СТРОИТЕЛЬНЫЕ НОРМЫ И ПРАВИЛА

СНиП II-23-81*

Часть II
Нормы проектирования

Глава 23
Стальные конструкции

Утверждены
постановлением Госстроя СССР
от 14 августа 1981 г. № 144

Москва
Центральный институт
типового проектирования

1990

РАЗРАБОТАНЫ ЦНИИСК им. Кучеренко с участием ЦНИИпроектстальконструкции Госстроя СССР, МИСИ им. В.В. Куйбышева Минвуза СССР, института «Энергосетьпроект» и СКБ «Мосгидросталь» Минэнерго СССР.

Настоящие нормы разработаны в развитие ГОСТ 27751-88 «Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения по расчету» и СТ СЭВ 3972-83 «Надежность строительных конструкций и оснований. Конструкции стальные. Основные положения по расчету».

С введением в действие настоящих строительных норм и правил утрачивают силу:

СНиП II-В.3-72 «Стальные конструкции. Нормы проектирования»;

изменения СНиП II-В.3-72 «Стальные конструкции. Нормы проектирования», утвержденные постановлениями Госстроя СССР:

№ 150 от 12 сентября 1975 г.;

№ 94 от 24 июня 1976 г.;

№ 211 от 31 октября 1978 г.;

№ 250 от 27 декабря 1978 г.;

№ 2 от 25 января 1980 г.;

№ 104 от 14 июля 1980 г.;

№ 130 от 31 июля 1981 г.;

СНиП II-И.9-62 «Линии электропередачи напряжением выше 1 кВ. Нормы проектирования» (раздел «Проектирование стальных конструкций опор воздушных линий электропередачи»);

изменения СНиП II-И.9-62 «Линии электропередачи напряжением выше 1 кВ. Нормы проектирования», утвержденные постановлением Госстроя СССР от 10 апреля 1975 г.;

«Указания по проектированию металлических конструкций антенных сооружений объектов связи» (СН 376-67).

В СНиП II-23-81* внесены изменения, утвержденные постановлениями Госстроя СССР № 120 от 25 июля 1984 г., № 218 от 11 декабря 1985 г., № 69 от 29 декабря 1986 г., № 132 от 8 июля 1988 г., № 121 от 12 июля 1989 г.

Основные буквенные обозначения приведены в прил. 9*.

Разделы, пункты, таблицы, формулы, приложения и подписи к рисункам, в которые внесены изменения, отмечены в настоящих строительных нормах и правилах звездочкой.

Редакторы - инженеры Ф.М. Шлемин, В.П. Поддубный (Госстрой СССР), д-р техн. наук проф. В.А. Балдин, канд. техн. наук Г.Е. Вельский (ЦНИИСК Госстроя СССР), инж. Е.М. Бухарин («Энергосетьпроект» Минэнерго СССР), инж. Н.В. Шевелев (СКБ «Мосгидросталь» Минэнерго СССР).

При пользовании нормативным документом следует учитывать утвержденные изменения строительных норм и правил и государственных стандартов, публикуемые в журнале «Бюллетень строительной техники», «Сборнике изменений к строительным нормам и правилам» Госстроя СССР и информационном указателе «Государственные стандарты СССР» Госстандарта СССР.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Настоящие нормы следует соблюдать при проектировании стальных строительных конструкций зданий и сооружений различного назначения.

Нормы не распространяются на проектирование стальных конструкций мостов, транспортных тоннелей и труб под насыпями.

При проектировании стальных конструкций, находящихся в особых условиях эксплуатации (например, конструкций доменных печей, магистральных и технологических трубопроводов, резервуаров специального назначения, конструкций зданий, подвергающихся сейсмическим, интенсивным температурным воздействиям или воздействиям агрессивных сред, конструкций морских гидротехнических сооружений), конструкций уникальных зданий и сооружений, а также специальных видов конструкций (например, предварительно напряженных, пространственных, висячих) следует соблюдать дополнительные требования, отражающие особенности работы этих конструкций, предусмотренные соответствующими нормативными документами, утвержденными или согласованными Госстроем СССР.

1.2. При проектировании стальных конструкций следует соблюдать нормы СНиП по защите строительных конструкций от коррозии и противопожарные нормы проектирования зданий и сооружений. Увеличение толщины проката и стенок труб с целью защиты конструкций от коррозии и повышения предела огнестойкости конструкций не допускается.

Все конструкции должны быть доступны для наблюдения, очистки, окраски, а также не должны задерживать влагу и затруднять проветривание. Замкнутые профили должны быть герметизированы.

1.3*. При проектировании стельных конструкций следует:

выбирать оптимальные в технико-экономическом отношении схемы сооружений и сечения элементов;

применять экономичные профили проката и эффективные стали;

применять для зданий и сооружений, как правило, унифицированные типовые или стандартные конструкции;

применять прогрессивные конструкции (пространственные системы из стандартных элементов; конструкции, совмещающие несущие и ограждающие функции; предварительно напряженные, вантовые, тонколистовые и комбинированные конструкции из разных сталей);

предусматривать технологичность изготовления и монтажа конструкций;

применять конструкции, обеспечивающие наименьшую трудоемкость их изготовления, транспортирования и монтажа;

предусматривать, как правило, поточное изготовление конструкций и их конвейерный или крупноблочный монтаж;

предусматривать применение заводских соединений прогрессивных типов (автоматической и полуавтоматической сварки, соединений фланцевых, с фрезерованными торцами, на болтах, в том числе на высокопрочных и др.);

предусматривать, как правило, монтажные соединения на болтах, в том числе на высокопрочных; сварные монтажные соединения допускаются при соответствующем обосновании;

выполнять требования государственных стандартов на конструкции соответствующего вида.

1.4. При проектировании зданий и сооружений необходимо принимать конструктивные схемы, обеспечивающие прочность, устойчивость и пространственную неизменяемость зданий и сооружений в целом, а также их отдельных элементов при транспортировании, монтаже и эксплуатации.

1.5*. Стали и материалы соединений, ограничения по применению сталей С345Т и С375Т, а также дополнительные требования к поставляемой стали, предусмотренные государственными стандартами и стандартами СЭВ или техническими условиями, следует указывать в рабочих (КМ) и деталировочных (КМД) чертежах стальных конструкций и в документации на заказ материалов.

В зависимости от особенностей конструкций и их узлов необходимо при заказе стали указывать класс сплошности по ГОСТ 27772-88.

1.6*. Стальные конструкции и их расчет должны удовлетворять требованиям ГОСТ 27751-88 «Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения по расчету» и СТ СЭВ 3972-83 «Надежность строительных конструкций и оснований. Конструкции стальные. Основные положения по расчету».

1.7. Расчетные схемы и основные предпосылки расчета должны отражать действительные условия работы стальных конструкций.

Стальные конструкции следует, как правило, рассчитывать как единые пространственные системы.

При разделении единых пространственных систем на отдельные плоские конструкции следует учитывать взаимодействие элементов между собой и с основанием.

Выбор расчетных схем, а также методов расчета стальных конструкций необходимо производить с учетом эффективного использования ЭВМ.

1.8. Расчет стальных конструкций следует, как правило, выполнять с учетом неупругих деформаций стали.

Для статически неопределимых конструкций, методика расчета которых с учетом неупругих деформаций стали не разработана, расчетные усилия (изгибающие и крутящие моменты, продольные и поперечные силы) следует определять в предположении упругих деформаций стали по недеформированной схеме.

При соответствующем технико-экономическом обосновании расчет допускается производить по деформированной схеме, учитывающей влияние перемещений конструкций под нагрузкой.

1.9. Элементы стальных конструкций должны иметь минимальные сечения, удовлетворяющие требованиям настоящих норм с учетом сортамента на прокат и трубы. В составных сечениях, устанавливаемых расчетом, недонапряжение не должно превышать 5 %.

2. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ КОНСТРУКЦИЙ И СОЕДИНЕНИЙ

2.1*. В зависимости от степени ответственности конструкций зданий и сооружений, а также от условий их эксплуатации все конструкции разделяются на четыре группы. Стали для стальных конструкций зданий и сооружений следует принимать по табл. 50*.

Стали для конструкций, возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂ и II₃, но эксплуатируемых в отапливаемых помещениях, следует принимать как для климатического района II₄ согласно табл. 50*, за исключением стали С245 и С275 для конструкций группы 2.

Для фланцевых соединений и рамных узлов следует применять прокат по ТУ 14-1-4431-88.

2.2*. Для сварки стальных конструкций следует применять: электроды для ручной дуговой сварки по ГОСТ 9467-75*; сварочную проволоку по ГОСТ 2246-70*; флюсы по ГОСТ 9087-81*; углекислый газ по ГОСТ 8050-85.

Применяемые сварочные материалы и технология сварки должны обеспечивать значение временного сопротивления металла шва не ниже нормативного значения временного сопротивления R_un основного металла, а также значения твердости, ударной вязкости и относительного удлинения металла сварных соединений, установленные соответствующими нормативными документами.

2.3*. Отливки (опорные части и т.п.) для стальных конструкций следует проектировать из углеродистой стали марок 15Л, 25Л, 35Л и 45Л, удовлетворяющей требованиям для групп отливок II или III по ГОСТ 977-75*, а также из серого чугуна марок СЧ15, СЧ20, СЧ25 и СЧ30, удовлетворяющего требованиям ГОСТ 1412-85.

2.4*. Для болтовых соединений следует применять стальные болты и гайки, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 1759.0-87*, ГОСТ 1759.4-87* и ГОСТ 1759.5-87* и шайбы, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 18123-82*.

Болты следует назначать по табл. 57* и ГОСТ 15589-70*, ГОСТ 15591-70*, ГОСТ 7796-70*, ГОСТ 7798-70*, а при ограничении деформаций соединений - по ГОСТ 7805-70*.

Гайки следует применять по ГОСТ 5915-70*: для болтов классов прочности 4.6, 4.8, 5.6 и 5.8 - гайки класса прочности 4; для болтов классов прочности 6.6 и 8.8 - гайки классов прочности соответственно 5 и 6, для болтов класса прочности 10.9 - гайки класса прочности 8.

Шайбы следует применять: круглые по ГОСТ 11371-78*, косые по ГОСТ 10906-78* и пружинные нормальные по ГОСТ 6402-70*.

2.5*. Выбор марок стали для фундаментных болтов следует производить по ГОСТ 24379.0-80, а их конструкцию и размеры принимать по ГОСТ 24379.1-80*

Болты (U-образные) для крепления оттяжек антенных сооружений связи, а также U-образные и фундаментные болты опор воздушных линий электропередачи и распределительных устройств следует применять из стали марок: 09Г2С-8 и 10Г2С1-8 по ГОСТ 19281-73* с дополнительным требованием по ударной вязкости при температуре минус 60 °С не менее 30 Дж / см² (3 кгс · м/см²) в климатическом районе I₁; 09Г2С-6 и 10Г2С1-6 по ГОСТ 19281-73* в климатических районах I₂, II₂ и II₃; ВСт3сп2 по ГОСТ 380-71* (с 1990 г. Ст3сп2-1 по ГОСТ 535-88) во всех остальных климатических районах.

2.6*. Гайки для фундаментных и U-образных болтов следует применять:

для болтов из стали марок ВСт3сп2 и 20 - класса прочности 4 по ГОСТ 1759.5-87*;

для болтов из стали марок 09Г2С и 10Г2С1 -класса прочности не ниже 5 по ГОСТ 1759.5-87*. Допускается применять гайки из марок стали, принимаемых для болтов.

Гайки для фундаментных и U-образных болтов диаметром менее 48 мм следует применять по ГОСТ 5915-70*, для болтов диаметром более 48 мм - по ГОСТ 10605-72*.

2.7*. Высокопрочные болты следует применять по ГОСТ 22353-77*, ГОСТ 22356-77* и ТУ 14-4-1345-85; гайки и шайбы к ним - по ГОСТ 22354-77* и ГОСТ 22355-77*.

2.8*. Для несущих элементов висячих покрытий, оттяжек опор ВЛ и ОРУ, мачт и башен, а также напрягаемых элементов в предварительно напряженных конструкциях следует применять:

канаты спиральные по ГОСТ 3062-80*; ГОСТ 3063-80*; ГОСТ 3064-80*;

канаты двойной свивки по ГОСТ 3066-80*; ГОСТ 3067-74*; ГОСТ 3068-74*; ГОСТ 3081-80*; ГОСТ 7669-80*; ГОСТ 14954-80*;

канаты закрытые несущие по ГОСТ 3090-73*; ГОСТ 18900-73*; ГОСТ 18901-73*; ГОСТ 18902-73*; ГОСТ 7675-73*; ГОСТ 7676-73*;

пучки и пряди параллельных проволок, формируемых из канатной проволоки, удовлетворяющей требованиям ГОСТ 7372-79*.

2.9. Физические характеристики материалов, применяемых для стальных конструкций, следует принимать согласно прил. 3.

3. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ И СОЕДИНЕНИЙ

3.1*. Расчетные сопротивления проката, гнутых профилей и труб для различных видов напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным в табл. 1*.

3.2*. Значения коэффициентов надежности по материалу проката, гнутых профилей и труб следует принимать по табл. 2*.

Расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе листового, широкополосного универсального и фасонного проката приведены в табл. 51*, труб - в табл. 51, а. Расчетные сопротивления гнутых профилей следует принимать равными расчетным сопротивлениям листового проката, из которого они изготовлены, при этом допускается учитывать упрочнение стали листового проката в зоне гиба.

Расчетные сопротивления круглого, квадратного и полосового проката следует определять по табл. 1*, принимая значения R_yn и R_un равными соответственно пределу текучести и временному сопротивлению по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71** (с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73*.

Таблица 1*

Обозначение, принятое в табл. 1*:

γ_m - коэффициент надежности по материалу, определяемый в соответствии с п. 3.2*.

(Поправка. Письмо от 17.11.2008)

Таблица 2*

Расчетные сопротивления проката смятию торцевой поверхности, местному смятию в цилиндрических шарнирах и диаметральному сжатию катков приведены в табл. 52*.

3.3. Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали и серого чугуна следует принимать по табл. 53 и 54.

3.4. Расчетные сопротивления сварных соединений для различных видов соединений и напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным в табл. 3.

Таблица 3

Примечания: 1. Для швов, выполняемых ручной сваркой, значения R_wun следует принимать равными значениям временного сопротивления разрыву металла шва, указанным в ГОСТ 9467-75*.

