Таблица 7

Обозначения, принятые в табл. 7:

b -                            расстояние между осями ветве�;

l -                             расстояние между центрами планок;

λ -                            наибольшая гибкость всего стержня;

λ₁, λ₂, λ₃ -                гибкости отдельных ветве� 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 кра�них болтов;

А -                            площадь сечения всего стержня;

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

A_d -                           площадь сечения раскоса решетки (при крестово� решетке - двух раскосов), лежаще� в плоскости одно� 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 ветве� относительно осе� соответственно 1-1 и 3-3 (для сечени� типов 1 и 3);

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

J_s -                            момент инерции сечения одно� планки относительно собственно� оси х-х (рис. 3);

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

5.6. Для составных сжатых стержне�, ветви которых соединены планками или решетками, коэффициент φ относительно свободно� оси (перпендикулярно� плоскости планок или решеток) должен определяться по формулам (8) - (10) с замено� в них  на . Значение  следует определять в зависимости от значени� λ_ef, приведенных в табл. 7.

В составных стержнях с решетками помимо расчета на усто�чивость стержня в целом следует проверять усто�чивость отдельных ветве� на участках между узлами.

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

Рис. 2. Схема раскосно� решетки

Рис. 3. Составно� стержень на планках

При наличии в одно� из плоскосте� сплошного листа вместо планок (рис. 1, б, в) гибкость ветви должна вычисляться по радиусу инерции полусечения относительно его оси, перпендикулярно� плоскости планок.

В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветве� между узлами должна быть не более 80 и не должна превышать приведенную гибкость λ_ef стержня в целом. Допускается принимать более высокие значения гибкости ветве�, но не более 120, при условии, что расчет таких стержне� выполнен по деформированно� 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 кра�них болтов не превышают:

для сжатых элементов.... 40i

  «    растянутых   «............ 80i

Здесь радиус инерции i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или двутавровых сечени� относительно оси, параллельно� плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечени� - минимальны�.

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

5.8*. Расчет соединительных элементов (планок, решеток) сжатых составных стержне� должен выполняться на условную поперечную силу Q_fic, принимаемую постоянно� по все� 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, принимаемы� 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 которо� производится проверка усто�чивости;

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

при расчете равносторонних трехгранных составных стержне� условная поперечная сила, приходящаяся на систему соединительных элементов, расположенных в одно� плоскости, должна приниматься равно� 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, изгибающи� планку в ее плоскости, по формуле

М₁ = Q_sl / 2,                                                         (25)

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

5.10. Расчет соединительных решеток должен выполняться как расчет решеток ферм. При расчете перекрестных раскосов крестово� 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 одно� ветви стержня;

А - площадь сечения одно� ветви;

A_d - площадь сечения одного раскоса;

α - коэффициент, определяемы� по формуле

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

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

5.11. Расчет стержне�, предназначенных для уменьшения расчетно� длины сжатых элементов, должен выполняться на усилие, равное условно� поперечно� силе в основном сжатом элементе, определяемо� по формуле (23)*.

ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

5.12. Расчет на прочность элементов (кроме балок с гибко� стенко�, с перфорированно� стенко� и подкрановых балок), изгибаемых в одно� из главных плоскосте�, следует выполнять по формуле

.                                                          (28)

Значения касательных напряжени� 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, определяемы� по формуле

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

где а - шаг отверсти�;

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 услови� 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 наружно� грани полки до начала внутреннего закругления стенки, если нижняя балка прокатная (рис 5, б).

Рис. 4. Схема крестово� 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 срединно� 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 одно� и то� же точке балки.

5.15. Расчет на усто�чивость 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, определяемы� по прил. 7*.

При определении значения φ_b за расчетную длину балки l_ef следует принимать расстояние между точками закреплени� сжатого пояса от поперечных смещени� (узлами продольных или поперечных связе�, точками крепления жесткого настила); при отсутствии связе� 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 горизонтально� плоскости (здесь l - длина консоли); расстояние между точками закреплени� сжатого пояса в горизонтально� плоскости при закреплении пояса на конце и по длине консоли.

5.16*. Усто�чивость балок не требуется проверять:

а) при передаче нагрузки через сплошно� жестки� настил, непрерывно опирающи�ся на сжаты� пояс балки и надежно с ним связанны� (плиты железобетонные из тяжелого, легкого и ячеистого бетона, плоски� и профилированны� металлически� настил, волнистую сталь и т.п.);

б) при отношении расчетно� длины балки l_ef к ширине сжатого пояса b, не превышающем значени�, 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 горизонтально� 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 которо� φ следует определять при гибкости λ = l_ef / i (здесь i - радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтально� 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 которо� 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 рассматриваемо� точки сечения относительно главных осе�.

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

При выполнении требовани� п. 5.16*, а проверка усто�чивости 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 деформаци� по формулам:

при изгибе в одно� из главных плоскосте� при касательных напряжениях τ ≤ 0,9R_s (кроме опорных сечени�)

;                                                     (39)

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

;                                              (40)

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

c₁ - коэффициент, определяемы� 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 де�ствии в сечении момента М и поперечно� 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, принимаемы� по табл. 66;

t и h - соответственно толщина и высота стенки;

α - коэффициент, равны� α = 0,7 для двутаврового сечения, изгибаемого в плоскости стенки; α = 0 - для других типов сечени�;

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

С целью оптимизации балок при их расчете с учетом требовани� 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 значени�, приведенных в табл. 66, но не менее 1,0.

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

5.19*. Расчет на прочность балок переменного сечения с учетом развития пластических деформаци� следует выполнять только для одного сечения с наиболее неблагоприятным сочетанием усили� М и Q; в остальных сечениях учитывать развитие пластических деформаци� 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 деформаци�, не препятствующих требуемым условиям эксплуатации конструкци� и оборудования.

5.20. Для обеспечения обще� усто�чивости балок, рассчитываемых с учетом развития пластических деформаци�, необходимо, чтобы либо были выполнены требования п. 5.16*, а, либо наибольшие значения отношени� расчетно� 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 растянуты�, допускается лишь при выполнении услови� п. 5.16*, а.

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

5.22. Расчет на прочность неразрезных и защемленных балок постоянного двутаврового сечения, изгибаемых в плоскости наибольше� жесткости, со смежными пролетами, отличающимися не более чем на 20 % , несущих статическую нагрузку, при условии соблюдения требовани� 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 - наибольши� изгибающи� момент в пролете или на опоре, определяемы� из расчета неразрезно� балки в предположении упруго� работы материала;

α - коэффициент перераспределения моментов, определяемы� по формуле

;                                                        (46)

здесь M_ef - условны� изгибающи� момент, равны�:

а) в неразрезных балках со свободно опертыми концами большему из значени�

;                                                    (47)

М_ef = 0,5М₂,                                                             (48)

где символ max означает, что следует на�ти максимум всего следующего за ним выражения;

М₁ - изгибающи� момент в кра�нем пролете, вычисленны� как в свободно оперто� однопролетно� балке;

M₂ - максимальны� изгибающи� момент в промежуточном пролете, вычисленны� как в свободно оперто� однопролетно� балке;

α - расстояние от сечения, в котором де�ствует момент M₁, до кра�не� опоры;

l - длина кра�него пролета;

б) в однопролетных и неразрезных балках с защемленными концами M_ef = 0,5M₃, где М₃ - наибольши� 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 поперечно� силы Q в формуле (44) следует принимать в месте де�ствия 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 усто�чивость.

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 возде�ствию 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 продольно� 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 требовани� пп. 7.5 и 7.24.

В прочих случаях расчет следует выполнять по формуле

,                                              (50)

где х и у - координаты рассматриваемо� точки сечения относительно его главных осе�.

5.26. Расчет на усто�чивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов следует выполнять как в плоскости де�ствия момента (плоская форма потери усто�чивости), так и из плоскости де�ствия момента (изгибно-крутильная форма потери усто�чивости).

5.27*. Расчет на усто�чивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов постоянного сечения (с учетом требовани� пп. 5.28* и 5.33 настоящих норм) в плоскости де�ствия момента, совпадающе� с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

.                                                           (51)

В формуле (51) коэффициент φ_e следует определять:

а) для сплошностенчатых стержне� по табл. 74 в зависимости от условно� гибкости  и приведенного относительного эксцентриситета т_еf определяемого по формуле

m_ef = ηm,                                                              (52)

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

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

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

,                                                            (53)

где а - расстояние от главно� оси сечения, перпендикулярно� плоскости изгиба, до оси наиболее сжато� 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 усто�чивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых трехгранных сквозных стержне� с решетками или планками и постоянным по длине равносторонним сечением следует выполнять согласно требованиям разд. 15*.

Расчет на усто�чивость не требуется для сплошностенчатых стержне� при m_ef > 20 и для сквозных стержне� 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 сечени� 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 продольно� силы N и изгибающего момента М в элементе следует принимать для одного и того же сочетания нагрузок из расчета системы по недеформированно� схеме в предположении упругих деформаци� 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 средне� трети длины панели пояса, определяемому из расчета пояса как упруго� неразрезно� балки;

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

Для сжатых стержне� 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 - наибольши� изгибающи� момент в пределах длины стержня;

M₁ - наибольши� изгибающи� момент в пределах средне� трети длины стержня, но не менее 0,5M_max;

m - относительны� эксцентриситет, определяемы� по формуле

m = M_maxA / (NW_c).

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

5.30. Расчет на усто�чивость внецентренно-сжатых элементов постоянного сечения из плоскости де�ствия момента при изгибе их в плоскости наибольше� жесткости (J_x > J_y), совпадающе� с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

,                                                         (56)

где с - коэффициент, вычисляемы� согласно требованиям п. 5.31;

φ_y - коэффициент, вычисляемы� 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, определяемы� согласно требованиям п. 5.15 и прил. 7* как для балки с двумя и более закреплениями сжатого пояса; для замкнутых сечени� φ_b = 1,0;

Таблица 10

Обозначения, принятые в табл. 10:

J₁ и J₂ - моменты инерции соответственно больше� и меньше� полок относительно оси симметрии сечения у-у;

φ_c - значение φ_y при .

Примечание. Значения коэффициентов α и β для сквозных стержне� с решетками (или планками) следует принимать как для замкнутых сечени� при наличии не менее двух промежуточных диафрагм по длине стержня. В противном случае следует принимать коэффициенты, установленные для стержне� 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 расчетны� момент М_х следует принимать:

для стержне� с шарнирно-опертыми концами, закрепленными от смещения перпендикулярно плоскости де�ствия момента, - максимальны� момент в пределах средне� трети длины (но не менее половины наибольшего по длине стержня момента);

для стержне� 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 стержне� замкнутого сечения - единицы;

для стержне� двутаврового сечения с двумя осями симметрии - значени�, 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 сечени� с одно� осью симметрии коэффициенты с не должны превышать значени�, определяемых по формуле (173) прил. 6.

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

,                                                           (61)

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

При λ_х ≤ λ_у проверки усто�чивости из плоскости де�ствия момента не требуется.

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

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

Отдельные ветви внецентренно-сжатых сквозных стержне� с планками следует проверять на усто�чивость как внецентренно-сжатые элементы с учетом усили� от момента и местного изгиба ветве� от фактическо� или условно� поперечно� силы (как в поясах безраскосно� фермы), а также п. 5.36 настоящих норм.

5.34. Расчет на усто�чивость сплошностенчатых стержне�, подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольше� 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 замено� 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 стержне� 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 сечени� для наиболее сжатого волокна относительно осе� 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 наибольше� жесткости (J_x > J_y) с плоскостью симметрии расчетное значение m_х следует увеличить на 25 %.

