рамков възел между едноделна колона и двуделен ригел е даден на фиг. X I.2 4 . Връзката се осъществява с помощта на
плочки и клинове по начина, разгледан по-горе.
Фиг. X I .25 показва изпълнението на корав възел между едноделен
ригел и едноделна колона. Опънът на горния пояс на ригела се пре­
дава на колоната чрез заболтен за пояса й Х -проф ил, а натискът на
долния ригелен пояс — също чрез J_-пpoфил (фиг. X I .25) или чрез
натискова плочка, подпряна отдолу с ъглов профил, за да не падне.
О порният натиск на ригела се поема чрез вертикални стеблени ъглови
профили.
Заварките дават възможност за по-просто изпълнение на здрав
рамков възел м еж ду едноделни елементи от I-п р о ф и л и . С оглед на не­
320
точности при монтажа ригелът не се заварява направо за колоната, а
чрез допълнителни поясни плочки (фиг. X I .26). Горната плочка се
прави по-тясна от пояса на гредата, а долната — по-широка от него,
за да се избягнат тавански заварки. Опорният натиск на гредата се
поема чрез вертикални ъглови профили.
, 1- - - - - 11
—
—
^
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
i
1
1
I
'ч
'
1 1
1 ,
__
\ 1'
^
Pai'pes2-2
Разрез f-t
Ел
ек
тр
о
Фиг. XI.26
Възможно е непосредствено заваряване на ригел към стойка при
условие, че той ще се изпълни от две или три части, които, след като
се монтират, се снаждат помежду си чрез накладки (фиг. X I . 27).
21 Сгаманени конструкции
321
X 1.2.3. Стъпка
на
ко.юнигпе
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
З а да се разпредели товарът на колоните върху по-голяма площ.
а също и за да се запънат, долният им край се разш ирява в равнината
и по посока на преобладаващия момент посредством две къси греди —
d-SOrrvn
I
■
X J L
L
г
------- / с : ------
Фиг. XI.28
траверси, под които се поставя обща плоча. Ако моментът променя
знака, но запазва големината си, траверсите се разполагат симетрично
спрямо оста на колоната (фиг. X I .28). Тя се закотвя във фундамента
чрез котвени болтове.
Колоната се за в а р яв а или занитва за траверс 1гге. Всеки от чети­
рите заваръчни шева, респективно нитовете от всеки един вертикален
нитов рея, се оразмерява за силата
.V . м
(Х1.17»
Л^. = Т ± 22А
където
и М са нормалното усилие и'моментът при петата на колоната;
h е профилната височина на колоната.
Траверсите се разглеж дат като двустранна конзолна греда. Те се
правят от С-профили (фиг. XI.28) или се съчетават от плочи и ъглови
профили.
322
Втори р аздел
СТОМАНЕНИ КОНСТРУКЦИИ В ХИДРОТЕХНИЧЕСКОТО
СТРОИТЕЛСТВО
ек
НА ХИДРОТЕХНИЧЕСКИ СЪОРЪЖ ЕНИЯ
от
ЗАТВОРИ
XII
а
Глава
XM. I. Товари к1 допустими напрежения
4
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
X I 1.1.1. Общи положения
Ел
е
кт
Под затвори се разбират подвижиите преградни части на язове,
язовирни преливници, канали, шлюзове, докове и др., както и подвиж­
ните затворни устройства на водовземни и водоизпускателни съоръ­
жения на язовири, водни кули и други хидротехнически съоръжения.
Подвижните части на язовете и язовирните преливници служат
главно за поддържане и регулиране в определени граници на нивото
на подприщването пред съоръжението и за осигуряване на известно регу­
лиране на задържаното или пропусканото количество вода. За тази
цел чрез повдигане, спускане, завъртане или търкаляне се освобож­
дава частично или напълно неограниченият отгоре пропускателен от­
вор на преградното съоръжение. В нормално експлоатационно поло­
жение горният ръб на затвора лежи на еднаква височина с работното
водно ниво пред преградата или малко над него.
Подвижните устройства, които затварят потопените, ограничени
отгоре отвори на водовземните или водоизпускателните съоръжения,
служат главно за регулиране на пропусканото водно количество. В
нормално експлоатационно положение горният ръб на затвора се на­
мира под вода.
В тази глава са разгледани конструкциите на обикновените, найчесто използувани системи на подвижни преливни язови и язовирни
затвори. Повечето от тях намират приложение и като потопени з а ­
твори на водовземни и водоизпускателни съоръжения.
Системата на подвижните язове (затвори) зависи от режима на ре­
ката и от големината и съотношението на размерите на отвора, както
и от изискванията относно водонепропускливост, бързина на спуска­
нето и повдигането, сигурност при експлоатация, икономичност и
др. Тези изисквания се удовлетворяват в една или друга степен найдобре от стоманените затвори.
Според начина, по който водният натиск се предава от подвижните
на неподвижните масивни части на яза, се различават:
323
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
а) затвори, при които водният натиск се пренася върху странич­
ните стълбове или устои на яза; в статическо отношение главните но­
сещи елементи на тези затвори са греди на две опори;
б) затвори, които се опират в прага (дъното) на яза; в този слу­
чай главната носеща конструкция на затвора представлява конзолна
греда;
в)
мостови
предават товарите на дъното, а
чрез стоманен мост — и на стълбо­
вете на яза; в статическо отноше­
ние главните носещи елементи на
тези затвори са двуподпорни греди.
Към първата група спадат:
Фиг. XII. 1
Т а б л е н и я т
яз
(ф и г .
Фиг. XII.2
X I I .1 а ) . За регулиране на водното ниво таблата се повдига и спус­
ка по релси, по които тя се плъзга или се движи върху колела, като
се опира най-малко
в четири
точки.
,
ь язо^/ МПСт
С е г м е н т н и я т я з (фиг.
XI I . 16). Затворът а опира в две
3.1
на
стави, поставени на едга хоризон^ол1хип-/е
тална права, около която се за­
върта.
-------------- - Ц и л и н д р и ч е н
я з (фиг.
XI 1.1 в). Той представлява кухо
цилиндрично тяло, ксето се тър­
'Т Л
ч,
noStA/et/am
каля по зъбчати релси.
i.s^^pT7Buopauiia
caSoK
Всички затвори от тази група
cbrcaSaK \
''
се задвижват механично.
Към втора група се числят;
-c r r y c ffa m
Е д нр с т е н н а т а
кла­
CffStTK
па
(фиг. XI 1.2 а) и д в у ­
с т е н н а т а к л а п а , или п ок р и в о в и д н и я т
яз
(фиг.
XI 1.2 б). Те се завъртат около ед­
на, респективно две, неподвижни
Фиг. X II.3. MCCTCB ЯЗ
-" w . - v . v : / w
324
от
ек
а
хоризонтални оси. Клапите се задвижват автоматично от водния
натиск.
С е к т о р н и я т з а т в о р (фиг. XI 1.2
и в^). Той предста­
влява ссобен вид клапа. Неподвижната хоризонтална ос на затвора се
поставя от въздушната или водната страна на яза.
И г л е н и я т я з (фиг. XI 1.2 г). Този яз има прътови стойки,
които са подпрени ставно и при високи води след изтеглянето на иг­
лите се завъртат и полагат на д г н 'т о напречно на течението на водата.
Л\ о с т о в и я т я з (фиг. X I I .3). Състои^ се от табли и подпорни
СТОЙКИ, горният край на които се поддържа ст стоманен мост. При
нужда таблите се повдигат и се изваждат от водата заедно със Стой­
ките. конто се завъртат около хоризонтална ос.
X I I . ] . 2. Товари и допустими напрежения
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Върху затвсрите на подвижните язове действуват статични и ди­
намични товари.
Статични товари са собственото тегло на затвора и натискът на во­
дата и леда в покой.
т
Фиг. XII.4
Фиг. ХМ.5
Ел
е
кт
Динамичните товари произлизат от натиска на течащата вода, уда­
рите на вълните, натиска на леда при ледоход, натиска на вятъра
при изваден от водата затвор, триенето в уплътнителните плоскости
и др.
При затворите натискът е хидродинамичен, когато водата протича
под тях (фиг XI 1.4 а) или ги прелива (фиг. XI 1.4 б). Течащата вода
упражнява по-малък натиск от стоящата вода, понеже част от потен­
циалната енергия се превръща в кинетична (фиг. XI 1.4.а — в изчисле­
нието това намаление не се взема под внимание), но при неблагоприят­
ни условия тя предизвиква допълнителни динамични товари, които
имат твърде нежелателни последици и в известни случаи може да з а ­
страшат сигурността на конструкцията. Така, ако долният край на
затвора е широк (фиг XI 1.5), протичащата с голяма скорост водна
струя се отделя на известно протежение от него, в затвореното про­
странство с се образуват вихри, въздухът се разрежда (създава се ва­
куум) и на мястото на насс)чения нагоре воден натиск се появява д ър­
325
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
пане надолу, което затруднява повдигането. Освен това затвореното
пространство с постоянно променя обема си, в резултат на което хи­
дродинамичният натиск на струята непрекъснато се колебае и пред­
извиква трептения в конструкцията. Ако периодът на принудените
трептения съвпаднес
периода на пулсация­
та на динамичния на­
тиск, появява се ре­
зонанс и конструк­
цията се разрушава.
За да се намали
дърпането и да се
предпази
конструк­
цията от вибрации,
долният край на затвора се закръгл я с постепенен преход от поголям към по-малък радиус (дървен праг — фиг. X I I . 6 а) или се прави
тънък и остър (фиг. XI I . 6 б). В този случай трептенията се предотвра­
тяват напълно, тъй като водната струя се отделя, без да прилепва повторно, но острият край затруднява уплътняването на затвора.
Динамичният ефект при преливане е аналогичен (фиг. X I I .46).
Той се предотвратява също чрез подходящо хидравлично оформя­
ване на обтичаната повърхност, при което се изключва отделянето на
струята от нея и образуването на вакуум. Условията на преливането
се подобряват и като се осигури достъп на въздух под струята непо­
средствено след преливния ръб.
За основни товари на затворите се смятат собственото тегло, ста­
тичният и динамичният воден натиск при нормално подприщване, вод­
ният товар при преливане, водният подем, триенето в уплътнителните
плоскости и промените на температурата.
Допълнителни товари са водният натиск при високи горни и ниски
долни води, ударите на вълните, вятърът и монтажните и ремонтните
товари.
Сеизмичните сили, динамичният натиск на леда, заледяването на
уплътняването, както и натискът на водата при катастрофални води
се смятат за извънредни товари.
Хидротехническите затвори се оразмеряват по допустимите на­
прежения.
Пред вид на неблагоприятните условия на работа на затворите
допустимите напрежения на стоманата са с около 10— 15% по-ниски,
отколкото при високите строежи. Така:
При съчетаване на основните товари
за нисковъглеродни стомани Ст 3 или Ст 37
за висококачествени стомани ИЛ 2 и Ст 52
а
a 'L
- 140 MN/m'
= 2 1 0 MN/m*
При съчетаване на основните и допълнителните товари
за Ст 3 или Ст 37
за Н Л 2 или Ст 52
.
a lДlО .П = 2 4 0
326
MN/m“
При съчетаване на основните н случайните товари
за Ст 3 или Ст 37
= 180 MN/m*
за Н Л 2 или Ст 52
= 2 7 0 MN/m^
Допустимите напрежения на усукване и срязване са съответно
Тус. доп -
0,8 СТдоп
И Тср лоп
= 0 , 6 (Тдоп-
XI 1.2. Таблен затвор (савак)
Общи положения
ка
X 1 1.2.1
Табленият затвор е най-старият подвижен затвор. Конструкцията
от
е
MV се състои от система от взаимно перпендикулярни хоризонтални и
вертикални греди, които образуват стоманена гредова
клетка
(гре-
II
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
до ск а р а , вж. XI.1), покрита от вод­
ката страна с водоплътна обшивка,
наречена уплътнителен екран. К а к ­
то при гредовите клетки на стсма-
.л
^^
п
> m
носкелетните стени ( X I . 1, т. 3), хоризопталните греди на табления з а ­
твор се наричат ригели, а верти­
калните — СТОЙКИ. Уплътнителният
екран се опира непосредствено на
ф „ г хп.7
обърнатите към него пояси на ригелите и стойките. Във връзка с това те се поставят така, че стеблата
им да са перпендикулярни, а поясите — успоредни на екрана.
В гредовата система на табления затвор главни носещи части са
ригелите. Но обикновено не всички ригели са главни; една част от
т я х се опират на стойките и за разлика от главните ригели се наричат
второстепенни или допълнителни ригели. По този начин водният
натиск, който действува върху уплътнителната обшивка, се предава
посредством хоризонталните и вертикалните греди на главните ри­
гели на гредовата скара. Главните ригели се опират чрез плъзгащи, а
по-често чрез търкалящ и се лагери на две вертикални релси, поставени
по едн а от всяка страна на отвора. С помощта на механична сила затво­
рът се задвижва по релсите вертикално нагоре или надолу и по този
начин отваря или затваря изцяло или частично отвора на съоръже­
нието.
Широките отвори се разделят чрез стълбове на няколко полета,
всяко от които се прегражда с отделен савак, снабден с плъзгащи се
лагери или колела (фиг. Х П .7). Таблата на савака, която затваря едно
поле, се изпълнява от едпа. две или повече самостоятелни хоризонтални
части (секции). Според броя на самостоятелните части се различават
единични, двойни и многотабленп саваци. Днес се изпълняват двойни
саваци с обща квадратура до 400 т * и повече (вж. фиг. Х И .48).
В зависимост от отношението на широчината към височината им
таблите имат повече главни ригели — многоригелен савак (фиг. Х П .
8 а ), или само два ригела — двуригелен савак (фиг. ХП.86)'.
327
При сравнително голяма височина и малка широчина на отвора
(Л :6= 1:2 до 3:2) савакът се изпълнява като многоригелен. Той има
най-малко три главни ригела а, които се опират направо или с помощта
на страничните опорни стойки б (фиг. XI 1.8 а) в масивните части на
яза, и два крайни ригела в. Тези ригели са второстепенни: те ограждат
/ ^ а б -схе м а
Т
Т
1 -Л
J-
г
---- т--1
^ь. ^1 1
г'
1
1
т
/
г-
il
\г
d ri
1
1
1
^
J------1
от
ек
а
f “
Т
JL
яm
г
■г
•
_____ А _____
нн
УА а б
С иб
Г ли
L
i“ !
yT
1
(л абекри хя
Фиг. X II .8
Ел
е
кт
ро
таблата отгоре и отдолу и се носят от стойките г, които за тази цел имат
двустранни конзоли. Следователно подпорното разстояние на главните
ригели се определя от широчината на отвора (полето), а на ограничи­
телните ригели — от междуосието на носеш,ите ги стойки, които по­
ради тази причина се наричат главни. Главните стойки се опират на
главните ригели.
Ако обшивката се опира само
надлъжно по ригелите и отворът е
сравнително тесен, горният и дол­
ният ограничителен ригел имат съШ.ОТО подпорно разстояние, както
[Г
П
останалите ригели, и макар и поI
1
леко натоварени, са същ,о главни.
HrvW
Двуригелните саваци се изпълня­
ват при отношение на височината
към широчината на т а б л а т а от 1:1,50
до 1:10. Те имат два главни ри­
гела и прости СТОЙКИ (фиг. X II.8 6)
Фнг. XI1.9
или два главни ригела и конзолни
СТОЙКИ с два ограничителни риге­
ла — горен и долен (фиг. XI I . 8 е). Ако о т д е л н и т е полета на гредовите клетки излизат големи, поставят се д о п ъ л н и т е л н и ригели или
СТОЙКИ, означени на фиг. X I I . 8 с прекъснати ли н и и .
Често Стойките на двуригелния затвор се изнасят пред ригелите
(фиг XI 1.9), а между стойките се поставят допълнителни, второае328
ек
а
пеннн ригели от валцувани l ^ • или I -профили, които заедно със Стой­
ките, но без главните греди образуват гредовата скара, носеща непо­
средствено обшивката. Гредовата скара предава водния натиск от
обшивката на главните ригели, които от своя страна го отвеждат в
масивните части на затвора. Това изпълнение има преимуществото, че
уплътнителният екран не се опира и не предава товар директно върху
главните ригели.
Подпсрнсто разстояние на съвременните савачни табли достига
20 m при мнсгсрмгелно изпълнение и 45 m — при двуригелно изпъл­
нение, а височината нм — съответно 18 и 10 т . Максималната намо­
крена п;:ощ на една табла е около 270 т ’'.
от
X I . 2.2. Разположение на главните ригели. Основни размери
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Обикновено главните ригели се поставят така, че да бъдат еднакво
натоварени. Топа се постига, като се намалява тяхното междуосие в
дълбочина на затвора. Понякога конструктивни и други съображения
налагат известно разместване на така определеното положение на
главните ригели.
Ел
е
Местата на ригелите на многоригелните саваци се определят, като
диаграмата на водния натиск се разделя на толкова равнолицеви части,
колкото са главните ригели, и всеки ригел се поставя на височина на
тежестния център на падащата му се част от диаграмата.
Натисковата диаграма се разделя на желания брой равни части
графично (фиг. XI I . 10а ) или аналитично чрез формулата (фиг. XI I .
10 6 )
У, = { У к - У к - \ ) у ^ ,
(X1I.1)
където
=
I2F
—
е височината на наи-горната триъгълна част на д и а ­
грамата;
F — лицето на цялата натискова фигура;
п — броят на равнолицевите части;
329
/i И
— водната дълбочина пред и зад яза;
^2
Ук — търсената височина на /г-тата отгоре надолу част.
Когато
(фиг. X I I . 10 6), чрез формула ( X I I . 1) се определят ви­
сочините само на трапецовидните полета. Височините на правоъгъл­
ните полета се изчисляват по формулата
Ел
е
кт
-
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
И се нанасят отдолу нагоре. Остатъкът от
е височината па меж­
динната петоъгълна част.
За да бъдат главните ригели лесно достъпни при монтаж и ремонт,
разстоянията между тях не трябва да са по-малки от 50 cm. Освен това
. най-долният ригел трябва
п
да бъде достатъчно отда­
лечен от дъното, за да се
избягнат удари върху дол­
ния ригел при протичане
на водата под затвора. Те­
зи и други съображение
J _ l:
често налагат изменение
tH
на първоначалните разсто­
яния межДу ригелите, оп­
Фиг. X I I .l l
ределени по формулите,
дадени по-горе, и ограни­
чават броя им.