2. Для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматической сваркой, значения R_wun следует принимать по табл. 4* настоящих норм.

3. Значения коэффициента надежности по материалу шва γ_wm следует принимать равными: 1,25 - при значениях R_wun не более 490 МПа (5000 кгс/см²); 1,35 - при значениях R_wun 590 МПа (6000 кгс/см²) и более.

Расчетные сопротивления стыковых соединений элементов из сталей с разными нормативными сопротивлениями следует принимать как для стыковых соединений из стали с меньшим значением нормативного сопротивления.

Расчетные сопротивления металла швов сварных соединений с угловыми швами приведены в табл. 56.

3.5. Расчетные сопротивления одноболтовых соединений следует определять по формулам, приведенным в табл. 5*.

Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов приведены в табл. 58*, смятию элементов, соединяемых болтами, - в табл. 59*.

3.6*. Расчетное сопротивление растяжению фундаментных болтов R_ba следует определять по формуле

R_ba = 0,5R.                                                          (1)

Расчетное сопротивление растяжению U-образных болтов R_bv, указанных в п. 2.5*, следует определять по формуле

R_bv = 0,45 R_un.                                                     (2)

Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов приведены в табл. 60*.

3.7. Расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов R_bh следует определять по формуле

R_bh = 0,7 R_bun,                                                      (3)

где R_bun - наименьшее временное сопротивление болта разрыву, принимаемое по табл. 61*.

3.8. Расчетное сопротивление растяжению высокопрочной стальной проволоки R_dh, применяемой в виде пучков или прядей, следует определять по формуле

R_dh = 0,63 R_un.                                                     (4)

Таблица 4*

* При сварке проволокой Св-08Г2С значение R_wun следует принимать равным 590 МПа (6000 кгс/см²) только для угловых швов с катетом k_f ≤ 8 мм в конструкциях из стали с пределом текучести 440 МПа (4500 кгс/см²) и более.

Таблица 5*

Примечание. Допускается применять высокопрочные болты без регулируемого натяжения из стали марки 40Х «селект», при этом расчетные сопротивления R_bs и R_bt следует определять как для болтов класса 10.9, а расчетное сопротивление R_bp как для болтов класса точности В и С.

Высокопрочные болты по ТУ 14-4-1345-85 допускается применять только при их работе на растяжение.

3.9. Значение расчетного сопротивления (усилия) растяжению стального каната следует принимать равным значению разрывного усилия каната в целом, установленному государственными стандартами или техническими условиями на стальные канаты, деленному на коэффициент надежности γ_m = 1,6.

4*. УЧЕТ УСЛОВИЙ РАБОТЫ И НАЗНАЧЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ

При расчете конструкций и соединений следует учитывать:

коэффициенты надежности по назначению γ_n, принимаемые согласно Правилам учета степени ответственности зданий и сооружений при проектировании конструкций;

коэффициент надежности γ_u = 1,3 для элементов конструкций, рассчитываемых на прочность с использованием расчетных сопротивлений R_u;

коэффициенты условий работы γ_c и коэффициенты условий работы соединения γ_b, принимаемые по табл. 6* и 35* разделам настоящих норм по проектированию зданий, сооружений и конструкций, а также по прил. 4*.

Таблица 6*

Примечания: 1. Коэффициенты условий работы γ_c < 1 при расчете одновременно учитывать не следует.

2. Коэффициенты условий работы, приведенные соответственно в поз. 1 и 6, в; 1 и 7; 1 и 8; 2 и 7; 2 и 8, а; 3 и 6, в, при расчете следует учитывать одновременно.

3. Коэффициенты условий работы, приведенные в поз. 3; 4; 6, а, в; 7; 8; 9 и 10, а также в поз. 5 и 6, б (кроме стыковых сварных соединений), при расчете соединений рассматриваемых элементов учитывать не следует.

4. В случаях, не оговоренных в настоящих нормах, в формулах следует принимать γ_с = 1.

5. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ОСЕВЫЕ СИЛЫ И ИЗГИБ

ЦЕНТРАЛЬНО-РАСТЯНУТЫЕ И ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

5.1. Расчет на прочность элементов, подверженных центральному растяжению или сжатию силой N, кроме указанных в п. 5.2, следует выполнять по формуле

.                                                               (5)

Расчет на прочность сечений в местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами, следует выполнять по формулам (5) и (6) . При этом значение γ_с в формуле (6) должно приниматься по прил. 4* настоящих норм.

5.2. Расчет на прочность растянутых элементов конструкций из стали с отношением R_u / γ_u > R_y, эксплуатация которых возможна и после достижения металлом предела текучести, следует выполнять по формуле

.                                                              (6)

5.3. Расчет на устойчивость сплошностенчатых элементов, подверженных центральному сжатию силой N, следует выполнять по формуле

.                                                             (7)

Значения φ следует определять по формулам

при 0 <  ≤ 2,5

;                                            (8)

при 2,5 <  ≤ 4,5

;                  (9)

при  > 4,5

.                                                         (10)

Численные значения φ приведены в табл. 72.

5.4*. Стержни из одиночных уголков должны рассчитываться на центральное сжатие в соответствии с требованиями, изложенными в п. 5.3. При определении гибкости этих стержней радиус инерции сечения уголка i и расчетную длину l_ef следует принимать согласно пп. 6.1-6.7.

При расчете поясов и элементов решетки пространственных конструкций из одиночных уголков следует выполнять требования п. 15.10* настоящих норм.

5.5. Сжатые элементы со сплошными стенками открытого П-образного сечения при λ_х < 3λ_у, где λ_x и λ_y - расчетные гибкости элемента в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно х-х и y-y (рис. 1), рекомендуется укреплять планками или решеткой, при этом должны быть выполнены требования пп. 5.6 и 5.8*.

При отсутствии планок или решетки такие элементы помимо расчета по формуле (7) следует проверять на устойчивость при изгибно-крутильной форме потери устойчивости по формуле

,                                                          (11)

где φ_y - коэффициент продольного изгиба, вычисляемый согласно требованиям п. 5.3;

c - коэффициент, определяемый по формуле

                                               (12)

где ; ;

α = α_x / h - относительное расстояние между центром тяжести и центром изгиба.

Здесь ; ;

J_ω - секториальный момент инерции сечения;

b_i и t_i - соответственно ширина и толщина прямоугольных элементов, составляющих сечение.

Для сечения, приведенного на рис. 1, а, значения ,  и α должны определяться по формулам:

; ; ,                           (13)

где β = b / h.

Рис. 1. П-образные сечения элементов

а - открытое; б, в - укрепленные планками или решеткой

Таблица 7

Обозначения, принятые в табл. 7:

b -                            расстояние между осями ветвей;

l -                             расстояние между центрами планок;

λ -                            наибольшая гибкость всего стержня;

λ₁, λ₂, λ₃ -                гибкости отдельных ветвей при изгибе их в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1, 2-2 и 3-3, на участках между приваренными планками (в свету) или между центрами крайних болтов;

А -                            площадь сечения всего стержня;

А_d1 и А_d2 -                площади сечений раскосов решеток (при крестовой решетке - двух раскосов), лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2;

A_d -                           площадь сечения раскоса решетки (при крестовой решетке - двух раскосов), лежащей в плоскости одной грани (для трехгранного равностороннего стержня);

α₁ и α₂ -                   коэффициенты, определяемые по формуле

,

где a, b, l -              размеры, определяемые по рис. 2;

n, n₁, n₂, n₃ -           коэффициенты, определяемые соответственно по формулам:

; ; ; ,

здесь J_b1 и J_b3 -      моменты инерции сечения ветвей относительно осей соответственно 1-1 и 3-3 (для сечений типов 1 и 3);

J_b1 и J_b2 -                 то же, двух уголков относительно осей соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2);

J_s -                            момент инерции сечения одной планки относительно собственной оси х-х (рис. 3);

J_s1 и J_s2 -                  моменты инерции сечения одной из планок, лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2).

5.6. Для составных сжатых стержней, ветви которых соединены планками или решетками, коэффициент φ относительно свободной оси (перпендикулярной плоскости планок или решеток) должен определяться по формулам (8) - (10) с заменой в них  на . Значение  следует определять в зависимости от значений λ_ef, приведенных в табл. 7.

В составных стержнях с решетками помимо расчета на устойчивость стержня в целом следует проверять устойчивость отдельных ветвей на участках между узлами.

Гибкость отдельных ветвей λ₁, λ₂ и λ₃ на участке между планками должка быть не более 40.

Рис. 2. Схема раскосной решетки

Рис. 3. Составной стержень на планках

При наличии в одной из плоскостей сплошного листа вместо планок (рис. 1, б, в) гибкость ветви должна вычисляться по радиусу инерции полусечения относительно его оси, перпендикулярной плоскости планок.

В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветвей между узлами должна быть не более 80 и не должна превышать приведенную гибкость λ_ef стержня в целом. Допускается принимать более высокие значения гибкости ветвей, но не более 120, при условии, что расчет таких стержней выполнен по деформированной схеме.

5.7. Расчет составных элементов из уголков, швеллеров и т.п., соединенных вплотную или через прокладки, следует выполнять как сплошностенчатых при условии, что наибольшие расстояния на участках между приваренными планками (в свету) или между центрами крайних болтов не превышают:

для сжатых элементов.... 40i

  «    растянутых   «............ 80i

Здесь радиус инерции i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечений - минимальный.

При этом в пределах длины сжатого элемента следует ставить не менее двух прокладок.

5.8*. Расчет соединительных элементов (планок, решеток) сжатых составных стержней должен выполняться на условную поперечную силу Q_fic, принимаемую постоянной по всей длине стержня и определяемую по формуле

Q_fic = 7,15 · 10^-6 (2330 - E / R_y) N / φ,                                          (23)*

где N - продольное усилие в составном стержне;

φ - коэффициент продольного изгиба, принимаемый для составного стержня в плоскости соединительных элементов.

Условную поперечную силу Q_fic следует распределять:

при наличии только соединительных планок (решеток) поровну между планками (решетками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных оси, относительно которой производится проверка устойчивости;

при наличии сплошного листа и соединительных планок (решеток) - пополам между листом и планками (решетками), лежащими в плоскостях, параллельных листу;

при расчете равносторонних трехгранных составных стержней условная поперечная сила, приходящаяся на систему соединительных элементов, расположенных в одной плоскости, должна приниматься равной 0,8Q_fic.

5.9. Расчет соединительных планок и их прикрепления (рис. 3) должен выполняться как расчет элементов безраскосных ферм на:

силу F, срезывающую планку, по формуле

F = Q_sl / b;                                                           (24)

момент М₁, изгибающий планку в ее плоскости, по формуле

М₁ = Q_sl / 2,                                                         (25)

где Q_s - условная поперечная сила, приходящаяся на планку одной грани.

5.10. Расчет соединительных решеток должен выполняться как расчет решеток ферм. При расчете перекрестных раскосов крестовой решетки с распорками (рис. 4) следует учитывать дополнительное усилие N_ad, возникающее в каждом раскосе от обжатия поясов и определяемое по формуле

,                                                          (26)

где N - усилие в одной ветви стержня;

А - площадь сечения одной ветви;

A_d - площадь сечения одного раскоса;

α - коэффициент, определяемый по формуле

α = al² / (a³ + 2b³),                                                       (27)

где а, l и b - размеры, указанные на рис. 4.

5.11. Расчет стержней, предназначенных для уменьшения расчетной длины сжатых элементов, должен выполняться на усилие, равное условной поперечной силе в основном сжатом элементе, определяемой по формуле (23)*.

ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

5.12. Расчет на прочность элементов (кроме балок с гибкой стенкой, с перфорированной стенкой и подкрановых балок), изгибаемых в одной из главных плоскостей, следует выполнять по формуле

.                                                          (28)

Значения касательных напряжений τ в сечениях изгибаемых элементов должны удовлетворять условию

.                                                       (29)

При наличии ослабления стенки отверстиями для болтов значения τ в формуле (29) следует умножать на коэффициент α, определяемый по формуле

α = a / (a - d),                                                          (30)

где а - шаг отверстий;

d - диаметр отверстия.

5.13. Для расчета на прочность стенки балки в местах приложения нагрузки к верхнему поясу, а также в опорных сечениях балки, не укрепленных ребрами жесткости, следует определять местное напряжение σ_loc по формуле

,                                                       (31)

где F - расчетное значение нагрузки (силы);

l_ef - условная длина распределения нагрузки, определяемая в зависимости от условий опирания; для случая опирания по рис. 5

l_ef = b + 2t_f,                                                              (32)

где t_f - толщина верхнего пояса балки, если нижняя балка сварная (рис 5, а), или расстояние от наружной грани полки до начала внутреннего закругления стенки, если нижняя балка прокатная (рис 5, б).

Рис. 4. Схема крестовой решетки с распорками

Рис. 5. Схемы для определения длины распределения нагрузки на балку

а - сварную; б - прокатную

5.14*. Для стенок балок, рассчитываемых по формуле (28), должны выполняться условия

; τ_xy ≤ R_sγ_c,                                  (33)

где  - нормальные напряжения в срединной плоскости стенки, параллельные оси балки;

σ_у - то же, перпендикулярные оси балки, в том числе σ_loc, определяемое по формуле (31);

τ_ху - касательное напряжение, вычисляемое по формуле (29) с учетом формулы (30).

Напряжения σ_х и σ_у, принимаемые в формуле (33) со своими знаками, а также τ_xy следует определять в одной и той же точке балки.

5.15. Расчет на устойчивость балок двутаврового сечения, изгибаемых в плоскости стенки и удовлетворяющих требованиям пп. 5.12 и 5.14*, следует выполнять по формуле

,                                                         (34)

где W_c - следует определять для сжатого пояса;

φ_b - коэффициент, определяемый по прил. 7*.

При определении значения φ_b за расчетную длину балки l_ef следует принимать расстояние между точками закреплений сжатого пояса от поперечных смещений (узлами продольных или поперечных связей, точками крепления жесткого настила); при отсутствии связей l_ef = l (где l - пролет балки) за расчетную длину консоли следует принимать l_ef = l при отсутствии закрепления сжатого пояса на конце консоли в горизонтальной плоскости (здесь l - длина консоли); расстояние между точками закреплений сжатого пояса в горизонтальной плоскости при закреплении пояса на конце и по длине консоли.

