CC BY
109
МЕТОД ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ УЗЛОВ В МНОГОЭТАЖНЫХ СТАЛЬНЫХ КАРКАСАХ ГОРНОДОБЫАЮЩИХ ПРЕДПРИЯТИЙ
PRESTRESSING METHOD OF RIGID JOINTS IN MULTI-STORIED STEEL FRAMES AT MINING OPERATIONS
Вершинин Дмитрий Сергеевич1,
e-mail: dimavershininl@mail.ru Vershinin Dmitry S.1 Добрачев Валерий Михайлович2, e-mail: mdk@sibstrin.ru Dobrachev Valery M.2
'Кузбасский государственный технический университет имени Т.Ф. Горбачева, г. Кемерово, Весенняя 28
2Новосибирский государственный архитектурно - строительный университет (Сибстрин), г. Новосибирск, Ленинградская 113
1 T.F. Gorbachev Kuzbass State Technical University, Kemerovo, Russian Federation
Novosibirsk State University of Architecture and Construction (Sibstrin) Novosibirsk, Russian
Federation
Аннотация. В данной статье представлен краткий обзор существующих решений жестких узлов сопряжения ригеля с колонной стальных каркасов многоэтажных зданий, анализируются достоинства и недостатки существующих решений жестких узлов сопряжения ригеля с колонной; на основе выполненного анализа предлагается новое конструктивное решение жесткого узла сопряжения ригеля с колонной с использованием высокопрочной затяжки и предварительного напряжения околоопорной зоны ригеля. Высокопрочная затяжка с предварительным напряжением создает в ригеле противоположные моменты в опорной и пролетной зонах ригеля, а также участвует в передаче опорного момента с ригеля на колонну. В работе произведено сравнение металлоемкости стального каркаса, содержащего различные узлы сопряжения ригеля с колонной, обозначена область применения нового конструктивного решения узла, а также показано, что в результате применения высокопрочной затяжки можно достичь уменьшения поперечного сечения ригеля и снижения расхода металла на каркас здания.
Abstract. The paper presents a brief overview of the existing solutions for connecting the rigid joints with the steel frame columns in multi-storied buildings. The advantages and disadvantages of the existing designs of rigid connection are analyzed. On the basis of the analysis performed a new structural design of beam to column connection with the use of the high-strength beam and pre-stressing of the near-support girder segment is suggested. A high-strength tie with pre-stressing creates in a girder opposite torques in the step and span girder zones and is also involved in transfer of the support moment from girder to the column. The paper presents the comparison of the metal consumption for a steel frame containing different longitudinal beam to column joints, the area of application of the new joint structural design has been specified; it was also shown that as the result of using the high-strength tie one may reduce the beam cross-section and reduce the metal consumption per a building frame.
Ключевые слова: новое конструктивное решение; жесткий узел; высокопрочная затяжка; предварительное напряжение; фланцевый узел.
Keywords: new structural design, rigid joint, high-strength tie, pre-stressing, flange unit.
Введение
В связи с широким распространением рамных систем в многоэтажных каркасных зданиях, снижение расхода стали в таких системах является актуальной задачей. Опыт строительства и проектирования позволил разработать целый ряд типовых конструктивных решений узловых сопряжений ригель-колонна [1, 2], применяемых в настоящее время в стальных каркасах зданий.
По степени защемления все узлы сопряжения балки с колонной можно разделить на шарнирные,
жесткие и полужесткие [3]. Граница между шарнирными и жесткими узлами с полужесткими довольно условна. Объясняется это тем, что в большинстве случаев при шарнирном сопряжении имеется некоторое защемление ригеля в узле сопряжения с колонной, а при жестком сопряжении - некоторая податливость. Исследованию работы стальных каркасов зданий с учетом реальной из-гибной жесткости узлов сопряжения ригеля с колонной посвящены работы [3-7].
-\г-
ггтттт
Ш4 ь
б)
/ч
р
У- *
У--*.