Рис. 6. Сквозное сечение стержня из двух сплошностенчатых ветве�

5.35. Расчет на усто�чивость сквозных стержне� из двух сплошностенчатых ветве�, 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, параллельно� плоскостям решеток, согласно требованиям п. 5.27*, принимая е_у = 0;

для отдельных ветве� - как внецентренно-сжатых элементов по формулам (51) и (56), при этом продольную силу в каждо� 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 де�ствует в плоскости одно� из ветве�, то следует считать его полностью передающимся на эту ветвь). Гибкость отдельно� 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 стержне� следует выполнять согласно требованиям п. 5.9 и 5.10 настоящих норм на поперечную силу, равную большему из двух значени�: 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 условно�, 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 опоро�.

Плоские или катковые подвижные опоры следует применять в случаях, когда нижележащая конструкция должна быть разгружена от горизонтальных усили�, 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 поверхносте�, 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 связе�, за исключением элементов перекрестно� решетки ферм, следует принимать по табл. 11.

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

                                             (66)

Расчет на усто�чивость 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 покрыти�, прикрепленными к поясу сварными швами или болтами, и т.п.).

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

а - треугольная со сто�ками; б - раскосная; в - треугольная со шпренгелем; г - полураскосная треугольная; д - перекрестная

6.3*. Расчетные длины l_ef элементов перекрестно� решетки, скрепленных между собо� (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 полно� геометрическо� длине элемента (l_ef = l₁).

Рис. 8. Схемы для определения расчетно� длины пояса фермы из плоскости

а - схема фермы; б - схема связе� 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 сечени� элементов из одиночных уголков следует принимать:

при расчетно� длине элемента, равно� l или 0,9l (где l - расстояние между ближа�шими узлами) - минимальны� (i = i_min);

в остальных случаях - относительно оси уголка, перпендикулярно� или параллельно� 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 сечени� 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 расчетно� длины раскоса, принимаемы� по табл. 15*.

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

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

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

Рис. 9*. Схемы пространственных решетчатых конструкци�

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 - полно� геометрическо� длине раскоса L_d, равно� расстоянию между узлами прикрепления к поясам, и радиусу инерции i_x относительно оси, параллельно� 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 связе�».

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 лине�но� интерполяцие�.

2. При прикреплении одного конца раскоса к поясу фасонок сварко� или болтами, а второго конца через фасонку, коэффициент расчетно� 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 сечени� 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, параллельно� плоскости решетки траверсы.

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУКТУРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

Радиусы инерции сечени� i элементов структурных конструкци� при определении гибкости следует принимать:

для сжато-изгибаемых элементов относительно оси, перпендикулярно� или параллельно� 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 расчетно� длины.

6.9*. Коэффициенты расчетно� длины μ колонн и стоек постоянного сечения следует принимать в зависимости от услови� 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 расчетно� длины колонн постоянного сечения в плоскости рамы при жестком креплении ригеле� 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 структурно� конструкции).

для несвободных рам по формуле

                                          (70, в)

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

в одноэтажно� раме: ; ;

в многоэтажно� 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 ригеле� 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 многоэтажно� рамы, В - ширина рамы) должна быть проверена общая усто�чивость рамы в целом как составного стержня, защемленного в основании.

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

Коэффициент расчетно� длины μ наиболее нагруженно� колонны в плоскости одноэтажно� свободно� рамы здания при неравномерном нагружении верхних узлов и наличии жесткого диска покрытия или продольных связе� по верху всех колонн следует определять по формуле

,                                                   (71)*

где μ -         коэффициент расчетно� длины проверяемо� колонны, вычисленны� по табл. 17, а;

J_c и N_c -      соответственно момент инерции сечения и усилие в наиболее нагруженно� колонне рассматриваемо� рамы;

ΣN_i и ΣJ_i -  соответственно сумма расчетных усили� и моментов инерции сечени� всех колонн рассматриваемо� рамы и четырех соседних рам (по две с каждо� стороны); все усилия N_i следует находить при то� же комбинации нагрузок, которая вызывает усилие в проверяемо� колонне.

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

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

При определении коэффициентов расчетно� длины μ для ступенчатых колонн рам одноэтажных производственных здани� разрешается:

не учитывать влияние степени загружения и жесткости соседних колонн;

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

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

для одноступенчатых колонн при соблюдении услови� 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 проверяемо� колонны;

l, l₁, l₂ -               пролеты рамы;

J_s, J_s1, J_s2

 и J_i, J_i1, J_i2 -       моменты инерции сечения ригеле�, примыкающих соответственно к верхнему и нижнему концу проверяемо� колонны.

Примечание. Для кра�не� колонны свободно� многопролетно� рамы коэффициент μ следует определять как для колонн однопролетно� 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 креплени� связе� и ригеле� и т.п.). Расчетные длины допускается определять на основе расчетно� схемы, учитывающе� фактические условия закрепления концов колонн.

Таблица 18

Обозначения, принятые в табл. 18:

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

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

6.14. Расчетную длину ветве� плоских опор транспортерных галере� следует принимать равно�:

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

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

Таблица 19*

Обозначение, принятое в табл. 19*:

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

Таблица 20*

Примечания: 1. В конструкциях, не подвергающихся динамическим возде�ствиям, 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 гибкосте� 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 усто�чивости 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 усто�чивость. При этом расчетными размерами проверяемо� пластинки являются:

a - расстояние между осями поперечных основных ребер;

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

t - толщина стенки.

Рис. 10. Расчетная высота стенки составно� балки

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

Рис. 11. Схемы поперечных сечени� гнутых профиле�

7.2*. Расчет на усто�чивость 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 упруго� работы материала по сечению брутто без учета коэффициента φ_b.

Сжимающее напряжение σ у расчетно� 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 поперечно� силы в пределах отсека; если длина отсека больше его расчетно� высоты, то M и Q следует вычислять для более напряженного участка с длино�, равно� 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 сосредоточенно� нагрузко� 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 усто�чивости стенок значения лево� части формулы (74) не превышают 0,9γ_с при  < 3,8 и γ_с при  ≥ 3,8.

7.3. Усто�чивость стенок балок не требуется проверять, если при выполнении услови� (33) условная гибкость стенки  не превышает значени�:

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 усто�чивость стенок балок симметричного сечения, укрепленных только поперечными основными ребрами жесткости, при отсутствии местного напряжения (σ_loc = 0) и условно� гибкости стенки  ≤ 6 следует выполнять по формуле

,                                                 (74)

где γ_c - коэффициент, принимаемы� 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, принимаемы� 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 больше� стороны пластинки к меньше�.

7.5. Расчет на усто�чивость стенок балок симметричного сечения с учетом развития пластических деформаци� 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 усто�чивость 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, укрепленно� поперечными основными ребрами жесткости (1)

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

где c₁ - коэффициент, принимаемы� 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 растянуты� 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 значени�, указанных в табл. 24,

σ_cr - по формуле ,                                                                                           (81)

где с₂ - коэффициент, определяемы� по табл. 25;

σ_loc,cr - по формуле (80), в которо� 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 значени�, указанных в табл. 24:

σ_cr - по формуле (75);

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

Во всех случаях τ_cr следует вычислять по де�ствительным размерам отсека.

7.7. В стенке балки симметричного сечения, укрепленно� кроме поперечных основных ребер одним продольным ребром жесткости, расположенным на расстоянии h₁ от расчетно� (сжато�) 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, укрепленно� 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 подстановко� в нее размеров проверяемо� 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 подстановко� в нее размеров проверяемо� 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, укрепленно� 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 величино� 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 усто�чивость стенок балок асимметричного сечения (с более развитым сжатым поясом) следует выполнять по формулам пп. 7.4*, 7.6*-7.8 с учетом следующих изменени�:

для стенок, укрепленных только поперечными ребрами жесткости, в формулах (75) и (81) и табл. 25 значение h_ef следует принимать равным удвоенному расстоянию от не�трально� оси до расчетно� (сжато�) 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 сжато� 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 расчетно� границы отсека.

В случае развитого растянутого (ненагруженного) пояса расчет на усто�чивость при одновременном де�ствии напряжени� σ и τ следует производить по формуле (90).

7.10. Стенки балок следует укреплять поперечными ребрами жесткости, если значения условно� гибкости стенки балки  превышают 3,2 при отсутствии подвижно� нагрузки и 2,2 - при наличии подвижно� 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 усто�чивость балки обеспечена выполнением требовани� п. 5.16*, а или 5.16*, б, причем значения l_ef / b для сжатого пояса не должны превышать значени�, определяемых по формулам табл. 8* для нагрузки, приложенно� к верхнему поясу.

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

В стенке, укрепленно� только поперечными ребрами, ширина их выступающе� 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, вычисляемы� относительно оси, совпадающе� с ближа�ше� 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 сечени� 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 значени�.

При расположении продольного и поперечных ребер с одно� стороны стенки моменты инерции сечени� каждого из них вычисляются относительно оси, совпадающе� с ближа�ше� к ребру гранью стенки.

Таблица 26

Примечание. При вычислении J_sl для промежуточных значени� h₁/h_ef допускается лине�ная интерполяция.

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

7.12. Участок стенки балки составного сечения над опоро� при укреплении его ребрами жесткости следует рассчитывать на продольны� изгиб из плоскости как сто�ку, нагруженную опорно� реакцие�. В расчетное сечение это� сто�ки следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки ширино� 0,65t с каждо� стороны ребра. Расчетную длину сто�ки следует принимать равно� 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 де�ствии опорно� реакции не должны превышать: в первом случае (рис. 15, а) - расчетного сопротивления прокатно� 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 устро�ства опорного ребра жесткости

a - в торце с применением строжки; б - удаленного от торца с плотно� пригонко� или приварко� к нижнему поясу

В случае приварки опорного ребра к нижнему поясу балки сварные швы должны быть рассчитаны на возде�ствие опорно� реакции.

7.13. Одностороннее ребро жесткости, расположенное в месте приложения к верхнему поясу сосредоточенно� нагрузки, следует рассчитывать как сто�ку, сжатую с эксцентриситетом, равным расстоянию от срединно� плоскости стенки до центра тяжести расчетного сечения сто�ки. В расчетное сечение это� сто�ки необходимо включать сечение ребра жесткости и полосы стенки ширино� 0,65t с каждо� стороны ребра. Расчетную длину сто�ки следует принимать равно� высоте стенки.

СТЕНКИ ЦЕНТРАЛЬНО ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

7.14*. Отношение расчетно� 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 значени� , где значения  следует определять по табл. 27*.

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

7.15. Исключен с табл. 28.

7.16*. Для внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов двутаврового и коробчатого сечени� (рис. 16*), рассчитываемых по формуле (56), отношение расчетно� высоты стенки h_ef к толщине t следует определять в зависимости от значения α = (σ - σ₁) / σ (σ - наибольшее сжимающее напряжение у расчетно� границы стенки, принимаемое со знаком «плюс» и вычисленное без учета коэффициентов φ_e, φ_exy или c_φ; σ₁ - соответствующее напряжение у противоположно� расчетно� границы стенки) и принимать не более значени�, 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 - лине�но� интерполяцие� 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 отношени� h_ef / t следует умножать на коэффициент 0,75.

7.18*. Для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов таврового сечения с условно� гибкостью  от 0,8 до 4 отношение расчетно� высоты стенки тавра к толщине при 1 ≤ b_f / h_ef ≤ 2 не должно превышать значени�, 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 предельно� 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 усто�чивость при центральном сжатии;

 - условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на усто�чивость в плоскости де�ствия 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, параллельно� плоскости изгибающего момента.

3. При значениях 0 < т < 1,0 значение  следует определять лине�но� интерполяцие� 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, определяемы� 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 одно� стороны стенки его момент инерции должен вычисляться относительно оси, совмещенно� с ближа�ше� 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 выступающе� 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 высото� 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 сечени� 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 сечени� 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 равно� ;

k - коэффициент, принимаемы� 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 расчетно� 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 выступающе� 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 равно� 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 условно� гибкостью  от 0,8 до 4 отношение расчетно� ширины свеса поясного листа (полки) b_ef к толщине t следует принимать не более значени�, 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 значени�, определяемых по табл. 30.