Главните ригели на двуригелните саваци са еднакво натоварени,
когато равнодействуващата на водния натиск разполовява разстоя­
нието между тях (фиг. XI 1.11). Следователно при тези саваци същест­
вуват безброй положения на ригелите, при които те са еднакво нато­
варени от водния натиск. Това улеснява избирането на междуригелно
разстояние, което е благоприятно с оглед и на други целесъобразни
изисквания.
Такова изискване е разстоянията между всички ригели (главни
и допълнителни) на гредовата скара, подложена непосредствено на на­
тиска на водата, да бъдат така избрани, че необходимата по изчисле­
ние дебелина на стоманената обшивка в отделните хоризонтални ивици
на екрана да е приблизително еднаква. Когато гредовата скара е изне­
сена пред главните ригели, това изискване, което цели опростяване и
поевтиняване на екрана, се удовлетворява независимо ст разположе­
нието на главните ригели (вж. по-долу).
Д руго изискване е да се 'спазва известно минимално разстояние
между долния главен ригел и прага на затвора, което огигурява спо­
койно протичане на водата под него. При двуригелннте таблени за ­
твори това разстояние трябва да бъде най-м алко> равно на 0,35 h,
ако h е конструктивната височина на ригелите и не по-малко от 50 cm
(вж. по-горе).
Ако при повдигане на савака се образува водна възглавница (фиг.
X I I . 12), при което върху конструкцията се упраж няват удари, вме:330
сто обикновения четирипоясен савак трябва да се проектира трипоясен двуригелен савак (фиг. X I I . 12 б), при който от въздушната страна
двата ригела имат общ пояс.
►
■
Най-сет) 1е при определяме на разстоянието между ригелите на дву; т г е л н и я затвор трябва да се има пред вид, че от това разстояние за-
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
^гв.
Фиг. XII.12
тр
о
виси дължината на горната конзола на стойките (фиг. X I I . Q а), която
ие трябва да бъде много голяма, а също и конструктивната височина
н коравината на надлъжните връзки. С оглед на тези съображения при
табли с височина /г = 5-н10 m разстоянието между ригелите на четирипоясните саваци се избира между V3 и V3 /г и не по-малко от
/,
където h е височината, а I — подпорното разстояние на таблата.
X I 1.2.3. Елементи на савачната т абла
Ел
ек
Табленият савак се състои от уплътнителния екран, главните и
второстепенните стойки и ригели на гредовата клетка, пространстве­
ните връзки, опорните ходови части (лагерите), направляващите ролки,
страничните уплътнения и повдигателните механизми.
X I 1.2.31. Уплътнителен
екран
Уплътнителният екран се прави от импрегнирани дъски или л и ­
стова стомана.
Дъските на дървения екран се носят от дървени стойки (фиг. XI I . 13)
н се коват по дължината на савака успоредно на ригелите. Те се изчислячат като греди на две подпори. Ако p = y z е водният натиск в
kN;m* за дадена дълбочина на водата z в m (у = 10 kN/m*), при ш иро­
чина на дъската 1 m и подпорно разстояние / m максималният огъващ
момент е
М ----- g р1^
1,250 2 , /2 (kNm)
(ХИ.З)
33!
и ст
М
се получава
(Х11.4)
гл.
където
е осовото разстояние между стойкпте в т ;
— всдната дълбочина до средата на дъската в т ;
а дои — 8000 к / т '““ — допустимото
напрежение
за мокро
дърво.
Фугите на дъсчения екран се уплътняват с насмолени кълчища.
Л истсвете на стоманения екран се поставят по дължината на от­
вора. От икономически съображения се предпочита стоманеният екран
1
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
2
1
uMniatta
А
А
Фиг. ХП.14
т.*«аеугаЛев
щ
tepnr.
t | : ■Mowawa
L_ll_
Фиг. X II. 13
Фаг. X I I . 15
да се опира на стойките и ригелите. Затова е необходимо техните външ­
ни поясни плоскости от водната страна на яза да лежат в една верти­
кална равнина. Ако стойките са изнесени пред ригелите (фиг. XI .9),
налага се да се поставят допълнителни хоризонтални греди, което поскъпява конструкцията.
В зависимост от значението на яза мииималпата дебелина на сто­
манената обшивка е 6—8 inm. Не се използуват стоманени листове,
по-аи рок и ст 3 т , понеже затрудняват направата и пренасянето на
таблата до мястото на яза.
332
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Обшивката на по-високите саваци се снажда пред ригелите без или
със стоманени накладки. На фиг. XI I . 14 а е покгзано нитовано снаждане без накладки, ю : т о се изпълнява в работилниците заедно с нитоването на рнгела. Снаждането от фиг. X I I . 14 б е по-добро, понеже се
покрива от поясните плочи на ригелите, а снаждането по фиг. XI I . 14 е
има практическо предимство, че не зависи от изпълнението на гредите
и може да се изиолзува като монтажно съединение. Освен това то уле­
снява сменяването на повредените части на екрана. Главно по тези съ­
ображения прн двуригелните таблени затвори често екранът заедно с
цялата гредова скара се отделя от главната конструкция на яза (фиг.
ХП.9).
Вертикалните снаждания върху теснопоясни стойки или укрепи­
телни ребра се изпълняват с накладка. На фиг. X I I . 15 се срещат вер­
тикално с хоризонтално снаждане. Н акладката на първото снаждане
е изчукана клиновидно и вмъкната под хоризонталната накладка.
Статически уплътнителният екран представлява система от хори­
зонтални и вертикални ивици от непрекъснати плочи (полета), опрени
по обиколката си. Той се изчислява по теорията на еластичните плочи
чрез линейното частно диференциално уравнение от четвърти ред:
, г|
d*w
,
d*w
р
. .
където
е товарът за единица плоскост, който се променя с у
или с х;
W — прсменливата ордината на еластичната повърхност с п р я­
мо несгънатата средна равнина на плочата;
E*J — коравината на плочата в MN/m*.
р
където
Е е модулът на еластичността,
6 — дебелината на плочата в т ;
т —0,3 — Поасоповото число.
Меродавните за оразмеряването моменти на плочата се изчисляват
по Кулка;
‘■ДС
°!/
Тези моменти предизвикват напреженията о , и
успоредни съот­
ветно на оста X и V (фиг. X I I . 16).
Обикновено стоманената обшивка се оразмерява приблизително
по формулата на Бах;
___ Н_Ф
р‘
(X1I.8)
333
където
6
е търсената дебелина на плочата между два ригела;
а и Ь — дължината на по-широката и по-тясната страна на раз-
(ь
\
а - *) ’
натиск в M N ' m ^ който се приема, че
действува равномерно по височина на хоризонталната
ивица;
Z — максималната водна дълбочина в m до средата на иви­
цата;
ст — допустимото напрежение на огъване на стоманената ла­
марина, което с оглед на неблагоприятните условия се
приема за Ст 3 а = 120 MN/m^;
Ф — коефициентът, зависещ от начина на подпирането;
приема се по преценка между ф- = 1,12 при свободно
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
р —уг — средният воден
подпиране и ф = 0 ,7 5 при пълно запъване (обикновено ф = 0 ,9 0 -г 0 ,75).
Ел
е
кт
Бпх е у с т ан о в и л опитно, че н езави си м о от илчмна па п одп и р ан е т о удълженият,)
n;i к в а д р г т .м т а плоча са н ай-големи н о р м ал н о към д и а г о н а л и т е й и че следователно
пл о ч ат а се р а з р у ш а в а по д ъ л ж и н а т а на д и а г о н а л и т е . П ри тази п р едп оставк а из­
числението се о п р о с т я в а , тъй к а т о п лоч ата се р а з г л е ж д а като о б и к н о в ен а греда, нь
коят о е и звестн о мак см м алн о н а п р е г н а то т о напр еч но сечсиис. П о ра д и спметрият;!
иа к в а д р а т н а т а плоча р а в н о д е й с т в у в а щ а т а на о п о р н ат а р е а к ц и я по д ъ л ж и н а т а
коя да е от с т р а н и т е й м и н ава п рез техн ите среди. П ри р ав н о м ер н о разп ределен во­
ден н ат и с к р Tji_3 H р а в н о д е й с т в у в а щ а е (фиг. X I I . 17).
А ==
. р.
а м а к с и м а л н и я т о г ъ в а щ момент сп р я м о един от д и а г о н а л и т е на п лоч ата, от всяк;|
1
ст р а н а на които д е й с т в у в а в о д н и я т н атиск Р —' — а~р, е
М = 2Л А — Я f-
4
6
24
където d ~ a y / 2 е д и а г о н а л ъ т на к в а д р а т н а т а плоча.
Н о Л1 = а . № ' = а ^ ^ и като се вземе пр ед вид в л и я н и ет о на ничина па подпира) 1 ст»
чрез к о ефициента
а* . р ,
за
квадратната
пло ч а,
се
(J . d .'6^
п олу ч ав а
о
334
(Х119>
По-общата формула
за п раво ъ гъл н а плоча със
е изведена при а н ал оги чн и предпоставки. Тя се отн ася
страни а и Ь (фиг. X I I . 176) и е вплидна за отношение
h_ ^ 0 , 5 .
Ако в ( X I I . 9) сс зам ес тя т а и Ь чрез с ----- (фиг.
а —
у /а -^Ь сгщ ата формула по лу ч ава п о -к р ат к и я вид
=
X I I . 17 б).
(XII.10(
\ 2а
Продълговати плочи с отношение
< 0 ,5
се смятат за подпрени
от
и дебелината й се определя по формулата
ек
а
са.мо по дългите страни, тъй като влиянието на подпирането по късите стра­
ни на такипз плочи е незначително и се пренебрегва. В този случай плочата
се разглежда като еластично запъната греда на две подпори с max М =
(X II.n i
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Изчислената дебелина б на плочите се увеличава с най-малко 1 mm
заради износването, на което са изложени.
В действителност плочата е свързана
неподвижно с носещите я греди. Затова
^
~1°'~ ~ ^ ' l )— ^
при огъването й се предизвиква опън (фиг.
XI 1.18), който натоварва прикрепващите я
^
J
HtiTOBe или заварки. Опънът 5 зависи от
отношението на дебелината б към подпорноФиг. XU.I8
то разстояние /. Установено е, че обикно­
вено предизвиканото от опъна напрежение е около 7% от ръбовото
напрежение а вследствие на огъването. Оттук
5 ^ 0 , 0 7 . 6 . а.
(XII. 12)
Ел
е
9 Л ) .
кт
Нитовете се поставят на разстояние З-^-б d (респективно 12 б). С
оглед на необходимата водоплътност при снажданията и по перифе­
рията на екраните се избират по-малки междунитови разстояния (до
\ 11.2.3.2. Р и ге л и
и ст о ики
Главните ригели се изпълняват ст валцувани, съчетани пълностенни или прътови греди. Валцувани I - и С-профили се употребяват
при широчина на отвора до 6 m и дълбочина най-много 15 т .
При сравнително малка широчина и голяма височина на отвора се
избират мпогоригелни системи с валцувани или леки заварени пълностенни ригели, които при малки отвори носят уплътнителния екран
без помощта на стойки. Многоригелните саваци се опират на плъзгащи
се лагери или на малки колела с г ^ 1 5 cm (фиг. X I I . 19).
Когато отворите на яза са по-широки или хидростатичният натиск
е голям, необходими са по-тежки ригели с по-скъпо изпълнение и в
този случай от икономически съображения се избират двуригелни си­
стеми със съчетани пълностенни ригели (при отвори до 20 т ) или пръ335
тови ригели (за по-големи отвори). Конструктивната височина в среда­
се избира от
/ за пълностенните и от Vg до
до
>' 10 / 1 за прътовите ригели при о =
= 140н-120 MN/m'^ Греди с по-малка
конструктивна височина са недопу­
стими поради това, че вибрират посилно. По същата причина допусти­
мите провисвания на главните ри­
гели са сравнително малки: */-.оо ^
за пълностенните и V.no / за пръ­
товите ригели. При подпорите висо­
чината на ригелите се намалява до
^ 2 4 от I. На
фиг. Х И .20 са пока­
зани най-често употребяваните си­
стеми на главни ригели.
Главните стойки се изпълняват
като пълностенни или прътсви си­
стеми (фиг. Х И . 21). Пълнсстенните стгйки се конструират ст валцу­
в а н и ! - или С - п р с ф . 1ЛИ (фиг. ХИ.
21 б) или се съчетават от плочи и ъг­
лови профили при свързване с ни­
тове, респективно само от плочи,
ксгато като съединително средство
се прилага заварка (фиг. Х И . 21 а).
Главните стойки са непрекъснати
конзолни греди без разлика на това,
дали са поставени пред главните ри­
гели или м?жду тях. В последния
случай т е с л у ж а т и за напречни връз­
ки (фиг. Х И . 21 а и е). Непрекъс­
натостта на пояса на нитованите
прътсви стсйки, които лежат откъм
водната страна в една равнина с поя­
сите на главните ригели, се осъ-
ек
а
та на ригела
!
H l^
h i
от
т
М
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. X II.19
i
II 1 O
fll
Ел
е
кт
и
Фиг. X II.20
Ф иг. X I I . 21. Системи на главни стойки
336
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
тествява чрез преминаваща над обшивката опънна плоча (фиг. XI I .
22). за каквато може да се използува и самият стоманен екран. Заедно
с това се осигурява безупречно предаване на предизвиканото от мест­
ното огъване иатпсково усилие във вътрешния ръб на Стойката: нито-
Фиг. X I I . 22. Д е т а й л
на Стойката от
фнг. X I I 21с
Фиг. X I I . 23. В р ъ з к и м е ж ду главен ригел и стойка
Ел
ек
тр
о
вете трябва да са в състояние да понесат припадаш,ата им се част от нормал11070 усилие JV и момента М у и цялата напречна сила Q от напречния
товар.
Допълнителните и второстепенните ригели и стойки се изпълняват
от аалцувани L , С - и л и 1 -п р о ф и л и (фиг. X I I . 23). Обикновено при
ниюваннте конструкции допълнителните греди се смятат за прекъс­
нати при главните стойки. Това не се отнася до горния и долния огр а ­
ничителен рнгел, чието изпълнение като непрекъснати греди е просто
|фпг. X II.24). При сравнително по-тежки табли е целесъобразно обаче
всички допълнителни греди да се изчисляват и изпълняват като непре­
къснати.
Начинът на свързването на допълнителните и второстепенните риголи и СТОЙКИ с гредите, които ги носят, се съобразява с монтажния
нлан. Обикновено те се свързват чрез прикрепващи ъглови профили.
Наи-целесъсбразни монтажни връзки са болтовите, евентуално с по­
следващо заваряване на съединяваните елементи. На фиг. XI 1.23 е
даден детайл па връзките между главен ригел и изнесена пред него
стойка от валцуван профил, както и между стойка и второстепенен
ригел.
На фиг. XI 1.24 е показано изпълнението на обикновена прътова
стойка и свързването й с главните ригели.
/
Уп.'1ътнителният екран предава хоризонталния натиск на водата
върху елементите на гредовата конструкция в зависимост от начина
на подпирането му
22 Сгоманени конструкции
337
(f-л?борено
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
Оу-нитоба//а
338
Ф и г. X I I . 24. П р ъ т о в и СТОЙКИ
а — ннтована; б — заварена
Когато екранът се опира само на ригели или стойки (случаи а и
б, фиг. XI 1.25), се получава:
Случай а(фиг. Х П ‘.25 а
)
За ригел i:
о,
2
' ’ (kNm)
(XIM3)
оразмерителните величини при свободно подпиране на ригела са
max Mi —
(XII. 14 а)
— (kNm),
ка
л
а,- ,
'-
1 0 .z r
48Т у,
к\
Q ,=--10p,-S-(kN ).
он
на
УА б
С иб
Г ли
За стоика
Случай б (фиг. XI 1.25 б)
За СТОЙКИ k и / г - г 1
Pi =
10
.г,_1 .а, .6;
(XII.146)
от
е
5. max М- . 6^
(XII. 15)
^ • 10 . (г,— г,_0 .а,-.6 ;
Рл 10 . Z,. а,-; 1.6 ; Pi = ^ • 10 . (z, 11 — z,). a,
a съответните оразмерителни величини за стойка
k
(ХП.16)
i.b,
са
(XII. 17 а)
шах М* - (0,0125 Pi + 0,0128 Р,) -Qi;
i
тр
За рпгел
max/;i
(^ 1
EJ,.
+ ^ 3) + 4 (2
(XII. 176)
(XII. 18)
+ ^ 4).
ек
Q, - -2
0,013
Ел
Стойностите на величините а
, Ьиz севземат в метри.
Когато екранът се опира на ригели и стойки и отношението между
дължините на страните на клетките е по-малко от 2:1, приема се, че
товарът се предава по закона за трапеца
(фиг. X II.26). Тогава по дългата страна на
^
клетката (полето) действува трапецовиден
товар, а по късата — триъгълен товар.
f
Оразмерителните усилия на свободно подпряна греда с трапецовидно натоварване са
J_
(фиг X II.26)
*;)
та./И ,
2 С
р ( а -
* ) .
(XII. 19)
Фиг. XII.26
339
max/
5 . m a x M . a-
43^£J
a при триъгълен товар (фиг. XI 1.26)
max М
>
2С = р
Р-Ь^
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
" 120 £ 7 ’
а
Г
(X1I.20)
тр
о
Фиг. XII.27
Ел
ек
Ако сега със z се означи водната дълбочина в m до оста на даден ригел i или до средата на дадена стойка k, максималната ордината р N'm
на натоварването се определя по следния приблизителен начин (фиг.
XII.27):
а) на ригел i, който се намира на дълбочина z, метра:
за триъгълния тЬвар от горното поле (рд)
2 ’
(XI1.21)
за трапецовидния товар от долното поле (рграпец)
P;y = y . Z i ^ \
( X 11.22»
б) на стойка k:
за трапецовидния товар на горнсто поле със средна дълбочнна
Рг = Y • г. • « ;
340
га
(ХЦ.23)
за трапецовидния товар на долното поле със средна дълбочина
2д
ш
(XU.24)
p ,,^ y.z,.a .
Когато от двете страни на ригел i се предава само триъгълен или
само трапецовиден товар, тогава
2 рд = Y • Z;. а
Pi
(X1I.25)
по формула (XI 1.20) се получава
а“ ,
max Mi = у . Z i . a . ^ = l . Z i j ^ (kN m );
P< = Y • z,- (
4
+
-^) =
v.
cp
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
II no ( X I I . 19)
от
респективно
max Mi = y . Zi
\ 8
24 / “*■ 2
\ 8
,-/a«
Y • z,
bl + b[
Y • г,
където
а
ек
(kN),
(XII.26)
bi =
(XII.27)
(X1I.28)
24 /.