,111111111111
V
/ч
V / ч
X X )
XXX
< X XI
к,/
/ ч
V
/ч
< V X
Рис. 1. Конструкции жестких узлов а) приваренный впритык ригель, б) узел на накладках, в) выносной стык, г) фланцевый узел, д) усиление вутом
В Российских нормах проектирования [8, 9] этом в узлах соединения ригелей с колоннами в отсутствует классификация узлов в зависимости стальных каркасах допускается применение от степени защемления ригеля в колонне. При стальных накладок работающих в пластической
стадии для перераспределения изгибающих моментов3 (п. 14.4). В зарубежных нормах узлы в зависимости от степени защемления ригеля в колонне делятся на простые (шарнирные), жесткие и полужесткие [10]. В зарубежных нормах для классификации узлов по жесткости допускается использовать два критерия: по вращательной жесткости узла, которая определяется по изгибной жесткости его компонентов; по результатам экспериментальных данных, на основе опыта предыдущей удовлетворительной эксплуатации и по результатам расчета на основе результатов испытаний.
На рис. 1. представлены некоторые наиболее широко применяемые типы жестких узлов. Предлагаемое конструктивное решение узла сопряжения ригеля с крайней колонной [13] показано на рис. 2, вариант конструктивного решения для средней колонны [14] показан на рис. 3.
Целью настоящего этапа исследования является обоснование эффективности и целесообразности применения предлагаемого конструктивного решения узлов сопряжения ригелей с колонна-
ми с предварительным напряжением. Для достижения цели в настоящей работе поставлены следующие задачи: 1. Выявить особенности распределения внутренних усилий в рамных системах с предлагаемым способом предварительного напряжения узлов; 2. Выработать укрупненный критерий для определения области рационального применения предлагаемого способа предварительного напряжения. 3. Выполнить опытное проектирование двухпролетной пятиэтажной рамы с жестким фланцевым узлом сопряжения ригеля и колонны, с узлом на накладках и с предлагаемым конструктивным решением узла. Итерационным методом определить оптимальные параметры затяжки (диаметр, длина, марка стали и усилие предварительного напряжения). 4. На основании опытного проектирования, выполнить сравнение металлоемкости стального каркаса, содержащего различные узлы сопряжения ригеля с колонной; 5. Обозначить область рационального применения предлагаемых узлов с предварительным напряжением.
Рис. 2. Новое конструктивное решение рамного узла
i I
|| И......» шШ
ииии ^^^^ тшттгг * • 1 ; пТТТТТТ1 7/. ho
xj ж 1 4 У i 1 ^
ж * hp
1 1 1 I -J.- h,
Рис. 3. Вариант решения узла при опирании ригелей на среднюю колонну
Объект исследования
Целью нового конструктивного решения [13, 14] является повышение несущей способности жесткого фланцевого узла сопряжения ригеля с колонной. При этом используется высокопрочная затяжка, состоящая, как правило, из двух стержней, с предварительным натяжением. Высокопрочная затяжка располагается в опорной зоне ригеля со стороны верхнего пояса с эксцентриситетом е = Ь0 + Ир/2 относительно оси ригеля. Одним концом затяжка крепится к вертикальной пластине, приваренной к горизонтальным ребрам жесткости колонны, либо к полке колонны. Другим концом затяжка крепится к упору, расположенному на верхнем поясе балке. Предварительное натяжение затяжки производится гайкой с контролем усилия натяжения. В узле опирания ригеля на среднюю колонну затяжка проходит через отверстия в полках колонны и крепится к упорам, расположенных на верхних поясах ригелей.
Высокопрочная затяжка с предварительным натяжением совместно с фланцевым соединением участвует в передаче доли изгибающего момента с ригеля на колонну. Кроме этого в результате предварительного напряжения, создает противоположный по знаку момент в опорной и пролетной зонах балки, что ведет к более благоприятному распределению усилий в ригеле. Использование высокопрочной затяжки приводит к уменьшению требуемой высоты ригеля перекрытия и снижению расхода стали на каркас здания. Например, при Ьр = 0,4 м, И0 = ОД м и усилии предварительного напряжения Ыпн- = 0Д9 МН, момент предварительного напряжения Мпн = 6тсм, для
указанного усилия предварительного напряжения может быть применена затяжка, состоящая из одного стержня диаметром 18 мм из стали 40Х или затяжка, состоящая из двух стержней диаметром 14 мм из стали 40Х.
Материалы и методы
Для определения напряженно-
деформированного состояния рамных систем с предлагаемым способом предварительного напряжения был использован метод конечных элементов, реализованный в программных комплексах Robot и Ansys.
На простейшем примере однопролетной одноэтажной рамы показано влияиние предварительного напряжения затяжки в жестком узле на распределение внутренних усилий в элементах рамы. Для выявления особенностей распределения усилий была выполнена серия статических расчетов рамы с варьированием соотношения погонных жесткостей ригеля и колонны 0.1 < к < 10, где к = ip/iK = IPH/IKL. Эти соотношения приняты как наиболее распространенные для одноэтажных однопролетных рам.