5.16*. Устойчивость балок не требуется проверять:

а) при передаче нагрузки через сплошной жесткий настил, непрерывно опирающийся на сжатый пояс балки и надежно с ним связанный (плиты железобетонные из тяжелого, легкого и ячеистого бетона, плоский и профилированный металлический настил, волнистую сталь и т.п.);

б) при отношении расчетной длины балки l_ef к ширине сжатого пояса b, не превышающем значений, определяемых по формулам табл. 8* для балок симметричного двутаврового сечения и с более развитым сжатым поясом, для которых ширина растянутого пояса составляет не менее 0,75 ширины сжатого пояса.

Таблица 8*

Обозначения, принятые в табл. 8*:

b и t - соответственно ширина и толщина сжатого пояса;

h - расстояние (высота) между осями поясных листов.

Примечания. 1. Для балок с поясными соединениями на высокопрочных болтах значения l_ef / b, получаемые по формулам табл. 8* следует умножать на коэффициент 1,2.

2. Для балок с отношением b / t < 15 в формулах табл. 8* следует принимать b / t = 15.

Закрепление сжатого пояса в горизонтальной плоскости должно быть рассчитано на фактическую или условную поперечную силу. При этом условную поперечную силу следует определять:

при закреплении в отдельных точках по формуле (23)*, в которой φ следует определять при гибкости λ = l_ef / i (здесь i - радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтальной плоскости), а N следует вычислять по формуле

N = (A_f + 0,25 A_w) R_y;                                                  (37, а)

при непрерывном закреплении по формуле

q_fic = 3Q_fic / l,                                                          (37, б)

где q_fic - условная поперечная сила на единицу длины пояса балки;

Q_fic - условная поперечная сила, определяемая по формуле (23)*, в которой следует принимать φ = 1, а N - определять по формуле (37, а).

5.17. Расчет на прочность элементов, изгибаемых в двух главных плоскостях, следует выполнять по формуле

,                                                  (38)

где x и у - координаты рассматриваемой точки сечения относительно главных осей.

В балках, рассчитываемых по формуле (38), значения напряжений в стенке балки должны быть проверены по формулам (29) и (33) в двух главных плоскостях изгиба.

При выполнении требований п. 5.16*, а проверка устойчивости балок, изгибаемых в двух плоскостях, не требуется.

5.18*. Расчет на прочность разрезных балок сплошного сечения из стали с пределом текучести до 530 МПа (5400 кгс/см²), несущих статическую нагрузку, при соблюдении пп. 5.19*-5.21, 7.5 и 7.24 следует выполнять с учетом развития пластических деформаций по формулам:

при изгибе в одной из главных плоскостей при касательных напряжениях τ ≤ 0,9R_s (кроме опорных сечений)

;                                                     (39)

при изгибе в двух главных плоскостях при касательных напряжениях τ ≤ 0,5R_s (кроме опорных сечений)

;                                              (40)

здесь М, М_х и M_y - абсолютные значения изгибающих моментов;

c₁ - коэффициент, определяемый по формулам (42) и (43);

с_х и с_у - коэффициенты, принимаемые по табл. 66.

Расчет в опорном сечении балок (при М = 0; М_х = 0 и M_y = 0) следует выполнять по формуле

.                                                        (41)

При наличии зоны чистого изгиба в формулах (39) и (40) вместо коэффициентов с₁, с_х и с_у следует принимать соответственно:

c_1m = 0,5 (1 + с); с_хт = 0,5 (1 + с_х); с_ут = 0,5 (1 + c_у).

При одновременном действии в сечении момента М и поперечной силы Q коэффициент c₁ следует определять по формулам:

при τ ≤ 0,5R_s         c₁ = c;                                                      (42)

при 0,5R_s < τ ≤ 0,9R_s         c₁ = 1,05βc,                                         (43)

где

; ;                                                  (44)

здесь с - коэффициент, принимаемый по табл. 66;

t и h - соответственно толщина и высота стенки;

α - коэффициент, равный α = 0,7 для двутаврового сечения, изгибаемого в плоскости стенки; α = 0 - для других типов сечений;

c₁ - коэффициент, принимаемый не менее единицы и не более коэффициента с.

С целью оптимизации балок при их расчете с учетом требований пп. 5.20, 7.5, 7.24 и 13.1 значения коэффициентов с, с_х и с_у в формулах (39) и (40) допускается принимать меньше значений, приведенных в табл. 66, но не менее 1,0.

При наличии ослабления стенки отверстиями для болтов значения касательных напряжений τ следует умножать на коэффициент, определяемый по формуле (30).

5.19*. Расчет на прочность балок переменного сечения с учетом развития пластических деформаций следует выполнять только для одного сечения с наиболее неблагоприятным сочетанием усилий М и Q; в остальных сечениях учитывать развитие пластических деформаций не допускается.

Расчет на прочность изгибаемых элементов из стали с пределом текучести до 530 МПа (5400 кгс/см²), воспринимающих динамические, вибрационные или подвижные нагрузки, допускается выполнять с учетом развития пластических деформаций, не препятствующих требуемым условиям эксплуатации конструкций и оборудования.

5.20. Для обеспечения общей устойчивости балок, рассчитываемых с учетом развития пластических деформаций, необходимо, чтобы либо были выполнены требования п. 5.16*, а, либо наибольшие значения отношений расчетной длины балки к ширине сжатого пояса l_ef / b, определяемые по формулам табл. 8*, были уменьшены умножением на коэффициент δ = [1 - 0,7 (c₁ - 1) / (с - 1)], здесь 1 < c₁ < с.

Учет пластичности при расчете балок со сжатым поясом менее развитым, чем растянутый, допускается лишь при выполнении условий п. 5.16*, а.

5.21. В балках, рассчитываемых с учетом развития пластических деформаций, стенки следует укреплять поперечными ребрами жесткости согласно требованиям пп. 7.10, 7.12 и 7.13 , в том числе в местах приложения сосредоточенной нагрузки.

5.22. Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок постоянного двутаврового сечения, изгибаемых в плоскости наибольшей жесткости, со смежными пролетами, отличающимися не более чем на 20 % , несущих статическую нагрузку, при условии соблюдения требований пп. 5.20, 5.21, 7.5 и 7.24 следует выполнять по формуле (39) с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов.

Расчетные значения изгибающего момента М следует определять по формуле

М = αМ_тах,                                                        (45)

где М_тах - наибольший изгибающий момент в пролете или на опоре, определяемый из расчета неразрезной балки в предположении упругой работы материала;

α - коэффициент перераспределения моментов, определяемый по формуле

;                                                        (46)

здесь M_ef - условный изгибающий момент, равный:

а) в неразрезных балках со свободно опертыми концами большему из значений

;                                                    (47)

М_ef = 0,5М₂,                                                             (48)

где символ max означает, что следует найти максимум всего следующего за ним выражения;

М₁ - изгибающий момент в крайнем пролете, вычисленный как в свободно опертой однопролетной балке;

M₂ - максимальный изгибающий момент в промежуточном пролете, вычисленный как в свободно опертой однопролетной балке;

α - расстояние от сечения, в котором действует момент M₁, до крайней опоры;

l - длина крайнего пролета;

б) в однопролетных и неразрезных балках с защемленными концами M_ef = 0,5M₃, где М₃ - наибольший из моментов, вычисленных как в балках с шарнирами на опорах;

в) в балке с одним защемленным и другим свободно опертым концом значение M_ef следует определять по формуле (47).

Расчетное значение поперечной силы Q в формуле (44) следует принимать в месте действия М_тах. Если М_тах - момент в пролете, следует проверить опорное сечение балки.

5.23. Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок, удовлетворяющих требованиям п. 5.22, в случае изгиба в двух главных плоскостях при τ ≤ 0,5R_s следует производить по формуле (40) с учетом перераспределения опорных и пролетных моментов в двух главных плоскостях согласно требованиям п. 5.22.

ЭЛЕМЕНТЫ, ПОДВЕРЖЕННЫЕ ДЕЙСТВИЮ ОСЕВОЙ СИЛЫ С ИЗГИБОМ

5.24*. Расчет на прочность внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по формуле (49) выполнять не требуется при значении приведенного эксцентриситета m_ef ≤ 20, отсутствии ослабления сечения и одинаковых значениях изгибающих моментов, принимаемых в расчетах на прочность и устойчивость.

5.25*. Расчет на прочность внецентренно-сжатых, сжато-изгибаемых, внецентренно-растянутых и растянуто-изгибаемых элементов из стали с пределом текучести до 530 МПа (5400 кгс/см²), не подвергающихся непосредственному воздействию динамических нагрузок, при τ ≤ 0,5R_s и N / (A_nR_y) > 0,1 следует выполнять по формуле

,                           (49)

где N, М_х и M_y - абсолютные значения соответственно продольной силы и изгибающих моментов при наиболее неблагоприятном их сочетании;

п, с_х и c_у - коэффициенты, принимаемые по прил. 5.

Если N / (A_nR_y) ≤ 0,1, формулу (49) следует применять при выполнении требований пп. 7.5 и 7.24.

В прочих случаях расчет следует выполнять по формуле

,                                              (50)

где х и у - координаты рассматриваемой точки сечения относительно его главных осей.

5.26. Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов следует выполнять как в плоскости действия момента (плоская форма потери устойчивости), так и из плоскости действия момента (изгибно-крутильная форма потери устойчивости).

5.27*. Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов постоянного сечения (с учетом требований пп. 5.28* и 5.33 настоящих норм) в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

.                                                           (51)

В формуле (51) коэффициент φ_e следует определять:

а) для сплошностенчатых стержней по табл. 74 в зависимости от условной гибкости  и приведенного относительного эксцентриситета т_еf определяемого по формуле

m_ef = ηm,                                                              (52)

где η -       коэффициент влияния формы сечения, определяемый по табл. 73;

 - относительный эксцентриситет (здесь е - эксцентриситет; W_c - момент сопротивления сечения для наиболее сжатого волокна);

б) для сквозных стержней с решетками или планками, расположенными в плоскостях, параллельных плоскости изгиба, по табл. 75 в зависимости от условной приведенной гибкости  (λ_ef по табл. 7) и относительного эксцентриситета т, определяемого по формуле

,                                                            (53)

где а - расстояние от главной оси сечения, перпендикулярной плоскости изгиба, до оси наиболее сжатой ветви, но не менее расстояния до оси стенки ветви.

При вычислении эксцентриситета е = M / N значения М и N следует принимать согласно требованиям п. 5.29.

Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых трехгранных сквозных стержней с решетками или планками и постоянным по длине равносторонним сечением следует выполнять согласно требованиям разд. 15*.

Расчет на устойчивость не требуется для сплошностенчатых стержней при m_ef > 20 и для сквозных стержней при m > 20, в этих случаях расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов.

5.28*. Внецентренно-сжатые элементы, выполненные из стали с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см²) и имеющие резко несимметричные сечения (типы сечений 10 и 11 по табл. 73), кроме расчета по формуле (51), должны быть проверены на прочность по формуле

,                                                      (54)

где значение W_nt следует вычислять для растянутого волокна, а коэффициент δ определять по формуле

δ = 1 - Nλ² / (πEA).                                                       (55)

5.29. Расчетные значения продольной силы N и изгибающего момента М в элементе следует принимать для одного и того же сочетания нагрузок из расчета системы по недеформированной схеме в предположении упругих деформаций стали.

При этом значения М следует принимать равными:

для колонн постоянного сечения рамных систем - наибольшему моменту в пределах длины колонн;

для ступенчатых колонн - наибольшему моменту на длине участка постоянного сечения;

для колонн с одним защемленным, а другим свободным концом - моменту в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины колонны от заделки;

для сжатых верхних поясов ферм и структурных плит, воспринимающих внеузловую нагрузку, - наибольшему моменту в пределах средней трети длины панели пояса, определяемому из расчета пояса как упругой неразрезной балки;

для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющими одну ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, - моменту, определяемому по формулам табл. 9.

Для сжатых стержней с шарнирно-опертыми концами и сечениями, имеющими две оси симметрии, расчетные значения эксцентриситетов m_ef следует определять по табл. 76.

Таблица 9

Обозначения, принятые в табл. 9:

М_тах - наибольший изгибающий момент в пределах длины стержня;

M₁ - наибольший изгибающий момент в пределах средней трети длины стержня, но не менее 0,5M_max;

m - относительный эксцентриситет, определяемый по формуле

m = M_maxA / (NW_c).

Примечание. Во всех случаях следует принимать М ≥ 0,5М_тах.

5.30. Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых элементов постоянного сечения из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости наибольшей жесткости (J_x > J_y), совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

,                                                         (56)

где с - коэффициент, вычисляемый согласно требованиям п. 5.31;

φ_y - коэффициент, вычисляемый согласно требованиям п. 5.3 настоящих норм.

5.31. Коэффициент с в формуле (56) следует определять:

при значениях относительного эксцентриситета т_х ≤ 5 по формуле

,                                                           (57)

где α и β - коэффициенты, принимаемые по табл. 10;

при значениях относительного эксцентриситета т_х ≥ 10 по формуле

,                                                       (58)

где φ_b - коэффициент, определяемый согласно требованиям п. 5.15 и прил. 7* как для балки с двумя и более закреплениями сжатого пояса; для замкнутых сечений φ_b = 1,0;

Таблица 10

Обозначения, принятые в табл. 10:

J₁ и J₂ - моменты инерции соответственно большей и меньшей полок относительно оси симметрии сечения у-у;

φ_c - значение φ_y при .

Примечание. Значения коэффициентов α и β для сквозных стержней с решетками (или планками) следует принимать как для замкнутых сечений при наличии не менее двух промежуточных диафрагм по длине стержня. В противном случае следует принимать коэффициенты, установленные для стержней открытого двутаврового сечения.

при значениях относительного эксцентриситета 5 < т_x < 10 по формуле

с = c_s (2 - 0,2т_х) + с₁₀ (0,2m_x - 1),                                                 (59)

где с_s определяется по формуле (57) при m_x = 5, а c₁₀ - по формуле (58) при m_x = 10.

При определении относительного эксцентриситета m_х за расчетный момент М_х следует принимать:

для стержней с шарнирно-опертыми концами, закрепленными от смещения перпендикулярно плоскости действия момента, - максимальный момент в пределах средней трети длины (но не менее половины наибольшего по длине стержня момента);

для стержней с одним защемленным, а другим свободным концом - момент в заделке (но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины стержня от заделки).