(XII.29)
(X1I.30)
кт
cp ■
Ел
е
Ha фиг. X I1.28 ca показани статическата схема и натоварването на
горния ограничителен ригел А , на междинния допълнителен ригел В
н главния ригел С, както и на една второстепенна и една главна стоика
от изобразения на същата фигура таблен затвор.
Ако вместо със съсредоточени и триъгълни (или трапецовидни)
товари Q и Я (фиг. X I I . 28) главният ригел се разглеж да като греда,
натоварена с равномерно разпределен товар ^ р = —
— (kN/m)
(фиг. XI 1.29 а), разликата между така получената и точната моментова
диаграма на рнгела е незначителна. Ето защо главните ригели се р а з ­
глеждат като натоварени с равномерно разпределен товар, който се
определя направо по следния начин;
а) когато всички главни ригели са еднакво натоварени,
р
N/m,
(ХП.31)
341
където
R е равнодействуващата на водния натиск
дължина на савака (фиг. XI 1.11 а);
п— броят на главните ригели;
в N за единица
ffodnopMOргист овнае/5,Я
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
* CSema/rorrr&ip fAOO
0
1
1
2
^
^
S
7 S froaett ригел
I
О/а^енригел
■ а
а
а
Q ..у
—
т лР
.tfeM Awupueeyr
Фиг. XII.28
б)
когато ригелите не са еднакво натоварени, припадащият им се
воден натиск се определя като опорен натиск на съседните отгоре и
отдолу полета на уплътнителния екран (фиг. XII. 11 б):
P= ^(Pi
+ Р2) 4 - 4 -(2 ^ 2 + Р*)
в N/m.
(X1I.32)
Аналогично опростяване на натоварването се допуска и при глав­
ните СТОЙКИ. Получава се трапецовидна диаграма на натоварване с
ординати, които съответствуват на водните дълбочини, умножени с
товарната широчина а(фиг. XI 1.29 б):
pi -=
у. Zi . а.
(ХП.ЗЗ)
Триъгълните или трапецовидните междувъзлови товари, които действуват непосредствено върху обърнатите към водата пояси на прътовите главни ригели и стойкн (срв. фиг. XI 1.28) — когато тези възприе­
мат непосредствено товар от уплътнителната обшивка, — предизвик342
ват Б тях огъващи моменти, еднакви с моментите на съответните второстепопни гредн. Съобразпо с това тези иоясни пръти се оразмеряват
иа (.'KcufiiTpitm'ii натиск (нри ригелите) или опън (при стойките). Под­
ходящи елиостеннн напречни сечения
на т;1 ч п р ъ т и са показани на фиг. ^
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
X I l . jH с / - fj. Пря опр е де ляне на велич п п т е Г. ./, U” и / се приема !;атосъставпа 4jcr |-:и прътпте пвмца от екранната
плича L- i.ii:;)04Miia Ь Ь' 30 6 , където
// е
;^.'т;)Я1т е г о между нитовете или
.diiiipKnie. които прикрепват о б ши вк а­
та 1ч’л- [|()яса. аЛ е дебелината на екlujiiiuiia плоча (без прибавката на 1 mm
lapaaii износване). Ако поясът е нитовап
и има ;;j пълнител па плоча, тя се по:таич
ч - '1 о би 1 пвката (фиг X I I . 3 0 6 ' ) .
11рoii'Hi-.ie сечеппя. дадеии па фиг.
X I I . . . са пехдобип за рпгелп по[la.iii ijiia, че задържат вода п тлак.
Ф м | . XII.29
Bb(i всичко останало пзпълпеппето п
)[)а ;\'сKUj^neTO па греловпте елемепгм IUI
кмппе затвори пе се различават от изпълпеинето и оразмеря 1к; I.-:,, на про\ппплсппте^копструкцип.
ф|;,
\ ! 1 1U. ili't'p- -II :!
с '‘'к ; | ; 1 я
иа
сксц о и три чи о
м аго вар .и и
пояси
на
тл а в и а
p iiie .M i II c io iib ii
\ 11 2 3- j . Пространст^,ени
врь:и:и
Пространствените връзки' са напречни и надлъжни.
Напречните връзки са вертикални и са разположени нормално към
^ Подробности относно иатоплрвансто и и шисляването на в р ъ зк и т е в ж . в след-
XII.2
343
обшивката. Те свързват ригелпте в едно. При малките многоригелни
затвори напречните връзки са пълностенни, а при по-големите ммогоригелни затвори, както и при двуригелиите затвори те се изпълняват
като прътови системи.
Обикновено напречните връзки са и главни стойки (фиг. Х П .‘Л).
Крайните напречни връзки са без изключение и крайни, опорни стоики.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Фиг. X I I . 31
ек
XXXXXX
от
1
а
If
Ел
е
кт
Освен крайните връзки един таблен затвор трябва да има иапречтг
връзки най-малко при всяка поясна чупка на главните ригели.
Надлъжните връзки са успоредни на обшивката (фиг. X I I .31).
Теоретично са необходими две надлъжни връзки (вж. 1.2). Те се раз­
виват в равнините на натисковите и опънните пояси на главните ригели. Ако обаче водоуплътнителният екран е свързан непосредствено
с ригелите, поставя се само надлъжна връзка в равнината на задните
(опънните) пояси на ригелите, тъй като в този случай уплътнителният
екран изпълнява и задачата на рредна надлъжна връзка.
Надлъжните връзки, които тук са вертикални, укрепяват про­
странствено конструкцията и носят собственото и тегло и вертнкал 1И1я
воден натиск при повдигане и спускане на савака.
Вертикалният товар се разпределя между двете надлъжни връзки по
закона на лоста. Обикновено минималните ъглови профили, които се
употребяват за пълнежни пръти на връзките, са l 65.65.8. Използува­
нето на единични L -профили е нецелесъобразно.
На съответното място се спомена,че често гредовата скара (с \ и . 1ътнителния екр а н )с е изнася пред главните ригели (фиг. X I I . 9) с цел ;ia
се отделят тези две основни конструктивни части една от друга н по
този начин да се улеснят направата, пренасянето, монтажът н ремон­
тът на затвора, но че това изпълнение води до необходимостта от до­
пълнителни второстепенни ригели, които заместват отпадналите от си­
стемата на гредовата скара главни ригели. Сега към тази забележка
трябва да се добави, че освен увеличаване на броя }ia пто 1юстепеините греди се налага и допълнително укрепяване па главните ригели
чрез напречни връзки, а при отвори, по-големи от 10 — 15 ш — и чрез
предна надлъжна връзка, тъй като ниските пълностенни стойки, ре­
спективно отделената от главните ригели скара, не могат да изпълня­
ват задачата на пространствени връзки, както е нри обикновения слу­
чай. Следователно изнасянето на гредовата скара пред главните греди
344
има несъмнено този недостатък, че увеличава конструктивната висо­
чина на затвора н количеството на необходимата стомана, но то уле­
снява изпълнението, връзките, монтажа и ремонта на таблата и се
оправдава напълно.
X I 1.2.3.4. Ходови оп орни части (л а гер и )
от
ек
а
Плоските затвори се опират на плъзгащи се лагери или на колела,
които се движат върху релси, прикрепени във вертикалните вдлъбна­
тини - )1ншите на стълбовете или устоите.
\
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
а
а
L
Фиг. XII.32
а
р
че
41
Фиг. ХП.ЗЗ
кт
Плъзгащите лагери се използуват само при малките затвори (фиг.
ХП.32), защото съпротивлението от плъзгащото триене в допирните
плоскости при повдигането и спускането е голямо и утежнява повди­
гателните .механизми и щангите.
Широчината на допирните плоскости на плъзгащите лагери се из­
числява по формулата
Ь’ ^ 5
(ш),
(XI1.34)
Ел
е
където
/'
е широчината на таблата в ш;
^тах
максималната водна дълбочина в т ;
Одоп — допустимото напрежение на смачкване в kN/m*.
Плоските затвори с плъзгащ}! лагери се отличават с голяма crtrypност при експлоатация.
За да се намали триенето, всички по-големи таблени затвори се
опират на колела. При избран брой опорни точки местата на колелата
по дълбочина на савака се определят така, че водният натиск да се
разпредели по равно между тях. На фиг X I I . 19 е показано съобразно
с това изискване подпиране на щестригелен савак с 12 колела — по
две за всеки ригел. Поради големия брой на опорните точки неизбеж­
ните неравности на релсовия път предизвикват допълнителни напреже­
ния в подпорните стойки и претоварване на отделни колела, което е
34S
от
ек
а
толкова по-голямо, колкото полпорпите cToiiKii са мо-ко1)ави. Ето защо
в този случай се предпочитат леки п гъвкаЕШ подпорни стонкм.
По-целесъобразно е статически определимото полппрапе, при което
савакът,нма от всяка страна по две опорни точки. Опорите се размо-
нн
УА а б
С иб
Г ли
ф|||'.
тр
о
BoSujro
Ф иг.
Lk i . i .'im ci .oii
Cf/сьср
Х И . 36. П и товп п о х о д о в о устрой ство
Ел
ек
лагат на равни разстояния от равнодействуващата на водния натиск,
за да бъдат еднакво натоварени (фиг. X I I . 33 а). Такова изпълпенне е
задължително за двуригелннте саваци. Ако водният натиск е много
голям и се налага да се увеличи броят на колелата, те се обединяват
по две в талиги така. че да се запази статичната определимост на подпирането и еднаквото натоварване на всички колела (фиг. .ХП .ЗЗ б и «).
Д руго изискване, което се отнася до савацм с отвори, но-големи
от 10 т , е лагерите да бъдат снабдени с балансьори, които осигуряват
свсбодно завъртане на ригелите прн огъването им. Ако колелата се
свържат неподвижно с главните ригели или опорните стойки, както се
прави обикновено с многоригелните саваци (фиг. X I I . 19). при по-го­
лемите отвори хоризонталнотоогъване на ригелите (фиг. X I 1.34) предиз­
виква значителни местни напрежения в колелата и релсите, които
бързо се износват. Н а фнг. X 11.35 е показана внлка на лагер с балан­
сьор, който представлява цилиндър, поставен вертикално между две
стоманени плочи, едната от които е свързана неподвижно към подпор346
а
ек
от
нн
УА а б
С иб
Г ли
тр
о
ек
Ел
/7агАе^о/7т„А
ПГ
W" *—
Ф и г.
1
--Ч
X I 1.37. З а в а р е н о х од ов о устрой ство
347
ка
иата стоика или главния ригел па савака, а другата — към вилката на
колелото, с помощта ма чисти болтове. Л\ежду цилиндъра и плочите се
поставят шипове (фиг X I I . 35 и Х И . 36) ил»1, както е при подвпжипге
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
/
Фиг. XII.39
Фиг. XII.40
лагери (срв. фиг. X . 31),^цилиндърът има в края си реборди или в сре­
дата кръгов улей, на които в плочите отговарят вдлъбнатини или из­
датък (ребро) за предотвратяване на надлъжното разместване иа ци­
линдрите спрямо плочите.
Често двете колела от всяка страна на двуригелния савак с общо
четири колела се свързват в талига, която се прикрепва към с.звака
чрез конзолка, наречена водило (фиг. X 11.33г). Дупката па болта,
който свързва талигата с водилото, е продълговата, за да не се предана
34-8
хориюнталеи натиск чрез болта. Н а фиг. X II.З Ь е показана конструк­
цията на такава талига, която има задължително два балансьора —
но един за всяко колело.
По-съвременно изпълнение на талига е дадено на фиг. X I I . 37. Тук
с а показани всички описани по-горе подробности на едно ходово устpo ii cT BO.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Понякога двете талиги от едната страна на двуригелните саваци с
\двоен брой колела се свързват заедно в двойна талига, която се при­
крепва ставно към подпорната стоика чрез неподвижно свързано с нея
водило (фиг. X I I . 38). Натискът върху четирите колела на двойната
талига се предава чрез два балансьора (вместо четири).
На едно колело може да се предаде натиск до 2200 kN и повече
(фиг. X I 1.39), но тежко натоварените колела имат голям диаметър и
||)нскват специални тежки релси и широки ниши, респективно стъл­
бове. Обикновено диаметърът на колелата се избира между 30 и 100 cm
при широчина на венеца от 8 до 16 cm. Снабдените с балансьор колела
се нравят обикновено с реборди.
Често пълностенните ригели на многоригелните затвори с малки
отвори (под 10 т ) се опират непосредствено на осите на ходовите опори,
конто се вмъкват между стените на двуделните в този случай под­
порни СТОЙКИ (фиг. X I I . 406) и обикновено нямат реборди или имат
само по един вътрешен реборд. При още по-малки отвори колелата се
поставят на конзолни оси отстрани на стойките (фиг. X II.4 0 а ) .
Радиусът R на колелото се определя приблизително по формулата
^ ^ ■Рлоп
където
Ц7
Р = -~ е товарът на едно колело;
Ел
е
кт
W — хоризонталният воден натиск върху^целия затвор;
п — броят на единичните колела;
k — широчината на релсовата глава;
Раоп
допустимият натиск в диаметралното сечение на к о­
лелото (диаметрален натиск); в зависимост от стома­
ната Рд„„ = 6,5 M N / т ^ з а Ст 5, респективно 8,5 MN/m'^
за Н Л 2.
По-точно радиусът на колелото се изчислява по формулата на Х ерц
lX.25), като допустимото напрежение а се избира в зависимост от М а р ­
к а т а на стоманата от 650 до 750 MN/m^.
Специфичният натиск
между оста и втулката, респективно меж­
ду оста и главината на колелото, не трябва да бъде по-голям от 20 MN/m*
п р и бронзова втулка и 14 MN/m''* при чугунена втулка. Като се има
п р е д вид това, работната дължина на втулката се определя по форм у­
лата
^ ^ / ---
(XII.36)
• ^ С П .Д О П
349
където
Р е натискът върху колелото;
d — диаметърът на оста;
Л ' I I . 2.3.5.
Н аправ,1ява1{{п
от
е
ка
Рсп доп — допустимият специфичен натиск в диаметралното
сечение на оста.
Работната широчина на главината е идентична е работната широ­
чина на втулката.
Оста на колелото се захващ а неподвижно към стените на рамко­
вата вилка чрез врязани в оста планки, неподвижно прикрепенн към
рамката. Оста се оразм ерява на огъване и срязване, а дебелината па
рамковите стени — на смачкване при допустимо напрежение
- 1 ,3 о ,
ролки
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Освен разгледаните носещи колела всяка табла има най-малко още
8 колела (ролки), които осигуряват правнлното движение на таблата
в нишите: четири обратни колела и четири странични ролки, по лае
Фиг. XI1.41
Фиг. X I I .42
от всяка страна на таблата. Обратните колела подпират таблата от
Бодната страна, когато се освободи от водния натиск и е ексцентрично
окачена (фиг X 11.41 а), а страничните ролки улесняват движението
350
II са статически необходими опори, когато носещите колела са с балан­
сьори: те ирепятствуват завъртането на таблата във вертикалната й
равнина.
Ролките се прикрепват към затвора и се плъзгат по вертикални сто­
манени леити от профилна стомана, забетонирани в нишите на з а ­
твора. Конструкцията на ролките се вижда на фиг. X I I . 42.
X I 1.2 3.6. Уплътнения
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Затворите се уплътняват по дъното и по вертикалните странични
ръбове. Това се осъществява с помощта на натиска, упражняван съ­
ответно от собственото тегло на затвора или от водата.
За уплътняване на дъното се използува заоблен
откъм Бодната страна (за да се осигури спокойно от­
деляне на водиата струя) широк дървен праг (фиг.
X I I . 6 а) или заострен стоманен праг (фиг. X II.6 а ,
6 и я). прикрепен неподвижно към долния крайна зат­
вора, илн армирана лята гума, притисната между
края на уплътнителната обшивка и долния ограничи­
телен рнгел от ъглова стомана (фиг. X I I . 6 г). Прагът
1,'с опира в бетониран в дъното на яза стоманен профил
лП. .3
(фиг. X 1I.6).
Страничните уплътнявания се осигуряват чрез дървени илн ме­
тални гредички (бичмета), прикрепени към таблата чрез гъвкава ла­
марина, или чрез профилна гума. Под действието на водния натиск
гредичката се притиска към бетонирана в стълбовете стоманена плоча
нли валцувай профил и при движение на савака се плъзга по него
(фиг. XII..38, Х П .4 2 и X II.4 3 ).
X I 1.2.4. Определяне На повдигателната сила
Ел
ек
П ри дпнжснмсто иа з а т в о р а повдигателните м еханизм и т р я б в а да п реод ол озп т
иротиподснствието ма соб ст в си от о тегло на подвиж ните части на з а т в о р а , съпротиг.и-ннят.-!, п рсл изп икаин от ст оя щ ат а илн течащ ата вод а, включително три енето в
|'11о|111тс н ■.плътняпаппята и н я к ои непредвидени или извънредни съ п роти вл ени я.
•Ча предварителни сметки собст вен от о тегло на с а в а к а се оп ред еля приблнзпU '.iiio по ф о р м у л и , р азр аб от е н и от разл и чн и ав т ори . С п о р е д К ул ка
1,2 <’ Л - О екр+ 52 0с
Ь* А*
(N ),
(X1I.37)
където
Gohp
1030— 1300 N/m- е собст вен ото тегло на е к р а н а , включително елеМ1-НГИГ0 па I ред овата с к а р а без главните греди;
Ь — светлата и т р о ч и г л ма от в ора в ш;
/| — ви сочинат а на подп рп щ ването, което съвп ад а с г орн и я ръб нп cnB.iK.’i.
D m;
п
— допустммпто и п п рсж сн и е на стом анат а в M N /m -;
с — множ нтел, ;);]В|1сещ от ш и рочн н ат а на о т в о р а ; приблизително за Ь =^^■6,0 III г • I,.'), а за Ь 20,0 iii с — 3 ,0 , като за междинни стойности на
Ь сс мнтерполнра праоолннеймо.
351
П о A . P . Б е р е зн н ск и
G = 0,55 (a .b )3 /2 (k N ).
(ХИ.Зв)
G = 1,57 {a. b f '* (kN).
(XII.39)
a п о П . A . Еф и м ови ч
където a и 6 имат съ щ от о зн ачен и е, к ак т о по-горе Ь » h.
П о Ш ок л и ч
Т ук
G q./ o
(Х11.4(1)
4^1
а
0 = Go-
/fo с а и звестното соб ст в е н о тегло, п од п орн от о р а зс т о я н и е и водната дълбо­
чи на на някой съ щ ест ву ващ зат в ор от съ щ и я тип;
0,1 и А — съответните величини н а п р о е к т и р а н и я за т в о р .