Авторами произведен расчетный конечно-элементный анализ влияния предварительного напряжения на распределение усилий в однопролетных, двухпролетных и трехпролетных одноэтажных и многоэтажных рамах. Для указанных рам получена зависимость отношения опорного и пролетного момента в ригеле Моп/Мпр от соотношения погонных жесткостей к, которая сравнивалась со справочными данными [12]. Установлено, что расхождение результатов не превышает 3%.
Результаты и обсуждения
Анализируя характер распределения внутренних усилий в рассматриваемой одноэтажной од-нопролетной раме можно отметить следующее. Для однопролетной одноэтажной рамы Моп/Мпр = 4/(Зк+2), где кНр/1К - соотношение погонных жесткостей ригеля и колонны. При к>0.67 опорный момент становится меньше пролетного.
Опорный и пролетный моменты в ригеле от предварительного напряжения противоположны по знаку соответствующим моментам в ригеле от вертикального нагружения. Предварительное напряжение уменьшает значения опорного и пролетного расчетных моментов в ригеле, а также уменьшает разницу между ними. Соотношение опорного и пролетного моментов от предварительного напряжения зависит от соотношения погонных жесткостей ригеля и колонны к и лежит в диапазоне от М^/М™- =2,1 при к=0,1 до МГ'/М- =8,1 при к=10. В типовых решениях таких рам соотношение погонных жесткостей находится в интервале 0,7<к<1,5 [11], соотношение моментов для этого интервала ЗД < М"пН/ М"рН' < 4,3, т.е. опорный момент всегда больше пролетного.
Использование предварительного напряжения существенно увеличивает поперечную силу в колонне на участке между ригелем и затяжкой (на величину усилия предварительного напряжения в затяжке), а также увеличивает изгибающий момент в колонне.
На основании результатов рассмотренного примера, а также анализируя соотношения погонных жесткостей типовых решений по серии «Канск» [11] можно сделать вывод, что использование предлагаемого способа предварительного напряжения в конструкциях одноэтажных одно-пролетных зданий имеет ограниченное применение. Объясняется это тем, что в большинстве случаев соотношение погонных жесткостей в таких рамах к>0,67 и Моп < Мпр, М"пн' > М™", при таких соотношениях предлагаемый способ предварительного напряжения не приводит к выравниванию расчетных опорного и пролетного моментов в ригеле. Исключения составляют относительно низкие рамы с большим пролетом (высотой 4,8 м и пролетами 18, 24 м). В таких рамах возникает также проблема конструктивного оформления кровли при размещении затяжки.
В реальных каркасах однопролетных многоэтажных рам соотношение погонных жесткостей лежит в интервале 0,1<к<0,5. Указанному диапазону к соответствует диапазон соотношения опорного и пролетного моментов в ригеле от вертикального нагружения 1,8<МОп/Мпр<2,0 и диапазон соотношения моментов в ригеле от предварительного напряжения 2,0 < М^/М™" < 3,0. Поэтому применение предлагаемого способа предварительного напряжения в таких рамах целесообраз-
но, т.к. позволяет уменьшить опорный и пролетный расчетные моменты в ригеле, а также разницу между ними.
В многопролетных рамах отношение опорного и пролетного моментов в ригеле у средней колонны Моп'/МПр>1,5 при 0,125<к<8, а отношение опорного и пролетного моментов в ригеле у крайней колонны Моп'/Мпр>1,2 при к<0,5. В реальных каркасах 0,1<к<0,5. Этот факт делает целесообразным применение предлагаемого способа предварительного напряжения во всем диапазоне соотношения погонных жесткостей.
С увеличением высоты здания увеличивается опорный момент в ригеле от горизонтальных нагрузок. При этом, опорный момент от горизонтального нагружения имеет разные знаки на концах ригеля, что ограничивает область применения предлагаемого способа предварительного напряжения в высотных зданиях, где момент от горизонтальных нагрузок сопоставим с моментом от вертикальных нагрузок. Например, для однопролетной 15-этажной рамы пролетом 6 м и высотой этажа 3,6 м при вертикальной нагрузке 9,81 кПа и первом ветровом районе опорный момент в ригеле второго этажа от вертикальной нагрузки составляет 0,17 МНм, от ветровой - ±0,17 МНм. Чем выше расположен этаж, тем меньше опорный момент в ригеле от горизонтальных нагрузок. С увеличением числа пролетов здания опорный момент в ригеле от горизонтальных нагрузок уменьшается. Для аналогичной двухпролетной рамы опорный момент в ригеле от ветровой нагрузки становится меньше приблизительно в 2 раза. Поэтому применение предлагаемого способа предварительного напряжения целесообразно в однопролетных многоэтажных зданиях высотой до 15 этажей, двух-пролетных многоэтажных зданиях - до 25 - 30 этажей, при числе пролетов от трех и более - до 50 этажей. В более высоких зданиях предлагаемый способ предварительного напряжения целесообразно применять только на верхних ярусах.