Таблица 29*

7.25. Высота ока�мляющего 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 расчетно� 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 лине�но� интерполяцие� 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 неока�мленного свеса b_ef / t = ;

для ока�мленного ребром свеса b_ef / t = .

Обозначения, принятые в табл. 30:

h_ef - расчетная высота балки;

t_w - толщина стенки балки.

7.27*. При назначении сечени� центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов по предельно� гибкости, а изгибаемых элементов - по предельным прогибам, а также при соответствующем обосновании расчетом наибольшие значения отношения расчетно� 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 значени� φ, φ_e, φ_exy, cφ, использованное при проверке усто�чивости элемента; σ = N / A;

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

8. РАСЧЕТ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ

8.1. Расчет на прочность листовых конструкци� (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 услови� работы конструкци�, назначаемы� в соответствии с требованиями СНиП по проектированию сооружени� промышленных предприяти�.

При этом абсолютные значения главных напряжени� должны быть не более значени� расчетных сопротивлени�, 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 срединно� поверхности оболочки;

р - расчетное давление на единицу поверхности оболочки;

t -  толщина оболочки;

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

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

Рис. 17. Схема оболочки вращения

Рис. 18. Схема коническо� 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 срединно� поверхности оболочки (рис. 18);

β - угол между образующе� 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 (краево� эффект).

РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ

8.5. Расчет на усто�чивость 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 значени� ψR_y или cEt / r (здесь r - радиус срединно� 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 диаметрально� плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значени� 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 условно� гибкости  должно быть выполнено условие

.                                                    (101)

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

8.7. Цилиндрическая панель, опертая по двум образующим и двум дугам направляюще�, равномерно сжатая вдоль образующих, при b²/(rt) ≤ 20 (где b - ширина панели, измеренная по дуге направляюще�) должна быть рассчитана на усто�чивость 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 лине�но� интерполяцие�.

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

8.8*. Расчет на усто�чивость замкнуто� кругово� цилиндрическо� оболочки вращения при де�ствии внешнего равномерного давления р, нормального к боково� 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 лине�но� интерполяцие�.

Здесь l длина цилиндрическо� оболочки.

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

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

При одностороннем ребре жесткости его момент инерции следует вычислять относительно оси, совпадающе� с ближа�ше� поверхностью оболочки.

8.9. Расчет на усто�чивость замкнуто� кругово� цилиндрическо� оболочки вращения, подверженно� одновременному де�ствию 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 усто�чивость коническо� оболочки вращения с углом конусности β ≤ 60°, сжато� сило� 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 замено� радиуса r радиусом r_m, равным

.                                                   (110)

Рис. 19. Схема коническо� оболочки вращения под де�ствием продольного усилия сжатия

8.11. Расчет на усто�чивость коническо� оболочки вращения при де�ствии внешнего равномерного давления p, нормального к боково� 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 коническо� оболочки (между основаниями);

r_т - радиус, определяемы� по формуле (110).

8.12. Расчет на усто�чивость коническо� оболочки вращения, подверженно� одновременному де�ствию 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 усто�чивость полно� сферическо� оболочки (или ее сегмента) при r / t ≤ 750 и де�ствии 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 срединно� поверхности сферы.

ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К РАСЧЕТУ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МЕМБРАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

8.15. Расчет мембранных конструкци� должен производиться на основе совместно� работ мембраны и элементов контура с учетом их деформированного состояния и геометрическо� нелине�ности мембраны.

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

При расчете опорных элементов контура мембранных конструкци� следует учитывать:

изгиб в тангенциально� плоскости;

осевое сжатие в элементах контура;

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

изгиб в вертикально� 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 напряжени� в центре круглых в плане плоских мембран допускается принимать, что опорны� контур является недеформируемым.

8.19. Для определения напряжени� в центре эллиптическо� мембраны, закрепленно� на деформируемом контуре, допускается применять требования п. 8.18 при условии замены значения радиуса значением больше� главно� полуоси эллипса (отношение больше� полуоси к меньше� 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 конструкци� бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающие многократно де�ствующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружени� 10⁵ и более, которые могут привести к явлению усталости, следует проектировать с применением таких конструктивных решени�, которые не вызывают значительно� концентрации напряжени�, и проверять расчетом на выносливость.

Таблица 32*

Количество циклов нагружени� следует принимать по технологическим требованиям эксплуатации.

Конструкции высоких сооружени� типа антенн, дымовых труб, мачт, башен и подъемно-транспортных сооружени�, проверяемые на резонанс от де�ствия ветра, следует проверять расчетом на выносливость.

Расчет конструкци� на выносливость следует производить на де�ствие нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и возде�ствиям.

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 конструкци�, приведенных в табл. 83*;

α - коэффициент, учитывающи� количество циклов нагружени� n и вычисляемы�:

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, определяемы� по табл. 33 в зависимости от вида напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжени� 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 напряжени� 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 нагружени� менее 10⁵, следует проектировать с применением таких конструктивных решени�, которые не вызывают значительно� концентрации напряжени�, 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 конструкци�, возводимых в климатических ра�онах 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, принимаемы� по табл. 84.

Элементы, проверяемые на прочность с учетом хрупкого разрушения, следует проектировать с применением решени�, 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 соединени� на центральное растяжение или сжатие следует производить по формуле

,                                                         (119)

где t -  наименьшая толщина соединяемых элементов;

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

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

Расчет сварных стыковых соединени� 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 де�ствии продольно� и поперечно� сил следует рассчитывать на срез (условны�) по двум сечениям (рис. 20):

Рис. 20. Схема расчетных сечени� 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 полно� 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 сварочно� проволоки β_f = 0,7 и β_z = 1;

γ_wf и γ_wz -  коэффициенты услови� работы шва, равные 1 во всех случаях, кроме конструкци�, возводимых в климатических ра�онах 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 стале�.

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 ручно� сварке - не менее чем в 1,1 раза превышать расчетные сопротивления срезу по металлу границы сплавления R_wz, но не превышать значени� 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 сварочно� проволоки следует учитывать группы конструкци� и климатические ра�оны, указанные в табл. 55*.

11.3*. Расчет сварных соединени� с угловыми швами на де�ствие момента в плоскости, перпендикулярно� 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 соединени� с угловыми швами на де�ствие 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 осе�;

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

х и y - координаты точки шва, наиболее удаленно� от центра тяжести расчетного сечения швов, относительно главных осе� этого сечения.

Таблица 34*

Примечание. Значения коэффициентов соответствуют нормальным режимам сварки.

11.4. Сварные стыковые соединения, выполненные без физического контроля качества, при одновременном де�ствии в одном и том же сечении нормальных и касательных напряжени� следует проверять по формуле (33), в которо� 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 соединени� с угловыми швами на одновременное де�ствие продольно� и поперечно� 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 напряжени�, вызываемых продольно� и поперечно� силами и моментом.

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

11.6. В болтовых соединениях при де�ствии продольно� силы N, проходяще� через центр тяжести соединения, распределение это� 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 соединени�;

d - наружны� диаметр стержня болта;

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

А_bn -  площадь сечения болта нетто; для болтов с метрическо� резьбо� 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 услови� работы соединения, которы� следует принимать по табл. 35*.

Таблица 35*

Обозначения, принятые в табл. 35*:

а - расстояние вдоль усилия от края элемента до центра ближа�шего отверстия;

b - то же, между центрами отверсти�;

d - диаметр отверстия для болта.

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

2. При значениях расстояни� а и b, промежуточных между указанными в поз. 2 и в табл. 39, коэффициент γ_b следует определять лине�но� интерполяцие�.

Для одноболтовых соединени� следует учитывать коэффициенты услови� работы γ_c согласно требованиям п. 11.8.

11.8. Количество n болтов в соединении при де�ствии продольно� силы N следует определять по формуле

,                                                         (130)

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

11.9. При де�ствии на соединение момента, вызывающего сдвиг соединяемых элементов, распределение усили� 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 де�ствия продольно� силы и момента, следует проверять на равноде�ствующее усилие.

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

При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с помощью коротыше� 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 де�ствующих в стыках и прикреплениях усили� через трение, возникающее по соприкасающимся плоскостям соединяемых элементов от натяжения высокопрочных болтов. При этом распределение продольно� силы между болтами следует принимать равномерным.

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

,                                                 (131)*

где R_bf - расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта;

μ - коэффициент трения, принимаемы� по табл. 36*;

γ_h - коэффициент надежности, принимаемы� по табл. 36*;

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

γ_b -   коэффициент услови� работы соединения, зависящи� от количества n болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия, и принимаемы� равным:

0,8 при п < 5;

0,9 при 5 ≤ n < 10;

1,0 при п ≥ 10.

Количество п высокопрочных болтов в соединении при де�ствии продольно� силы следует определять по формуле

,                                                            (132)*

где k - количество поверхносте� 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 кажды� болт, в рассматриваемом сечении уже передана силами трения. При этом проверку ослабленных сечени� 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 условно� 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 га�ки.

2. Допускаются другие способы обработки соединяемых поверхносте�, 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 передающе�ся через торцы.

Во внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементах сварные швы и болты, включая высокопрочные, указанных соединени� следует рассчитывать на максимальное растягивающее усилие от де�ствия момента и продольно� силы при наиболее неблагоприятном их сочетании, а также на сдвигающее усилие от де�ствия поперечно� 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 подвижно� сосредоточенно� нагрузки.

При приложении неподвижно� сосредоточенно� 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 поперечно� сило� Q, где S - статически� момент брутто пояса балки относительно не�трально� оси;

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

α -    коэффициент, принимаемы� при нагрузке по верхнему поясу балки, в которо� 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 поверхносте� трения соединяемых элементов.

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

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 де�ствительным 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 конструкци� необходимо:

предусматривать связи, обеспечивающие в процессе монтажа и эксплуатации усто�чивость и пространственную неизменяемость сооружения в целом и его элементов, назначая их в зависимости от основных параметров сооружения и режима его эксплуатации (конструктивно� схемы, пролетов, типов кранов и режимов их работы, температурных возде�стви� и т.п.);

учитывать производственные возможности и мощность технологического и кранового оборудования предприяти� - изготовителе� стальных конструкци�, а также подъемно-транспортное и другое оборудование монтажных организаци�;

производить разбивку конструкци� на отправочные элементы с учетом вида транспорта и габаритов транспортных средств, рационального и экономичного транспортирования конструкци� 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 напряжени�) при наличии соответствующего оборудования на предприятии-изготовителе;

предусматривать монтажные крепления элементов (устро�ство 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, ригеле�, 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 конструкци� следует исключать возможность вредного влияния остаточных деформаци� и напряжени�, в том числе сварочных, а также концентрации напряжени�, предусматривая соответствующие конструктивные решения (с наиболее равномерным распределением напряжени� в элементах и деталях, без входящих углов, резких перепадов сечения и других концентраторов напряжени�) и технологические мероприятия (порядок сборки и сварки, предварительны� выгиб, механическую обработку соответствующих зон путем строгания, фрезерования, зачистки абразивным кругом и др.).

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

высоких местных напряжени�, вызванных возде�ствием сосредоточенных нагрузок или деформаци� детале� соединени�, а также остаточных напряжени�;

резких концентраторов напряжени� на участках с высокими местными напряжениями и ориентированных поперек направления де�ствующих растягивающих напряжени�;

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

При конструировании сварных конструкци� следует учитывать, что конструкции со сплошно� стенко� имеют меньше концентраторов напряжени� 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 конструкци� от коррозии.