О бикновено
от
ек
и
(XII.40)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
С т оящ ат а вод а влияе неп осред ст вен о в ъ рх у повдигателните механизми чрез
в е р т и к ал н и я ком понент V i на нат и ск а, който у п р а ж н я в а в ъ рх у отстъпи (фиг. X I I . 44)
I
I
гтк.о
си
Фиг. X II.4 5
кт
или ч р е з подема А на частите на з а т в о р а , п отопени в долните водн. Вертикалнгят
ком п онент на н ак л он ен и я к о с о н а г о р е x^^дpocтaтичeн нат иск при сл у ч ая според
ф и г. X I I . 45 с озн а ч е н и я т а на тази ф и г у р а е
Ел
е
(XII.41)
Vi е м ак си м ал н о з а
t — 0 (сп у сн ат са в а к ).
П о р а д и п р е в ръ щ ан е н а част от п отенциалната ен ерг и я в кинетична течпщлта
вод а у п р а ж н я в а по-малък нат и ск . Н ам ал е н и е т о е най-голямо п ри протичане на
водата под з а т в о р а (фнг. X I 1.45), тъй к ат о в този случай дълбочината и скоростт;],
к о я т о за в и си от н е я , с а най-големи. Т о се оп ред ел я прибл изи тел но п о Кулку:
( h - t)d
( X I I.43)
1 + - ^ tg a
където h, t, d н a имат зн ач е н и я т а, п о к азан и на фиг. X I I . 45.
В съ щ н ост вследствие на п оя в я в ан ет о на вихри (срв . фиг. X I I . 5) действител­
ното нам ал ение е по-голямо от и зчи сл ен от о по ф ор м у л а ( X I 1.43) и при неблаго­
п риятни у сл о в и я ( о —»0) об р ъ щ а п о со к а т а на н ат и ск а, т. е. п р е в ръ щ а натиска в
д ъ рп ан е (в а к у у м ). Е т о з а щ о х и д равл и чн от о о ф о р м я в а н е на д олния край на затвора
е о с о б е н о н еобход и м о.
352
В ерт и к ал н и ят натиск (т ов ар) на преливащ ата
водна ст р у я
(фиг.
X I I . 4 б)
кс определя п рнблизнтслно
\\= y b . h . l ( Ш ) .
( X I I . 44)
къдет'
у с о З с ч н о т о тстло на оодпта в k\/in^;
Ь — ш и р оч и н ат а на преливния ръб в ш;
h — ви соч и н ат а на преливната с т р у я пред ръ б а в ш ;
I — дължин^^та па п рел и вни я ръб в т .
Съпротивлението от триенето в опорите на з а т в о р а е:
а) при плъзгащи се о п о р и
R, = W .f.
а
( X II.4 5 а)
б) при тъ ркал ящ и се о п о р и
триеис iia
ИЛИ
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
грисие иа ост а във втулката 7'i = M i . W " ,
колелото в релсите 7 2 = Д 2.--. Н?',
об щ о
R i = T i + T2 =
където
W
(Ml. р 4- Jlj).
(Х П .4 5 6 )
където
тр
о
W е х ор и зон т ал н и ят н ат иск на водата в ъ рх у з а т в о р а в k N ;
г — рад иусъ т на колелото в cm ;
р — рад иусъ т на ост а на колелото в cm ;
111 — коефициентът на триене п ри плъзгане н а ост а във втулка
(ц, = 0,154-0,20);
— коефициентът на триене п ри т ъ рк ал я н е н а кол ел ото п о р е л са (|х,=
= 0,054-0,10).
От и з р а з а в ск оби те на ф о р м у л а ( X 11.45 б) и стойността
на коефициентите се ви ж д а, че влиянието на триенето п ри
търкаляне е м ного по-малко, от к ол к от о п ри плъзгане. З а т о ­
ва при по-големи т ов ари се и зб и р ат колела с р о л к о в л агер
(фиг. X I I . 46). В трзи случай о б щ от о съп ротивление н а к о ­
лелото е
• й| + Иг
(X II.4 5 в)
Ел
ек
d е диаметърът на ролките;
г, — рад иусъ т на въ нш ната п л оск ост , п о к оя т о се т ъ рк ал я т рол ките;
ц,* = 0.005 д о 0,05; H j = 0 . 0 5 — 0,10.
Съ противл ението от три ене в страни чни те уплътнения е:
при табли с плъзгащ и се о п о р и
Rt = W .f ;
( X ll.4 6 fl)
при табли на колела съ с ст р ан и ч и о упл ътняване с п о р е д ф и г . Х П .4 3
(X 11.466)
къ;:> то
?
Ь с 1Л ирочииатп иа лам .рииптп в m (фиг. X I I . 43);
у.г — п рим сиящ ият се с дълбочината воден натиск в k N /m *;
г -- дъл бочината h ; i ьодлта в т ;
/ - к ш ф и ц и т т ъ т на т р т и е при плъзгане, р ав ен па 0 ,3 0 — 0 ,4 0.
Иппънроднигс и непредвидените съ п роти вл ени я се п ри ч и н я в ат от зак л ещ в ан е .
)атл ачваие. зал едявам е, ръ ж д а и д р. Те не се поддават на п ресм я т ан с п зат ов а се
2) Стоманени конструкции
353
прием :!, че п ред ставл яват 2 5 % от всички изчислени съ п роти вл ен и я. С оглел на това
з а повдигане на з а т в о р а е необходим а подемна сил а
1,25[(G — Л) — (K i — A K O - f
(XI1.47)
a п ри с п у с к а н е — за д ъ р ж а щ а сила
1,25[{G — ^ ) - ( K i - A V , ) + V j —
( XI I . 48)
А к о о б ач е
G + V ^ < [(l/j — Д V,) + Л + ;?! + /?о1 . 0,80,
а
м оторът т р я б в а да «нат и ск а», за да се сп у сн е савак ъ т , за което е необход им о окач­
ване с твърди щ анги.
ек
X I 1.2.5. Статично изследване и оразмеряване на двуриге.}вн таблен
затвор к ато пространствена система
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
Освен разгледания дотук начин често двуригелният таблен затвор
36 изчислява и оразм ерява като затворено пространствено тяло. Про­
странственото разглеждане отговаря по-добре на действителната ра­
бота на затвора и дава по-точни резултати и по-евтино решение.
Конструкцията на двуригелния таблен затвор спада към простран­
ствените системи с правоъгълна призматична форма, образувани от
четири надлъжни и най-малко две напречни равнинни конструкции
(вж. 1.2). Поради преобладаващото влияние на натоварването от вод­
ния натиск пред постоянния товар главни ,греди тук са хоризонтал­
ните надлъжни конструкции, а второстепенни — вертикалните.
Обикновено водният натиск действува ексцентрично спрямо"^цен­
търа на огъването на напречното сечение на прнзматичното тяло н
предизвиква усукване и допълнителни нормални усилия. Допълнител­
ните усилия са малки, когато равнодействуващата на водния натиск
разполовява разстоянието между главните ригели, и в този случай те
се пренебрегват.
кт
а. Р а в н и н н о
разглеждане
Ел
е
При равнинното разглеждане (т. X I 1.2.3) постоянният товар се
прилага направо върху вертикалните надлъжни конструкции (връзки).
Обикновено около */'з от постоянния товар действуват върху пред­
ната, а останалата по-малка част — върху задната надлъжна връзка.
Фиг. X I I . 41 б показва натоварването на надлъжните равнинни кон­
струкции, когато те се разглеждат поотделно. Очевидно е, че усилията
от вертикалния товар са еднозначни и се събират с усилията от хори­
зонталния товар за натисковия пояс на горния ригел и за омъниия
пояс на долния ригел и са разнозначни и се изваждат за опъннпя пояс
на горния ригел и натисковия пояс на долния ригел. Следователно, ако
предната надлъжна връзка е ограничена само между поясите на ригелите, от общото действие на хоризонталния и вертикалния товар найголямо нормално усилие получава горният натисков пояс, а слсд него —
долният опънен пояс. Като се вземе обаче пред вид, че предната над­
лъжна връзка включва високия уплътнителен екран и второстепен­
ните ригели (когато те са непрекъснати) или най-малко се подпомага
354
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
от тях, става ясно, че най-утежнено е положението на долния опънен
пояс. Н о \снлията от постоянен товар в този пояс съставляват не по­
вече от 5 до 8% от усилията на същия пояс, предизвикани от хори зон ­
талния товар. Ето защ о при разглеждане па ригелите като равнинни
системи е оправдано да се
пренебрегва влиянието на
а
f
♦2
постоянния товар.
Надлъжните равнинни
конструкции предават то­
Af
^2
вара сн на опорните СТОЙ­
КИ (фиг. Х П .41 в). П о р а ­
к.
ди ексцентричното окачва­
в, .
не при повдигане и спус­
Sz
кане на савака се предиз­
с
виква усукващият момент
който разтовар­
Ф п г. X 11.47. Системи двойни сав ац и
ва долната, а натоварва
G.
. Този допълнителен товар
горната хорнзонтална опора с Д/У =
с
трябва да се вземе под внимание при оразмеряване на стойката и
ходовите опори (подобни товари се предизвикват и от триенето —
фиг. Х П .41 а).
б. П р о с т р а н с т в е н о
разглеждане
Ел
е
кт
Значителна икономия на стомана се постига, когато табленият
затвор се разглежда и оразм ерява като пространствено тяло със з а ­
творено напречно сечение, съставено от главните, обикновено пълностенни ригели, стоманената обшивка, второстепенните хоризонтални
греди и надлъжната връзка между опънните пояси, която в този слу­
чай се изпълнява също пълностенна.
Съвместното действие на конструктивните части, които образуват
съставеното сечение, се осигурява, първо, чрез непосредствена връзка
между плочите и главните ригели и, второ, като второстепенните греди
се прекарват без прекъсване по цялата дължина на затвора, bja тези
изисквания отговаря най-добре показаната на фиг. Х И . 47 схема на н а­
пречно сечение с понижени стойки. Тя се отличава и с това, че уплът­
нителната плоча се опира само на ригелите, поради което нормалните
усилия от местното огъване на плочата са перпендикулярни на нормал­
ните усилия от общото огъване на затвора.
От водната страна второстепенните греди се поставят през сравни­
телно малки разстояния една от друга с цел да се укрепи здраво сто­
манената плоча срещу изкорубване, предизвикано от надлъжните натискови )силия. Н о и разстоянията между вертикалните стойки трябва
да бъдат умерени, за да не се получат големи нормални усилия от ме­
стното огъване на второстепенните ригели, които поемат непосредст­
вено товара от уплътнителния екран. Целесъобразно отношение между
страните на едно поле от екранната площ е 1:3.
При пространственото разглеждане на савака вертикалните товари
355
не се пренебрегват. Вследствие на общото (косо) огъване най-големи на­
прежения се явяват в горния ограничителен рнгел, който излиза зна­
чително по-мощен, отколкото при равнинно разглеждане на задачата.
М акар и в по-малък размер, същото се отнася и за долния ограничите­
лен ригел.
З а пространствено изпълнение на таблените затвори най-подходящо
съединително средство е заварката.
ка
X I 1.2.6. Двойни саваци
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
Обикновеният еднотаблен савак има неудобството, че за да се про­
пуснат лед и други плаващи в реката тела, необходимо е да се извади
целият затвор, което е свързано със значителна загуба на вода, и че
изобщо регулирането на подприщването е възможно само чрез повди­
гане на затвора.
--------—
— ''ATT/e/wa — —
ri/fpt/a--
V////" 7//.7777Z
Ф и г . X I I . 48
Ел
ек
тр
Тези недостатъци се отстраняват с двойния савак. Той има две та­
бли — горна и долна, които се движат независимо една от друга:
горката табла може да се спусне под работното водно ниво, а долната
да се повдигне от дъното, без другата част да измени нормалното си
експлоатационно положение. Поради това е възможно по-лесно и попрецизно регулиране на подприщването. Освен това двете табли се
изваждат вмъкнати една в друга, което се отразява благоприятно върху
височината на стълбовете.
В съвременното строителство се използуват три различни системи
двойни саваци; стара система (фиг. X I 1.48 а и X I 1.49 а), система MAN
(фиг. X II.4 8 б и X I I . 51) и Г-образен савак (фиг. X I I . 48 в и Х И . 54).
Старата система има основните недостатъци, че долната табла е
обърната към водата и повдигането й е затруднено н че има двоен рел­
сов път — по един за всяка табла (фиг. X 1.49 б), за което са необ.ходими по-дълбокм ниши н по-дебелн стъ.|бове. Ссновннте положения на
този савак са показани на фиг. X I 1.50. В коиструктивно отношение
двете табли представляват гбнкновенг) .тпуппгс.ит саваци.
Недостатъците на старата система са нзбягнатн при двойния савак
система M AN (фиг. X I I . 51). Долната табла е обърната с лице към гор­
ните води; само стойките й, които представляват двуконзолнн пълно-
356
Фиг. XII.49
a
357
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
кт
Ел
е
ек
от
а
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
стеннн греди от валцувани или съчетани профили, и допълнителните
ригели от
профил и, се поставят пред уплътнителната обшивка с гръб
към горните води. Отгоре по-малката табла се обшива с дъски върху
дървена ск а р а , като преливният ръб се оформ ява подходящо (фиг.
Реу7саА/;3
^S32,50
Ел
ек
тр
о
Ф и г. X II.4 9 6
зви:7о
X I I . 52). З а да не се появят недопустими вибрации при нрелмваие на
водата, ригел"ите на тази табла трябва да бъдат достатъчно корави. За
това е необходима съответна мииимална височина на отвора и съотно­
шение между височината и широчината му нан-малко 1:5.
358
359
ек
Ел
а
ек
от
нн
УА а б
С иб
Г ли
тр
о
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Основните положения на двойния савак система M AN са показани
на фиг. X I 1.53.
Г-образният савак (фиг. X I 1.54) се отличава с хидравличната форма
на преливния гръб и с това, че горната табла има само един пълпосте-
Г-оЗ/хие// caSajf
Норталмо яоложеиие
Горната т а 6/!а аг</сна/пс
Фиг. X II.5 4
'
нен ригел с широки укрепителни ребра, които носят стоманената плоча
на преливния гръб и са свързани здраво с горния край на обърпатпте
към водата стойки, като образуват с
тях рамки с форма на буквата Г Дру­
гият край на същите стойки се опира
чрез ролки в долната табла (фиг. X 11.55).
Тази табла е двуригелна, с нормално
‘ еьс^агг?^?свми
изпълнение на стойкнте зад уплътни­
лрускииа
телния екран. Максималното натовар­
ване на нейните ригели се получава
при различно положение на горната
табла.
От всички двойни савацм Г-образнпят има най-целесъобразна конструк­
ция с голяма подвижност в себе си;
Фиг. X I I . 55
горната табла може да се сп\сне под
360
водата ма повече от */з част от общата дълбочина. Детайл на хоризонталното уплътняване между две табли на савака е показан на фиг.
X I 1.55. Триенето в тази фуга трябва да се вземе под внимание при
изчисляваме на подемната сила, което става по правилата, об я с­
нени в т. ХЦ.2.4.
Х И .З. Сегментен затвор
а
X I 1.3.1. Общи положения
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Сегментният затвор е един от най-модерните затвори. П о конструк­
ция той прилича на двуригелния таблен затвор, малко по-тежък е от
него, но оказва по-слабо съпротивление при движение, поради което
подемните му механизми са по-леки.
Разрез а- а
(1^1}//о»амаугем/
^ ^!//7/г1>тн.7т/7о»а^^
е т ав а
О с»а/ьргге//его t
Ф и г.
X I I . 56. Сегментен зат в ор
Ел
е
кт
Сегментният затвор има цилиндричен уплътнителен екран и гредова
скара, която се носи от две радиално разположени рамки с общи стави
(фиг. X I 1.56). Затворът се движи, като се завъртва около правата,
като минава през двете стави. Тази права е обикновено и ос на цилмпдричпата водоуплътнителна плоча. Като се изключи формата ,ча
екрана, който впрочем може да бъде и плосък, и видът на движението —
въртеливо срещу постъпателно, основната разлика между сегментния
н плоския двуригелен затвор е тази, че двата главни ригела на се­
гментния затвор имат удължени подпорни вертикали — стойки, с
които са свързани кораво, и следователно не са обикновени греди, а
ригели на двуставни рамки. Между събиращите се в общи стави pa:.iкови стсйкм се развиват крайните напречни връзки на затвора, които
заедно с лагерите са друга съществена конструктивна разлика между
двата вида затвори.
361
X I 1.3.2. По.ю.жение и основни ра.шери
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Положението н основните размери на сегментния злтвор се изби­
рат, като се вземат пред вид следните изисквания;
1.
Лагерите, около които затворът се завърта, да не се дости­
гат от водата, която протича под или прелива над него.
Да са изключени
-f----- 77Z------ ироизволно повдигане и
опасност от вибрации.
3. Натискът върху пра­
га да е достатъчен J3a уп­
лътняването ■на
надлъжната опорна фуга.
4. Собственото тегло и
механичната повдигателна
сила да са малки.
5. Копструктивиото из­
пълнение да е лес1К) и
икономнчно.
Затворът се смята за
осигурен срещу нроизволФиг. X11.57
но повдигане и опасност
от вибрации, когато равнодействуващата на собственото му тегло и статичния воден натиск
минава под оста на въртенето и завъртващият надол\ момент Л!,.
който притиска сегмента към прага, е с 2 0 “i по-голям от момента Л1.,
който го повдига, или
M l ; Мг = A!i ^ 1,20.
(Х11.49)
кт
Когато долните води не достигат затвора, двата момента са (фиг.
X I I . 57):
Ел
е
M j = Н .p + G ,g=^ Н ds\na+ -g Лj Н G . s . cos a ;
M^ = V .m
(XII. 50)
Vi .n = V .m -\-Vi d cos a -- ^ tg a|
където
Я и V са хоризонталният и вертикалният компонент на ста­
тичния воден натиск в kN/m;
~
нагоре статичен воден натиск върху
намокрената част от надлъжната онорна плоскост
на затвора с широчина 6, и дължина единица (1 т):
G — собственото тегло на затвора в kN т .
Останалите величини са показани на фиг X I 1.57.
З а предпазване на затвора от вибрации е от съществено значение
II целесъобразното оформяване на опорния ръб (срв. ф и г ..X II.58 а и б).
В това отношение най-добър ефект се постмга, когато ръбът е остър.
362
З а да бъде дъното на затвора добре уплътнено, натискащата надолу
сила С (фнг. X I 1.57) трябва да бъде най-малко 1,20 пъти по-голяма от
водния подем V'',. който действува върху опорната плоскост в'момента
иа повдигането на затвора,
или
=
^ 1,20.
(ХП.51)
За единица дължина опорният натиск е
Следователно
n.V,
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
или
от
е
ка
С = - ~ {Н .р + G .S C O S а — V .т ) =
А>2 = Л — 1
^ 0,20.