При применении предварительного напряжения материал ригеля (при его постоянном сечении) будет использоваться с максимальной эффективностью в случае равенства опорного и пролетного моментов от расчетной комбинации усилий. Учитывая, что вклад усилий от горизонтальных нагрузок в расчетное сочетание для зданий с высотой до 30 м невелик, а также при постоянной высоте ригеля, условие при котором материал ригеля постоянного сечения используется с максимальной эффективностью можно представить в виде:
Моп.+М^"' _ 1 т
мпр.+мир"- 1 >
где Моп, Мпр - опорный и пролетный моменты ригеля от нагружения вертикальной нагрузкой;
МГ-, М„рН' - опорный и пролетный моменты ригеля от предварительного напряжения.
Опорный и пролетный моменты от вертикаль-
ного нагружения ригеля и от предварительного напряжения можно представить в виде:
Моп. = агМ; М"пН' = «2МП-Н; Мпр. = РхМ; Мп"рн- = (32МПН; (2) «! + = 1; а2 + р2 = 1 где а1? р19 а2, |32 - коэффициенты распределения моментов, зависящие от соотношения погонных жесткостей к;
М - пролетный момент от вертикальных нагрузок для однопролетной шарнирно опертой балки, для случая равномерно распределенной нагрузки q по длине I балки, момент М = я12/8, для случая силы Р, приложенной посредине балки -М = Р1/4;
Мпн- = Ыпне - момент для однопролетной шарнирно опертой балки при предварительном напряжении усилием Ыпн.
С учетом (3) условие (1) можно записать в виде:
мп.н.
{г = (2«! - 1) - (2СС2 - 1) — = 0 (3)
Графики функции А (/с) при значениях параметра у = Мпн/М, равного 0,5, 0,6, 0,7, 0,8, 0,9, 1,0, для однопролетной одноэтажной и однопролетной двухэтажной рамы показаны на рис. 4. Графики построены на основании серии статических расчетов рам методом конечных элементов.
Анализируя графики функции ^ (к) можно отметить следующее. Для однопролетных одноэтажных рам условие (3) выполняется при к<0,2, для типовых решений одноэтажных однопролетных рам 0,7<к<1,5, это значит, что в однопролетных одноэтажных рамах применять предлагаемый способ предварительного напряжения нецелесообразно. Для двухэтажных однопролетных рам условие (3) выполняется при 0,1<к<0,8, в реальных каркасах многоэтажных однопролетных рам соотношение погонных жесткостей лежит в интервале 0,1<к<0,5, таким образом, применение предлагаемого способа предварительного напряжения в таких рамах целесообразно. С увеличением значения параметра к уменьшается значение параметра у, при котором условие (3) выполняется. Следовательно, чем больше соотношение погонных жесткостей к, тем меньший момент предварительного напряжения Мп н- требуется для выравнивания опорного и пролетного расчетных моментов в ригеле.
С целью сравнения металлоемкости стального каркаса, содержащего различное конструктивное оформление узлов сопряжения ригелей с колоннами, была выполнена серия статических расчетов двухпролетной пятиэтажной рамы методом конечных элементов, подбор сечений ригелей и колонн, а также конструирование основных узлов
каркаса. Серия статических расчетов выполнялась в программных комплексах Robot и Ansys. Расхождение результатов расчета, полученных в разных программных комплексах, не превышает 5%. Колонны, ригели и затяжки моделировались с помощью стержневых элементов, для моделирования предварительного напряжения создавалось отдельное загружение. В расчете учитывалась постоянная нагрузка от веса металлоконструкций и железобетонного перекрытия, полезная нормативная нагрузка (принята равной 3,92 кПа), снеговая нагрузка для IV снегового района и ветровое давление для типа местности В, соответствующее III ветровому району. Высота этажа принята равной 3,6 м, пролет здания принимался равным 3, 4, 5, 6, 9 и 12 м, шаг поперечных рам принимался равным 3,4, 5, 6, 7, 8,9 м.