При гибкости  коэффициенте не должен превышать:

для стержней замкнутого сечения - единицы;

для стержней двутаврового сечения с двумя осями симметрии - значений, определяемых по формуле

                                     (60)

где

δ = 4ρ / μ; ρ = (J_x + J_y) / (Ah²);

; J_t = 0,433 Σb_it³_i;

здесь b_i и t_i - соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение;

h - расстояние между осями поясов, для двутавровых и тавровых сечений с одной осью симметрии коэффициенты с не должны превышать значений, определяемых по формуле (173) прил. 6.

5.32. Внецентренно-сжатые элементы, изгибаемые в плоскости наименьшей жесткости (J_y <J_x и e_у ≠ 0), при λ_х > λ_у следует рассчитывать по формуле (51), а также проверять на устойчивость из плоскости действия момента как центрально-сжатые стержни по формуле

,                                                           (61)

где φ_x - коэффициент, принимаемый согласно требованиям п. 5.3 настоящих норм.

При λ_х ≤ λ_у проверки устойчивости из плоскости действия момента не требуется.

5.33. В сквозных внецентренно-сжатых стержнях с решетками, расположенными в плоскостях, параллельных плоскости изгиба, кроме расчета на устойчивость стержня в целом по формуле (51) должны быть проверены отдельные ветви как центрально-сжатые стержни по формуле (7).

Продольную силу в каждой ветви следует определять с учетом дополнительного усилия от момента. Значение этого усилия при изгибе в плоскости, перпендикулярной оси у-у (табл. 7), должно быть определено по формулам: N_ad = M / b - для сечений типов 1 и 3; N_ad = M/2b - для сечения типа 2; для сечения типа 3 при изгибе в плоскости, перпендикулярной оси х-х, усилие от момента N_ad = 1,16M / b (здесь b - расстояние между осями ветвей).

Отдельные ветви внецентренно-сжатых сквозных стержней с планками следует проверять на устойчивость как внецентренно-сжатые элементы с учетом усилий от момента и местного изгиба ветвей от фактической или условной поперечной силы (как в поясах безраскосной фермы), а также п. 5.36 настоящих норм.

5.34. Расчет на устойчивость сплошностенчатых стержней, подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей жесткости (J_x > J_y) с плоскостью симметрии следует выполнять по формуле

,                                                         (62)

где

;

здесь φ_еу следует определять согласно требованиям п. 5.27* с заменой в формулах т и λ соответственно на т_у и λ_у, а с - согласно требованиям п. 5.31.

При вычислении приведенного относительного эксцентриситета m_ef,y = ηm_у для стержней двутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент η следует определять как для сечения типа 8 по табл. 73.

Если m_ef,y < m_x, то кроме расчета по формуле (62) следует произвести дополнительную проверку по формулам (51) и (56), принимая е_у = 0.

Значения относительных эксцентриситетов следует определять по формулам:

 и ,                                              (63)

где W_cx и W_cv - моменты сопротивления сечений для наиболее сжатого волокна относительно осей соответственно x-x и у-у.

Если λ_х > λ_у, то кроме расчета по формуле (62) следует произвести дополнительную проверку по формуле (51), принимая е_у = 0.

В случае несовпадения плоскости наибольшей жесткости (J_x > J_y) с плоскостью симметрии расчетное значение m_х следует увеличить на 25 %.

Рис. 6. Сквозное сечение стержня из двух сплошностенчатых ветвей

5.35. Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух сплошностенчатых ветвей, симметричных относительно оси у-у (рис. 6), с решетками в двух параллельных плоскостях, подверженных сжатию и изгибу в обеих главных плоскостях, следует выполнять:

для стержня в целом - в плоскости, параллельной плоскостям решеток, согласно требованиям п. 5.27*, принимая е_у = 0;

для отдельных ветвей - как внецентренно-сжатых элементов по формулам (51) и (56), при этом продольную силу в каждой ветви следует определять с учетом усилия от момента М_х (см. п. 5.33), а момент М_у распределять между ветвями пропорционально их жесткостям (если момент М_у действует в плоскости одной из ветвей, то следует считать его полностью передающимся на эту ветвь). Гибкость отдельной ветви следует определять при расчете по формуле (51) согласно требованиям п. 6.13 настоящих норм, при расчете по формуле (56) - по максимальному расстоянию между узлами решетки.

5.36. Расчет соединительных планок или решеток сквозных внецентренно-сжатых стержней следует выполнять согласно требованиям п. 5.9 и 5.10 настоящих норм на поперечную силу, равную большему из двух значений: фактическую поперечную силу Q или условную поперечную силу Q_fjc, вычисляемую согласно требованиям п. 5.8* настоящих норм.

В случае, когда фактическая поперечная сила больше условной, соединять планками ветви сквозных внецентренно-сжатых элементов, как правило, не следует.

ОПОРНЫЕ ЧАСТИ

5.37. Неподвижные шарнирные опоры с центрирующими прокладками, тангенциальные, а при весьма больших реакциях - балансирные опоры следует применять при необходимости строго равномерного распределения давления под опорой.

Плоские или катковые подвижные опоры следует применять в случаях, когда нижележащая конструкция должна быть разгружена от горизонтальных усилий, возникающих при неподвижном опирании балки или фермы.

Коэффициент трения в плоских подвижных опорах принимается равным 0,3, в катковых - 0,03.

5.38. Расчет на смятие в цилиндрических шарнирах (цапфах) балансирных опор следует выполнять (при центральном угле касания поверхностей, равном или большем π/2) по формуле

,                                                            (64)

где F - давление (сила) на опору;

r и l - соответственно радиус и длина шарнира;

R_lp - расчетное сопротивление местному смятию при плотном касании, принимаемое согласно требованиям п. 3.1* настоящих норм.

5.39. Расчет на диаметральное сжатие катков должен производиться по формуле

,                                                               (65)

где п -  число катков;

d и l -   соответственно диаметр и длина катка;

R_cd -      расчетное сопротивление диаметральному сжатию катков при свободном касании, принимаемое согласно требованиям п. 3.1* настоящих норм.

6. РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ И ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПЛОСКИХ ФЕРМ И СВЯЗЕЙ

6.1. Расчетные длины l_ef элементов плоских ферм и связей, за исключением элементов перекрестной решетки ферм, следует принимать по табл. 11.

6.2. Расчетную длину l_ef элемента, по длине которого действуют сжимающие силы N₁ и N₂ (N₁ > N₂), из плоскости фермы (рис. 7, в, г; рис. 8) следует вычислять по формуле

                                             (66)

Расчет на устойчивость в этом случае следует выполнять на силу N₁.

Таблица 11

Обозначения, принятые в табл. 11 (рис. 7):

l -       геометрическая длина элемента (расстояние между центрами узлов) в плоскости фермы;

l₁ -     расстояние между узлами, закрепленными от смешения из плоскости фермы (поясами ферм, специальными связями, жесткими плитами покрытий, прикрепленными к поясу сварными швами или болтами, и т.п.).

Рис. 7. Схемы решеток ферм для определения расчетных длин элементов

а - треугольная со стойками; б - раскосная; в - треугольная со шпренгелем; г - полураскосная треугольная; д - перекрестная

6.3*. Расчетные длины l_ef элементов перекрестной решетки, скрепленных между собой (рис. 7, д), следует принимать:

в плоскости фермы - равными расстоянию от центра узла фермы до точки их пересечения (l_ef = l);

из плоскости фермы: для сжатых элементов - по табл. 12; для растянутых элементов - равными полной геометрической длине элемента (l_ef = l₁).

Рис. 8. Схемы для определения расчетной длины пояса фермы из плоскости

а - схема фермы; б - схема связей между фермами (вид сверху)

Таблица 12

Обозначения, принятые в табл. 12 (рис. 7, д):

l - расстояние от центра узла фермы до пересечения элементов;

l₁ - полная геометрическая длина элемента.

6.4. Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков следует принимать:

при расчетной длине элемента, равной l или 0,9l (где l - расстояние между ближайшими узлами) - минимальный (i = i_min);

в остальных случаях - относительно оси уголка, перпендикулярной или параллельной плоскости фермы (i = i_x или i = i_y в зависимости от направления продольного изгиба).

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ РЕШЕТЧАТЫХ КОНСТРУКЦИЙ

6.5*. Расчетные длины l_ef и радиусы инерции сечений i сжатых и ненагруженных элементов из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать по табл. 13*.

Таблица 13

Обозначения, принятые в табл. 13* (рис. 9*):

l_dc - условная длина раскоса, принимаемая по табл. 14*;

μ_d - коэффициент расчетной длины раскоса, принимаемый по табл. 15*.

Примечания: 1. Раскосы по рис. 9*, а, д, е в точках пересечения должны быть скреплены между собой.

2. Для раскосов по рис. 9*, е необходима дополнительная проверка их из плоскости грани с учетом расчета по деформированной схеме.

3. Значение l_ef для распорок по рис 9*, в дано для равнополочных уголков.

Рис. 9*. Схемы пространственных решетчатых конструкций

а, б, в - с совмещенными в смежных гранях узлами; г, д, е - с несовмещенными в смежных гранях узлами

Расчетные длины l_ef и радиусы инерции i растянутых элементов из одиночных уголков при определении гибкости следует принимать:

для поясов - по табл. 13*;

для перекрестных раскосов по рис. 9*, а, д, е:

в плоскости грани - равными длине l_d и радиусу инерции i_min; из плоскости грани - полной геометрической длине раскоса L_d, равной расстоянию между узлами прикрепления к поясам, и радиусу инерции i_x относительно оси, параллельной плоскости грани;

для раскосов по рис. 9*, б, в, г - равными длине l_d и радиусу инерции i_min.

Расчетные длины l_ef и радиус инерции i элементов из труб или парных уголков следует принимать согласно требованиям подраздела «Расчетные длины элементов плоских ферм и связей».

Таблица 14*

Обозначения, принятые в табл. 14*:

L_d - длина раскоса по рис. 9*, a, д;

где J_т,тin и J_d,min - наименьшие моменты инерции сечения соответственно пояса и раскоса.

Таблица 15*

Обозначения, принятые в табл. 15*:

п - см. табл. 14*;

l - длина, принимаемая: l_d - по рис 9*, б, в, г; l_dс - по табл. 14* (для элементов - по рис. 9*, а, д).

Примечания. 1. Значения μ_d при значениях n от 2 до 6 следует определять линейной интерполяцией.

2. При прикреплении одного конца раскоса к поясу фасонок сваркой или болтами, а второго конца через фасонку, коэффициент расчетной длины раскоса следует принимать равным 0,5(1 + μ_d); при прикреплении обоих концов раскоса через фасонки - μ_d = 1,0.

3. Концы раскосов по рис. 9*, в следует крепить, как правило, без фасонок. В этом случае при их прикреплении к распорке и поясу сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль раскоса, значение коэффициента μ_d следует принимать по строке при значении n «До 2». В случае прикрепления их концов одним болтом значение коэффициента μ_d следует принимать по строке «Одним болтом без фасонки», при вычислении значения l_ef по табл. 13* вместо μ_d следует принимать 0,5 (1 + μ_d).

6.6. Расчетные длины l_еf и радиусы инерции сечений i при определении гибкости элементов плоских траверс (например, по рис. 21) следует принимать по табл. 16.

Таблица 16

Обозначение, принятое в табл. 16:

i_x - радиус инерции сечения относительно оси, параллельной плоскости решетки траверсы.

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУКТУРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

6.7. Расчетные длины l_ef элементов структурных конструкций следует принимать по табл. 17.

Радиусы инерции сечений i элементов структурных конструкций при определении гибкости следует принимать:

для сжато-изгибаемых элементов относительно оси, перпендикулярной или параллельной плоскости изгиба (i = i_x или i = i_y);

в остальных случаях - минимальные (i = i_min).

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ КОЛОНН (СТОЕК)

6.8. Расчетные длины l_ef колонн (стоек) постоянного сечения или отдельных участков ступенчатых колонн следует определять по формуле

l_ef = μl,                                                                      (67)

где l - длина колонны, отдельного участка ее или высота этажа;

μ - коэффициент расчетной длины.

6.9*. Коэффициенты расчетной длины μ колонн и стоек постоянного сечения следует принимать в зависимости от условий закрепления их концов и вида нагрузки.

Для некоторых случаев закрепления и вида нагрузки значения μ приведены в прил. 6, табл. 71, а.

6.10*. Коэффициенты расчетной длины колонн постоянного сечения в плоскости рамы при жестком креплении ригелей к колоннам следует определять:

для свободных рам при одинаковом нагружении верхних узлов по формулам табл. 17, а;

Таблица 17

Обозначение, принятое в табл. 17:

l - геометрическая длина элемента (расстояние между узлами структурной конструкции).

для несвободных рам по формуле

                                          (70, в)

В формуле (70, в) p и n принимаются равными:

в одноэтажной раме: ; ;

в многоэтажной раме:

для верхнего этажа p = 0,5 (p₁ + p₂); п = п₁ + n₂;

  «    среднего     «     p = 0,5 (p₁ + p₂); n = 0,5 (n₁ + n₂);

  «    нижнего     «     p = p₁ + p₂; n = 0,5 (n₁ + n₂),

где p₁; p₂; n₁; n₂ следует определять по табл. 17, а.

Для одноэтажных рам в формуле (69) и многоэтажных в формулах (70, а, б, в) при шарнирном креплении нижних или верхних ригелей к колоннам принимаются р = 0 или п = 0 (J_i = 0 или J_s = 0), при жестком креплении р = 50 или п = 50 (J_i = ∞ или J_s = ∞).

При отношении H / B > 6 (где H - полная высота многоэтажной рамы, В - ширина рамы) должна быть проверена общая устойчивость рамы в целом как составного стержня, защемленного в основании.

Примечание. Рама считается свободной (несвободной), если узел крепления ригеля к колонне имеет (не имеет) свободу перемещения в направлении, перпендикулярном оси колонны в плоскости рамы.

Коэффициент расчетной длины μ наиболее нагруженной колонны в плоскости одноэтажной свободной рамы здания при неравномерном нагружении верхних узлов и наличии жесткого диска покрытия или продольных связей по верху всех колонн следует определять по формуле

,                                                   (71)*

где μ -         коэффициент расчетной длины проверяемой колонны, вычисленный по табл. 17, а;

J_c и N_c -      соответственно момент инерции сечения и усилие в наиболее нагруженной колонне рассматриваемой рамы;

ΣN_i и ΣJ_i -  соответственно сумма расчетных усилий и моментов инерции сечений всех колонн рассматриваемой рамы и четырех соседних рам (по две с каждой стороны); все усилия N_i следует находить при той же комбинации нагрузок, которая вызывает усилие в проверяемой колонне.