(ХП.52)
(XII.526)
Стойността на ki и kz (или ifej') се изменя в един или друг смисъл,
като оста 0 ’ на въртенето на сегмента,се измества нагоре или надолу
Ф и г . X I I . 58
спрямо оста О на цилиндричния екран (фиг. X I 1.59) или като се п р о­
меня положението на общата ос спрямо работното водно ниво пред я за.
Поставянето на оста на въртенето над оста на уплътнителната плоча
(фиг, X I 1.59 а) обаче е нежелателно, защото увеличава подемната сила
на :?хаиизмите и съпротивлението при повдигане, предизвикано от
363
=
=
от
ек
а
евентуално отложени пред яза наноси. При центрично подпиране (фиг.
X 11.59 в) за псдемните механ:1зми в момента на повдигането е най-благоприятно онова положение на общата ос, при което тя лежи на ед­
наква височина с работното ведно ниво пред яза.
В аж н о условие за икономичното изпълнение на затвора е едно­
именните конструктивни елементи да са еднакво натоварвани и да
имат еднакво, типово изпълнение. В това отношение най-важно е из­
равняването на натоварването на главните ригели (вж. по-долу), а
след това при възможност — и на допълнителните ригели.
Освен от положението на осите на въртенето и на кривината ос­
новните размери (в напречен разрез) на сегментния яз зависят и от
техния радиус г. П о конструктивни и експлоатационни съображения
отношението между основата с и височината d на вписания равнобедрен триъгълник Оас (фиг. Х И . 57) се избира
1-6.
(Х11.53)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Освен това височината на триъгълника трябва да бъде поне около
2,4 пъти по-голяма от височината на ригелите.
X I 1.3.3. Натоварване на сегментния затвор
X I 1.3.3.1. Собствено тегло
При иначе еднакви условия теглото на сегментния затвор е малко
по-голямо от теглото на двуригелния савак. То зависи от ъгъла (фиг.
Х И . 57). Колкото ъгълът а е по-голям, толкова по-тежки са плочата,
гредовата ск ара, главните ригели и краката (удължените крайни
Стойки). Само пространствените връзки не зависят от ъгъл а. В срав­
нение с един двуригелен затвор със съш,ите размери изброените погоре конструктивни части на сегментния затвор (без пространствените
кт
връзки) са приблизително— '—
пъти по-тежки. Ето защ о теглото на
Ел
е
подвижните части на сегментния затвор може да се определи предва­
рително по формулата на Кулка
(1000
1300) 6 . /г+520 *-—
® д оп
която се различава от формула ( X I 1.37) само по множителя
. X I 1.3 3.2. Воден
1
cos а
натиск
Благодарение на цилиндричната форма на уплътнителната плоча
статичният натиск на горните води е насочен концентрично към оста
на цилиндричната плоскост. Той се определя графично с помон1,та на
«кривата на водния натиск» (фиг. X I 1.60). Тази крива се пол\чава по
364
слслния начнм. Кръговата лъга на уплътнителната плоча се разделя
на п, обикновено равни части (на фйг. Х П .60 п ^-5). Н а точките 0, 1,
2, . . . . 5 от кръговата дъга отговарят точките 0, 1', 2 ' 5 ' от помоншата парабола и —-[ у, (фиг. X I I . 60 б) и точките 0, /, II ,..., V от
Ел
ек
тр
о
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
н—
търсената крива. Тези точки лежат на перпендикулярите, издигнати
от 0, Г , 2',. . ., 5\ и се определят чрез полигона 0— 1— II........ V. на
конто страните 0— 1, I — I I, I I — I I I и т. н. са съответно перпендику­
лярни на хорднте 0— 1, 1— 2, 2— 3 и т. н. на кръговата дъга. О п и са­
ната около полигона 0 — I — И — I I I . . . крива е търсената крива на
водния нат 1;ск, а векторът 0— V, отмерен в съответния мащаб, дава
1)а!И!олейстг1уващата W па статичния воден нат 1;ск ма водата за еди­
ница дължина на затвора.
Ана.^птпчмо W се получава по формулата
---
+ 1/2
,
(XII.55)
36.Т
където
1
(X1I.56)
е хоризонталният воден натиск, равен на теглото на трпъгълната водна
h^, а
призма с основа
2
+ Ssincf-icoscpa — 0 , 5 s i n 2 c | ^ s i n 2 ip 2 )
(Х11.57)
действуват съответно на височина
от
ек
а
е водният подем, който отговаря на обема на призмата с основ<з защри­
хованата фигура а, Ь, с, d и височина единица (фиг. X I 1.57); /? и г са
водната дълбочина и радиусът на кръговата дъга, а ъглите (( i и (f,
са означени па фигурата.
Равнодействуващата W е успоредна на вектора 0— V (фиг. X I I . 60 6)
и минава през центъра на сегмента и пресечната точка па Н п
които
Л от дъното, респективно па раз-
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
стояние] т=---у . р от центъра на кръговата дъга.
кт
Кривата на водния натиск се използува;
а) за графично определяне на водния натиск върху определена
част от повърхността на затвора (фнг. X I 1.60 б). Така например върху
горната част 0,3 действува W03 = 0 — I I I , върх\ долната част 3,5—
и/з,5-1И — V, а върху частта 2,’ 3 — Г>,з = 11-ГП ;
б) за графично определяне на натиска, който действува върху на­
длъжните греди на затвора. З а тази цел около кривата 6, I, 11. . . на
водния натиск (фиг. X I I . 60 е) се описва многоъгълникът Оа,
с,. ..
чиито страни Oaj, Oibi, Ь^с-^. .
са съответно успоредни на Оа. 1а. 2а
и тангират към кривата 0— 1— I I — I I I — IV — V в точки 0, I, I I. III,
IV и V. Н а средната надлъжна греда }1апример се пада товарът W^_=
= Ь^с^ (kN/m).
X I 1.3.4. Конструктивно
изпълнение
Ел
е
Главните конструктивни части на сегментния затвор са водоуплътнителната обшивка, гредовата ск ара, двете рамки, надлъжните и на­
пречните връзки и лагерите.
З а разлика от плоския затвор уплътнителният екран на сегмент)1ия
затвор е обикновено извит по цилиндрична повърхност (фиг. X I 1.61),
но понякога е също плосък (фиг. 1.12 и X I I . 62). И в двата случая обаче
той се изчислява като екрана на плоския затвор, тъй като влиянието
на кривината е незначително и се пренебрегва.
Н а фиг. X I I . 63 е показан сегментен затвор с дървена обшивка, но
обикновено екранът се изпълнява от листова стомана (фиг. X I 1.61).
Гредова ск ара от напречни и надлъжни греди — стойкп и ригели — поема товара от плочата и го предава па двата ригела. респек­
тивно на двете рамки. Н якол ко възможни начина на изпълнение на
гредовата ск ар а са показани на фиг. X 11.64.
366
а
ек
от
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Ел
е
кт
/ЛА i'
Ф п 1'. X II.61 а б . Сегментен затвор
367
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Първите два начнна имат едно общо предимство, което ги отличава от
останалите. То се състои в това, че водоуплътпителната обшивка се опира
едновременно на ригелите— главни и второстепенни (ф п г .Х П .6 4 а) или са­
мо второстепенни (фиг.Х 11.64 б) — и Стойките, и второстепенните ригели
може да се и:;пълнят от валцувани профили
с различна височина съответно на на­
товарването им. В останалото обаче
тези две системи са твърде различни.
Разликата се определя от положение­
то на главните ригели спрямо уплът­
нителния екран. При първия случай
(фиг. Х И . 64 а) главните ригели са и
второстепенни ригели. Те са свързани
непосредствено с уплътнителната пло­
Ф и г . X II.6 2
ча, която укрепява здраво техните натискови пояси и заедно с тях образува
твърда шайба. Шайбата замества надлъжната връзка откъм водната
страна, а главните стойки, които тук са прътови, се използуват и за
напречни връзки. Това води до икономия на стомана.
Изпълнението по втората схема (фиг. Х И . 64 б) има други предим­
ства: първо, дава по-голяма свобода при избора на броя и местата на
Ф иг.
X I I .63
второстепенните ригели, които не са зависими от поло.кеиието на
главните ригели — рамките, и може да се ра;1местят така, че с изклю­
чение на крайните да бъдат еднакво натоварени; второ, външните
пояси на главните ригели не са подложени иа месгио огъване (това е
368
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
от значение, когато ригелнте са прътови); трето, при нужда може да се
сменят повредените части на уплътнителната плоча, без да се засягат
несвързаните непосредствено за нея главни ригели; четвърто, изобщо
направата, връзките, превозът, монтажът и ремонтът са по-лесни и
по-евтини.
Ел
е
кт
Третата схема (фиг. X I 1.64 в) представлява нещо средно между
първите две и не притежава в същия размер техните предимства. Освен
това тя има недостатъка, че конструктивната й височина е твърде го­
ляма.
Четвъртата схема осигурява най-добра съвместна работа на плочата
с второстепенните и главните ригели. Тя се различава от първата
схема по това. че стойките са понижени и обшивката се опира само по
хоризонталните елементи. НагъCToJ поставените
второстепенни
ригели укрепяват обшивката и
^ ___________^
заедно с нея се използуват като
съставна част на главните ригели
\.—
/зи еел
за поемане на моментите от об­
щото огъване. Благодарение на
това, че плочата се опира на
обикновен гредоред, усилията й
от местното огъване(като непрекъс­
ната греда) и от главното огъване
(като съставна част на простран­
Ф и г. XI1.65
ствената конструкция) са перпен­
дикулярни едни към други и не се събират направо. Всичко това обу­
славя целесъобразността на тази схема. При аналогични случаи тя
намира приложенне и при двуригелния таблен затвор (срв. X I I . 2.5).
Стойките при всички схеми се поставят през еднакви разстояния.
Cro\«:iHciiM КОНСТРУКЦИИ
369
конто при прътово нзпълненне па главннте ригели са р^вни па раз­
стоянието между възлите иа натоварения им пояс.
Н а фиг. X I 1.65 е показана рамка на сегментен затвор с конзолно
изпълнение на ригела, което намалява значително неговите усилия.
X I 1.3.5. Статическо
изчисление
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
Статически главните ригели (рамките) се разглеждат зяедно с на­
длъжните и напречните връзки, с които образуват геометрично неизменяемо пространствено тяло, носещо всички товари — собственото
тегло, водния натиск и др. (Препоръчва се н а ' читателя, преди да про­
дължи нататък, да прегледа повторно съдържанието на 1.2.)
Различават се два случая:
I
с л у ч а й . Пространственото тяло има освен двете крайни на­
пречни връзки (фиг. Х И . 61 а) и няколко междинни напречни връзки
(фиг. Х П .6 1 б), така че за геометричната му неизменяемост са доста­
тъчни три главни надлъжни равнинни конструкции, от които не повече
от две се секат в една и съща ос. Тези равнинни конструкции се образу­
ват от двата радиално разположени главни ригела I и И и заключе­
ната между тях част от уплътнителната п.юча с гредовата скара —
равнината П1 (фиг. Х П .6 6 ). Върху така образуваното незатворено
тристенно призматично тяло действуват водиият натиск W и иостоян370
II
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
ният товар G. Те се обединяват в равнодействуващата R, която се
разлага по Кулман на 111 п помощната сила /(,, която от своя страна
се разлага на' 11 и 1 (фмг. X 11.66 б). Очевидно е, че двата рнгела I и
II ще бъдат еднакво натоварени, когато правата ki (фиг. X I 1.66 а)
разполовява ъгъл ф , затварян от тях. Това се постига чрез опитване.
с л у ч а й . Пространственото носещо тяло има само двете страограничаващи го напречни връзки в равнините на рамковите
стойкп и за укрепяването му е необходима още една надлъжно затва­
ряща го равнннна конструкция, която се развива между вътрешните
пояси на главните ригели (фиг. X I 1.67). Сега товарът, който действува,
трябва да се разпадне на четири компонента, като по 1 и 11 се разложи
и — G .s in rf/, а силата G. со5ф' се разпредели между 111 и IV в обратпо oTHoujCHiie на разстоянието й от тях (фиг. X I I . 67 а), или
11ИЧН0
С щ = G . cos ср'
G]v = G . cos ср'
а
а
Ь
kN/m.
(XII.58)
Ел
е
кт
Макснмхмът на G,n и G,v се получава за ф ' = 0 . Н а фнг X I I . 67 6 е
показано графнчното разлагане на ^ на трите съставки 1, 11 и G.cosq.
- Ill
IV З а да бъде 1= 11, Кулмановата
права ki трябва да разполовява ъгъл ф
(фиг X I I . 67 а).
Товарът се разпределя по описания погоре начин в момента на повдигане на сег­
мента. Когато затворът е спуснат, той се
спира по цялата си дължина в пода на
яза II натоварването на двата главни ригела се получава по-нросто, като R се р а з­
ложи на I, 11 и С (фиг. X I 1.68), където С
е онорното противодействие па дъното (п ра­
га). Сега двата ригсла ще бъдат еднакво на­
товарени. ако номонтата нрава k,, е бисектриса па ъгъл (( Н о посоката на тази права
не съвпада с посоката на правата /е, от фиг
X I 1.66 пли X 11.67. Затова, ако се разполо­
жат двете рамкн така, че да бъдат еднакво
371
ек
а
натоварени при спуснат сегмент, при леко поадигаие на сегмента от
пода те ще бъдат различно натоварени п обратло. Теоретично влия­
нието на промяната върху разпределението на товара ще бъде най-мал­
ко, когато за ъглополовяща на ъгъл ф се избере направлението на
равнодействуващата на двете помощни сили Ki и К-.. Обикновено то
се отклонява незначително от UJ' и затова за по-просто за ъглополовя­
ща на ф се ириема направлението на водния натиск.
Главните ригели и удължените крайни стойки се правят пълисстенни или прътови (фиг. Х И . 69). Те се свързват здраво в двуставни
рамки, които са един път статически неопределими системи. За ста­
тически неопределима величина се избира хоризонталният компонент
Н на подпорните противодействия. В общия случай — рамка с пълностенна и прътова част — определителното уравнение за Я е
от
S
(XII.59)
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
EF
fc
s ^
където
Ел
е
кт
Мц и N„ са усилията в статически онределнмата основна си­
стема (И==0), предизвикани от външния товар
(фиг. X I I . 70 а);
M l и Nj — усилията в състояние Н ==— 1 (фнг. X I I . 70 б);
S и F — дължината
н напречното сечение на прътовмте
елементи;
У — брутният инерционен момент на нълиостенните
части.
Усилията в статически неопределимата система се получават чрез
суперпозициите
Q = Q„-^.Q,,
М
М^ — Н . M l ,
N
No— H . N i
(.\II.60)
З а да се определи но-точно Я , трябва да са известни предварителмо
инерционните моменти и лицата на напречните сечения на всички кон­
структивни елементи, деформациите на които влияят върху Н, а това
е невъзможно. Затова определителното уравнение за Н се преобразува
(вж. X I I . 59) и вместо с абсолютните стойности на тези величини се
работи с техните средни стойности
и
респективно с отиосите.".ните стойности
Г
J
и
ГQ
, конто се колебаят в тесни. п1)едварително
известни или определи\н1 границ):, решава се и се оразм ерява рамката
2,12
и с получените достатъчно точни данни за
и У изчислението се пов­
таря.
При н£;й-често изнолз\ваните рамки с нрътов ригел с успоредни
пояси п вертикални пълностенни стойки (фиг. X I I . 70) интегралът в
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
е
ка
(У
числителя на формулата за Н отпада поради липса на взаимодействие
и за // се получава { J^= J)
Сумите в числителя и знаменателя на формула (X 11.61) обхващат
само поясните пръти на ригела, тъй като в състояние Я = — 1 пълнежиите пръти не са напрегнати. П о същата причина окончателните уси­
лия в пълнежните пръти са равни на усилията
в нулевото състоя­
ние:
N = No — H .0 = No.
(XII.62)
Средното напречно сечение
на ригелните пояси на една рамка
от разглеждания вид се получава приблизително, като се излиза от
максималното напречно сечение, което поясите биха имали, ак о Н
беше равно на нула:
max Ff,
max ,V„
f.CT,
max
ф. Ло.
Mg
M
o.
_
8 ф . A,
‘'ДОП
(m*).
(XII.63)
където
Л„ е височината на прътовия ригел, мерена между осите на
поясите му;
— коефициентът на изкълчване за натисковия пояс или от­
ношението
към f jp за опънния пояс (ф « 0 ,7 0 — 0,90);
р — равномерно разпределеният товар в kN /m , получен чрез
разлагане на R (фиг. X 11.66 и X 11.68).
373
От опит се знае, че обикновено средното напречно сечение на поя­
сите е около ®'4 от max f(,, или
Рамката има два пълностенни елемента — двете стойки — с кон­
стантен инерционен момент
Минималната необходима стой­
ност на
се определя в зависимост от устойчивостта на стойките
при натоварване на центричен натиск (Н = 0). От Ойлеровата криP„,ax се получава за 1^ = 2^г-- j
а
= —
следва,
~ ■
5
че
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
Оттук
~
(XII.65)
от
Уст =
ек
тична сила
v.ff,
(ХП.66)
С оглед на невзетия под внимание момент, който Н предизвиква, кое­
фициентът на сигурност се избира v = 5.
Отношението f^ :F на поясните пръти се колебае между F^:F 1,25
за по-леките крайни поясни пръти и f^ :F = 0 ,7 5 за по-тежките средни
иоясни пръти и се приема, както е показано на фиг. X 11.70.
Когато Стойките и ригелът са пълностенни (фиг. X I 1.69 а), в числи­
теля и знаменателя на формула ( X I I . 59) отпада, респективно може да
се пренебрегне вторият член. З а Я се получава
/
Ел
е
кт
Н =
(XII.67)
I
J M ] ds
fl
2 -J"- jM ] ds
U
където Ур и J „
а
/ и h = r—
са инерционните моменти на ригела и едната стойка.
са
техните теоретични дължини.
Инерционният момент на стойката
по формула ( X I 1.65).
374
се изчислява, както
преди,
Ипсрциониият момент J ^ на пълиостенния ригел се определя при­
близително. като се излезе от максималния момент па простата греда
тихМ ^ _
/
I’
-
V
2
р .1- .Н„
(XII.68)
16(Т,
'л оп
"д о п
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
Тук с Л„ е означена височината на ригела.
Ч рез коефициента х ^ 1 се отчита влиянието на рамковото дей­
ствие. а евентуално и на променливия характер на инерционния мо­
мент. Обикновено се приема x=0,80-f-l,0.