При опытном проектировании приняты 3 варианта конструктивного оформления узлов сопряжения ригелей с колоннами - ригели с жестким узлом сопряжения с колоннами (традиционный узел на накладках (рис. 1,6), фланцевый жесткий узел (рис. 1,г)) и предлагаемое конструктивное решение - ригели с предварительно напряженными затяжками (рис. 2, 3). Усилие предварительного напряжения было подобрано из условия (3), а также условия М™- ^ Мрасч, где Мрасч - опорный момент в ригеле от расчетной комбинации усилии с учетом всех нагрузок. Условие Моп"- — Мрасч достигалось несколькими итерациями расчета и изменением параметров предварительного напряжения (длины затяжки, ее сечения, усилия предварительного напряжения и расстояния между осями ригеля и затяжки е). Для назначения оптимального усилия предварительного напряжения затяжки применялись графики функции ii(k) (рис. 5). При подборе сечений ригелей, затяжек и колонн использовались расчетные сочетания усилий для двух стадий: стадии монтажа конструкции и стадии эксплуатации конструкции. В стадии монтажа конструкции в расчетные сочетания усилий включались усилия от собственного веса конструкций и от предварительного напряжения. В стадии эксплуатации конструкции в расчетных сочетаниях усилий учитывались все загружения. Необходимость выполнения дополнительного условия М™- < Мрасч объясняется тем, что для стадии монтажа определяющим моментом является М"пН' и сечение ригеля подбирается по опорному моменту предварительного напряжения, если М"пН' > Мрасч, то требуемые сечения ригеля и затяжки будут больше чем при м0ппн- < Мрасч.
0 0.2
0.4 0.6 0.8 1 " о 0.2 0.4
а) б)
Рис. 4. Графики функции к) при параметре у = 0.5 ... 1.0, для
а) одноэтажной однопролетной рамы,
б) двухэтажной однопролетной рамы
-0.2
При подборе ригелей и колонн, была принята сталь С245, для фланцев ригелей - С345. Затяжки приняты из высокопрочной стали 40Х, диаметр затяжки принимался от 16 до 36 мм. При подборе и проверке сечений ригелей и колонн были выполнены все необходимые проверки в соответствии с СНиП П-23-81*. При проверке фланцев были выполнены все необходимые проверки по [15]. При подборе сечений колонн дополнительно выполнялись проверки прочности и устойчивости стенки в уровне опирания ригелей и установки затяжки, а также прочности полки колонны в месте анкеровки затяжки с учетом местного изгиба от усилий предварительного напряжения в затяжке. В случаях, когда стенка колонны не удовлетворяла данным проверкам, она усиливалась диа-
гональным ребром жесткости, при необходимости локально увеличивалась толщина полки колонны.
На рисунке 5 показаны графики расхода металла на каркас здания. Анализируя данные расчета рамы можно сделать следующие выводы.
Расчетный момент в опорной и пролетной зонах ригеля при применении предварительного напряжения затяжки уменьшается в 2 - 2,3 раза по сравнению с традиционными решениями.
Напряженно-деформированное состояние крайних колонн при предварительном напряжении ухудшается. Во первых, на участке между ригелем и затяжкой увеличивается поперечная сила на величину (0,5 - 0,6) Ып н-. Во вторых, при анкеровке затяжки на полку колонны, полку колонны необходимо проверять с учетом местного изгиба от
сч 2
33 32 31 30 29 28 27 26 25 24 23 22 21 20 19
/
/ §
г/
А
// ш
/ //
у Щ
/ Ш
/ / Ш?
> / // /
N_ / // f
\ \ ч . л
3 4 5 6 7 8 Пролет, м
9 10 11 12
а)
28 27 26 25 24
с 23
X 22
(Я
ч
I 21
о
ч 20
о
X
о
£ 19 18 17 16 15 14
/ /
// т
/А
ш
/ 9
/ /
/, ш V
г
1 ш /
6 7 8 9 Пролет, м
в)
10 11 12
с?