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

12.5. Конструкции, которые могут подвергаться возде�ствию расплавленного металла (в виде брызг при разливке металла, при прорыве металла из пече� или ковше�), следует защищать облицовко� или ограждающими стенками из огнеупорного кирпича или жароупорного бетона, защищенными от механических повреждени�.

Конструкции, подвергающиеся длительному возде�ствию лучисто� или конвекционно� теплоты или кратковременному возде�ствию огня во время авари� тепловых агрегатов, следует защищать подвесными металлическими экранами или футеровко� из кирпича или жароупорного бетона.

СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

12.6. В конструкциях со сварными соединениями следует:

предусматривать применение высокопроизводительных механизированных способов сварки;

обеспечивать свободны� доступ к местам выполнения сварных соединени� 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 услови�:

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, принимаемы� по табл. 34*), за исключением швов, в которых усилие де�ствует 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, примыкающи� к более тонкому элементу, должен соответствовать требованиям п. 12.8, а, а примыкающи� к более толстому элементу - требованиям п. 12.8, б;

ж) в конструкциях, воспринимающих динамические и вибрационные нагрузки, а также возводимых в климатических ра�онах 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 конструкци� 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 среднеагрессивно� и сильноагрессивно� средах (классификация согласно СНиП по защите строительных конструкци� от коррозии);

возводимых в климатических ра�онах 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 детале� следует, как правило, выполнять прямыми с полным проваром и с применением выводных планок.

В монтажных условиях допускается односторонняя сварка с подварко� корня шва и сварка на остающе�ся стально� подкладке.

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

12.13. Применение прерывистых швов, а также электрозаклепок, выполняемых ручно� сварко� с предварительным сверлением отверсти�, допускается только в конструкциях группы 4.

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ И СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ

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

Таблица 38*

Примечания: 1. В конструкциях из стали с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см*), а также из всех стале� 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 соединени�, в которых отверстия просверлены на проектны� диаметр в собранных элементах либо по кондукторам в отдельных элементах и деталях, просверлены или продавлены на меньши� 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 конструкци�, 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 ненарезанно� части участки с различными диаметрами, не допускается применять в соединениях, в которых эти болты работают на срез.

12.18*. Под га�ки болтов следует устанавливать круглые ша�бы по ГОСТ 11371-78*, под га�ки и головки высокопрочных болтов следует устанавливать ша�бы 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 превышающе� 3 мм, а в конструкциях, изготовленных из стали с временным сопротивлением не ниже 440 МПа (4500 кгс/см²), не превышающе� 4 мм, допускается установка одно� ша�бы под га�ку.

Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, не должна находиться на глубине более половины толщины элемента, прилегающего к га�ке, или свыше 5 мм, кроме структурных конструкци�, опор лини� электропередачи и открытых распределительных устро�ств и лини� контактных сете� 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

* В соединяемых элементах из стали с пределом текучести свыше 380 МПа (3900 кгс/см²) минимальное расстояние между болтами следует принимать равным 3d.

Обозначения, принятые в табл. 39:

d - диаметр отверстия для болта;

t - толщина наиболее тонкого наружного элемента.

Примечание. В соединяемых элементах из стали с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см²) допускается уменьшение расстояния от центра болта до края элемента вдоль усилия и минимального расстояния между центрами болтов в случаях расчета с учетом соответствующих коэффициентов услови� работы соединени� согласно пп. 11.7* и 15.14*.

Соединительные болты должны размещаться, как правило, на максимальных расстояниях; в стыках и узлах следует размещать болты на минимальных расстояниях.

При размещении болтов в шахматном порядке расстояние между их центрами вдоль усилия следует принимать не менее a + 1,5d, где a - расстояние между рядами поперек усилия, d - диаметр отверстия для болта. При таком размещении сечение элемента А_n определяется с учетом ослабления его отверстиями, расположенными только в одном сечении поперек усилия (не по «зигзагу»).

При прикреплении уголка одно� полко� отверстие, наиболее удаленное от его конца, следует размещать на риске, ближа�ше� к обушку.

12.20*. В соединениях с болтами классов точности А, В и С (за исключением крепления второстепенных конструкци� и соединени� на высокопрочных болтах) должны быть предусмотрены меры против развинчивания гаек (постановка пружинных ша�б или контргаек).

13. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ¹

¹ Допускается применять для других видов здани� и сооружени�.

ОТНОСИТЕЛЬНЫЕ ПРОГИБЫ И ОТКЛОНЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ

13.1*. Прогибы и перемещения элементов конструкци� не должны превышать предельных значени�, установленных СНиП по нагрузкам и возде�ствиям.

Табл. 40* исключена.

13.2-13.4 и табл. 41* исключены.

РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ ТЕМПЕРАТУРНЫМИ ШВАМИ

13.5. Наибольшие расстояния между температурными швами стальных каркасов одноэтажных здани� и сооружени� следует принимать согласно табл. 42.

При превышении более чем на 5 % указанных в табл. 42 расстояни�, а также при увеличении жесткости каркаса стенами или другими конструкциями в расчете следует учитывать климатические температурные возде�ствия, неупругие деформации конструкци� и податливость узлов.

ФЕРМЫ И СТРУКТУРНЫЕ ПЛИТЫ ПОКРЫТИЙ

13.6. Оси стержне� ферм и структур должны быть, как правило, центрированы во всех узлах. Центрирование стержне� следует производить в сварных фермах по центрам тяжести сечени� (с округлением до 5 мм), а в болтовых - по рискам уголков, ближа�шим к обушку.

Смещение осе� поясов ферм при изменении сечени� допускается не учитывать, если оно не превышает 1,5 % высоты пояса.

Таблица 42

Примечание. При наличии между температурными швами здания или сооружения двух вертикальных связе� расстояние между последними в осях не должно превышаться здани� - 40-50 м и для открытых эстакад - 25-30 м, при этом для здани� и сооружени�, возводимых в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃, должны приниматься меньшие из указанных расстояни�.

При наличии эксцентриситетов в узлах элементы ферм и структур следует рассчитывать с учетом соответствующих изгибающих моментов.

При приложении нагрузок вне узлов фермы пояса должны быть рассчитаны на совместное де�ствие продольных усили� и изгибающих моментов.

13.7. При пролетах ферм покрыти� свыше 36 м следует предусматривать строительны� подъем, равны� прогибу от постоянно� и длительно� нагрузок. При плоских кровлях строительны� подъем следует предусматривать независимо от величины пролета, принимая его равным прогибу от суммарно� нормативно� нагрузки плюс 1/200 пролета.

13.8. При расчете ферм с элементами из уголков или тавров соединения элементов в узлах ферм допускается принимать шарнирными. При двутавровых, Н-образных и трубчатых сечениях элементов расчет ферм по шарнирно� схеме допускается, когда отношение высоты сечения к длине элементов не превышает: 1/10 - для конструкци�, эксплуатируемых во всех климатических ра�онах, кроме I₁, I₂, II₂ и II₃; 1/15 - в ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃.

При превышении этих отношени� следует учитывать дополнительные изгибающие моменты в элементах от жесткости узлов. Учет жесткости узлов в фермах разрешается производить приближенными методами; осевые усилия допускается определять по шарнирно� схеме.

13.9*. Расстояние между краями элементов решетки и пояса в узлах сварных ферм с фасонками следует принимать не менее а = 6t - 20 мм, но не более 80 мм (здесь t - толщина фасонки, мм).

Между торцами стыкуемых элементов поясов ферм, перекрываемых накладками, следует оставлять зазор не менее 50 мм.

Сварные швы, прикрепляющие элементы решетки фермы к фасонкам, следует выводить на торец элемента на длину 20 мм.

13.10. В узлах ферм с поясами из тавров, двутавров и одиночных уголков крепление фасонок к полкам поясов встык следует осуществлять с проваром на всю толщину фасонки. В конструкциях группы 1, а также эксплуатируемых в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃ примыкание узловых фасонок к поясам следует выполнять согласно поз. 7 табл. 83*.

КОЛОННЫ

13.11. Отправочные элементы сквозных колонн с решетками в двух плоскостях следует укреплять диафрагмами, располагаемыми у концов отправочного элемента.

В сквозных колоннах с соединительно� решетко� в одно� плоскости диафрагмы следует располагать не реже чем через 4 м.

13.12*. В центрально-сжатых колоннах и сто�ках с односторонними поясными швами согласно п. 12.9* в узлах крепления связе�, балок, распорок и других элементов в зоне передачи усилия следует применять двусторонние поясные швы, выходящие за контуры прикрепляемого элемента (узла) на длину 30k_f с каждо� стороны.

13.13. Угловые швы, прикрепляющие фасонки соединительно� решетки к колоннам внахлестку, следует назначать по расчету и располагать с двух сторон фасонки вдоль колонны в виде отдельных участков в шахматном порядке, при этом расстояние между концами таких швов не должно превышать 15 толщин фасонки.

В конструкциях, возводимых в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃, а также при применении ручно� дугово� сварки швы должны быть непрерывными по все� длине фасонки.

13.14. Монтажные стыки колонн следует выполнять с фрезерованными торцами, сварными встык, на накладках со сварными швами или болтами, в том числе высокопрочными. При приварке накладок швы следует не доводить до стыка на 30 мм с каждо� стороны. Допускается применение фланцевых соединени� с передаче� сжимающих усили� через плотное касание, а растягивающих - болтами.

СВЯЗИ

13.15. В каждом температурном блоке здания следует предусматривать самостоятельную систему связе�.

13.16. Нижние пояса подкрановых балок и ферм пролетом свыше 12 м следует укреплять горизонтальными связями.

13.17. Вертикальные связи между основными колоннами ниже уровня подкрановых балок при двухветвевых колоннах следует располагать в плоскости каждо� из ветве� колонны.

Ветви двухветвевых связе�, как правило, следует соединять между собо� соединительными решетками.

13.18. Поперечные горизонтальные связи следует предусматривать в уровне верхнего или нижнего поясов стропильных ферм в каждом пролете здания по торцам температурных блоков. При длине температурного блока более 144 м следует предусматривать промежуточные поперечные горизонтальные связи.

Стропильные фермы, не примыкающие непосредственно к поперечным связям, следует раскреплять в плоскости расположения этих связе� распорками и растяжками.

В местах расположения поперечных связе� следует предусматривать вертикальные связи между фермами.

При наличии жесткого диска кровли в уровне верхних поясов следует предусматривать инвентарные съемные связи для выверки конструкци� и обеспечения их усто�чивости в процессе монтажа,

В покрытиях здани� и сооружени�, эксплуатируемых в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃, следует, как правило, предусматривать (дополнительно к обычно применяемым) вертикальные связи посредине каждого пролета вдоль всего здания.

13.19*. Продольные горизонтальные связи в плоскости нижних поясов стропильных ферм следует предусматривать вдоль кра�них рядов колонн в зданиях с кранами групп режимов работы 6К-8К по ГОСТ 25546-82; в покрытиях с подстропильными фермами; в одно- и двухпролетных зданиях с мостовыми кранами грузоподъемностью 10 т и более, а при отметке низа стропильных конструкци� свыше 18 м - независимо от грузоподъемности кранов.

В зданиях с числом пролетов более трех горизонтальные продольные связи следует размещать также вдоль средних рядов колонн не реже чем через пролет в зданиях с кранами групп режимов работы 6К-8К по ГОСТ 25546-82 и через два пролета - в прочих зданиях.

13.20. Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам разрезных ферм пролетных строени� транспортерных галере� следует конструировать раздельно для каждого пролета.

13.21. При применении крестово� решетки связе� покрыти� допускается расчет по условно� схеме в предположении, что раскосы воспринимают только растягивающие усилия.

При определении усили� в элементах связе� обжатие поясов ферм, как правило, учитывать не следует.

13.22. При устро�стве мембранного настила в плоскости нижних поясов ферм допускается учитывать работу мембраны.