Значения μ_ef, вычисленные по формуле (71)* следует принимать не менее 0,7.

6.11*. Коэффициенты расчетной длины μ отдельных участков ступенчатых колонн в плоскости рамы следует определять согласно прил. 6.

При определении коэффициентов расчетной длины μ для ступенчатых колонн рам одноэтажных производственных зданий разрешается:

не учитывать влияние степени загружения и жесткости соседних колонн;

определять расчетные длины колонн лишь для комбинации нагрузок, дающей наибольшие значения продольных сил на отдельных участках колонн, и получаемые значения μ использовать для других комбинаций нагрузок;

для многопролетных рам (с числом пролетов два и более) при наличии жесткого диска покрытия или продольных связей, связывающих поверху все колонны и обеспечивающих пространственную работу сооружения, определять расчетные длины колонн как для стоек, неподвижно закрепленных на уровне ригелей;

для одноступенчатых колонн при соблюдении условий l₂/l₁ ≤ 0,6 и N₁/N₂ ≥ 3 принимать значения μ по табл. 18.

Таблица 17, а

Обозначения, принятые в табл. 17, а:

; ; ; .

k -                       число пролетов;

J_c и l_c -               соответственно момент инерции сечения и длина проверяемой колонны;

l, l₁, l₂ -               пролеты рамы;

J_s, J_s1, J_s2

 и J_i, J_i1, J_i2 -       моменты инерции сечения ригелей, примыкающих соответственно к верхнему и нижнему концу проверяемой колонны.

Примечание. Для крайней колонны свободной многопролетной рамы коэффициент μ следует определять как для колонн однопролетной рамы.

6.12. Исключен.

6.13. Расчетные длины колонн в направлении вдоль здания (из плоскости рам) следует принимать равными расстояниям между закрепленными от смещения из плоскости рамы точками (опорами колонн, подкрановых балок и подстропильных ферм; узлами креплений связей и ригелей и т.п.). Расчетные длины допускается определять на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов колонн.

Таблица 18

Обозначения, принятые в табл. 18:

l₁; J₁; N₁ -   соответственно длина нижнего участка колонны, момент инерции сечения и действующая на этом участке продольная сила;

l₂; J₂; N₂ -   то же, верхнего участка колонны.

6.14. Расчетную длину ветвей плоских опор транспортерных галерей следует принимать равной:

в продольном направлении галереи - высоте опоры (от низа базы до оси нижнего пояса фермы или балки), умноженной на коэффициент μ, определяемый как для стоек постоянного сечения в зависимости от условий закрепления их концов;

в поперечном направлении (в плоскости опоры) - расстоянию между центрами узлов, при этом должна быть также проверена общая устойчивость опоры в целом как составного стержня, защемленного в основании и свободного вверху.

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

6.15*. Гибкости сжатых элементов не должны превышать значений, приведенных в табл. 19*.

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

6.16*. Гибкости растянутых элементов не должны превышать значений, приведенных в табл. 20*.

Таблица 19*

Обозначение, принятое в табл. 19*:

 - коэффициент, принимаемый не менее 0,5 (в необходимых случаях вместо φ следует применять φ_e).

Таблица 20*

Примечания: 1. В конструкциях, не подвергающихся динамическим воздействиям, гибкость растянутых элементов следует проверять только в вертикальных плоскостях.

2. Гибкость растянутых элементов, подвергнутых предварительному напряжению, не ограничивается.

3. Для растянутых элементов, в которых при неблагоприятном расположении нагрузки может изменяться знак усилия, предельную гибкость следует принимать как для сжатых элементов, при этом соединительные прокладки в составных элементах необходимо устанавливать не реже чем через 40i.

4. Значения предельных гибкостей следует принимать при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82.

5. К динамическим нагрузкам, приложенным непосредственно к конструкциям, относятся нагрузки, принимаемые в расчетах на выносливость или в расчетах с учетом коэффициентов динамичности.

7. ПРОВЕРКА УСТОЙЧИВОСТИ СТЕНОК И ПОЯСНЫХ ЛИСТОВ ИЗГИБАЕМЫХ И СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

СТЕНКИ БАЛОК

7.1. Стенки балок для обеспечения их устойчивости следует укреплять:

поперечными основными ребрами, поставленными на всю высоту стенки;

поперечными основными и продольными ребрами;

поперечными основными и промежуточными короткими ребрами и продольным ребром (при этом промежуточные короткие ребра следует располагать между сжатым поясом и продольным ребром).

Прямоугольные отсеки стенки (пластинки), заключенные между поясами и соседними поперечными основными ребрами жесткости, следует рассчитывать на устойчивость. При этом расчетными размерами проверяемой пластинки являются:

a - расстояние между осями поперечных основных ребер;

h_еf - расчетная высота стенки (рис. 10), равная в сварных балках полной высоте стенки, в балках с поясными соединениями на высокопрочных болтах - расстоянию между ближайшими к оси балки краями поясных уголков, в балках, составленных из прокатных профилей, - расстоянию между началами внутренних закруглений, в гнутых профилях (рис. 11) - расстоянию между краями выкружек;

t - толщина стенки.

Рис. 10. Расчетная высота стенки составной балки

а - сварной из листов; б - на высокопрочных болтах; в - сварной с таврами

Рис. 11. Схемы поперечных сечений гнутых профилей

7.2*. Расчет на устойчивость стенок балок следует выполнять с учетом всех компонентов напряженного состояния (σ, τ и σ_loc).

Напряжения σ, τ и σ_loc следует вычислять в предположении упругой работы материала по сечению брутто без учета коэффициента φ_b.

Сжимающее напряжение σ у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком «плюс», и среднее касательное напряжение τ следует вычислять по формулам:

,                                                          (72)

,                                                               (73)

где h - полная высота стенки;

M и Q - средние значения соответственно момента и поперечной силы в пределах отсека; если длина отсека больше его расчетной высоты, то M и Q следует вычислять для более напряженного участка с длиной, равной высоте отсека; если в пределах отсека момент или поперечная сила меняют знак, то их средние значения следует вычислять на участке отсека с одним знаком.

Местное напряжение σ_loc в стенке под сосредоточенной нагрузкой следует определять согласно требованиям пп. 5.13 и 13.34* (при γ_f1 = 1,1) настоящих норм.

В отсеках, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, одновременно должны быть учтены только два компонента напряженного состояния: σ и τ или σ_loc и τ.

Односторонние поясные швы следует применять в балках, в которых при проверке устойчивости стенок значения левой части формулы (74) не превышают 0,9γ_с при  < 3,8 и γ_с при  ≥ 3,8.

7.3. Устойчивость стенок балок не требуется проверять, если при выполнении условий (33) условная гибкость стенки  не превышает значений:

3,5 -   при отсутствии местного напряжения в балках с двусторонними поясными швами;

3,2 -   то же, в балках с односторонними поясными швами;

2,5 -   при наличии местного напряжения в балках с двусторонними поясными швами.

При этом следует устанавливать поперечные основные ребра жесткости согласно требованиям пп. 7.10, 7.12 и 7.13 настоящих норм.

7.4*. Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными основными ребрами жесткости, при отсутствии местного напряжения (σ_loc = 0) и условной гибкости стенки  ≤ 6 следует выполнять по формуле

,                                                 (74)

где γ_c - коэффициент, принимаемый по табл. 6* настоящих норм;

;                                                             (75)

;                                                  (76)

В формуле (75) коэффициент с_cr следует принимать:

для сварных балок - по табл. 21 в зависимости от значения коэффициента δ:

Таблица 21

,                                                        (77)

где b_f и t_f - соответственно ширина и толщина сжатого пояса балки;

β - коэффициент, принимаемый по табл. 22;

для балок на высокопрочных болтах с_cr = 35,2.

Таблица 22

Примечание. Для отсеков подкрановых балок, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, при вычислении коэффициента δ следует принимать β = 0,8.

В формуле (76) ,

где d - меньшая из сторон пластинки (h_ef или a);

μ - отношение большей стороны пластинки к меньшей.

7.5. Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения с учетом развития пластических деформаций при отсутствии местного напряжения (σ_loc = 0) и при τ ≤ 0,9R_s, A_f / A_w ≥ 0,25, 2,2 < ≤6 следует выполнять по формуле

M ≤ R_y γ_c h²_eft (A_f / A_w + α),                                             (78)

где

α = 0,24 - 0,15 (τ / R_s)² - 8,5 · 10^-3 ( - 2,2)²;

здесь τ_с следует принимать по табл. 6*, а τ - определять по формуле (73).

7.6*. Расчет на устойчивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными основными ребрами жесткости (рис. 12), при наличии местного напряжения (σ_loc ≠ 0) следует выполнять по формуле

,                                           (79)

где γ_с - следует принимать по табл. 6* настоящих норм;

σ, σ_loc; τ - определять согласно требованиям п. 7.2*;

τ_cr - определять по формуле (76).

Значения σ_cr и σ_loc,_cr в формуле (79) следует определять:

а) при a / h_ef ≤ 0,8

σ_cr - по формуле (75);

,                                                          (80)

Рис. 12. Схема балки, укрепленной поперечными основными ребрами жесткости (1)

а - сосредоточенная нагрузка F приложена к сжатому поясу; б - то же, к растянутому поясу

где c₁ - коэффициент, принимаемый для сварных балок по табл. 23 в зависимости от отношения a / h_ef и значения δ, вычисляемого по формуле (77), а для балок на высокопрочных болтах - по табл. 23, а;

.

Если нагружен растянутый пояс, то при расчете стенки с учетом только σ_loc и τ при определении коэффициента δ по формуле (77) за b_f и t_f следует принимать соответственно ширину и толщину нагруженного растянутого пояса;

б) при a / h_ef > 0,8 и отношении σ_loc / σ больше значений, указанных в табл. 24,

σ_cr - по формуле ,                                                                                           (81)

где с₂ - коэффициент, определяемый по табл. 25;

σ_loc,cr - по формуле (80), в которой при a / h_ef > 2 следует принимать а = 2h_ef;

в) при a / h_ef > 0,8 и отношении σ_loc,cr / σ не более значений, указанных в табл. 24:

σ_cr - по формуле (75);

σ_loc,cr - по формуле (80), но с подстановкой 0,5a вместо а при вычислении  в формуле (80) и в табл. 23.

Во всех случаях τ_cr следует вычислять по действительным размерам отсека.

7.7. В стенке балки симметричного сечения, укрепленной кроме поперечных основных ребер одним продольным ребром жесткости, расположенным на расстоянии h₁ от расчетной (сжатой) границы отсека (рис. 13), обе пластинки, на которые это ребро разделяет отсек, следует рассчитывать отдельно:

а) пластинку 3, расположенную между сжатым поясом и продольным ребром, по формуле

σ / σ_cr1 + σ_loc / σ_loc,cr1 + (τ / τ_cr1)² ≤ γ_c,                                     (82)

где γ_c следует принимать по табл. 6* настоящих норм, а σ, σ_loc и τ - определять согласно требованиям п. 7.2*.

Таблица 23

Таблица 23,а

Таблица 24

Таблица 25

Рис. 13. Схема балки, укрепленной поперечными основными ребрами и продольным ребром жесткости

a - сосредоточенная нагрузка F приложена к сжатому поясу; б - то же, к растянутому; 1 - поперечное основное ребро жесткости; 2 - продольное ребро жесткости; 3 - пластинка у сжатого пояса; 4 - пластинка у растянутого пояса

Значения σ_cr1 и σ_loc,cr1 следует определять по формулам:

при σ_loc = 0

,                                                    (83)

где

;

при σ_loc ≠ 0 и μ₁ = a / h₁ ≤ 2

;                                                    (84)

,                                          (85)

где                                                         ,                                                     (86)

Если a / h₁ > 2, то при вычислении σ_cr1 и σ_loc,cr1 следует принимать a = 2h₁; τ_cr1 необходимо определять по формуле (76) с подстановкой в нее размеров проверяемой пластинки;

б) пластинку 4, расположенную между продольным ребром и растянутым поясом, - по формуле

,                             (87)

где                                                 ;                                              (88)

σ_loc,cr2 - следует определять по формуле (80) и табл. 23 при δ = 0,8, заменяя значение отношения a / h_ef значением a/(h_ef - h₁);

τ_cr2 - следует определять по формуле (76) с подстановкой в нее размеров проверяемой пластинки;

σ_loc2 = 0,4σ_loc -     при приложении нагрузки к сжатому поясу (рис. 13, а);

σ_loc2 = σ_loc - при приложении нагрузки к растянутому поясу (рис. 13, б).

Коэффициент γ_с следует определять по табл. 6* настоящих норм.

7.8. При укреплении пластинки 3 дополнительными короткими поперечными ребрами их следует доводить до продольного ребра (рис. 14).

Рис. 14. Схема балки, укрепленной поперечными основными ребрами жесткости (1), продольным ребром жесткости (2), разделяющим отсек стенки на пластинку (3) у сжатого пояса и пластинку (4) у растянутого пояса, а также короткими ребрами жесткости (5)

В этом случае расчет пластинки 3 следует выполнять по формулам (82) - (86), в которых величину а следует заменять величиной а₁, где а₁ - расстояние между осями соседних коротких ребер (рис. 14); расчет пластинки 4 следует выполнять согласно требованиям п. 7.7, б.

7.9. Расчет на устойчивость стенок балок асимметричного сечения (с более развитым сжатым поясом) следует выполнять по формулам пп. 7.4*, 7.6*-7.8 с учетом следующих изменений:

для стенок, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, в формулах (75) и (81) и табл. 25 значение h_ef следует принимать равным удвоенному расстоянию от нейтральной оси до расчетной (сжатой) границы отсека. При a / h_ef > 0,8 и σ_loc ≠ 0 следует выполнять оба расчета, указанные в пп. 7.6*, б и 7.6*, в, независимо от значения σ_lос / σ;

для стенок, укрепленных поперечными ребрами и одним продольным ребром, расположенным в сжатой зоне:

а) в формулы (83), (84) и (87) вместо h₁/h_ef следует подставлять ;

б) в формулу (88) вместо (0,5 - h₁/h_ef) следует подставлять .

Здесь ,

где σ_t - краевое растягивающее напряжение (со знаком «минус») у расчетной границы отсека.