н 0)
ее о х
29 28 27 26 25 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15
/
( / 9
/ /
// ш
//
1 / ш
/ ш
А
ж
V V
6 7 8 9 Пролет, м б)
10 11 12
Рис. 5. Графики расхода металла на каркас здания при типе сопряжения и шаге поперечных рам а) 3 м, б) 6 м, в) 9 м
Узел на накладках . , , Фланцевый узел
........... Предлагаемое решение
усилий предварительного напряжения в затяжке, в большинстве случаев требуется локальное увеличение толщины полки. В третьих, моменты в колоннах от предварительного напряжения увеличивают расчетный момент на участке между затяжкой и ригелем. Увеличение момента необходимо
учитывать при проверке прочности колонны и ее устойчивости в плоскости рамы, при проверке устойчивости колонны из плоскости рамы расчетный момент в средней трети длины колонны изменяется незначительно.
Предварительное напряжение не ухудшает
Таблица 1.Конструктивные коэффициенты
Вариант узла сопряжения ригеля с колонной Тип элемента
Ригель Колонна Каркас в целом
1 вариант - узел на накладках 1ДЗ 1,19 1,15
2 вариант - жесткий фланцевый узел 1Д7 1,19 1,165
3 вариант - предлагаемое конструктивное решение 1,29 (с учетом затяжек) 1,19 1,215
Таблица 2. Усилия в затяжках для шага рам 3
Вид усилия Пролет, м
3 4 5 6 9 12
Усилие предварительного напряжения, кН 88,3 117,7 147,2 235,5 441,5 735,8
Усилия растяжения при действии постоянной и полезной нагрузок, кН 8,8 14,7 20,6 32,4 76,5 141,3
напряженно-деформированное состояние средних колонн, следовательно, эффективность предлагаемого способа возрастает в многопролетных зданиях.
Определяющие проверки при подборе сечений ригелей: проверка нормальных напряжений в опорном и пролетном сечениях, а также проверка приведенных напряжений в опорном сечении. Определяющими проверками при подборе сечений колонн были проверки устойчивости в плоскости и из плоскости рамы.
В результате детального расчета и конструирования основных узлов получены конструктивные коэффициенты, представленные в табл/ 1. Для предлагаемого решения получено самое высокое значение конструктивного коэффициента за счет учета массы затяжки, а также массы дополнительных деталей для анкеровки затяжки на ригель и колонну. Экономия металла в варианте с предварительным напряжением жесткого узла достигается за счет уменьшения сечений ригелей. Расход металла в предлагаемом решении на колонны возрастает в среднем на 3%, но общий расход металла на каркас уменьшается на 7%.
Усилия предварительного напряжения затяжки, усилия растяжения в затяжке при действии постоянной и полезной нагрузок представлены в таблице 2, данные этой таблицы приведены для шага рам 3 м. Длина затяжек 1/6 пролета рамы. Сжимающие усилия в затяжке, т.е. потери предварительного напряжения от усилий обратного знака составили 8,83 - 11,77 кН для всех пролетов и шага 3 м. При нагружении каркаса ветровой нагрузкой усилия в затяжках имеют разные знаки и равны 0 - 14,72 кН при шаге 3 м и всех пролетах, с увеличением высоты этажа эти усилия уменьшаются.
Область, где рационально применять предварительное напряжение (заштрихованные области на рис. 5) для рам с шагом 3, 4, 5 м - при пролетах от 5 м, для рам с шагом 6, 7, 8, 9 - при пролетах от 4 м.
Экономия металла на каркас здания для рассмотренных примеров в среднем составила 7%.
При увеличении числа пролетов экономия металла составляет 10-15%.
4. Заключение
Таким образом, на основании проведенных исследований можно сделать вывод, что предлагаемый способ предварительного напряжения имеет следующую область применения.
В одноэтажных однопролетных рамах применять предлагаемый способ предварительного напряжения нецелесообразно. В таких зданиях область применения ограничивается зданиями высотой до 4,8 м и пролетами 18, 24 м и более. Соотношение погонных жесткостей для большинства реальных однопролетных одноэтажных зданий к>0,67, при таком соотношении погонных жесткостей условие (3) не выполняется. В одноэтажных рамах с числом пролетов 2 и более применение предлагаемого способа предварительного напряжения ригелей целесообразно только над средними колоннами, при этом во всех одноэтажных зданиях возникает проблема конструктивного оформления кровли при размещении затяжки.