13.23. В висячих покрытиях с плоскостными несущими системами (двухпоясными, изгибно-жесткими вантами и т.п.) следует предусматривать вертикальные и горизонтальные связи между несущими системами.

БАЛКИ

13.24. Применять пакеты листов для поясов сварных двутавровых балок, как правило, не разрешается.

Для поясов балок на высокопрочных болтах допускается применять пакеты, состоящие не более чем из трех листов, при этом площадь поясных уголков следует принимать равно� не менее 30 % все� площади пояса.

13.25. Поясные швы сварных балок, а также швы, присоединяющие к основному сечению балки вспомогательные элементы (например, ребра жесткости), должны выполняться непрерывными.

13.26. При применении односторонних поясных швов в сварных двутавровых балках, несущих статическую нагрузку, должны быть выполнены следующие требования:

расчетная нагрузка должна быть приложена симметрично относительно поперечного сечения балки;

должна быть обеспечена усто�чивость сжатого пояса балки в соответствии с п. 5.16*, а;

в местах приложения к поясу балки сосредоточенных нагрузок, включая нагрузки от ребристых железобетонных плит, должны быть установлены поперечные ребра жесткости.

В ригелях рамных конструкци� у опорных узлов следует применять двусторонние поясные швы.

В балках, рассчитываемых согласно требованиям пп. 5.18*-5.23 настоящих норм, применение односторонних поясных швов не допускается.

13.27. Ребра жесткости сварных балок должны быть удалены от стыков стенки на расстояние не менее 10 толщин стенки. В местах пересечения стыковых швов стенки балки с продольным ребром жесткости швы, прикрепляющие ребро к стенке, следует не доводить до стыкового шва на 40 мм.

13.28. В сварных двутавровых балках конструкци� групп 2-4 следует, как правило, применять односторонние ребра жесткости с расположением их с одно� стороны балки.

В балках с односторонними поясными швами ребра жесткости следует располагать со стороны стенки, противоположно� расположению односторонних поясных швов.

ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ

13.29. Расчет на прочность подкрановых балок следует выполнять согласно требованиям п. 5.17 на де�ствие вертикальных и горизонтальных нагрузок.

13.30*. Расчет на прочность стенок подкрановых балок (за исключением балок, рассчитываемых на выносливость, для кранов групп режимов работы 7К в цехах металлургических производств и 8К по ГОСТ 25546-82) следует выполнять по формуле (33), в которо� при расчете сечени� на опорах неразрезных балок вместо коэффициента 1,15 следует принимать коэффициент 1,3.

13.31. Расчет на усто�чивость подкрановых балок следует выполнять в соответствии с п. 5.15.

13.32. Проверку усто�чивости стенок и поясных листов подкрановых балок следует выполнять согласно требованиям разд. 7 настоящих норм.

13.33*. Подкрановые балки следует рассчитывать на выносливость согласно разд. 9 настоящих норм, при этом следует принимать α = 0,77 при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 и α = 1,1 в остальных случаях.

В подкрановых балках для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 стенки дополнительно следует рассчитывать на прочность согласно п. 13.34* и на выносливость согласно п. 13.35*.

Расчет подкрановых балок на прочность и на выносливость следует производить на де�ствие крановых нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и возде�ствиям.

13.34*. В сжато� зоне стенок подкрановых балок из стали с пределом текучести до 400 МПа (4100 кгс/см²) должны быть выполнены условия:

;           (141)

σ_x + σ_loc,x ≤ R_y;                                                            (142)

σ_loc,y + σ_fy ≤ R_y;                                                           (143)

τ_xy + τ_loc,xy + τ_f,xy ≤ R_s;                                                      (144)

где

;                               (145)*

β -      коэффициент, принимаемы� равным 1,15 для расчета разрезных балок и 1,3 - для расчета сечени� на опорах неразрезных балок.

В формулах (145)*:

М, Q -    соответственно изгибающи� момент и поперечная сила в сечении балки от расчетно� нагрузки;

γ_f1 -     коэффициент увеличения вертикально� сосредоточенно� нагрузки на отдельное колесо крана, принимаемы� согласно требованиям СНиП по нагрузкам и возде�ствиям;

F -      расчетное давление колеса крана без учета коэффициента динамичности;

l_ef -     условная длина, определяемая по формуле

;                                                            (146)

где с -  коэффициент, принимаемы� для сварных и прокатных балок 3,25, для балок на высокопрочных болтах - 4,5;

J_1f -      сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса или общи� момент инерции рельса и пояса в случае приварки рельса швами, обеспечивающими совместную работу рельса и пояса;

M_t -     местны� крутящи� момент, определяемы� по формуле

M_t = Fe + 0,75Q_th_r,                                                   (147)

где е -  условны� эксцентриситет, принимаемы� равным 15 мм;

Q_t -      поперечная расчетная горизонтальная нагрузка, вызываемая перекосами мостового крана и непараллельностью крановых путе�, принимаемая согласно требованиям СНиП по нагрузкам и возде�ствиям;

h_r -       высота кранового рельса;

 -  сумма собственных моментов инерции кручения рельса и пояса, где t_f и b_f - соответственно толщина и ширина верхнего (сжатого) пояса балки.

Все напряжения в формулах (141)-(145)* следует принимать со знаком «плюс».

13.35*. Расчет на выносливость верхне� зоны стенки составно� подкраново� балки следует выполнять по формуле

,                              (148)

где R_v -     расчетное сопротивление усталости для всех стале�, принимаемое равным соответственно для балок сварных и на высокопрочных болтах: R_v = 75 МПа (765 кгс/см²) и 95 МПа (930 кгс/см²) для сжато� верхне� зоны стенки (сечения в пролете балки); R_v = 65 МПа (665 кгс/см²) и 89 МПа (875 кгс/см²) для растянуто� верхне� зоны стенки (опорные сечения неразрезных балок).

Значения напряжени� в формуле (148) следует определять по п. 13.34* от крановых нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и возде�ствиям.

Верхние поясные швы в подкрановых балках для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 должны быть выполнены с проваром на всю толщину стенки.

13.36. Свободные кромки растянутых поясов подкрановых балок и балок рабочих площадок, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов, должны быть прокатными, строгаными или обрезанными машинно� кислородно� или плазменно-дугово� резко�.

13.37*. Размеры ребер жесткости подкрановых балок должны удовлетворять требованиям п. 7.10, при этом ширина выступающе� части двустороннего ребра должна быть не менее 90 мм. Двусторонние поперечные ребра жесткости не должны привариваться к поясам балки. Торцы ребер жесткости должны быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки; при этом в балках под краны групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82 необходимо строгать торцы, примыкающие к верхнему поясу.

В балках под краны групп режимов работы 1К-5К по ГОСТ 25546-82 допускается применять односторонние поперечные ребра жесткости с приварко� их к стенке и к верхнему поясу и расположением согласно п. 13.28.

13.38. Расчет на прочность подвесных балок крановых путе� (монорельсов) следует выполнять с учетом местных нормальных напряжени� в месте приложения давления от колеса крана, направленных вдоль и поперек оси балки.

ЛИСТОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ

13.39. Контур поперечных элементов жесткости оболочек следует проектировать замкнутым.

13.40. Передачу сосредоточенных нагрузок на листовые конструкции следует, как правило, предусматривать через элементы жесткости.

13.41. В местах сопряжени� оболочек различно� формы следует применять, как правило, плавные переходы в целях уменьшения местных напряжени�.

13.42. Выполнение всех стыковых швов следует предусматривать либо двусторонне� сварко�, либо односторонне� сварко� с подварко� корня или на подкладках.

В проекте следует указывать на необходимость обеспечения плотности соединени� конструкци�, в которых эта плотность требуется.

13.43. В листовых конструкциях следует, как правило, применять сварные соединения встык. Соединения листов толщино� 5 мм и менее, а также монтажные соединения допускается предусматривать внахлестку.

13.44. При конструировании листовых конструкци� необходимо предусматривать индустриальные методы их изготовления и монтажа путем применения:

листов и лент больших размеров;

способа рулонирования, изготовления заготовок в виде скорлуп и др.;

раскроя, обеспечивающего наименьшее количество отходов;

автоматическо� сварки;

минимального количества сварных швов, выполняемых на монтаже.

13.45. При проектировании прямоугольных или квадратных в плане плоских мембран покрыти� в углах опорных контуров следует применять, как правило, плавное сопряжение элементов контура. Для мембранных конструкци� следует, как правило, применять стали с повышенно� сто�костью против коррозии.

МОНТАЖНЫЕ КРЕПЛЕНИЯ

13.46*. Монтажные крепления конструкци� здани� и сооружени� с подкрановыми балками, рассчитываемыми на выносливость, а также конструкци� под железнодорожные составы следует осуществлять на сварке или высокопрочных болтах.

Болты классов точности В и С в монтажных соединениях этих конструкци� допускается применять:

для крепления прогонов, элементов фонарно� конструкции, связе� по верхним поясам ферм (при наличии связе� по нижним поясам или жестко� кровли), вертикальных связе� по фермам и фонарям, а также элементов фахверка;

для крепления связе� по нижним поясам ферм при наличии жестко� кровли (железобетонных или армированных плит из ячеистых бетонов, стального профилированного настила и т.п.);

для крепления стропильных и подстропильных ферм к колоннам и стропильных ферм к подстропильным при условии передачи вертикального опорного давления через столик;

для крепления разрезных подкрановых балок между собо�, а также для крепления их нижнего пояса к колоннам, к которым не крепятся вертикальные связи;

для крепления балок рабочих площадок, не подвергающихся возде�ствию динамических нагрузок;

для крепления второстепенных конструкци�.

14. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ЖИЛЫХ И ОБЩЕСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ

КАРКАСНЫЕ ЗДАНИЯ

14.1-14.3 и табл. 43 исключены.

14.4*. Для перераспределения изгибающих моментов в элементах рамных систем допускается применение в узлах соединения ригеле� с колоннами стальных накладок, работающих в пластическо� стадии.

Накладки следует выполнять из стале� с пределом текучести до 345 МПа (3500 кгс/см²).

Усилия в накладках следует определять при минимальном пределе текучести σ_у,min = R_yn и максимальном пределе текучести σ_y,max = R_yn + 100 МПа (1000 кгс/см²).

Накладки, работающие в пластическо� стадии, должны иметь строганые или фрезерованные продольные кромки.

ВИСЯЧИЕ ПОКРЫТИЯ

14.5. Для конструкци� из ните� следует, как правило, применять канаты, пряди и высокопрочную проволоку. Допускается применение проката.

14.6. Кровля висячего покрытия, как правило, должна быть расположена непосредственно на несущих нитях и повторять образуемую ими форму. Допускается кровлю поднять над нитями, оперев на специальную надстроечную конструкцию, или подвесить к нитям снизу. В этом случае форма кровли может отличаться от формы провисания ните�.

14.7. Очертания опорных контуров следует назначать с учетом кривых давления от усили� в прикрепленных к ним нитях при расчетных нагрузках.

14.8. Висячие покрытия следует рассчитывать на стабильность формы от временных нагрузок, в том числе от ветрового отсоса, которая должна обеспечивать герметичность принято� конструкции кровли. При этом следует проверять изменение кривизны покрытия по двум направлениям - вдоль и поперек ните�. Необходимая стабильность достигается с помощью конструктивных мероприяти�: увеличением натяжения нити за счет веса покрытия или предварительного напряжения; созданием специально� стабилизирующе� конструкции; применением изгибно-жестких ните�; превращением системы ните� и кровельных плит в единую конструкцию.

14.9. Сечение нити должно быть рассчитано по наибольшему усилию, возникающему при расчетно� нагрузке, с учетом изменения заданно� геометрии покрытия. В сетчатых системах, кроме этого, сечение нити должно быть проверено на усилие от де�ствия временно� нагрузки, расположенно� только вдоль данно� нити.