Хоризонталният лагерен натиск Н предизвиква в стойките на рам­
ките огъващия момент т а х М = Я (г— Лр) — фиг. X I 1.70 а, или т а х М =
= Н^г— ^"1 — фиг. X I I . 70 б. Освен това той товари неблагоприятно
масивните стълбове на яза. Поради това желателно е Я да бъде малка
величина н понеже тя намалява заедно с отношението J'.F^ (формула
X I I . 61), респективно с отношеиието у ’’ (формула X I I . 67), при първото
JcT
изчислсние се опитва с мипималиата стойност на
която се оп ре­
деля OI условието за устойчивост срещу изкълчване при центрично натова|)ване — формула ( X I I . 65).
375
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Обнкновено Стойките на сегментните рамки се нзпълняват от вал­
цуван С -профил, като прелната им част. която се мокри от преливащата,
вода, се покрива с ламарина (фнг. X I 1.71). Отстрана иа стълбовете
концентрично разположените стойки се свързват чрез пълнежни пръти
или съединителни плочки и образуват крайните напречни връзки.
Н а д л ъ жнит е и междинните
на н р е ч н и
връзк и на сегментните затвори почти не се различават or съответните
връзки на двуригелния таблен затвор. Крайните напречни връзки
обаче са различни по конструкция и натоварване. Тук те представля­
ват триъгълни ферми или рамки, които носят предимно постоянния
товар от подвижните части на сегмента. При прътово изпълнение уси­
лията, които постоянният товар предизвиква, се определят с помощта
на план на Кремона. Разглеждат се два случая: а) когато затворът е
спуснат и се опира на пода (фиг. X I 1.72 а), и б) най-неблагоприятното от всички възможни положения при повдигането на затвора
(фиг. X I 1.72 б)'. А ко сегментът е ексцентрично подпрян, взема се под
внимание и моментът, предизвикан от водния натиск.
X I 1.3.6. Лагери
тр
о
Л а г е р и т е на сегментния затвор са два. Те се изпълняват като
цилиндрични (болтови) стави, около които става завъртането при по­
вдигане и спускане на затвора.
Г
ек
ТТГТаЦПГШТЩТП
Ел
пт1
Ф и г. X II.7 3
Ф и г. X I I .74
Цилиндрнчната става се състои от горна лагерна част, в която
се опира рамката, долна лагерна част — лагерния стол, който пре­
дава т ов ар а вър.ху стълбовете на яза, и лагерен болт. Болтът свързва
първите две части на лагера и е прикрепен неподвижно към лагерния
стол. З а да не се затрудни движението, препоръчва се специфичният
плоскостен натиск между болта и горната лагерна част да не е по-го­
лям от 20 MN/m* при бронзова втулка.
376
от
ек
а
Н а фмг. X I 1.73 са показани две нзпълненпя на болтова става. Вто­
рото от тях е по-добро, понеже завъртането на стойкнте при деформи­
рането иа рамките предизвиква по-малко увеличение на специфичния
плоскостен натиск.
Лагерният натиск се определя графично при спуснат сегмент —
първо положение (фиг. X I I . 72 а), а при повдигнат сегмент — второ
положение (фиг. X I I . 72 б). Лагерният стол се поставя така, че равнодействуващата
на L, и L.. от двете меродавни положения да е н асо­
чена нормално къ.м основната му плоскост (фиг. X I I . 74 а).
Статическата схема на долната лагерна част е показана на фиг. X I I .
74. Трябва да се проверяват напреженията в разрезите / — 1 и 2—2 на
основната плоча.
Лагерният болт е натоварен на срязване, огъване и смачкване.
При изпълнение според фиг. X I I . 73 болтът е двусрезен. Необходи­
мият диаметър на болта с оглед на срязването е
max L
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
max L
4 ' ‘^ср.доп
(XII.69)
ср доп
Ел
е
кт
Обикновено срязването не е меродавно.
При еднаква дължина Ь на натоварването в двете посоки (фиг.
X I 1.75) максималният огъващ момент е
max М
Фиг. X II.75
С оглед на огъването диаметърът на болта се определя от условието
л <Р ^
32 =
max М
а.ог.доп
377
или
3 __________
dor
^
_________
- = 1,37
* ” • ®ог.доп
•
*
(X1I.70)
‘^ог-лоп
Напрежението на смачкване се изчислява, като се приема, че допи­
рането става в част от цилиндричната равнина с централен ъгъл
5 ф = 9 0 ‘' и че радиалният натиск се разпределя по закона
Оф = а „ . cos 2 ср,
(ХЦ.71)
който удовлетворява граничните условия О ф = а о за ф = 0 ° и О ф = 0 за
а
(фиг. X I 1.76).
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
.ф = 4 5 ° = - ^ т
Ако в интеграла
Я
~Т
L
=
f
o ^ . d F
(ХП.72)
4
се замести
Оу = Оф. cos ф = Go. COS 2 ф . COS ф ,
dF = ds .b =
получава се
L = d .Ь .Оо J
2
dtp. Ь,
(ХП.73)
(фиг. ХЦ.76)
OS 2 ф . COS ф . J ф.
тр
о
и
Решението на интеграла е
JL
Л
2
2
COS 2 ф . COS ф . d г( = J
0
ек
J
0
( 1 — 2 sin- ф) d sin ф =
.
Ел
Ето защ о
L ^ d . Ь. а 0
и като се вземе пред вид. че Оо^асм . доп и L = maxL, получава се не­
обходимият диаметър с оглед на смачкването
= 2.12 .
V ^
където
(Т см. доп =
*
•’ с ч доп
.
(ХП.74)
■‘^см.доп
1 ,3 (Т о г . доп-
Лагерната става ще бъде най-икономична, когато необходимият
диаметър с оглед на огъването е еднакъв с необходимия диаметър с
378
оглед па смачкването на болта. От условието йог=^см се получава,
двата диаметъра ще се изравнят, ако опорната дължина b e
че
(XII.75)
където
'^ОГ.ДОП
(XII.76)
1,3.
^ О Г .Д О П
от
е
ка
Ако е необходимо да се спази определен специфичен плоскостен н а­
тиск рсп. във формула ( X I I . 75) трябва да се замести (при 2ф = 180°
'^ог.доп
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Конструкцията на болтов лагер е показана на фиг. X I I . 77.
X I 1.3.7. Повдигателна сила
О бм к иов ен о сегментният зат в ор се повдига, като се д ъ рп а ед н оврем ен н о от
двата к р а я (фиг. X 11.78).
В ъ р х у повдигателната си л а Z вл и яят собст вен от о тегло на подвиж ните части
на зат в ор а и триенето в лагерите и в страни чни те уплътнения.
Ф и г. X II.7 7
В
Ф и г. X II.7 8
Т ри ен ет о в л агерите на сегментния зат в ор е незначително, което е едно от гл ав­
ните предимстпа на този вид з а т в о р , п од си л ван о от въ зм ож н остт а да се и зп ол зу в а
дей ствувашият въ рху обш и в к ат а воден натиск за об л ек ч ав ан е на повдигателните
м еханизм и, к огат о к осф и ц и 1нтнте
( X I 1.49) и *2 ( X I 1.52) с а п зл иш но големи или
когато при о р а з м е р я в а н е на повдигателната сил а т р я б в а да се вземе пред вид и евен­
туал ното п рел и ване иа я з а . И зл и ш н от о, респективно допълнителното, о б р е м е н я ­
ване на ПОВ.1И1ателните м еханизм и м ож е да се отст рани нап ълно, като сегментният
за т в о р се подп ре ек сц еи трн чн о т ак а. че ост а иа въртенето да л еж н под ост а на цнл и н д ри ч н ат а оби 1ивка (фиг. X I I . 59 6) . В
този случай водният натиск пред-
379
извиквл н а с о ч с н и я н;и о р е момонт Л1
х а н и )м и съ с силптл
кой ю облокчп па н о в д т атолните ме*
)\ е ,
■
2..КС = -
(XII.77)
Н е обх од и м ат а сг.."Я за преодоляване- на соб ст в сн от о тегло (фнг. X I I 79) е
G ■S cos ф '
(X 11.74)
с вл и ян ието в ъ рх у Z на триенето п ставите се оп ред ел я чрел
(XII.79)
където ■
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
L^d
2z
Ф нг. X .II.8 0
L е л агерн и ят натиск в днете став и, п ред и зви к ан от собст вен от о тегло и во­
дата;
d — диаметърът на став н и я болт;
ек
т
Ц!%|0,10 — коефициентът на триенето;
2 л е срав н и т е л н о м алка величина и об и к н ов е н о се п реи ебре! вл.
П р и повдигането на я за триенето на двете ст ран и чн и уплътнения преди тиква
въ рт ящ и я над ол у момент
Ел
ч
Мупл =
2J
I .d R = 2 J
r .u .d P .
където
d R е си л яга на триенето в елемента d F (фнг, X I 1.80);
г — р а м от о на d R с п р я м о оста на въртенето;
d P — водният натиск въ рх у dF.
С озн ач е н и я т а на ф иг. X I I . 80 се оп ред ел я
dP = у. у dF = у I / .
6 . /•. d ф =
V . Ь . л'“ (sin ф„ f sin ф) d ф
Оттук
'М
J
(s in ((o
' 5 1 п ф )(/ф
-<Гг
=
380
2 ц у Ьг^ fsin фг (фг — фд) — (cos ф,,
f cos ф^)|.
C.iL'.iHu.iTiMMo необходим ,iTfi силп
триене в 1_-трл||||1.|||11ге уплътнения е
2уп.;
^
2 УМ *
(sin
ля
Ф г
преод оля вя iie
( Ф ,
—
ф д )
— (cos
нл
Ф г
съпроти вл ени ето
+ cos фд)|.
от
(X II.8 0 )
С оглед h ; i н я к о и невзетм пред вид труд но определими допълннтелни съ п р о т и ­
вления ii зл с и г у р н о ст повлигателнпта сила нп двигателите т ря б в а да бъде
l.25(Z,-hZ^
I’ ^упл
^екс )•
(X II.8 1 )
Тя 00 оп ред ел я j a двете к раГ т и и н я к ол к о м еж ­
динни п ол ож е н и я на ссгм еита, като във ф о р м у ­
лите от ( X I I . 77) до ( X I I 80) рам от о на Z сп р я м о
оота на въртенето се зам ества с неговото р а в н о
(|)И1 X I I , 79):
(X II.82,
ка
от
е
2 --= rcos (ф 1 f б).
'r/r&/7nMrAr/W
I codc/nA п7вг/то
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Кривата на фиг. X I 1,81 показва изменемието на Z при повдигането на затвора.
№гл/?ат
Чрез подходящ избор па основното поло­
жение и ексцентричното подпиране на
сегмента максимумът на Z се измества към
средата на кривата. По този начин се наф и г . XU.81
малява товарът на двигателите и се оси­
гурява допълнителен резерв на механична сила в началото на пов­
дигането, когато влиянието на невзетите под внимание съпротивления
е най-голямо.
X II.4 . Цилиндричен (валцов) затвор
X I 1.4.1. Общи положения
Този затвор се отличава с простия си начин на движение, при който
кухото цилиндрично тяло на затвора се търкаля по наклонен път
(фиг. X I 1.82), като отваря или затваря отвора на преливното съоръ­
жение. Такова движение е възможно с всяко тяло, стига то да е снаб­
дено в двата си края с по един обръч (фиг. X I 1.83), но цилиндричният
затвор притежава голяма съпротивителна способност срещу усукване
и позволява едностранно задвижване.
Цилиндричният затвор има два зъбни венеца, които се движат по
зъбни релси. Той се тегли от единия край чрез верига. Втора осигу­
рителна верига задържа незадвижваиия край на цилиндъра при де­
райлиране. Двете вериги са прикрепени към цилиндъра по такъв на­
чин, че когато едната се намотава, другата се размотава (фиг. X I I . 84).
Първите залцовн язове са били изпълнени в Норвегия с чиста цилиндрпчиа форма (фиг X I 1.82 а). Кухият цилиндър е служил едновре­
менно каго носещо и уплътнително тяло. Равиодействуващата R на
водния натиск W и собственото тегло G минава под опориата точка а,
така че моментът М R .с върти падолу и притиска затвора към дъ381
ното със силата В =
R. C
(фиг. X I 1.85). Този натиск трябва да бъде до-
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
статъчно голям, за да осигури добро уплътняване. З а да се увеличат
моментът на притискането М и опорният натиск В, пътят се прави постръмен или, което е по-целесъобразно, опорната точка Ь се измества
Ф иг. X1I.82
Фиг. X II. 83
----
тр
о
'///////"У/'.'///>////,у/////А,f)
Ой
,
~hA ^
Фиг. X I I .84
у. .
г
t 1
1?
Фиг. X II.8 5
Ел
ек
напред. И наистина, ако от водната страна се постави малка подпора
(фиг. X 11.85 а), при което опирането се изнася от 6 в Ь', значително се
намалява вертикалният компонент V на водния натиск и се увеличава
вертикалният компонент R\ на равнодействуващата R на водния на­
тиск W и собственото тегло G на затвора. Същевременно се увеличава
рамото на R спрямо опората а.
Подпорката има още едно съществено предназначение: тя подо­
брява хидравличните условия на протичане на водата под затвора,
като отделя водната струя от цилиидричното тяло. Ето защ о диес ци­
линдричните затвори се изпълняват с островръ.ч опореи щит (фиг.
X I 1.82 б). Положението и големината на щита се определят от изиск­
ването при всяко положение на търкалящото се цилиндричио тяло
да се предотвратява разреждането на въздуха м образуването на ва­
куум. като водната струя се от.аеля от дъното па цилиндъра. Валцовият
яз с опорен щит има и друго предп.мство пред валцовия яз без щит:
при една и съща водиа дълбочина той има по-малък диаметър и носимоспособиостта на цилиндъра се използува ио-добре.
382
X I 1.4.2. Основни размери
Минималният диаметър на цилиндричното тяло се определя от
условието за необходима коравнна на затвора — формули (V.30) и
(V III.7 ):
(XII.83)
Поради опасност от вибрации при повдигане и спускане на затвора се
предписва
х =
= 700. Във връзка с това ( £ и а в M N /m ’ )
за
o=a!jon = 140 MN/m* се получава
от
Например
ек
а
\ > /max
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
^min - 1440^ - 9 72‘ Следователно
при Одоп=140 MN/m- диаметри, по-малки от
са нецелесъобразни, тъй като обуславят по-малки от допустимите на­
прежения.
От друга страна, минималната светла височина на опорния щит,
при която се предотвратява образуването на вакуум при протичане на
водата под затвора, е
(ХП.84а)
(където Н е общата височина на затвора или водната дълбочина пред
него — фиг. X I 1.82 б). Н о тя не може да бъде по-голяма от
h^=H -D .
(X1I.84 6)
Ел
е
кт
Вижда се, че още при първоначалното проектиране е необходимо да
се търси такова съотношение между / и Н, което осигурява съблюда­
ването на основните изисквания за m i n D и min/z„, при достатъчно до­
бро използуване на допустимите огъвателни напрежения на стоманата.
При сравнително малки отвори / и големи водни дълбочини Н, ко­
гато D<^H. се изпълняват цилиндрични затвори с изнесен напред водоуплътнителен щит (фиг Х И . 82 в). Така се постига пълно разделяне на
носещата от водоуплътнителната част, което има своите преимущества.
X I 1.4.3. Конструкпшвно изпълнение на цилиндричния яз
Сто.мапеният цилиндър се състои от обшивка с дебелина от 10 до
16 П1Ш и надлъжни греди от С-профили с разм ери С 12 д о С 20, поста­
вени през разстояние от 60 до 100 cm (фиг. X I 1.86). Гредите се носят
от напречнп диафрагми, конто придават на конструкцията необходи­
мата коравнна. Осовото разстояние между диафрагмите се избира
между 1 II " т .
383
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
ек
а
По конструкция диафрагмите са корави колела от валц>вани или
съ четан и!- или С-профили (фиг. X I I . 86 б). а при по-големите диаме­
три — прътови системи (фиг. X I 1.87). Често при заварените конструк­
ции външните плоскости на надлъжните греди и диафрагмите лежат в
Majp^s /'Г
Ел
ек
тр
___c rrp a .ftiV ’^c
'по 200
Ф и г. X I I .87
една равнина (фиг. \I1.88). В този случай обшивката е подпряна надлъжно и напречно и външният диаметър иа диафрагмите е равем на свет­
лия диаметър иа цилиндричната обшивка. Крайните, опорните диа­
фрагми се правят обикновено с по-голям диаметър.
При малки диаметри надлъжните греди може да липсват, но диа­
фрагмите са необходими във всички случаи.
Предният опорен щит и водоуплътнптелната престилка се носят от
подпори, които излизат тангенциално от тялото на цилиндъра (фиг.
X II.8 7 и X I I . 89).
384
X I 1 .4 . 4 . 1. Ориимеряване
на
цилиндъра
у kN/m, (.\II.85)
ек
7
<-
а
Главплта носеща конструкция е кухият цилиндър. Той представлява
хоризоптална гредп на две оп ори , натоварена на огъване, с рязв ан е и
усукване.
1) Вър.ху
ку.хата
цилиндрична
греда
действува рав н ом е р ­
но
разпределеният
товар
където
от
R е равнодей
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
ствуващата
на
целия
воден
на­
тиск и соб
ствеиото те­
гло на зат­
в ора,
/ — подпорното
разстояние.
Огъващият момент
на място .Vот опората е
I —
Ел
е
кт
(XII.86)
а максималният ,момент и макснмалиото
ръбово
напрежение
са съответно
max
М
R .2 .
8 ’
(.\11.86a)
Ф||Г. XI I . 89
max М
max о,
J.:
г
П1ЛХ
—
(XII.86 6)
А ко с г,, и г, се означат въиншнят и вътрешният'диаметър на о б ­
шивката, инерционният мзменг на кухия цилиндър]е
.1/1
2 '!^ С т о м а м о ш ' к о п с т р ч к ц и н
U
л
335
=V
{Га
+ r,) (r„ — r,) [rl + rf)
И к ат о се п ре н е б ре г н е м ал кат а р а з л и к а меж ду г, п Га , п ол у ч ав а се
(за г,- хга = г и Га — г, = 6 „л = д ебел и н ат а на о б ш и в к ат а)
1 • 2 Г®
=
Л
. бпл ■г'
= Л.бпл.Г*
(XII.87)
(Х11.88)
от
е
RI
ка
Във връзка с формули ( X I 1.86)
он
на
УА б
С иб
Г ли
където ц ^ 1 е коефициент на отслабване.
П ри нитованите конструкции ц » 0 ,8 .