В случае развитого растянутого (ненагруженного) пояса расчет на устойчивость при одновременном действии напряжений σ и τ следует производить по формуле (90).

7.10. Стенки балок следует укреплять поперечными ребрами жесткости, если значения условной гибкости стенки балки  превышают 3,2 при отсутствии подвижной нагрузки и 2,2 - при наличии подвижной нагрузки на поясе балки.

Расстояние между основными поперечными ребрами не должно превышать 2h_ef при  > 3,2 и 2,5h_ef при  ≤ 3,2.

Допускается превышать указанные выше расстояния между ребрами до значения 3h_ef при условии, что стенка балки удовлетворяет проверкам по пп. 7.4*, 7.6*-7.9 и общая устойчивость балки обеспечена выполнением требований п. 5.16*, а или 5.16*, б, причем значения l_ef / b для сжатого пояса не должны превышать значений, определяемых по формулам табл. 8* для нагрузки, приложенной к верхнему поясу.

В местах приложения больших неподвижных сосредоточенных грузов и на опорах следует устанавливать поперечные ребра.

В стенке, укрепленной только поперечными ребрами, ширина их выступающей части b_h должна быть для парного симметричного ребра не менее h_еf / 30 + 40 мм, для одностороннего ребра - не менее h_еf / 24 + 50 мм; толщина ребра t_s должна быть не менее .

Стенки балок допускается укреплять односторонними поперечными ребрами жесткости из одиночных уголков, привариваемых к стенке пером. Момент инерции такого ребра, вычисляемый относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью стенки, должен быть не меньше, чем для парного симметричного ребра.

7.11. При укреплении стенки одним продольным ребром необходимые моменты инерции J_s сечений ребер жесткости следует определять:

для поперечных ребер - по формуле

J_s = 3h_eft³;                                                           (89)

для продольного ребра - по формулам табл. 21 с учетом его предельных значений.

При расположении продольного и поперечных ребер с одной стороны стенки моменты инерции сечений каждого из них вычисляются относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью стенки.

Таблица 26

Примечание. При вычислении J_sl для промежуточных значений h₁/h_ef допускается линейная интерполяция.

Минимальные размеры выступающей части поперечных и продольных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям п. 7.10.

7.12. Участок стенки балки составного сечения над опорой при укреплении его ребрами жесткости следует рассчитывать на продольный изгиб из плоскости как стойку, нагруженную опорной реакцией. В расчетное сечение этой стойки следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65t с каждой стороны ребра. Расчетную длину стойки следует принимать равной высоте стенки.

Нижние торцы опорных ребер (рис. 15) должны быть остроганы либо плотно пригнаны или приварены к нижнему поясу балки. Напряжения в этих сечениях при действии опорной реакции не должны превышать: в первом случае (рис. 15, а) - расчетного сопротивления прокатной стали смятию R_p при а ≤ 1,5t и сжатию R_y при а > 1,5t; во втором случае (рис. 15, б) - смятию R_p.

Рис. 15. Схема устройства опорного ребра жесткости

a - в торце с применением строжки; б - удаленного от торца с плотной пригонкой или приваркой к нижнему поясу

В случае приварки опорного ребра к нижнему поясу балки сварные швы должны быть рассчитаны на воздействие опорной реакции.

7.13. Одностороннее ребро жесткости, расположенное в месте приложения к верхнему поясу сосредоточенной нагрузки, следует рассчитывать как стойку, сжатую с эксцентриситетом, равным расстоянию от срединной плоскости стенки до центра тяжести расчетного сечения стойки. В расчетное сечение этой стойки необходимо включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65t с каждой стороны ребра. Расчетную длину стойки следует принимать равной высоте стенки.

СТЕНКИ ЦЕНТРАЛЬНО ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

7.14*. Отношение расчетной высоты стенки к толщине h_ef / t в центрально-сжатых (т = 0), а также во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах по рис. 16* (т > 0), кроме случаев, указанных в п. 7.16*, как правило, не должно превышать значений , где значения  следует определять по табл. 27*.

Рис. 16*. Схема внецентренно-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечений

7.15. Исключен с табл. 28.

7.16*. Для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов двутаврового и коробчатого сечений (рис. 16*), рассчитываемых по формуле (56), отношение расчетной высоты стенки h_ef к толщине t следует определять в зависимости от значения α = (σ - σ₁) / σ (σ - наибольшее сжимающее напряжение у расчетной границы стенки, принимаемое со знаком «плюс» и вычисленное без учета коэффициентов φ_e, φ_exy или c_φ; σ₁ - соответствующее напряжение у противоположной расчетной границы стенки) и принимать не более значений, определяемых:

при α ≤ 0,5 - по п. 7.14* настоящих норм;

  «    α ≥ 1 - по формуле

,                                    (90)

где β = 1,4 (2α - 1)  - (здесь  - среднее касательное напряжение в рассматриваемом сечении);

при 0,5 < α < 1 - линейной интерполяцией между значениями, вычисленными при α = 0,5 и α = 1.

7.17*. Для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов с сечениями, отличными от двутаврового и коробчатого (за исключением таврового сечения), установленные в п. 7.16* значения отношений h_ef / t следует умножать на коэффициент 0,75.

7.18*. Для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов таврового сечения с условной гибкостью  от 0,8 до 4 отношение расчетной высоты стенки тавра к толщине при 1 ≤ b_f / h_ef ≤ 2 не должно превышать значений, определяемых по формуле

,                                 (91)*

где b_f - ширина полки тавра;

h_ef - расчетная высота стенки тавра.

При значениях  < 0,8 или  > 4 в формуле (91)* следует принимать соответственно  = 0,8 или  = 4.

При назначении сечения элемента по предельной гибкости, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие значения h_ef / t следует умножать на коэффициент  (где φ_m = φ или φ_m = φ_е, σ = N / A), но не более чем на 1,25.

Таблица 27

Обозначения, принятые в табл. 27*:

 - условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость при центральном сжатии;

 - условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устойчивость в плоскости действия момента.

Примечания: 1. К коробчатым относятся замкнутые прямоугольные профили (составные, гнутые прямоугольные и квадратные).

2. В коробчатом сечении при т > 0 значение  следует определять для стенки, параллельной плоскости изгибающего момента.

3. При значениях 0 < т < 1,0 значение  следует определять линейной интерполяцией между значениями, вычисленные при т = 0 и m = 1,0.

7.19*. В центрально-сжатых элементах двутаврового сечения для стенок, имеющих расчетную высоту h_ef и укрепленных парным продольным ребром, расположенным посредине, значение h_ef / t, установленное в п. 7.14*, следует умножать на коэффициент ß, определяемый при J_sl/(h_eft³) ≤ 6 по формуле

,                                          (92)*

где J_sl - момент инерции сечения продольного ребра.

При укреплении стенки внецентренно-сжатого или сжато-изгибаемого элемента продольным ребром жесткости с моментом инерции J_sl ≥ 6h_eft³, расположенным посредине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять согласно требованиям п. 7.14* или 7.16*.

При расположении ребра с одной стороны стенки его момент инерции должен вычисляться относительно оси, совмещенной с ближайшей гранью стенки.

Продольные ребра жесткости следует включать в расчетные сечения элементов.

В случае выполнения продольного ребра в виде гофра стенки при вычислении h_ef следует учитывать развернутую длину гофра.

Минимальные размеры выступающей части продольных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям п. 7.10 настоящих норм.

7.20*. В случаях, когда фактическое значение h_ef / t превышает значение, определяемое по п. 7.14* (для центрально-сжатых элементов не более чем в два раза), в расчетных формулах за значение A следует принимать значение A_red, вычисленное с высотой стенки h_red (в коробчатом сечении определяются h_red и h_red1 для пластинок, образующих сечение и расположенных соответственно параллельно и перпендикулярно плоскости изгиба):

для двутаврового и швеллерного сечений A_red = А - (h_ef - h_red)t;

для коробчатого сечения:

при центральном сжатии A_red = А - 2(h_ef - h_red)t - 2(h_ef1 - h_red1)t₁;

при внецентренном сжатии и сжатии с изгибом A_red = А - 2(h_ef - h_red)t.

Значения h_red следует определять:

для центрально-сжатых элементов швеллерного сечения по формуле

,                                                       (92, a)

где  - условная гибкость стенки швеллерного сечения, принимаемая по табл. 27*;

для центрально-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечений по формуле

,                                   (92, б)

где  - условная гибкость стенки соответствующего сечения, принимаемая по табл. 27* при т = 0;

 - условная гибкость стенки, при вычислении h_red, принимаемая равной ;

k - коэффициент, принимаемый равным для двутаврового сечения k = 1,2 + 0,15 (при  > 3,5 следует принимать  = 3,5) и для коробчатого сечения k = 2,9 + 0,2 - 0,7, (при  > 2,3 следует принимать  = 2,3); здесь  - условная гибкость элемента, принятая по табл. 27*;

для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по формуле (92, б), где значение  следует вычислять по табл. 27*, а значение k при  = .

Указанные изменения расчетной высоты стенки следует принимать только для определения площади сечения A при расчетах по формулам (7), (51), (61) и (62) настоящих норм.

7.21*. Стенки сплошных колонн при h_ef / t ≥ 2,3 следует укреплять поперечными ребрами жесткости, расположенными на расстоянии (2,5-3)h_ef одно от другого; на каждом отправочном элементе должно быть не менее двух ребер.

Минимальные размеры выступающей части поперечных ребер жесткости следует принимать согласно требованиям п. 7.10 настоящих норм.

ПОЯСНЫЕ ЛИСТЫ (ПОЛКИ) ЦЕНТРАЛЬНО-, ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ, СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ И ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

7.22*. Расчетную ширину свеса поясных листов (полок) b_ef следует принимать равной расстоянию: в сварных элементах - от грани стенки (при односторонних швах от грани стенки со стороны шва) до края поясного листа (полки); в прокатных профилях - от начала внутреннего закругления до края полки; в гнутых профилях (рис. 11) - от края выкружки стенки до края поясного листа (полки).

7.23*. В центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах с условной гибкостью  от 0,8 до 4 отношение расчетной ширины свеса поясного листа (полки) b_ef к толщине t следует принимать не более значений, определяемых по формулам табл. 29*.

При значениях  < 0,8 или  > 4 в формулах табл. 29* следует принимать соответственно  = 0,8 или  = 4.

7.24. В изгибаемых элементах отношение ширины свеса сжатого пояса b_ef к толщине t следует принимать не более значений, определяемых по табл. 30.

Таблица 29*

7.25. Высота окаймляющего ребра полки a_ef, измеряемая от ее оси, должна быть не менее 0,3b_ef в элементах, не усиленных планками (рис. 11) и 0,2b_еf - в элементах, усиленных планками, при этом толщина ребра должна быть не менее 2a_ef.

7.26*. В центрально-сжатых элементах коробчатого сечения наибольшее отношение расчетной ширины пояса к толщине b_ef / t следует принимать по табл. 27* как для стенок коробчатого сечения.

Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах коробчатого сечения наибольшее отношение b_ef / t следует принимать:

при т ≤ 0,3 - как для центрально-сжатых элементов;

при т ≥ 1,0 и  ≤ 2 + 0,04m                  ;

при т ≥ 1,0 и  > 2 + 0,04m                  .

При значениях относительного эксцентриситета 0,3 < m <1 наибольшие отношения b_ef / t следует определять линейной интерполяцией между значениями b_ef / t, вычисленными при m = 0,3 и m = 1.

Таблица 30

¹ При h_ef / t_w ≤  наибольшее значение отношения b_ef / t следует принимать:

для неокаймленного свеса b_ef / t = ;

для окаймленного ребром свеса b_ef / t = .

Обозначения, принятые в табл. 30:

h_ef - расчетная высота балки;

t_w - толщина стенки балки.

7.27*. При назначении сечений центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по предельной гибкости, а изгибаемых элементов - по предельным прогибам, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие значения отношения расчетной ширины свеса к толщине b_ef / t следует умножать на коэффициент , но не более чем на 1,25.

Здесь следует принимать:

для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов: φ_m - меньшее из значений φ, φ_e, φ_exy, cφ, использованное при проверке устойчивости элемента; σ = N / A;

для изгибаемых элементов: φ_m = 1; σ - большее из двух значений  или .

8. РАСЧЕТ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ

8.1. Расчет на прочность листовых конструкций (оболочек вращения), находящихся в безмоментном напряженном состоянии, следует выполнять по формуле

,                                               (93)

где σ_х и σ_у -   нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям;

γ_с -  коэффициент условий работы конструкций, назначаемый в соответствии с требованиями СНиП по проектированию сооружений промышленных предприятий.

При этом абсолютные значения главных напряжений должны быть не более значений расчетных сопротивлений, умноженных на γ_с.

8.2. Напряжения в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рис. 17), находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала, следует определять по формулам:

;                                                          (94)

,                                                         (95)

где σ₁ и σ₂ - соответственно меридиональное и кольцевое напряжения;

r₁ и r₂ -  радиусы кривизны в главных направлениях срединной поверхности оболочки;

р - расчетное давление на единицу поверхности оболочки;

t -  толщина оболочки;

F -   проекция на ось z-z оболочки полного расчетного давления, действующего на часть оболочки abc (рис. 17);

r и β -   радиус и угол, показанные на рис. 17.

Рис. 17. Схема оболочки вращения

Рис. 18. Схема конической оболочки вращения

8.3. Напряжения в замкнутых безмоментных тонкостенных оболочках вращения, находящихся под внутренним равномерным давлением, следует определять по формулам:

для цилиндрических оболочек

 и ;                                                    (96)

для сферических оболочек

;                                                           (97)

для конических оболочек

 и ;                                                 (98)

где p - расчетное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки;

r - радиус срединной поверхности оболочки (рис. 18);

β - угол между образующей конуса и его осью z-z (рис. 18).

8.4. В местах изменения формы или толщины оболочек, а также изменения нагрузки должны быть учтены местные напряжения (краевой эффект).

РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ

8.5. Расчет на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вращения, равномерно сжатых параллельно образующим, следует выполнять по формуле

σ₁ ≤ γ_cσ_cr1,                                                              (99)

где σ₁ - расчетное напряжение в оболочке;

σ_cr1 - критическое напряжение, равное меньшему из значений ψR_y или cEt / r (здесь r - радиус срединной поверхности оболочки; t - толщина оболочки).