14.10. Вертикальные и горизонтальные перемещения ните� и усилия в них следует определять с учетом нелине�ности работы конструкци� покрытия.

14.11. Коэффициенты услови� работы ните� из канатов и их закреплени� следует принимать в соответствии с разд. 16. Для стабилизирующих канатов, если они не являются затяжками для опорного контура, коэффициент услови� работы γ_c = 1.

14.12. Опорные узлы ните� из прокатных профиле� следует выполнять, как правило, шарнирными.

15*. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ОПОР ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ, КОНСТРУКЦИЙ ОТКРЫТЫХ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ И ЛИНИЙ КОНТАКТНЫХ СЕТЕЙ ТРАНСПОРТА

15.1*. Для опор воздушных лини� электропередачи (ВЛ) и конструкци� открытых распределительных устро�ств (ОРУ) и лини� контактных сете� транспорта (КС) следует, как правило, применять стали в соответствии с табл. 50* (кроме стале� С390, С390К, С440, С590, С590К) и табл. 51, а.

15.2*. Болты классов точности А, В и С для опор ВЛ и конструкци� ОРУ высото� до 100 м следует принимать как для конструкци�, не рассчитываемых на выносливость, а для опор высото� более 100 м - как для конструкци�, рассчитываемых на выносливость.

15.3. Литые детали следует проектировать из углеродисто� стали марок 35Л и 45Л групп отливок II и III по ГОСТ 977-75*.

15.4*. При расчетах опор ВЛ и конструкци� ОРУ и КС следует принимать коэффициенты услови� работы, установленные разд. 4* и 11, а также по табл. 44*, п. 15.14* и прил. 4* настоящих норм.

Расчет на прочность элементов опор, за исключением расчета сечени� в местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одно� полко� болтами, по п. 5.2 не допускается.

15.5. При определении приведенно� гибкости по табл. 7 наибольшую гибкость всего стержня λ следует вычислять по формулам:

для четырехгранного стержня с параллельными поясами, шарнирно опертого по концам

λ = 2l / b;                                                               (149)

для трехгранного равностороннего стержня с параллельными поясами, шарнирно опертого по концам

λ = 2,5l / b;                                                            (150)

для свободностояще� сто�ки пирамидально� формы (рис. 9)*

λ = 2μ₁h / b_i.                                                          (151)

Обозначения, принятые в формулах (149)-(151):

μ₁ = 1,25 (b_s / b_i)² - 2,75 (b_s / b_i) +3,5 - коэффициент для определения расчетно� длины;

l -   геометрическая длина сквозного стержня;

b -  расстояние между осями поясов узко� грани стержня с параллельными поясами;

h -  высота свободно стояще� сто�ки;

b_s и b_i - расстояния между осями поясов пирамидально� опоры соответственно в верхнем и нижнем основаниях наиболее узко� грани.

Таблица 44

Примечание. Указанные в таблице коэффициенты услови� работы не распространяются на соединения элементов в узлах.

15.6. Расчет на усто�чивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых стержне� сквозного сечения, постоянного по длине, следует выполнять согласно требованиям разд. 5 настоящих норм.

Рис. 21. Схемы траверс

а - с треугольно� решетко�; б - то же, со сто�ками

Для равносторонних трехгранных стержне� сквозного сечения, постоянного по длине, с решетками и планками относительны� эксцентриситет т следует вычислять по формулам:

при изгибе в плоскости, перпендикулярно� одно� из гране�

т = 3,48βM / (Nb);                                                     (152)

при изгибе в плоскости, параллельно� одно� из гране�

т = 3βM / (Nb),                                                        (153)

где b -  расстояние между осями поясов в плоскости грани;

β -    коэффициент, равны� 1,2 при болтовых соединениях и 1,0 - при сварных соединениях.

15.7. При расчете внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых стержне� сквозного сечения согласно требованиям п. 5.27* настоящих норм значение эксцентриситета при болтовых соединениях элементов следует умножать на коэффициент 1,2.

15.8. При проверке усто�чивости отдельных поясов внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых стоек сквозного сечения опор с оттяжками продольную силу в каждом поясе следует определять с учетом усилия от изгибающего момента М, вычисляемого по деформированно� схеме. Значение этого момента в середине длины шарнирно-оперто� сто�ки должно определяться по формуле

,                                          (154)

где M_q - изгибающи� момент в середине длины от поперечно� нагрузки, определяемы� как в обычных балках;

δ = 1 - 0,1Nl² / (EJ); здесь J - момент инерции сечения сто�ки относительно оси, перпендикулярно� плоскости де�ствия поперечно� нагрузки;

l - длина сто�ки;

N - продольная сила в сто�ке;

f_q - прогиб сто�ки в середине длины от поперечно� нагрузки, определяемы� как в обычных балках;

f₀ = l / 750 - стрелка начального искривления сто�ки;

β - коэффициент, принимаемы� согласно п. 15.6.

15.9. Поперечную силу Q в сжато-изгибаемых и шарнирно-опертых сто�ках сквозного сечения, постоянного по длине, в опорах с оттяжками следует принимать постоянно� по длине сто�ки и определять по формуле

,                                    (155)

где Q_max - максимальная поперечная сила от внешне� нагрузки.

Остальные обозначения в формуле (155) приняты такими, как в формуле (154).

15.10*. Расчет на усто�чивость сжатых стержне� конструкци� из одиночных уголков следует выполнять, как правило, с учетом эксцентричного приложения продольных сил.

Допускается рассчитывать эти стержни как центрально-сжатые по формуле (7) при условии умножения продольных сил на коэффициенты α_m и α_d, принимаемые не менее 1,0.

В пространственных болтовых конструкциях по рис. 9* (кроме рис. 9*, в и концевых опор) при центрировании в узлах стержне� из одиночных равнополочных уголков по их рискам при однорядном расположении болтов в элементах решетки и прикреплении раскосов в узле с двух сторон полки пояса значения коэффициентов α_m и α_d определяются:

для поясов с  ≤ 3,5 (при  > 3,5 следует принимать  = 3,5) по формулам:

при 0,55 ≤ c / b ≤ 0,66 и N_md / N_m ≤ 0,7

α_m = 1+ [c / b - 0,55 +  (0,2 - 0,05)]N_md / N_m;                               (156)*

при 0,4 ≤ c / b < 0,55 и N_md / N_m ≤ (2,33c / b - 0,58)

α_m = 0,95 + 0,1c / b + [0,34 - 0,62c / b +  (0,2 - 0,05)]N_md / N_m;                (156, a)

для раскосов (с отношением расстояния по полке уголка раскоса от обушка до риски, на которо� установлены болты, к ширине полки уголка раскоса, равном от 0,54 до 0,60), примыкающих к рассчитываемо� панели пояса, по формулам:

при 0,55 ≤ c / b ≤ 0,66 и N_md / N_m ≤ 0,7

α_d = 1,18 - 0,36c / b + (1,18c / b - 0,86)N_md / N_m;                               (157)*

при 0,4 ≤ c / b < 0,55 и N_md / N_m ≤ (2,33c / b - 0,58)

α_d = 1 - 0,04c / b + [0,36 - 0,41c / b)N_md / N_m;                                (157, a)

Для пространственных болтовых конструкци� по рис. 9*, г, д, е в формулах (156, а) и (157, а) следует принимать 0,45 ≤ c / b < 0,55.

В пространственных сварных конструкциях из одиночных равнополочных уголков по рис. 9*, б, г (кроме концевых опор) с прикреплением раскосов в узле только с внутренне� стороны полки пояса при N_md / N_m ≤ 0,7 значения коэффициентов α_m и α_d принимаются:

при центрировании в узлах стержне� по центрам тяжести сечени� α_m = α_d = 1,0;

при центрировании в узлах осе� раскосов на обушок пояса α_m = α_d = 1 + 0,12N_md / N_m.

При расчете конструкци� на совместное де�ствие вертикальных и поперечных нагрузок и крутящего момента, вызванного обрывом проводов или тросов, допускается принимать α_m = α_d = 1,0.

Обозначения, принятые в формулах (156)* - (157, а) для определения α_m и α_d:

с - расстояние по полке уголка пояса от обушка до риски, на которо� расположен центр узла;

b - ширина полки уголка пояса;

 - условная гибкость пояса;

N_m - продольная сила в панели пояса;

N_md - сумма проекци� на ось пояса усили� в раскосах, примыкающих к одно� полке пояса, передаваемая на него в узле и определяемая при том же сочетании нагрузок, как для N_m; при расчете пояса принимается большее из значени� N_md, полученных для узлов по концам панели, в при расчете раскосов - для узла, к которому примыкает раскос.

15.11*. Гибкость первого снизу раскоса из одиночного уголка решетчато� свободно стояще� сто�ки не должна превышать 160.

15.12. Отклонения верха опор и вертикальные прогибы траверс не должны превышать значени�, приведенных в табл. 45.

15.13. В стальных конструкциях опор ВЛ и ОРУ из одиночных уголков диафрагмы следует располагать не реже чем через 15 м, а также в местах приложения сосредоточенных нагрузок и переломов поясов.

15.14*. В одноболтовых соединениях элементов решетки (раскосов и распорок) кроме постоянно работающих на растяжение при толщине полки до 6 мм из стале� с пределом текучести до 380 МПа (3900 кг / см²) расстояние от края элемента до центра отверстия вдоль усилия допускается принимать 1,35d (где d - диаметр отверстия) без допуска в сторону уменьшения при изготовлении элементов, о чем должно быть указано в проекте. При этом в расчете на смятие соединяемых элементов коэффициент услови� работы γ_b соединения в формуле (128) следует принимать равным 0,65.

В одноболтовых соединениях элементов, постоянно работающих на растяжение (тяг траверс, элементов, примыкающих к узлам крепления проводов и тросов, и в местах крепления оборудования), расстояние от края элемента до центра отверстия вдоль усилия следует принимать не менее 2d.

15.15. Раскосы, прикрепляемые к поясу болтами в одном узле, должны располагаться, как правило, с двух сторон полки поясного уголка.

15.16. В болтовых стыках поясных равнополочных уголков число болтов в стыке следует назначать четным и распределять болты поровну между полками уголка.

Количество болтов при однорядном и шахматном их расположении, а также количество поперечных рядов болтов при двухрядном их расположении следует назначать не более пяти на одно� полке уголка с каждо� стороны от стыка.

16. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ КОНСТРУКЦИЙ АНТЕННЫХ СООРУЖЕНИЙ (АС) СВЯЗИ ВЫСОТОЙ до 500 м

16.1. При проектировании АС следует предусматривать:

снижение аэродинамического сопротивления сооружения и отдельных его элементов;

рациональное распределение усили� в элементах конструкци� путем использования предварительного напряжения;

совмещение несущих и радиотехнических функци�.

16.2*. Для конструкци� АС следует, как правило, применять стали в соответствии с табл. 50* (кроме стале� С390К, С590, С590К) и табл. 51, а.

16.3. Для оттяжек и элементов антенных полотен следует применять стальные канаты круглые оцинкованные по группе СС, грузовые нераскручивающиеся одинарно� свивки (спиральные) или нераскручивающиеся дво�но� крестово� свивки с металлическим сердечником (круглопрядные), при этом спиральные канаты должны применяться при расчетных усилиях до 325 кН (33 тс). В канатах следует применять стальную круглую канатную проволоку наибольших диаметров марки 1. Для средне- и сильноагрессивных сред допускаются канаты, оцинкованные по группе ЖС, с требованиями для канатов группы СС. Допускается применение раскручивающихся канатов при удлинении на 25 % обвязок из мягко� оцинкованно� проволоки по концам канатов.

Таблица 45

Примечания: 1 . Отклонения опор ОРУ и траверс опор ВЛ в авари�ном и монтажном режимах не нормируются.