Когато надлъжните греди са непрекъс­
нати (независимо от това, дали уплътнител­
ният екран е отделен от цилиндъра или не),
Фиг. XII.90
при определянето на
и 11^, на цилин­
дъра се включва и тяхното сечение, което
за удобство се редуцира в пръстеновидно сечение с дебелина 6^ и
еквивалентен инерционен момент.
А ко п е броят на гредите с напречно сечение
и разстояние
до
оста на цилиндъра (фиг. X I 1.90), инерционният момент на надлъжните
греди е
,
_
1
,
•/ г --
_
1
--
О
р
2
тр
от който, след като се приравни към инерционния момент J=Kb'^ на
едно пръстеновидно сечение с радиус г. се получава търсената екви­
валентна дебелина на заместващия пръстен
ек
‘ 4- ( 4 F '
(фиг. X I 1.90).
Ел
където а = —
Оттук
Wr =
Z r =
<Тх
Л . 6г . Г*.
л(бпл + бг)Г*
-±
8 ця (б„^ + б,) г* ~
RI
8 млб г* '
(ХП.90)
където'за заварени конструкции = 1, за нитовани ц « 0 ,8 , а 6 = 6 „ ,+ 6 f
2) Срязващите напрежения се изчисляват по Ж уравски.
З а У,=лбг®, S=26r^, 6 = 2 6 и max Q = -T)- се получава
maxTjcy - j^ i,
386
- Л.6Н. 26
____ R _
2\171 . Ь . r
(X1I.91>
3.
Цилиндърът е подложен на усукване при повдигане и спускане
la затвора. Ч р е з разлагане на равнодействуващата R на товарите W
1 G се получават теглителната сила Z на веригата и натискът А, който
щлиндърът прн движение упражнява върху опорите си (фиг. X I I . 91).
1ри това в оп ора
на незадвижвания край действува опорният нагиск / 1 ,^
, а в опора а , на задвижвания край — равнодействува­
щата на Z и останалата половина от R или
Следователно
от
ек
а
усукващите моменти са:
в незадвижвания край
М Г = А^г.г;
в задвижвания край
M r = - ^ m + R .n = R [ ^ + n
респективно
М Г = А^.г;
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
респективно
Ф иг.
X I I . 91
Ел
е
на място А' от незадвижвания край
=
+
=
+ Т")'
респективно
където
Ат и А\ са тангенциалните компоненти на опорния натиск в
а„ и а , (фиг. X I I . 91);
тил
— рамената на
Напрежението от усукване е
и
спрямо оста на цилиндъра.
2цябг»
(XII.92)
387
^
X I 1.4.4.2. Оразмеряване на оЬшивката
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
Цилиндричната обшивка на затвори с опорен щит възприема непо-i
средствено воден натиск и освен от общото огъване, т. 1, получав»?
допълнителни напрежения от местно огъване.
'
Когато плочата се опира само по дължина на цилиндъра и а:/>20
(фиг. X I I . 92), кривината на плочата се пренебрегва и тя се разглежда
като непрекъсната многоподпорна греда с подпори надлъжните греди.
Ако обаче отношението а : / ^ 2 0 , обшивката се решава като еластично
запъната цилиндрична черупка (фиг. X I 1.92 б).
Когато плочата се опира на надлъжните греди и напречните диа­
фрагми, тя се изчислява като четиристранно подпряна пластина с на­
прежения от местно огъване
М
о, = ± ^
където
1
пл
;
М
а, - ^
пл
;
т,, =
М
пл
.
(ХП.93)
е съпротивителният момент на плочата с широ­
тр
о
чина единица.
Напреженията от местното огъване са максимални в средата на
полетата и над опорите.
ек
X 1 1 .4.4.3. Су.чарни напрежения в цилиндричната обшш^ка
Ел
Еднопосочните напрежения от общ о и местно огъване (т. а и б)
се суперпонират. Получават се следните оразмерителни напрежения;
Нормални напрежения по посока X \I:
а) при четиристранно подпиране на плочата ( X I 1.90 и X I 1.93)
- о ;- + а ? = ± (
RI
в ц л .б ./- *
'
§2^
(ХП.94а)
б) при двустранно подпиране на плочата ( X I 1.90)
= aV = ±
Ш
8 цл 6 /■*
(XII.94 6)
Нормални напрежения по посока У" (фиг. X I 1.93):
аОу — Оу — —
”пл
388
(XII.95)
Тангенциални напрежеиия ( X I I . 92 и X I I . 93):
_
_ _•') I _ б )_
^ху — ^ х у ^ ^ х у
-
2 д л б /'*
I
.
/YII qg'k
(Л И .У О )
®пл
Сигурността срещу провлачане се проверява по формулата ( I I I . 41),
—V
— ад . Оу + Оу + 3 т\у ^
~
= адо„
(XII.97)
а
Огрв
ек
или по формулата
(XII.98)
от
Огл - У а ' + 0,3а^ + 4т^^ ^ Одоп.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
хи1
Фиг. X II.9 4
X I 1.4.4 4- Оразмеряване на надлъжните реб ра и диафрагм ите
Ел
е
кт
Надлъжните греди са натоварени на огъване като съставна част на
цилиндричното тяло (ако са непрекъснати) и като греда с опори диа­
фрагмите, която възприема водния натиск от обшивката. Н апреж е­
нията от тези две натоварвания са еднопосочни:
ар =.
+ aV
(XII.99)
При определяне на напреженията а®' към напречното сечение на
гредата се включва и част от обшивката с широчина
Ь = 6 '- f8 б п л
(фиг. XII.94),
където
Ь' е разстоянието
между заварките или поясните нитове;
— дебелината на обшивката.
Диафрагмите се изчисляват като пръстеновидни греди. Те поемат
опорния натиск на надлъжните греди, който действува радиално.
389
ПРИЛОЖ ЕНИЯ
П р и л о ж е н и е /. Н О Р М А Т И В Н И С Ъ П Р О Т И В Л Е Н И Я R ", И ЗЧИ С Л И Т Е Л Н И
^ О Р А З М Е Р И Т Е Л Н И ) С Ъ П Р О Т И В Л Е Н И Я R В M N/m * И К О ЕФ И Ц И Е Н Т
Н А ЕД Н ОРОД Н ОСТ к
Таблица
1а
З а валцувана стом ана
С, = 2 - —
^
^
Ст 0
Ст 2
2
3
Опън. натиск, огъване
Срязване
5
190
220
240
270
300
340
170
200
210
230
250
290
«СР
115
130
145
165
180
205
^С Р
100
120
130
140
150
170
285
330
360
400
450
510
250
300
320
340
380
430
ПН
145
165
180
200
225
255
130
^ м . см 1
j
7
Диаметрален натиск на ролки­
те при своб од н о допиране
150
160
170
190
220
8
9
10,5
6
7
8
9
9.5
11
0.9
0.?
0,9
0,85
0.85
0,85
м. см
^рол
6
Коефициент на ед нород ност
I
k
Ел
ек
тр
*
Н а Н Л 2 отговарят стомани
10Г2С, 10Г2СД и
14Г2 и 15ГС при дебелини на елементите до 20 mm.
390
НЛ2*
R
Смачкване
М естно смачкване при плътно
допиране
НЛ1
л”
^сч
4
Ст 5
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
5 1|
1
Ст 3
Ст 4
ек
Вид на съпротивленията
и коефициентите
а
Марки стомана
15ХСНД.
11
а
12.5
също и стомаи:
Таблица
16
За отливка от въглеродна стомана
Вид на съпротивленията
и коефициентите
1
М арка на отливката от
въглеродна стомана
Означение на
съпротивлението:
-.н
нормативно R .
изчнслит.
15 Л
R
2 ' Срязване
3
R"
200
280
R
150
210
«СР
120
170
«СР
90
130
300
420
р"
Смачкване
''с м
230
310
рн
^ м . см
150
210
р
^м. см
110
160
^ем
М естно смачкване при
ране
нлътно допи­
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
4
ка
Опън, натиск и огъване
от
е
1
5
6
35 Л
Диаметрален натиск на ролки при
св о б о д н о допиране
^рол
6
8
Л рол
4.5
6
0.75
0.75
k
Коефициент на ед нород ност
Таблица
1в
За отливка от снв чугун
Вид на съпротивленията
и коефициентите
К
i
S.
Марки за
Означение на
сив
съпротивлени­
ето; норма-,и
тивиз R , изС Ч 12-28
СЧ
числнт.
С Ч 15-32
СЧ
R
*
1
Центричен натиск и натиск с о г ъ в а н е
2
Опън с огъване
3
Смачкване
5
Коефициент на еднородност
18-36
21— 10
f
С Ч 24-44
1
:
200
300
400
^и
150
190
260
К г
60
90
120
^ог
45
55
80
45
67,5
90
«ср
35
45
60
«см
300
450
600
^см
225
280
390
r
Срязване
4
отливките от
чугун
k
0,75
1
0,65
0,65
391
Приложение / / . НОРМАТИВНИ И ИЗЧИСЛИТЕЛНИ (ОРАЗМ ЕРИТЕЛНИ)
ТОВАРИ, КОЕФИЦИЕНТИ НА ПРЕТОВАРВАНЕ т И КОЕФИЦИЕНТИ
НА УСЛОВИЯ НА РАБОТА
Таблица
2
Полезни товари на обществени и промишлени сгради
Коефициент
на претовар­
ване
Изчислителни
товари,
N/m«
1.4
1050
1500
1.4
2100
2000
1.2
2400
2000
1.4
3000
1.3
2800
3900
3000
1.4
4200
4000
1.4
5600
4000
1.2
4800
400
1.4
560
800
1.4
1120
1000
1.4
1400
750
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
Н еизползуваем и тавани
Ж илищни стаи, използуваеми тавани
и лечебни помещения
Служ ебни площадки и цехове, където
не могат да се струпват материали
и съоръж ения; галерии за леки
транспортни съоръжения
Общежития, канцеларии, класни стаи
и обществени битови помещения
Столове, ресторанти и аудитории
Коридори, преддверия,
антрета, ве­
стибюли, стълбища, тераси и бал­
кони във :
а) сгради и помещения, споме­
нати в т. 1, 2 и 4
б) всички останали видове сгра­
ди и помещения
Клубове, училища, търговски магазини
и производствени помещения; скл а­
дове и трибуни
Н атоварване от х о р а върху ръ к охват­
ката на парапета:
а) хоризонтал но — в сгради и
помещения, споменати в т. 1. 2 и
6 на тази таблица
б) хоризонтал но— в помещенния.
споменати в т. 7 на тази таблица
в) вертикално
Нормативни
товари, N /m ‘ .
респ.
N /m
ка
Вид на помещенията
от
е
N9
по
ред
Забележки
1. При изчисляване на столици, р е б р а и стоманени ш проси при покриви в случа­
ите, когато товарът от сняг и вятър, падащ въ рху тях, е по-малък от 2000 N . трябва
да се вземе в средата им една единична сила от 1000 N нормативен товар, като се из­
ключи товарът от вятъра и снега. Тази сила е приета за х ора, които
ходят по по­
крива при почистване и поправка.Същ ото важи и за покривни обшивки, по които мо­
ж е да се ходи.
2. Леки стоманени ш проси могат да се смятат с единична сила от 500 N , когато
на покрива м ож е да се ходи сам о с помощта на стълби и талпи.
392
— напречното
сечение
на
болтовото
стебло
с
диаметър
d,
при
резбата.
Коефициентът на триене се приема, както следва :
а) зп елементи от нисковъглеродна стомана
/ = 0 . 4 5 , или = 0 , 3 5 — при предварително почистване на допирните плоскости с
пясъчна пръскачка (0.45) или с телена четка (0,35);
/ = 0,25 — при непочистени повърхности ;
б) за елементи от нисколегирана стомана при почистване с пясъчна пръскачка
или горелка
Ел
е
кт
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
а
/ = 0,55.
395
И ЗПОЛЗУВАНА ЛИ ТЕРА ТУРА
Л е С С ИГ .
тел ьству
А.
и архитектуре.
2. С т р е л е ц к и й ,
Е.
С .,
Н . г е н и е в, Е.
Стал ьнь1е
Н.
конструкции.
М о ск в а ,
С. , А. Н.
И . Б е л е н я,
Г ос.
издат.
В. А .
1948 и 1952.
гениев.Е.
И.
Б а лди п и
л и т ерат у ри
Беленя,
В.
А.
Балдин
и
Н . Л е с с и г. М еталлические к онструкц ии . Г о с. издат. л и т е р ат у р и по строи-
тел ьству,
архитектура и строи тел ьн им
3. О т р е ш к о ,
д орож н ое
А.
А.
Н. ,
А.
к он ст ру к ц и и
скохозяй ственной
5. Г р и ш и н,
М.
Ив я иск и
л и т е р ат у р и .
М.
Е.
В.
И. ,
Е.
Сегм ентние
М оскв а,
9. Л е в а н о в,
М о ск в а ,
Н.
М.
10. И л ь я с е в и ч,
В.
С.
В.
кт
11. Л и к и и,
И. ,
Г о с.
Инже-
издат. сель-
1947.
Е.
Е.
стал ь н и е
Е.
Н е ф е д о в
и
1951.
А.
Р.
Березин-
Е.
Ел
е
12. Б л а й X,
Ф р.
М оск в а,
13. К U 1 к а,
М осква,
Н е ф е д о в
зат в ори
и
1951.
А.
Р.
гид ротехнических
Березин-
соору ж ен и й .
Гос-
1958.
М еталлические к он ст ру к ц и и . И зд ат. М ин и стерст ва ком-
А.
1950.
С в а р н и е м еталлические м ости .
М он т аж
соору ж ен и й , М о с к в а ,
м еталлических
конструкций
Д ор и зд ат .
М оск в а,
в гидротехнических
1956.
Устой чивость металлических
конструкций , Ф и зм ат г и з. П р е ­
1959.
Н.
D er E ise n w asse rbau, B a n d I. V e rlag v o n W . E rn s t. B e r lin , 1928.
14. S c h o k 1 i t s c h ,
B e r lin ,
Ш м урнов.
1955.
м у н ал ьн ог о хозяй ства Р С Ф С Р , Л е н и н г р ад ,
15. P r e s s ,
В.
строительстве.
п о строи тел ьству и арх и т е к т у р е ,
зн ергои зд ат .
1930 u.
К.
железно-
П л о ск и е стал ь н и е з а т в о р и гид ротехнических соору ж ен и й . Г ос. издат.
ли тератури
вод,
и
и др. Г и д ротехни чески е с о о р у ж е н и я .
Е.
8. З а л ь к и н с о н ,
1952.
1961.
Гидротехни чески е с о о р у ж е н и я , часть I. Г ос. издат. строи-
7. З а л ь к и н с о н ,
с к и й.
1948.
в гид ром ел иорати вном
тельной л и т е р ат у ри . М о с к в а ,
6 . Б л и 3 н а к,
с к и й.
м атериалам . М о ск в а ,
к онструкц ии . Г о с . т р ан сп орт н ое
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
нерние
Н . М еталлические
издательство. М оск в а,
4. О т р е ш к о ,
A.
D er W as s e rb au , B a n d I I . V erlag v o n J . S p rin g e r. W ie n ,
1946.
H ., S ta u a n la g e n u n d W as s e rk raftw e rk e , V erlag v o n W . E rn s t & S o h n .
1954.
16. H a r t m a n n,
F r.
S ta h lb r iic k e n . V e rlag v o n F ra n z D e u tic k e . W ie n .
17. « H iilte » , I I I B a n d . V e rlag v o n W . E rn s t & S o h n . B e rlin , 1936 u. 1957.
396
по строи-
а
Н.
от
Е.
ек
1. С т р е л е ц к и й, Н .
1946.
18. S с h I е i с h е r,
F.
T a sch e nb uch
1943 u. 1955.
19. B u r g e Г m e i 5 t e r,
G.
u.
H.
lu r
B a u in g e n ie u re .
S t e u p.
S p rin g e r v e r la g .
S ta b ilita ts th e o r ie .
W ie n ,
A kadem ie-
N’e rla g . B e rlin , 1957.
20. S ta h lb a u - K a le n d e r . V e rlag v o n W . E rnst & S o h n . B e rlin , 1940 u. 1944.
21. S ta hl b a u H a n d b u c h fu r S tu d iu m u n d P ra x is , B a n d 2. S ta h lb a u - V e rla g — G M B H .
K o in ,
1957.
22. Ч a B o B.
T.
Един начин за реш аван е на н я к ои п р ост ран ст в ен и систем и. —
Г о д и ш н и к
на
С оф и я,
23. Ч а в 0 в,
Т.
И н ж ен ерн о-ст рои т ел н и я
институт.
Д ъ рж .
издат.
«Т ех ­
1958.
Р е ш ав ан е на рам ки при симетричен т о в а р , като се вземе под вин-
а
ника».
д и ш н и к
на
И нж ен ерн о- ст рои т ел н и я
институт, том
«Т ехн и к а». С о ф и я , 1960.
Т.
В ъ рху
м етодиката на ср а в н я в а н е
в строителните к он ст ру к ц и и — С т р о и т е л ,
Ч а в о в,
Т.
строителните
Към
в ъ п р оса
26. « Ц Н И И С К » ,
к он ст ру к ц и и
за
с р ав н я в ан е т о
на
оразм ери тел ни те
методи в
8/1965.
Научио-технический отчет по теме; «О б о сн о в а н и е н орм проектии уточнен ие р а сч е т а на
вость и зг и б ае м м х ел ем ентов», М о с к в а ,
Т.
изд.
на оразм ери тел ни те методи
и неговото значени е. — С т р о и т е л,
р о в а н и я ст а л ь н и х конструкций
27. Ч а в о в,
Д ъ рж ави о
7/1965.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
25.
XII.
от
24. Ч а в о в,
ек
мание п л асти ф и ц иран ет о на връзките м ежду даден ригел и стойките м у. — Г о ­
п р оч н ост ь и устойчи-
1962 г.
Стом анени кон струк ц ии I, I I и I I I
издание.
Д ъ р ж . изд. (.Тех­
Ел
е
кт
ни ка», С о ф и я , 1958, 1962 и 1966 г.
397
СЪ Д Ъ РЖ А Н И Е
Първп част
НА С Т О М А Н Е Н И Т Е
.
.............................................................
Г л а в а
I
от
е
П ред говор
КОНСТРУК ЦИИ
ка
ЕЛЕМ ЕНТИ
Въведение
3
1.1. О со б е н о ст и , предим ства и недостатъци и п ри л ож е н и е на стом анените к он ­
. . . .
......................................
Ел
ек
тр
он
на
УА б
С иб
Г ли
струк ц и и
.
.
.
.
. 7
1.2. Стоманените к он ст р у к ц и и , разгледани като равн и н н и съставни части на
п ростран ств ен и носещ и системи. П р о ст ра н ст в е н о у к ре п я в ан е на р ав н и н ­
ните
к он ст ру к ц и и
. . .