Значения коэффициентов ψ при 0 < r / t ≤ 300 следует определять по формуле

.                                        (100)

Значения коэффициентов с следует определять по табл. 31.

Таблица 31

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значений 0,07 E (t / r)^3/2, напряжение σ_cr1 должно быть увеличено в (1,1 - 0,1 σ΄₁/σ₁) раз, где σ΄₁ - наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

8.6. В трубах, рассчитываемых как сжатые или сжато-изгибаемые стержни, при условной гибкости  должно быть выполнено условие

.                                                    (101)

Такие трубы следует рассчитывать на устойчивость в соответствии с требованиями разд. 5 настоящих норм независимо от расчета на устойчивость стенок. Расчет на устойчивость стенок бесшовных или электросварных труб не требуется, если значение r / t не превышает половины значений, определяемых по формуле (101).

8.7. Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направляющей, равномерно сжатая вдоль образующих, при b²/(rt) ≤ 20 (где b - ширина панели, измеренная по дуге направляющей) должна быть рассчитана на устойчивость как пластинка по формулам:

при расчетном напряжении σ ≤ 0,8 R_y

;                                                               (102)

при расчетном напряжении σ = R_y

.                                                     (103)

При 0,8R_y < σ < R_y наибольшее отношение b/t следует определять линейной интерполяцией.

Если b²/(rt) > 20, панель следует рассчитывать на устойчивость как оболочку согласно требованиям п. 8.5.

8.8*. Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления р, нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

σ₂ ≤ γ_cσ_cr2,                                                               (104)

где σ₂ = pr / t - расчетное кольцевое напряжение в оболочке;

σ_cr2 - критическое напряжение, определяемое по формулам:

при 0,5 ≤ l / r ≤ 10

σ_cr2 = 0,55E (r / l) (t / r)^3/2;                                              (105)

при l / r ≥ 20

σ_cr2 = 0,17E (t / r)²;                                                     (106)

при 10 < l / r < 20 напряжение σ_cr2 следует определять линейной интерполяцией.

Здесь l длина цилиндрической оболочки.

Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми ребрами, расположенными с шагом s ≥ 0,5r между осями, должна быть рассчитана на устойчивость по формулам (104)-(106) с подстановкой в них значения s вместо l.

В этом случае должно быть удовлетворено условие устойчивости ребра в своей плоскости как сжатого стержня согласно требованиям п. 5.3 при N = prs и расчетной длине стержня l_ef = 1,8r, при этом в сечение ребра следует включать участки оболочки шириной 0,65t с каждой стороны от оси ребра, а условная гибкость стержня  не должна превышать 6,5.

При одностороннем ребре жесткости его момент инерции следует вычислять относительно оси, совпадающей с ближайшей поверхностью оболочки.

8.9. Расчет на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в пп. 8.5 и 8.8*, следует выполнять по формуле

,                                                     (107)

где σ_cr1 должно быть вычислено согласно требованиям п. 8.5, а σ_cr2 - согласно требованиям п. 8.8*.

8.10. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности β ≤ 60°, сжатой силой N вдоль оси (рис. 19) следует выполнять по формуле

N ≤ γ_cN_cr,                                                           (108)

где N_cr - критическая сила, определяемая по формуле

N_cr = 6,28r_mtσ_cr1cos²β,                                                 (109)

здесь t - толщина оболочки;

σ_cr1 - значение напряжения, вычисленное согласно требованиям п. 8.5 с заменой радиуса r радиусом r_m, равным

.                                                   (110)

Рис. 19. Схема конической оболочки вращения под действием продольного усилия сжатия

8.11. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления p, нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

σ₂ ≤ γ_cσ_cr2,                                                          (111)

здесь σ₂ = pr_m / t - расчетное кольцевое напряжение в оболочке;

σ_cr2 - критическое напряжение, определяемое по формуле

σ_cr2 = 0,55E (r_m / h)(t / r_m)^3/2,                                      (112)

где h - высота конической оболочки (между основаниями);

r_т - радиус, определяемый по формуле (110).

8.12. Расчет на устойчивость конической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в пп. 8.10 и 8.11, следует выполнять по формуле

,                                                     (113)

где значения N_cr и σ_cr2 следует вычислять по формулам (109) и (112).

8.13. Расчет на устойчивость полной сферической оболочки (или ее сегмента) при r / t ≤ 750 и действии внешнего равномерного давления p, нормального к ее поверхности, следует выполнять по формуле

σ ≤ γ_cσ_cr,                                                            (114)

где σ = pr_m/2t - расчетное напряжение;

σ_cr = 0,1Et / r -  критическое напряжение принимаемое не более R_y;

r - радиус срединной поверхности сферы.

ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К РАСЧЕТУ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МЕМБРАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

8.14. При расчете мембранных конструкций опирание кромок мембраны на упругие элементы контура следует считать шарнирным по линии опирания и способным передавать сдвиг на элементы контура.

8.15. Расчет мембранных конструкций должен производиться на основе совместной работ мембраны и элементов контура с учетом их деформированного состояния и геометрической нелинейности мембраны.

8.16. Нормальные и касательные напряжении, распределенные по кромкам мембраны, следуя считать уравновешенными сжатием и изгибом опорного контура в тангенциальной плоскости.

При расчете опорных элементов контура мембранных конструкций следует учитывать:

изгиб в тангенциальной плоскости;

осевое сжатие в элементах контура;

сжатие, вызываемое касательными напряжениями по линии контакта мембраны с элементами контура;

изгиб в вертикальной плоскости.

8.17. При прикреплении мембраны с эксцентриситетом относительно центра тяжести сечения элементов контура кроме факторов, указанных в п. 8.16, при расчете контуров следует учитывать кручение.

8.18. При определении напряжений в центре круглых в плане плоских мембран допускается принимать, что опорный контур является недеформируемым.

8.19. Для определения напряжений в центре эллиптической мембраны, закрепленной на деформируемом контуре, допускается применять требования п. 8.18 при условии замены значения радиуса значением большей главной полуоси эллипса (отношение большей полуоси к меньшей должно быть не более 1,2).

9. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ВЫНОСЛИВОСТЬ

9.1. Стальные конструкции и их элементы (подкрановые балки, балки рабочих площадок, элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающие многократно действующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружений 10⁵ и более, которые могут привести к явлению усталости, следует проектировать с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и проверять расчетом на выносливость.

Таблица 32*

Количество циклов нагружений следует принимать по технологическим требованиям эксплуатации.

Конструкции высоких сооружений типа антенн, дымовых труб, мачт, башен и подъемно-транспортных сооружений, проверяемые на резонанс от действия ветра, следует проверять расчетом на выносливость.

Расчет конструкций на выносливость следует производить на действие нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям.

9.2*. Расчет на выносливость следует производить по формуле

σ_max ≤ αR_vγ_v,                                                       (115)

где R_v - расчетное сопротивление усталости, принимаемое по табл. 32* в зависимости от временного сопротивления стали и групп элементов конструкций, приведенных в табл. 83*;

α - коэффициент, учитывающий количество циклов нагружений n и вычисляемый:

при n < 3,9 · 10⁶ по формулам:

для групп элементов 1 и 2

;                                    (116)

для групп элементов 3-8

;                                     (117)

при п ≥ 3,9 · 10⁶      α = 0,77;

γ_v - коэффициент, определяемый по табл. 33 в зависимости от вида напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжений p = σ_min / σ_max; здесь σ_mах и σ_min - соответственно наибольшее и наименьшее по абсолютному значению напряжения в рассчитываемом элементе, вычисленные по сечению нетто без учета коэффициента динамичности и коэффициентов φ, φ_е, φ_b. При разнозначных напряжениях коэффициент асимметрии напряжений следует принимать со знаком «минус».

При расчетах на выносливость по формуле (115) произведение αR_vγ_v не должно превышать R_u / γ_u.

Таблица 33

9.3. Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с количеством циклов нагружений менее 10⁵, следует проектировать с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и в необходимых случаях проверять расчетом на малоцикловую прочность.

10. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ПРОЧНОСТЬ С УЧЕТОМ ХРУПКОГО РАЗРУШЕНИЯ

Центрально- и внецентренно-растянутые элементы, а также зоны растяжения изгибаемых элементов конструкций, возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂, II₃, II₄ и II₅, следует проверять на прочность с учетом сопротивления хрупкому разрушению по формуле

σ_max ≤ βR_u / γ_u,                                                    (118)

где σ_mах -  наибольшее растягивающее напряжение в расчетном сечении элемента, вычисленное по сечению нетто без учета коэффициентов динамичности и φ_b;

β -    коэффициент, принимаемый по табл. 84.

Элементы, проверяемые на прочность с учетом хрупкого разрушения, следует проектировать с применением решений, при которых не требуется увеличивать площадь сечения, установленную расчетом согласно требованиям разд. 5 настоящих норм.

11. РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

11.1*. Расчет сварных стыковых соединений на центральное растяжение или сжатие следует производить по формуле

,                                                         (119)

где t -  наименьшая толщина соединяемых элементов;

l_w -  расчетная длина шва, равная полной его длине, уменьшенной на 2t, или полной его длине в случае вывода концов шва за пределы стыка.

При расчете сварных стыковых соединений элементов конструкций, рассчитанных согласно п. 5.2, в формуле (119) вместо R_wy следует принимать R_wu / γ_u.

Расчет сварных стыковых соединений выполнять не требуется при применении сварочных материалов согласно прил. 2, полном проваре соединяемых элементов и физическом контроле качества растянутых швов.

11.2*. Сварные соединения с угловыми швами при действии продольной и поперечной сил следует рассчитывать на срез (условный) по двум сечениям (рис. 20):

Рис. 20. Схема расчетных сечений сварного соединения с угловым швом

1 - сечение по металлу шва; 2 - сечение по металлу границы сплавления

по металлу шва (сечение 1)

N / (β_fk_fl_w) ≤ R_wfγ_wfγ_c;                                            (120)

по металлу границы сплавления (сечение 2)

N / (β_zk_fl_w) ≤ R_wzy_wzγ_c,                                           (121)

где l_w -      расчетная длина шва, принимаемая меньше его полной длины на 10 мм;

β_f и β_z -     коэффициенты, принимаемые при сварке элементов из стали: с пределом текучести до 530 МПа (5400 кгс/см²) - по табл. 34*; с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см²) независимо от вида сварки, положения шва и диаметра сварочной проволоки β_f = 0,7 и β_z = 1;

γ_wf и γ_wz -  коэффициенты условий работы шва, равные 1 во всех случаях, кроме конструкций, возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂ и II₃, для которых γ_wf = 0,85 для металла шва с нормативным сопротивлением R_wun = 410 МПа (4200 кгс/см²) и γ_wz = 0,85 - для всех сталей.

Для угловых швов, размеры которых установлены в соответствии с расчетом, в элементах из стали с пределом текучести до 285 МПа (2900 кгс/см²) следует применять электроды или сварочную проволоку согласно п. 3.4 настоящих норм, для которых расчетные сопротивления срезу по металлу шва R_wf должны быть более R_wz, а при ручной сварке - не менее чем в 1,1 раза превышать расчетные сопротивления срезу по металлу границы сплавления R_wz, но не превышать значений R_wzβ_z / β_f; в элементах из стали с пределом текучести свыше 285 МПа (2900 кгс/см²) допускается применять электроды или сварочную проволоку, для которых выполняется условие

R_wz < R_wf ≤ R_wzβ_z / β_f.

При выборе электродов или сварочной проволоки следует учитывать группы конструкций и климатические районы, указанные в табл. 55*.

11.3*. Расчет сварных соединений с угловыми швами на действие момента в плоскости, перпендикулярной плоскости расположения швов, следует производить по двум сечениям по формулам:

по металлу шва

;                                                   (122)

по металлу границы сплавления

;                                                    (123)

где W_f - момент сопротивления расчетного сечения по металлу шва;

W_z - то же, по металлу границы сплавления.

Расчет сварных соединений с угловыми швами на действие момента в плоскости расположения этих швов следует производить по двум сечениям по формулам:

по металлу шва

;                                     (124)

по металлу границы сплавления

,                                     (125)

где J_fx и J_fy - моменты инерции расчетного сечения по металлу шва относительно его главных осей;

J_zx и J_zy - то же, по металлу границы сплавления;

х и y - координаты точки шва, наиболее удаленной от центра тяжести расчетного сечения швов, относительно главных осей этого сечения.

Таблица 34*

Примечание. Значения коэффициентов соответствуют нормальным режимам сварки.

11.4. Сварные стыковые соединения, выполненные без физического контроля качества, при одновременном действии в одном и том же сечении нормальных и касательных напряжений следует проверять по формуле (33), в которой значения σ_х, σ_у, τ_ху и R_y следует принимать соответственно: σ_х = σ_wx и σ_у = σ_wy - нормальные напряжения в сварном соединении по двум взаимно перпендикулярным направлениям; τ_ху = τ_wxy - касательное напряжение в сварном соединении; R_y = R_wy.

11.5. При расчете сварных соединений с угловыми швами на одновременное действие продольной и поперечной сил и момента должны быть выполнены условия

τ_f ≤ R_wfγ_wfγ_c и τ_z ≤ R_wzγ_wzγ_c,                                            (126)

где τ_f и τ_z - напряжения в расчетом сечении соответственно по металлу шва и по металлу границы сплавления, равные геометрическим суммам напряжений, вызываемых продольной и поперечной силами и моментом.

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

11.6. В болтовых соединениях при действии продольной силы N, проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует принимать равномерным.

11.7*. Расчетное усилие N_b, которое может быть воспринято одним болтом, следует определять по формулам:

на срез

N_b = R_bsγ_bAn_s;                                                         (127)

на смятие

N_b = R_bpγ_bdΣt;                                                         (128)

на растяжение

N_b = R_btA_bn.                                                             (129)

Обозначения, принятые в формулах (127)-(129):

R_bs, R_bp, R_bt -  расчетные сопротивления болтовых соединений;

d - наружный диаметр стержня болта;

А = πd² / 4 - расчетная площадь сечения стержня болта;

А_bn -  площадь сечения болта нетто; для болтов с метрической резьбой значение А_bп следует принимать по прил. 1 к ГОСТ 22356-77*;

Σt -   наименьшая суммарная толщина элементов, сминаемых в одном направлении;

n_s - число расчетных срезов одного болта;

γ_b - коэффициент условий работы соединения, который следует принимать по табл. 35*.