В многоэтажных рамах для интервала соотношения погонных жесткостей реальных объектов 0,1<к<0,5 условие (3) выполняется, т.е. применение предлагаемого способа предварительного напряжения целесообразно. Опытное проектирование и сравнение металлоемкости каркаса, содержащего различные узлы сопряжения ригеля с колонной, подтверждают этот факт. Экономия металла на каркас здания при использовании предварительного напряжения в среднем составляет 7%, при увеличении числа пролетов экономия возрастает до 10 - 15%. Для шага многоэтажных рам 3 - 5 м предлагаемый способ предварительного напряжения целесообразно применять при пролетах от 5 м и более, для шага рам 6 - 9 м -при пролетах от 4 м и более. Область применения предварительного напряжения в многоэтажных рамах ограничивается их высотой и интенсивностью горизонтальных нагрузок, действующих на каркас здания. В однопролетных многоэтажных рамах применение предварительного напряжения целесообразно при количестве этажей не более 15,
в двухпролетных - 25 - 30 этажей, при числе пролетов 3 и более - до 50 этажей. В более высоких зданиях предлагаемый способ предварительного напряжения целесообразно применять только на верхних ярусах.
Предлагаемый способ предварительного напряжения целесообразно применять при реконструкции и усилении всех вышеуказанных рам, а также при увеличении вертикальных нагрузок на перекрытия таких рам.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Серия 2.440-2. Узлы стальных конструкций производственных зданий промышленных предприятий. Выпуск 1. Шарнирные узлы балочных клеток и рамные узлы примыкания ригелей к колоннам. ЦНИИПроектстальконструкция, ГПИ Ленпроектстальконструкция, ВНИПИ Промстальконструкция. М., 1989.
2. Серия 2.440-2. Узлы стальных конструкций производственных зданий промышленных предприятий. Выпуск 7. Болтовые фланцевые рамные соединения балок с колоннами стальных каркасов зданий и сооружений. НИПИПромстальконструкция. М., 1994.
3. Павлов А. Б. Основы проектирования стальных строительных конструкций каркасов зданий с учетом реальной изгибной жесткости и прочности узлов соединений их элементов [Текст]: Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук: 05.23.01. / А. Б. Павлов. - г. Москва, 1996. - 46 с.
4. Троицкий П. Н., Левитанский И. В. Опорные соединения разрезных балок на вертикальных накладках, привариваемых к стенке балки (узлы УНС) [Текст] / П. Н. Троицкий, И. В. Левитанский // ЦНИИПСК. - М., Стройиздат - 1970. - № 4.
5. Троицкий П. Н., Левитанский И. В. Исследование действительной работы сварного рамного узла крепления и рекомендации по его расчету [Текст] / П. Н. Троицкий, И. В. Левитанский // ЦНИИПСК. -М., Материалы по металлическим конструкциям - № 19 - 1977.
6. Jaswant N. Arlekar, С. V. R. Murty. Improved truss model for design of welded steel moment-resisting frame connections / Journal of structural engineering. March 2004.
7. S. O. Degertekin, M. S. Hayalioglu. Design of non-linear semi-rigid steel frames with semi-rigid column bases / Electronic journal of structural engineering, 4 - 2004.
8. СНиП H-23-81*. Часть II Нормы проектирования. Глава 23 Стальные конструкции: утв. Госстроем СССР 14.08.81: взамен СНиП II-B.3-72 .-М., ЦИТП, 1990. - 96 с.
9. СП 16.13330.2011. Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП II-23-81*. - М, Минрегион России, 2011. - 171 с.
10. EN 1993-1-1-2009. Еврокод 3. Проектирование стальных конструкций. Часть 1-1. Общие правила и правила для зданий. - Минск, Минстройархитектуры республики Беларусь, 2009. - 85 с.
11. Серия 11-2537 КМ. Стальные конструкции каркасов типа «Канск» одноэтажных производственных зданий с применением несущих рам из прокатных широкополочных и сварных двутавровых балок с шагом 12 м. ЦНИИПроектстальконструкция, М., 1987.
12. Кузнецов Н. В. Практический расчет рам и каркасов. Изд. «Будивельник», Киев., 1970. - 215
13. Добрачев В. М., Вершинин Д. С. Патент на полезную модель № 146862, опубл. 20.10.2014 бюлл. 29.
14. Добрачев В. М., Вершинин Д. С. Патент на полезную модель № 150481, опубл. 20.02.2015 бюлл. 5.
15. Рекомендации по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных строительных конструкций. Центральное бюро научно-технической информации, М. 1989. - 52 с.
REFERENCES
1. Series 2.440-2. Joints of steel structures of industrial facilities. Issue 1. Hinged joints of beam framing and framed joints of junctions between girder and column. CNIIProjectstalkonstruktsiya, GPI Lenprojectstalkonstruktsiya, VNIPI Promstalkonstruktsiya. M., 1989.