........................................................
.
1.3. Ви д ове равн и н н и к он ст ру к ц и и и техните части
9
. . . .
18
1.4. П ри нц ип и на п роек т и ран е и к о н ст р у и р а н е на стоманените к он стру к ц и и
20
1.5. К ратъ к и ст ори ческ и
21
1.6. П ерсп ективи
за
преглед
...............................................
по-нататъшно развит ие
Г л а в а
...................
25
II
Строителни материали на стоманените конструкции. Валцувани профили
л
II.]/. С у р о в о ж е л я з о , чугун и стом ан а. Хим ичен състав, ст р о е ж и физико-механични свойства
I I . 2,. Вид ове строителна
.....................................................................................................................26
стом ана
и п рои зв еж д ан ет о им
11.3. М а р к и строителна стом ан а и чугун
.
.
.
.
.
.
28
................................................... 29
11.4. Стоманени валцувани изделия (п рок ат ) и п рил ож ениет о им в стоманените
конструкц ии
.
.................................
Г л а в а
Еластичио-пластична работа
.
.
.
.
.
.
32
III
и гранично съпротивление на якост на стоманата
I I 1.1. Еластичио-пластична раб от а и г ран и ч н о съпротивление при ед н ок рат н о
н ат оварвам е на опън и натиск. Статична я к ост
.
.
.
. . .
38
I I I . 2. Съ противл ение на стом анат а при н еп рекъ сн ато м н ог ок рат н о н ат оварван е.
В и брац ионна
398
як ост
.
.
..........................................
40
111.3. Съ противление на стом аната при ни вгорно н ат ов арв ан е с п рекъ сване.
Стареен е на стом аната
...............................................
. . .
.4 2
111.4. Г р а н н ч н о съпротивление на стом аната при сл о ж н о (три изм ерно) н ап рег­
нато съ ст оян и е
. . . .
111.5. Еластичио-пластична
раб от а
.................................
.
.
43-
на стом аната и г ран н ч н о съпротивление
при огъване
......................................................................
111.5.1. Г рап и ч и о
45
съпротивление
при
ел астично е д н оосов о
огъване
111.5.2. Г ра н и ч н о съпротивление
при
пластично е д н оосов о огъван е
.
45
47
111.5.3. Л\еждинсн етап иа огъване в еластично-пластичен стадий. П р о ­
цес
на о б р а зу в а н е
на става
на
пластичността
......................................50
н ап ре ж е н и я
при едноврем енно действие на о и t н а п р е ж е ­
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
та н гранични
а
111.5.4. Еластнчно-пластична р а б о т а ,о б р а з у в а н е иа става на пластичност­
ния
. . .
.5 2
111.5.5. У сл ов и е за о б р а з у в а н е на става на пластичността при огъване
в двете главни
X
равни ни
и У
111.5.6. У сл о в и я за о б р а зу в а н е
осов а
снла
. .
....................................................54
на става на пластичността при огъване с
. .
.
.
56
111.6. И з р а в н я в а н е на н ап реж ен и ят а при пластично огъване на статично неопределимн греди
111.7. Г ран и ч н и
.
н ап ре ж е н и я
.
на
111.7.1. О бщ и бележ ки
.....................................
........................
устойчивост
57
.
. . . .
.................................
.
.
64
.
.
64
111.7.2. Г р а н н ч н о н ап реж ен и е на стройни прави пръти с к онстантно н а­
п речн о сечение, п одложени на центричен натиск. М одул на Енгесер — К арм ан
111.7.3. Г ра н и ч н о
........................
нап реж ен и е
на стройни п рави
.
- -
прътн с
65
к онстантно
н ап ре ч н о сечение, подложени на ексцентричен н ат иск (нати ск
и огъване)
......................................................................................... 72
тр
о
I I 1.7.4. О б ш а устойчивост при п р ост о
Г л а в а
огъване
........................
78
IV
Оразмерителни методи и товари на стоманените конструкции
ек
IV . I. О разм ери тел н и
методи
........................
.
.
.
.
.
.
80
I V . 2. С р а в н я в а н е на новия съ с ст ари я оразм ери т ел е н метод. О б щ коефициент
на си г у р н о ст
Ел
IV . 3. Т о в а р и
на
................................................
к онструкц ии те
1\^3.1. К л аси ф и кац и я
на
.
.
.
86
94
94
н ат ов ар в ан и я т а
I V . 3.2. Съчетаване (ком би н и ран е) на натоварванията
1\’.3 .3 . О бш и сведения з а
. . .
.
...................
по-главните видове т о в а р и .......................
Г л а в а
95
97
V
Оразмеряване иа елементите иа стоманените
конструкции на якост, устойчивост
и коравина
V .I. Общ и
п ол ож ения
.................................................................................................
100
V .2 , О р а з м е р я в а н е на якост на елементи, подложени на центричен опън или
'
)|атиск
...............................................................101
399-
V .3 . О р а з м е р я в а н е на устойчивост на прави, натиснати центрично елементи
О р а з м е р я в а н е на елементи, п одложени на огъване и с р я з в а н е
V .4 .I. О разм еряв ан е
на
я к ост
............................
V .4 .2 . О р а з м е р я в а н е на устой чивост
.
на
.
.
. 106
.
. . .
V . 6 . У с у к в а н е и д епланация на отворен и сечени я
V I . 1. О бщ и
свед ения
120
127
а
сред ства
. . . .
и съединения
............................
.
от
сведения
. . .
.
VI
V I . 2. Н и тове и нитови съединения
V I . 2.1. О б щ и
. 118
ек
Съединителни
113
.
огъване с о с о в а сила. Е к сц ен ­
тричен натиск и ексцентричен опън
Г л а в а
106
.
V .4 .3 . О р а з м е р я в а н е на к о р а в и н а — п р ов е рк а на п р ови сван ет о
\V.fi.' О р а з м е р я в а н е на елементи, подл ож ени
. 103
. . . .
.
.
.
V I . 2.2. Стати ческа якост на нптовите съединения
.
.
136
.
138
V I . 2.3. О п ред ел ян е на б р о я на нитовете на една нитова в ръ зк а
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
135
136
.
V I . 2.4. Н итови в ръ зк и , работещ и на опън
.
142
.
.
146
V I . 2.5. Р а з п о л о ж е н и е на нитовете (нитово разпределение) и междунитови
разст оян и я
. . .
.
. . .
V I . 2 .6 . О зн ач ав ам е на нитовете — норм ени диам етри
V I . 3. Б о лтове и болтови съединения
. . .
V I . 4. З а в а р к и и зав аръ ч н и съединения
V I.4 .1 . О б щ и
V I . 4.2.
.
.
.
Н ач и н и
на з а в а р я в а н е
за
изпълнение
ма
. .
155
.
155
......................................................................
.
156
на
.
качествена ел сктрод ъ гова
V I . 4.4. В и д ове зав аръ ч н и ш евове.
V I . 4.5. О р а з м е р я в а н е
. . 151
......................................151
.
сведения
V I . 4.3. У с л о в и я
149
.
.
.
з а в а р к а 158
......................................................................160
зав арк и т е
..................................... 165
V I . 4 .6 . Д оп усти м и н ап ре ж е н п я п изчислителни съ п ротивл ения на з а в а ­
ръчните
ш евове
. . .
. . . .
V I . 4.7. В л и ян и е на тем п ературата при
кт
ж ения
и деф орм ац ии
.
. .
167
з ав ар я в ан е т о. Остатъчни н ап ре­
.
........................................................170
Ел
е
V I . 4 .8 . Предим ства и недостатъци на разл ичн ите съединителни средства 175
Г^л а в а
V II
Съ четани
пръти
V I I . 1. К онструкти вни особ е н ост и на съчетания н ат исков елемент
,
.
176
V f L ^ Устой чивост на центрично натиснат съчетан п ръ т.П ри вед ена стройност 178
^
'
V I I.2 .1 . О сн ов н и
п ол ож е н и я
............................
. . .
V I I . 2.2. Устой чивост на рам к ов и пръти по Емгесер
V I I . 2.3. Устой чивост на м реж ести пръти
V fl.S .
Равноустой чивост на съчетаните пръти
VVIA.. О р а з м е р я в а н е на съчетаните натискови
V II.^
400
.
.
.
пръти
. . .
.
.
.
178
179
184
.
. 184
.
О р а з м е р я в а н е на свъ рзващ и т е плочи и за м р е ж в ан и я т а
.
. . . .
186
....................... ...... 189
Гл*»а
V III
Пълиостенни греди
V ' l I I . I . О бш и
сведения
. . . .
..........................................
. . . .
193
V I I I . 2. О предел яне на основните разм ери на съчетаните греди. К он ст ру к т и в н о
изпълнение
...................
\’111.2.1. В и соч и н а
на
. . . .
пълностенната
V I I I . 2.2. Дебелина на стеблото
.
.
греда
.
.
. .
V I I I . 3.3. О п редел яне
на дълж ината
покритие
.
.
.
на
.
на
........................
п оясите
поясните
.
.
а
н ап р еж е н и я
п ри к реп ван ет о
към
плочи.
.
.
М ои ен т ов *
.
V lT T ^. П р о в е р к а на местна устойчивост на пълностеннитс греди
V I I I . 4.1. Устой чивост на
н ат н сков ия
.
и оя с ср е щ у
.
.
.
.
.
. 2e,’i
.
. 2#7
изкълчване взвън
.
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
равн и н ата на гредата
281
етеблотв
ек
ръбовите
на
191
............................ 201
от
на
197
. . . .
V I 11.3. О р а з м е р я в а н е на я к ост на съчетаните греди
V I I I . 3.2. И зч и сл я в ан е
194
194
...................
V I I I . 2.3. И з б о р на поясите
V I I I . 3.1. П р о в е р к а
.
.................................
.
.
.
208
V I I I . 4.2. Изследване на устойчивостта на стеблото ср е щ у и зк ору бв ам е 210
V I I I . 4 .2 .1. В л и яние на норм алните н ап реж е н и я
,
V I I I . 4 .2 .2. В л и яние на тангенциалните н ап ре ж е н и я
.
.
211
. . .
21S
V I I I . 4 .2 .3. И з к о р у б в а н е на стеблената плоча при съвместно действие ва
норм ални и тангенциални н ап ре ж е н и я
...................
217
V I I I . 5. К онструктивни мерки за увеличаване на устойчивостта на стъблените
плочи ср е щ у и зк ор у б в ан е при ср я зв а н е
ване на укрепителните р е б р а
.
натиск и огъване. О р а з м е р я ­
.
..........................................
121
V I I I . 6 . П р о в е р я в а н е на пълностенните съчетани греди на об щ а устойчивост 225
С н аж д ан е на гредите
. . . .
\'1П.7.1. К он струк ти вн о
.................................
изпълпение
.
.
.
.
. 228
.
22#
V 'III.7 .2 . И зч и сл я в ан е на сн аж д ан и я т а на валцуваните и съчетаните
греди
. . .
Г л а в а
кт
,
........................
Ел
е
П ръ тови
I X . 1. О б и т ^ с в е д е н и я
.
I X . 1.1. О собен ост и
на
греди
к он стру к ц и и
......................................
схеми
237
237
......................................238
I X . 1.3. Оптим ална ви сочи н а на прътовите греди
п рави л а
. 233
IX
I X . 2 . К он струк ти вн о изпълнение на прътовите греди
I X . 2.1. Общ и
.
.............................................................
прътовите
I X . 1.2. К онструктивни
.
............................
.................................
...........................................................................
243
243
243
I X . 2.2. П рътови сечения на едностенни греди
......................................247
I X . 2.3. П рътови сечения на двустенни греди
............................
I X . 2.4. К он струк ти вн о изпълнение на прътите
I X . 2.5. К он стру к ти вн о изпълнение на възловите в р ъ зя в
I X . 2 .6 . С н аж д ан е
на
прътите
Я Стоманени конструкцш
. . . .
..........................................
I X . 3. И зч и сл я в ан е и о р а з м е р я в а н е на прътовите греди
I X . 3.1. Оп ределяне на усил и ята
248
.................................253
257
266
...........................................269
............................................... .... 369
401
I X . 3.2. Дължина на изкълчване на натисковите пръти
I X . 3.3. Максимални допустими стройности
I X . 3.4. Оразм еряван е на прътите
<
I X . 3.5. О разм еряван е на възловите плочи
ВТОРА
СТОМ АНЕНИ
270
272
272
275
. . .
ЧАСТ
К ОНСТРУКЦИИ
раздел
а
Първи
нн
УА а б
С иб
Г ли
от
ек
Стоманени конструкции в промишленото строителство
Г ла ва
X
Покривни конструкции
X I. Определяне на натоварването на покривните конструкции
Х .1 .1 . Постоянни товпрн
Х .1 .2 . Временни товари — сняг и вятър
.................
281
281
. 284
Х .2 . Конструктивно изпълнение и изчисляване на частите иа покривните кон
струкцин
Х .2 .1 . Покривни настилки
Х.5Т2) Столици
. . .
28S
. . . 285
........................................288
Х .2 .3 . Биндери
......................................................................
Х .2 ;4 . Покривни връзки
297
Х .2 .5 . Лагери
^
Г л а ва
СТОМ АНЕНИ
X I . 1 . Стом анени
гредови
ек
X I . 1.1. О б щ и
.....................................................................................
к он стру к ц и и
X I . 1.3. Скелетни стени
Ел
XI
ск а р и
сведения
X I . 1.2. П од ови
X I . 2 . Л ек и
............................................................. ........................... 313
к он стру к ц и и
.
сведения
X I . 2.2. П р и к р е п в ан е
на гредите към колоните
X I . 2 . 2 . 1. С в об од н о
п р и к р еп в ан е
.
.
X I . 2.2 .3 .
314
.
316
(п од п и ран е)
К о р а в о св ъ рзв ан е на греда с к ол он а
402
........................................................
314
. . .
316
X I . 2 .2 .2 . С т ае н о свъ рзвам е на греда с к ол он а
X I . 2.3. Стъпка на колоните
307
........................................................ 307
п ростран ств ен и стом аноскелетни
X I , 2.1. О бщ и
303
ГРЕД О ВИ СК А Р И (К Л Е Т К И ) И Л Е К И С К Е Л Е Т Н И
КОНСТРУКЦИИ
тр
о
:)
294
.........................................................
. 317
.
.
318
.
322
Втори
раздел
Стоманени конструкции в хидротехническото строителство
Г л а в а
XI I
Затвори на хидротехнически съоръжения
X I 1.1.2. Т о в ари
X I I . 2. Таблен
н ап р е ж ен и я
...................
п ол ож ен и я
за т в ор
и допустим и н ап ре ж е н и я
(сав ак )
X I I . 2.1. О бщ и
.....................................
.................................
.
.
а
II допустим и
X I I . 1.1. О бщ и
.
.
ек
X I I . I. Т о в а р и
п ол ож ен и я
.................................
X I I . 2 2. Р а зп ол ож е н и е на главните ригели. О сн ов н и размери
.
.
он
на
УА б
С иб
Г ли
от
X I I 2.3. Елемеитн на сав ач н ат а табла
X 1 1 .2 .3 .1. Уплътнителен
X I I . 2 .3 .2 . Ригели и
е к ран
.
СТОЙ К И
връзки
.
.
.
.
X I I . 2 .3 .3
П р ост ран ст в е н и
X I I 2 .3 .4,
Х од ов и оп орн и части (лагери)
Х11.2.3.Г). Н а п р ав л я в ащ и
X I I . 2.3.6.
.
.
злтвор
рол ки
351
351
Уплътнения
м зслсднаис
като
разгл еж д ане
Г). П рост ран ст и ен о
X 113
Сегментен
разгл еж д ане
.
............................
п ол ож ен и я
.
П ол ож ен и е и осн овн и
тр
X I I , 3.3. Н ат ов ар в ан е
Ел
X I I , 3..5. Статнчно
X I I 3,6 Л а г е ри
Воден
Ц нлнпдричен
X I 1.4 I
. . . .
.
.
,
.
натиск
. . . .
изпълнение
.
.
(валцов)
зат вор
,
разм ер и
. . .
, .
X I 1.4.4. Статическо изчисление и о р а зм е р я в а н е
па обш и в кат а
.
.
.
.
X I I . 4 .4 .3 . С у м арн и н ап ре ж е н и я в цилиндричната об ш и в к а
И зп ол зув ан а
356
351
361
362
364
364
364
366
370
385
X I I 4 4.1. О р а з м е р я в а н е на цилиндъра
П ри л ож ени е
355
381
383
383
.
X I I . 4.3. К он струк тн н н о изпълнение на цилиндричния я з
X I 1.4.4.2. О р а з м е р я в а н е
354
354
376
379
381
сила
О бщ и п ол ож е н и я
X I 1.4.2. О сн ов н и
.
изчисление
X I I . 3.7. П овдигателна
X II.4
. . .
на сегментния зат в ор
Конст р уктнвно
ек
X I I . 3.4.
.
разм ери
X I I 3 .3 .1. Собствено тегло
X I 1.3.3.2.
таблен
........................
савац и
пгпвор
X 11,3.1. Общ и
XII.3 2
на двуриголен
п ростран ств ен а систем а
а. Р ав н и н н о
X 11.2.6. Д и о 11нн
п оразм еряван е
331
331
335
343
345
350
X I I . 2.4. Определяне на повдигателната сила
X I I . 2.5, Ст .и и чн о
323
323
325
327
327
329
385
388
388
X I I . 4 .4 .4 . О р а.)м ср я в ан е на надлъжните р е б р а и диаф рагм и те 389
. . .
........................
. 391
л и т е рат у ра
.
.
....................................................390
403
а
ек
от
КОНСТРУКЦИИ
ро
нн
УА а б
С иб
Г ли
СТОМАНЕНИ
А втор: проф. пнж. Тодор Гевргиев Чав»>
Ч ориъ рто нздиние
Лнт. гр. 1-4
Тем № 392/72 Изд. № 7717
Научен редактор; ннж. Б ори с Никое
Х уд ож н и к : Гаврил Гавраиллв
Х у д . редактор; Л и л яна Б асарева
Техн. редактор Павел Гюрвв
К оректор:
Лилия Киркввл
Д адена за набор на 2. I I
1972 г.
Подписаиа за печат на 27. V I. 1972 г.
Излязла от печат на 20. V I I . 1972 г.
Ф орм ат 65X92/16
Ел
е
кт
Печатни коли 25,24
Издателски коля 25,26
Т ираж Л070
Цена 1,61 лв.
Д ъ рж ав н о издателство «Техника», Соф л а
Печатница «Т од ор Димитров». С о ф в !