2. Отклонения и прогибы по поз. 7 и 8 должны быть уменьшены, если техническими условиями на эксплуатацию оборудования установлены более жесткие требования.

Для оттяжек со встроенными изоляторами орешкового типа следует применять стальные канаты с неметаллическими сердечниками, если это допускается радиотехническими требованиями.

Для оттяжек с усилиями, превышающими несущую способность канатов из кругло� проволоки, допускается применение стальных канатов закрытого типа из зетобразных и клиновидных оцинкованных проволок.

16.4. Концы стальных канатов в стаканах или муфтах следует закреплять заливко� цинковым сплавом ЦАМ9-1,5Л по ГОСТ 21437-75*.

16.5. Для элементов антенных полотен следует применять провода по табл. 64. Применение медных проволок допускается только в случаях технологическо� необходимости.

16.6. Значение расчетного сопротивления (усилия) растяжению проводов и проволок следует принимать равным значению разрывного усилия, установленному государственными стандартами, деленному на коэффициент надежности по материалу γ_m:

а) для алюминиевых и медных проводов γ_m = 2,5;

б) для сталеалюминиевых проводов при номинальных сечениях, мм²:

16 и 25            γ_m = 2,8;

35-95              γ_m = 2,5;

120 и более    γ_m = 2,2;

в) для биметаллических сталемедных проволок γ_m = 2,0.

16.7. При расчетах конструкци� АС следует принимать коэффициенты услови� работы, установленные разд. 4* и 11, а также по табл. 46.

Таблица 46

16.8. Относительные отклонения опор не должны превышать значени�, указанных в табл. 47, кроме отклонени� опор, для которых установлены иные значения техническим заданием на проектирование.

16.9. При динамическом расчете опоры массу закрепленного к опоре антенного полотна учитывать не следует.

Таблица 47

16.10. Значения ветрово� и гололедно� нагрузок допускается принимать на высоте середины ярусов ствола мачты или в двух третях высоты подвеса гибкого элемента (оттяжки) и считать эти значения равномерно распределенными по длине яруса или элемента.

16.11. Сосредоточенные силы в пролете оттяжек мачт от массы изоляторов, ветрово� и гололедно� нагрузок на них допускается принимать как равномерно распределенную нагрузку, эквивалентную по значению балочного момента.

16.12. При расчете наклонных элементов АС (оттяжек мачт, элементов антенных полотен, подкосов) следует учитывать только проекцию де�ствующих на них нагрузок, направленную перпендикулярно оси элемента или его хорде.

16.13. Мачты с оттяжками должны быть рассчитаны на усто�чивость в целом и их отдельных элементов при следующих нагрузках:

от монтажного натяжения оттяжек при отсутствии ветра;

ветрово� - в направлении на одну из оттяжек;

гололедно� - при отсутствии ветра;

гололедно� и ветрово� - в направлении на одну из оттяжек.

При проверке усто�чивости мачты в целом расчетная сила в стволе должна быть менее критическо� силы в 1,3 раза.

16.14. В проекте должны указываться значения монтажных натяжени� в канатах оттяжек при среднегодово� температуре воздуха в ра�оне установки мачты, а также при температуре ±40 °С.

16.15*. Монтажные соединения элементов конструкци�, передающие расчетные усилия, следует проектировать, как правило, на болтах класса точности В и высокопрочных болтах без регулируемого натяжения. При знакопеременных усилиях следует, как правило, принимать соединения на высокопрочных болтах или на монтажно� сварке.

Во фланцевых соединениях следует, как правило, применять высокопрочные болты без регулируемого натяжения.

Применение монтажно� сварки или болтов класса точности А должно быть согласовано с монтирующе� организацие�.

16.16. Раскосы с гибкостью более 250 при перекрестно� решетке в местах пересечени� должны быть скреплены между собо�.

Прогибы распорок диафрагм и элементов технологических площадок в вертикально� и горизонтально� плоскостях не должны превышать 1/250 пролета.

16.17*. В конструкциях решетчатых опор диафрагмы должны устанавливаться на расстоянии между ними не более трех размеров среднего поперечного сечения секции опоры, а также в местах приложения сосредоточенных нагрузок и переломов поясов.

16.18. Болты фланцевых соединени� труб следует размещать на одно� окружности минимально возможного диаметра, как правило, на равных расстояниях между болтами.

16.19. Элементы решетки ферм, сходящиеся в одном узле, следует центрировать на ось пояса в точке пересечения их осе�. В местах примыкания раскосов к фланцам допускается их расцентровка, но не более чем на треть размера поперечного сечения пояса. При расцентровке на больши� размер элементы должны рассчитываться с учетом узловых моментов.

В прорезных фасонках для крепления раскосов из кругло� стали конец прорези следует засверливать отверстием диаметром в 1,2 раза больше диаметра раскоса.

16.20. Оттяжки в мачтах с решетчатым стволом следует центрировать в точку пересечения осе� поясов и распорок. За условную ось оттяжек должна приниматься хорда.

Листовые проушины для крепления оттяжек должны подкрепляться ребрами жесткости, предохраняющими их от изгиба.

Конструкции узлов крепления оттяжек, которые не вписываются в транспортные габариты секци� стволов мачт, следует проектировать на отдельных вставках в стволе в виде жестких габаритных диафрагм.

16.21. Опорная секция мачты должна, как правило, выполняться передающе� нагрузку от ствола мачты на фундамент через опорны� шарнир. При соответствующем обосновании допускается применение опорно� секции, защемленно� в фундаменте.

16.22. Кронште�ны и подвески технологических площадок следует располагать в узлах основных конструкци� ствола.

16.23. Натяжные устро�ства (муфты), служащие для регулировки длины и закрепления оттяжек мачт, должны крепиться к анкерным устро�ствам гибко� канатно� вставко�. Длина канатно� вставки между торцами втулок должна быть не менее 20 диаметров каната.

16.24. Для элементов АС следует применять типовые механические детали, прошедшие испытания на прочность и усталость.

Резьба на растянутых элементах должна приниматься по стандартам СТ СЭВ 180-75, СТ СЭВ 181-75, СТ СЭВ 182-75 (исполнение впадины резьбы с закруглением).

16.25. В оттяжках мачт, на проводах и канатах горизонтальных антенных полотен для гашения вибрации следует предусматривать последовательную установку парных низкочастотных (1-2,5 Гц) и высокочастотных (4-40 Гц) виброгасителе� рессорного типа. Низкочастотные гасители следует выбирать в зависимости от частоты основного тона оттяжки, провода или каната. Расстояние s до места подвески гасителе� от концево� заделки каната следует определять по формуле

,

где d - диаметр каната, провода, мм;

т - масса 1 м каната, провода, кг;

Р -  предварительное натяжение в канате, проводе, Н (кгс);

β -  коэффициент, равны� 0,00041 при натяжении Р, Н, или 0,0013 при натяжении Р, кгс.

Высокочастотные гасители устанавливаются выше низкочастотных на расстоянии s. При пролетах проводов и канатов антенных полотен, превышающих 300 м, гасители следует устанавливать независимо от расчета.

Для гашения колебани� типа «галопирование» следует изменять свободную длину каната (провода) поводками.

16.26*. Антенные сооружения радиосвязи необходимо окрашивать чередующимися полосами цветомаркировки согласно требованиям по маркировке и светоограждению высотных препятстви� в соответствии с Наставлением по аэродромно� службе в гражданско� авиации СССР.

16.27. Механические детали оттяжек, арматуры изоляторов, а также метизы, как правило, должны быть оцинкованными.

17. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ РЕЧНЫХ

17.1*. Для конструкци� гидротехнических сооружени� следует, как правило, применять стали в соответствии с табл. 50* (кроме стале� С590, С590К) и табл. 51, а, а также сталь марки 16Д по ГОСТ 6713-75* при соответствующем технико-экономическом обосновании.

17.2. При расчетах стальных конструкци� речных гидротехнических сооружени� следует принимать коэффициенты услови� работы, установленные разд. 4* и 11, а также по табл. 48.

17.3. Стальные конструкции, не подвергающиеся возде�ствию водно� среды, следует проектировать в соответствии с требованиями разд. 1-12.

При расчете конструкци�, подвергающихся возде�ствию водно� среды, следует принимать коэффициенты надежности в соответствии с требованиями СНиП по проектированию гидротехнических сооружени�.

17.4*. Расчет на выносливость тро�ников и развилок трубопроводов допускается производить согласно требованиям разд. 9, если в задании на проектирование оговорено наличие пульсирующе� составляюще� давления потока в трубопроводе.

Таблица 48

Расчет на выносливость элементов, подверженных двухосному растяжению, допускается производить более точными методами с учетом фактического напряженного состояния.

17.5. Плоские облицовки затворных камер и водоводов следует рассчитывать на прочность при:

давлении свежеуложенного бетона и цементного раствора, инъектируемого за облицовку;

фильтрационном давлении воды в заоблицовочном бетоне с учетом давления воды в водоводе.

17.6. Рабочие пути под колесные и катковые затворы следует рассчитывать на прочность при изгибе и местном смятии поверхносте� катания, при местном сжатии стенки, при сжатии бетона под подошво�.

17.7. Трубопроводы с изменяющимися по длине диаметрами должны быть разделены на участки с постоянным диаметром. Переход от одного диаметра трубы к другому должен выполняться коническими обеча�ками или звеньями.

18. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ БАЛОК С ГИБКОЙ СТЕНКОЙ

18.1*. Для разрезных балок с гибко� стенко� симметричного двутаврового сечения, несущих статическую нагрузку и изгибаемых в плоскости стенки, следует, как правило, применять стали с пределом текучести до 430 МПа (4400 кгс/см²).

Рис. 22. Схема балки с гибко� стенко�

18.2*. Прочность разрезных балок симметричного двутаврового сечения, несущих статическую нагрузку, изгибаемых в плоскости стенки, укрепленно� только поперечными ребрами жесткости (рис. 22), с условно� гибкостью стенки 6 ≤  ≤ 13 следует проверять по формуле

(M / M_u)⁴ + (Q / Q_u)⁴ ≤ 1,                                                  (158)

где М и Q - значения момента и поперечно� силы в рассматриваемом сечении балки;

М_u - предельное значение момента, вычисляемое по формуле

;                                          (159)

Q_u - предельное значение поперечно� силы, вычисляемое по формуле

.                                        (160)

В формулах (159) и (160) обозначено:

t и h - толщина и высота стенки;

A_f - площадь сечения пояса балки;

τ_cr и μ - критическое напряжение и отношение размеров отсека стенки, определяемые в соответствии с п. 7.4*;

β - коэффициент, вычисляемы� по формулам:

при α ≤ 0,03                                        β = 0,05 + 5α ≥ 0,15;                                            (161)

при 0,03 < α ≤ 0,1                               β = 0,11 + 3α ≤ 0,40.                                            (162)

Здесь ,

где W_min -     минимальны� момент сопротивления таврового сечения, состоящего из сжатого пояса балки и примыкающего к нему участка стенки высото� 0,5t (относительно собственно� оси тавра, параллельно� поясу балки);

а -  шаг ребер жесткости.

18.3. Поперечные ребра жесткости, сечение которых следует принимать не менее указанных в п. 7.10, должны быть рассчитаны на усто�чивость как стержни, сжатые сило� N, определяемо� по формуле

,                                                 (163)

где все обозначения следует принимать по п. 18.2*.

Значение N следует принимать не менее сосредоточенно� нагрузки, расположенно� над ребром.

Расчетную длину стержня следует принимать равно� l_ef = h (1 - β), но не менее 0,7h.

Симметричное двустороннее ребро следует рассчитывать на центральное сжатие, одностороннее - на внецентренное сжатие с эксцентриситетом, равным расстоянию от оси стенки до центра тяжести расчетного сечения стержня.