2. Series 2.440-2. Joints of steel structures of industrial facilities. Issue 7. Bolted flange framed joints of beams with steel building frame columns. NIPIPromstalkonstruktsiya. M., 1994.
3. Pavlov, A.B. Fundamentals of design of structural steel works for building frames with allowance for actual bending stiffness and joint strength [Text]: Abstract of thesis for the degree of the PhD of Engineering Sciences: 05.23.01. / A.B. Pavlov. - Moscow, 1996. - 46 p.
4. Troitsky, P.N., Levitansky, I.V. Support joints of simply supported beams on vertical plates welded to
the beam flange (UNS joints) [Text] / P.N. Troitsky, I.V. Levitansky // CNIIPSK. - M., Stroyizdat - 1970. - № 4.
5. Troitsky, P.N., Levitansky, I.V. Investigation of the actual behavior of the welded framed attachment assembly and guidelines for designing thereof [Text] / Troitsky, P.N., Levitansky, I.V. // CNIIPSK. - M., Materials about metal works - № 19 - 1977.
6. Jaswant N. Arlekar, С. V. R. Murty. Improved truss model for design of welded steel moment-resisting frame connections / Journal of structural engineering. March 2004.
7. S. O. Degertekin, M. S. Hayalioglu. Design of non-linear semi-rigid steel frames with semi-rigid column bases / Electronic journal of structural engineering, 4 - 2004.
8. Guochang Li, Hongping Yu, Chen Fang. Perfomance study on T-sub connected semi-rigid joint between rectangular tubular columns and H-shaped steel beams / Frontiers of Structural and Civil Engineering. September 2013.
9. C. Fang, B. A. Izzuddin, A. Y. Elghazouli, D. A. Nethercot. Modeling of semi-rigid beam to column steel joint under exreme loading / Frontiers of Structural and Civil Engineering. September 2013.
10. SNiP H-23-81*. Part II. Design standards. Chapter 23 Steel works: approved by the USSR State Committee for Construction 14.08.81: instead of SNiP II-B.3-72 . - M., CITP, 1990. - 96 p.
11. SP 16.13330.2011. Steel works. Revised edition of SNiP H-23-81*. - M, Minregion Rossii, 2011.-171
P-
12. EN 1993-1-1-2009. Eurocode 3. Steel works design. Part 1-1. General rules and regulations for buildings. - Minsk, Ministry for Construction and Architecture of the Republic of Belarus, 2009. - 85 p.
13. Dobrachev, V.M, Vershinin, D.S. Rigid joint coupling beam to column in a steel-framed a multistory building. Utility model patent № 146862, published 20.10.2014 Bulletin 29.
14. Dobrachev, V.M, Vershinin, D.S., Vasyta B. N. Enhanced joint coupling beams to column in the steel frame a multistory building. Utility model patent № 153967, published 10.08.2015 Bulletin 22.
15. Vershinin, D.S. Rigid joint coupling beam to column in a multistory building steel frame with high load-bearing capacity of the column wall. Utility model patent № 156946, published 20.11.2015 Bulletin 32.
16. Dobrachev, V.M, Vershinin, D.S. Frame joint bearing beams on the middle column in the steel frame a multistory building. Utility model patent № 150481, published 20.02.2015 Bulletin 5.
17. Dobrachev, V.M, Vershinin, D.S. Composite steel and concrete bearing joint of beams in the middle column in the steel-framed a multistory building. Utility model patent № 153644, published 27.07.2015 Bulletin 21.
18. Kuznetsov, N.V. Practical design of frames and frameworks. Publishing House 'Budivelnyk', Kiev. 1970.-215 p.
19. Series 11-2537 KM. Steel works of the 'Kansk' type frames of single-storey industrial buildings with the use of supporting (carrying) frames from rolled broad-flanged and welded H-beams with the pitch of 12 m. TSNIIProjectstalkonstruktsiya, M. 1987.
20. Guidelines for design, production and assembly of flange joints of structural steel works. Head office for scientific and engineering information, M. 1989. 52 p.
21. Dobrachev, V.M, Vershinin, D.S. New frame-parts engineering solutions for the steel frame of the building / Proceedings of the higher education institutions. Building. - Novosibirsk, - number 7 - 2015. - 12
Поступило в редакцию 23.11.2016 Received 25.11.2916