Таблица 35*

Обозначения, принятые в табл. 35*:

а - расстояние вдоль усилия от края элемента до центра ближайшего отверстия;

b - то же, между центрами отверстий;

d - диаметр отверстия для болта.

Примечания: 1. Коэффициенты, установленные в поз. 1 и 2, следует учитывать одновременно.

2. При значениях расстояний а и b, промежуточных между указанными в поз. 2 и в табл. 39, коэффициент γ_b следует определять линейной интерполяцией.

Для одноболтовых соединений следует учитывать коэффициенты условий работы γ_c согласно требованиям п. 11.8.

11.8. Количество n болтов в соединении при действии продольной силы N следует определять по формуле

,                                                         (130)

где N_min - меньшее из значений расчетного усилия для одного болта, вычисленных согласно требованиям п. 11.7* настоящих норм.

11.9. При действии на соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых элементов, распределение усилий на болты следует принимать пропорционально расстояниям от центра тяжести соединения до рассматриваемого болта.

11.10. Болты, работающие одновременно на срез и растяжение, следует проверять отдельно на срез и растяжение.

Болты, работающие на срез от одновременного действия продольной силы и момента, следует проверять на равнодействующее усилие.

11.11. В креплениях одного элемента к другому через прокладки или иные промежуточные элементы, а также в креплениях с односторонней накладкой количество болтов должно быть увеличено против расчета на 10 %.

При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с помощью коротышей количество болтов, прикрепляющих одну из полок коротыша, должно быть увеличено против расчета на 50 %.

СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ

11.12. Соединения на высокопрочных болтах следует рассчитывать в предположении передачи действующих в стыках и прикреплениях усилий через трение, возникающее по соприкасающимся плоскостям соединяемых элементов от натяжения высокопрочных болтов. При этом распределение продольной силы между болтами следует принимать равномерным.

11.13*. Расчетное усилие Q_bh, которое может быть воспринято каждой поверхностью трения соединяемых элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, следует определять по формуле

,                                                 (131)*

где R_bf - расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта;

μ - коэффициент трения, принимаемый по табл. 36*;

γ_h - коэффициент надежности, принимаемый по табл. 36*;

А_bn -  площадь сечения болта нетто, определяемая по табл. 62*;

γ_b -   коэффициент условий работы соединения, зависящий от количества n болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия, и принимаемый равным:

0,8 при п < 5;

0,9 при 5 ≤ n < 10;

1,0 при п ≥ 10.

Количество п высокопрочных болтов в соединении при действии продольной силы следует определять по формуле

,                                                            (132)*

где k - количество поверхностей трения соединяемых элементов.

Натяжение высокопрочного болта следует производить осевым усилием Р = R_bhA_bn.

11.14. Расчет на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями под высокопрочные болты, следует выполнять с учетом того, что половина усилия, приходящегося на каждый болт, в рассматриваемом сечении уже передана силами трения. При этом проверку ослабленных сечений следует производить: при динамических нагрузках - по площади сечения нетто А_п, при статических нагрузках - по площади сечения брутто А при А_п ≥ 0,85А либо по условной площади А_с = 1,18A_n при А_n < 0,85А.

Таблица 36*

Примечания. 1. Способ регулирования натяжения болтов по М означает регулирование по моменту закручивания, а по α - по углу поворота гайки.

2. Допускаются другие способы обработки соединяемых поверхностей, обеспечивающие значения коэффициентов трения μ не ниже указанных в таблице.

СОЕДИНЕНИЯ С ФРЕЗЕРОВАННЫМИ ТОРЦАМИ

11.15. В соединениях элементов с фрезерованными торцами (в стыках и базах колонн и т.п.) сжимающую силу следует считать полностью передающейся через торцы.

Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах сварные швы и болты, включая высокопрочные, указанных соединений следует рассчитывать на максимальное растягивающее усилие от действия момента и продольной силы при наиболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от действия поперечной силы.

ПОЯСНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ В СОСТАВНЫХ БАЛКАХ

11.16. Сварные швы и высокопрочные болты, соединяющие стенки и пояса составных двутавровых балок, следует рассчитывать согласно табл. 37*.

При отсутствии ребер жесткости для передачи больших неподвижных сосредоточенных нагрузок расчет прикрепления верхнего пояса следует выполнять как для подвижной сосредоточенной нагрузки.

При приложении неподвижной сосредоточенной нагрузки к нижнему поясу балки сварные швы и высокопрочные болты, прикрепляющие этот пояс к стенке, следует рассчитывать по формулам (138)-(140)*табл. 37* независимо от наличия ребер жесткости в местах приложения грузов.

Таблица 37*

Обозначения, принятые в табл. 37*:

 -       сдвигающее пояс усилие на единицу длины, вызываемое поперечной силой Q, где S - статический момент брутто пояса балки относительно нейтральной оси;

 -    давление от сосредоточенного груза F (для подкрановых балок от давления колеса крана, принимаемого без коэффициента динамичности), где γ_f - коэффициент, принимаемый согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздействиям, l_ef - условная длина распределения сосредоточенного груза, принимаемая по пп. 5.13 и 13.34* настоящих норм;

α -    коэффициент, принимаемый при нагрузке по верхнему поясу балки, в которой стенка пристрогана к верхнему поясу, α = 0,4, а при отсутствии пристрожки стенки или при нагрузке по нижнему поясу α = 1;

a -    шаг поясных высокопрочных болтов;

Q_bh -  расчетное усилие одного высокопрочного болта, определяемое по формуле (131)*;

k -    количество поверхностей трения соединяемых элементов.

Сварные поясные швы, выполненные с проваром на всю толщину стенки, следует считать равнопрочными со стенкой.

11.17. В балках с соединениями на высокопрочных болтах с многолистовыми поясными пакетами прикрепление каждого из листов за местом своего теоретического обрыва следует рассчитывать на половину усилия, которое может быть воспринято сечением листа. Прикрепление каждого листа на участке между действительным местом его обрыва и местом обрыва предыдущего листа следует рассчитывать на полное усилие, которое может быть воспринято сечением листа.

12. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

12.1*. При проектировании стальных конструкций необходимо:

предусматривать связи, обеспечивающие в процессе монтажа и эксплуатации устойчивость и пространственную неизменяемость сооружения в целом и его элементов, назначая их в зависимости от основных параметров сооружения и режима его эксплуатации (конструктивной схемы, пролетов, типов кранов и режимов их работы, температурных воздействий и т.п.);

учитывать производственные возможности и мощность технологического и кранового оборудования предприятий - изготовителей стальных конструкций, а также подъемно-транспортное и другое оборудование монтажных организаций;

производить разбивку конструкций на отправочные элементы с учетом вида транспорта и габаритов транспортных средств, рационального и экономичного транспортирования конструкций на строительство и выполнения максимального объема работ на предприятии-изготовителе;

использовать возможность фрезерования торцов для мощных сжатых и внецентренно-сжатых элементов (при отсутствии значительных краевых растягивающих напряжений) при наличии соответствующего оборудования на предприятии-изготовителе;

предусматривать монтажные крепления элементов (устройство монтажных столиков и т.п.);

в болтовых монтажных соединениях применять болты класса точности В и С, а также высокопрочные, при этом в соединениях, воспринимающих значительные вертикальные усилия (креплениях ферм, ригелей, рам и т.п.), следует предусматривать столики; при наличии в соединениях изгибающих моментов следует применять болты класса точности В и С, работающие на растяжение.

12.2. При конструировании стальных сварных конструкций следует исключать возможность вредного влияния остаточных деформаций и напряжений, в том числе сварочных, а также концентрации напряжений, предусматривая соответствующие конструктивные решения (с наиболее равномерным распределением напряжений в элементах и деталях, без входящих углов, резких перепадов сечения и других концентраторов напряжений) и технологические мероприятия (порядок сборки и сварки, предварительный выгиб, механическую обработку соответствующих зон путем строгания, фрезерования, зачистки абразивным кругом и др.).

12.3. В сварных соединениях стальных конструкций следует исключать возможность хрупкого разрушения конструкций в процессе их монтажа и эксплуатации в результате неблагоприятного сочетания следующих факторов:

высоких местных напряжений, вызванных воздействием сосредоточенных нагрузок или деформаций деталей соединений, а также остаточных напряжений;

резких концентраторов напряжений на участках с высокими местными напряжениями и ориентированных поперек направления действующих растягивающих напряжений;

пониженной температуры, при которой данная марка стали в зависимости от ее химического состава, структуры и толщины проката переходит в хрупкое состояние.

При конструировании сварных конструкций следует учитывать, что конструкции со сплошной стенкой имеют меньше концентраторов напряжений и менее чувствительны к эксцентриситетам по сравнению с решетчатыми конструкциями.

12.4*. Стальные конструкции следует защищать от коррозии в соответствии со СНиП по защите строительных конструкций от коррозии.

Защита конструкций, предназначенных для эксплуатации в условиях тропического климата, должна выполняться по ГОСТ 15150-69*.

12.5. Конструкции, которые могут подвергаться воздействию расплавленного металла (в виде брызг при разливке металла, при прорыве металла из печей или ковшей), следует защищать облицовкой или ограждающими стенками из огнеупорного кирпича или жароупорного бетона, защищенными от механических повреждений.

Конструкции, подвергающиеся длительному воздействию лучистой или конвекционной теплоты или кратковременному воздействию огня во время аварий тепловых агрегатов, следует защищать подвесными металлическими экранами или футеровкой из кирпича или жароупорного бетона.

СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

12.6. В конструкциях со сварными соединениями следует:

предусматривать применение высокопроизводительных механизированных способов сварки;

обеспечивать свободный доступ к местам выполнения сварных соединений с учетом выбранного способа и технологии сварки.

12.7. Разделку кромок под сварку следует принимать по ГОСТ 8713-79*, ГОСТ 11533-75, ГОСТ 14771-76*, ГОСТ 23518-79, ГОСТ 5264-80 и ГОСТ 11534-75.

12.8. Размеры и форму сварных угловых швов следует принимать с учетом следующих условий:

а) катеты угловых швов k_f должны быть не более 1,2t, где t - наименьшая толщина соединяемых элементов;

б) катеты угловых швов k_f следует принимать по расчету, но не менее указанных в табл. 38*;

в) расчетная длина углового сварного шва должна быть не менее 4k_f и не менее 40 мм;

г) расчетная длина флангового шва должна быть не более 85β_fk_f (β_f - коэффициент, принимаемый по табл. 34*), за исключением швов, в которых усилие действует на всем протяжении шва;

д) размер нахлестки должен быть не менее 5 толщин наиболее тонкого из свариваемых элементов;

е) соотношения размеров катетов угловых швов следует принимать, как правило, 1:1. При разных толщинах свариваемых элементов допускается принимать швы с неравными катетами, при этом катет, примыкающий к более тонкому элементу, должен соответствовать требованиям п. 12.8, а, а примыкающий к более толстому элементу - требованиям п. 12.8, б;

ж) в конструкциях, воспринимающих динамические и вибрационные нагрузки, а также возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂ и II₃, угловые швы следует выполнять с плавным переходом к основному металлу при обосновании расчетом на выносливость или на прочность с учетом хрупкого разрушения.

12.9*. Для прикрепления ребер жесткости, диафрагм и поясов сварных двутавров по пп. 7.2*, 7.3, 13.12*, 13.26 и конструкций группы 4 допускается применять односторонние угловые швы, катеты которых k_f - следует принимать по расчету, но не менее указанных в табл. 38*.

Применение этих односторонних угловых швов не допускается в конструкциях:

группы I;

эксплуатируемых в среднеагрессивной и сильноагрессивной средах (классификация согласно СНиП по защите строительных конструкций от коррозии);

возводимых в климатических районах I₁, I₂, II₂ и II₃.

12.10. Для расчетных и конструктивных угловых швов в проекте должны быть указаны вид сварки, электроды или сварочная проволока, положение шва при сварке.

12.11. Сварные стыковые соединения листовых деталей следует, как правило, выполнять прямыми с полным проваром и с применением выводных планок.

В монтажных условиях допускается односторонняя сварка с подваркой корня шва и сварка на остающейся стальной подкладке.

12.12. Применение комбинированных соединений, в которых часть усилия воспринимается сварными швами, а часть - болтами, не допускается.

12.13. Применение прерывистых швов, а также электрозаклепок, выполняемых ручной сваркой с предварительным сверлением отверстий, допускается только в конструкциях группы 4.

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ И СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ

12.14. Отверстия в деталях стальных конструкций следует выполнять согласно требованиям СНиП по правилам производства и приемки работ для металлических конструкций.

Таблица 38*

Примечания: 1. В конструкциях из стали с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см*), а также из всех сталей при толщине элементов свыше 80 мм минимальные катеты угловых швов принимаются по специальным техническим условиям.

2. В конструкциях группы 4 минимальные катеты односторонних угловых швов следует уменьшать на 1 мм при толщине свариваемых элементов до 40 мм включ. и на 2 мм - при толщине элементов свыше 40 мм.

12.15*. Болты класса точности А следует применять для соединений, в которых отверстия просверлены на проектный диаметр в собранных элементах либо по кондукторам в отдельных элементах и деталях, просверлены или продавлены на меньший диаметр в отдельных деталях с последующим рассверливанием до проектного диаметра в собранных элементах.

Болты класса точности В и С в многоболтовых соединениях следует применять для конструкций, изготовляемых из стали с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см²).

12.16. Элементы в узле допускается крепить одним болтом.

12.17. Болты, имеющие по длине ненарезанной части участки с различными диаметрами, не допускается применять в соединениях, в которых эти болты работают на срез.

12.18*. Под гайки болтов следует устанавливать круглые шайбы по ГОСТ 11371-78*, под гайки и головки высокопрочных болтов следует устанавливать шайбы по ГОСТ 22355-77*. Для высокопрочных болтов по ГОСТ 22353-77* с увеличенными размерами головок и гаек и при разности номинальных диаметров отверстия и болта, не превышающей 3 мм, а в конструкциях, изготовленных из стали с временным сопротивлением не ниже 440 МПа (4500 кгс/см²), не превышающей 4 мм, допускается установка одной шайбы под гайку.

Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, не должна находиться на глубине более половины толщины элемента, прилегающего к гайке, или свыше 5 мм, кроме структурных конструкций, опор линий электропередачи и открытых распределительных устройств и линий контактных сетей транспорта, где резьба должна находиться вне пакета соединяемых элементов.

12.19*. Болты (в том числе высокопрочные) следует размещать в соответствии с табл. 39.

Таблица 39