В расчетное сечение стержня следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки ширино� 0,65t с каждо� стороны ребра.

18.4. Участок стенки балки над опоро� следует укреплять двусторонним опорным ребром жесткости и рассчитывать его согласно требованиям п. 7.12.

На расстоянии не менее ширины ребра и не более 1,3t от опорного ребра следует устанавливать дополнительное двустороннее ребро жесткости размером согласно п. 18.3.

18.5. Усто�чивость балок не следует проверять при выполнении требования п. 5.16*, а настоящих норм либо при расчетно� длине l_ef ≤ 0,21 b_f (где b_f - ширина сжатого пояса).

18.6. Отношение ширины свеса сжатого пояса к его толщине должно быть не более 0,38.

18.7*. Местное напряжение σ_loc в стенке балки, определяемое по формуле (31), должно быть не более 0,75R_y, при этом значение l_ef следует вычислять по формуле (146).

18.8*. При определении прогиба балок момент инерции поперечного сечения брутто балки следует уменьшать умножением на коэффициент α = 1,2 - 0,033 для балок с ребрами в пролете и на коэффициент α = 1,2 - 0,033 - h / l - для балок без ребер в пролете.

18.9*. В балках по п. 18.1* с условно� гибкостью стенки 7 ≤  ≤ 10 при де�ствии равномерно распределенно� нагрузки или при числе сосредоточенных одинаковых нагрузок в пролете 5 и более, расположенных на равных расстояниях друг от друга и от опор, допускается не укреплять стенку в пролете поперечными ребрами по рис. 22, при этом нагрузка должна быть приложена симметрично относительно плоскости стенки.

Прочность таких балок следует проверять по формуле

,                                         (163, а)

где δ - коэффициент, учитывающи� влияние поперечно� силы на несущую способность балки и определяемы� по формуле δ = 1- 5,6A_fh / (A_wl).

При этом следует принимать t_f ≥ 0,3t и 0,025 ≤ A_fh / (A_wl) ≤ 0,1.

19. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ БАЛОК С ПЕРФОРИРОВАННОЙ СТЕНКОЙ

19.1*. Балки с перфорированно� стенко� следует проектировать из прокатных двутавровых балок, как правило, из стали с пределом текучести до 530 МПа (5400 кгс/см²).

Сварные соединения стенок следует выполнять стыковым швом с полным проваром.

19.2. Расчет на прочность балок, изгибаемых в плоскости стенки (рис. 23), следует выполнять по формулам табл. 49.

19.3. Расчет на усто�чивость балок следует выполнять согласно требованиям п. 5.15, при этом геометрические характеристики необходимо вычислять для сечения с отверстием.

Усто�чивость балок не следует проверять при m выполнении требовани� п. 5.16*.

19.4. В опорных сечениях стенку балок при h_ef / t > 40 (где t - меньшая толщина стенки) следует укреплять ребрами жесткости и рассчитывать согласно требованиям п. 7.12, при этом у опорного сечения следует принимать с ≥ 250 мм (рис. 23)

19.5. В сечениях балки при отношении  или при невыполнении требовани� п. 5.13 следует устанавливать ребра жесткости в соответствии с требованиями п. 7.10.

Сосредоточенные грузы следует располагать только в сечениях балки, не ослабленных отверстиями.

Высота стенки сжатого таврового сечения должна удовлетворять требованиям п. 7.18* настоящих норм, в формуле (91)* которого следует принимать  = 1,4.

19.6. При определении прогиба балок с отношением l / h_ef ≥ 12 (где l - пролет балки) момент инерции сечения балки с отверстием следует умножать на коэффициент 0,95.

Рис. 23. Схема участка балки с перфорированно� стенко�

Таблица 49

Обозначения, принятые в табл. 49:

М - изгибающи� момент в сечении балки;

Q₁ и Q₂ - поперечные силы, воспринимаемые тавровыми сечениями и равные  и ,

где Q - поперечная сила в сечении балки;

J₁ и J₂ - моменты инерции верхнего и нижнего тавровых сечени� относительно собственных осе�, параллельных полкам;

Q₃ - поперечная сила в сечении балки на расстоянии (с + s - 0,5a) от опоры (рис. 23);

J_x - момент инерции сечения балки с отверстием относительно оси х-х;

W_1,max и W_1,min - наибольши� и наименьши� моменты сопротивления верхнего таврового сечения;

W_2,max и W_2,min - то же нижнего таврового сечения;

R_y1, R_u1, R_y2, R_u2 - расчетные сопротивления проката для верхнего и нижнего тавровых сечени�.

20*. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ КОНСТРУКЦИЙ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ ПРИ РЕКОНСТРУКЦИИ

20.1*. Расчетные сопротивления проката и труб конструкци� следует назначать в соответствии с п. 3.1*. При этом значение предела текучести стали R_yn и временного сопротивления R_un следует принимать:

для стале�, у которых приведенные в сертификатах или полученные при испытаниях значения предела текучести и временного сопротивления соответствуют требованиям де�ствовавших во время строительства государственных стандартов или технических услови� на сталь - по минимальному значению, указанному в этих документах;

для стале�, у которых приведенные в сертификатах или полученные при испытаниях значения предела текучести и временного сопротивления ниже предусмотренных государственными стандартами или техническими условиями на сталь, де�ствовавшими во время строительства, - по минимальному значению предела текучести из приведенных в сертификатах или полученных при испытаниях.

Коэффициент надежности по материалу следует принимать:

для конструкци�, изготовленных до 1932 г., и для стале�, у которых полученные при испытаниях значения предела текучести ниже 215 МПа (2200 кгс/см²), γ_m = 1,2;

для конструкци�, изготовленных в период с 1932 по 1982 г., - γ_m = 1,1 для стале� с пределом текучести до 380 МПа (3850 кгс/см²) и γ_m = 1,15 для стале� с пределом текучести свыше 380 МПа (3850 кгс/см²);

для конструкци�, изготовленных после 1982 г., - по табл. 2 и табл. 49,a₁.

Допускается назначать расчетные сопротивления по значениям R_yn и R_un, определенным по результатам статистическо� обработки данных испытани� не менее чем 10 образцов в соответствии с указаниями прил. 8, а.

20.2. Оценку качества материалов следует производить по данным заводских сертификатов или по результатам испытани� образцов. Испытания следует выполнять при отсутствии исполнительно� документации или сертификатов, при недостаточности имеющихся в них сведени� или обнаружении повреждени�, которые могли быть вызваны низким качеством материалов.

20.3. Определение при испытаниях показателе� качества металла, отбор проб для химического анализа и образцов для механических испытани� и их число следует производить в соответствии с указаниями прил. 8, а.

20.4. Допускается не производить испытания металла конструкци�, предназначенных для эксплуатации, при напряжениях до 165 МПа (1700 кгс/см²) и расчетных температурах выше минус 30 °С для конструкци� группы 3, выше минус 40 °С - для конструкци� группы 4, выше минус 65 °С - для конструкци� групп 3 и 4 при их усилении без применения сварки.

20.5. Расчетные сопротивления сварных соединени� конструкци�, подлежащих реконструкции или усилению, следует назначать с учетом марки стали, сварочных материалов, видов сварки, положения шва и способов их контроля, примененных в конструкции.

При отсутствии установленных нормами необходимых данных допускается:

для угловых швов принимать R_wun = R_un; γ_wm = 1,25; β_f = 0,7 и β_z = 1,0, считая при этом γ_c = 0,8;

для растянутых стыковых швов принимать R_wy = 0,55R_y для конструкци�, изготовленных до 1972 г., и R_wy = 0,85R_y - после 1972 г.

Допускается уточнять несущую способность сварных соединени� по результатам испытани� образцов, взятых из конструкции.

20.6. Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов, а также смятию элементов, соединяемых болтами, следует определять согласно п. 3.5; если невозможно установить класс прочности болтов, значения расчетных сопротивлени� следует принимать как для болтов класса прочности 4.6 при расчете на срез и класса прочности 4.8 при расчете на растяжение.

20.7. Расчетные сопротивления заклепочных соединени� следует принимать по табл. 49, а.

Если в исполнительно� документации отсутствуют указания о способе обработки отверсти� и материале заклепок и установить их не представляется возможным, расчетные сопротивления следует принимать по табл. 49, а как для соединения на заклепках группы С из стали марки Ст2.

20.8. Конструкции, эксплуатируемые при положительно� температуре и изготовленные из кипяще� малоуглеродисто� стали, а также из других стале�, у которых по результатам испытани� значения ударно� вязкости ниже гарантированных государственными стандартами по категория метали для групп конструкци� в соответствии с табл. 50*, не подлежат усилению или замене при условии, что напряжения в элементах из этих стале� не будут превышать значени�, имевшихся до реконструкции. Решение об использовании, усилении или замене этих конструкци�, эксплуатация которых будет отличаться от указанных услови�, принимается на основании заключения специализированного научно-исследовательского института.

Таблица 49, а

Примечания: 1. К группе В относятся соединения, в которых заклепки поставлены в отверстия, сверленные в собранных элементах или в деталях по кондукторам.

К группе С относятся соединения, в которых заклепки поставлены в продавленные отверстия или в отверстия, сверленные без кондуктора в отдельных деталях.

2. При применении заклепок с пота�ными или полупота�ными головками расчетные сопротивления заклепочных соединени� срезу и смятию понижаются умножением на коэффициент 0,8. Работа указанных заклепок на растяжение не допускается.

Таблица 49, а₁

20.9. Расчетная схема конструкции, сооружения или здания в целом принимается с учетом особенносте� их де�ствительно� работы, в том числе с учетом фактических отклонени� геометрическо� формы, размеров сечени�, услови� закрепления и выполнения узлов сопряжения элементов.

Проверочные расчеты элементов конструкци� и их соединени� выполняются с учетом обнаруженных дефектов и повреждени�, коррозионного износа, фактических услови� сопряжения и опирания. Расчеты элементов могут выполняться по деформированно� схеме в соответствии с указаниями п. 1.8, принимая при этом коэффициент услови� работы γ_c = 1,0 для поз. 3, 5 и 6, а табл. 6*.

20.10*. Конструкции, не удовлетворяющие требованиям разд. 5, 7-11, 13 (табл. 40* пп. 13.29-13.43, 13.45) и п. 16.3 настоящих норм, должны быть, как правило, усилены или заменены, за исключением случаев, указанных в данном разделе.

Отклонения от геометрическо� формы, размеров элементов и соединени� от номинальных, превышающие допускаемые правилами производства и приемки работ, но не препятствующие нормально� эксплуатации, могут не устраняться при условии обеспечения несуще� способности конструкци� с учетом требовани� п. 20.9.

20.11. Допускается не усиливать элементы конструкци�, если:

их горизонтальные и вертикальные прогибы и отклонения превышают предельные значения, установленные пп. 13.1* и 16.8, но не препятствуют нормально� эксплуатации;

их гибкость превышает предельные значения, установленные пп. 6.15* и 6.16*, но элементы имеют искривления, не превышающие значени�, установленных правилами производства и приемки работ, и усилия не будут возрастать в процессе дальне�ше� эксплуатации, а также в тех случаях, когда возможность использования таких элементов проверена расчетом.

20.12*. При разработке проектов реконструкции стальных конструкци� здани� и сооружени� следует выявлять и использовать резервы несуще� способности и применять конструктивные решения, позволяющие осуществлять реконструкцию, как правило, без остановки производственного процесса.

При усилении конструкци� допускается учитывать: возможность предварительного напряжения и активного регулирования усили�, в том числе за счет сварки, изменени� конструктивно� и расчетно� схемы, а также упруго-пластическую работу материала, закритическую работу тонкостенных элементов и обшивок конструкци� в соответствии с де�ствующими нормами.

20.13. Конструкции усиления и методы его выполнения должны предусматривать меры по снижению нежелательных дополнительных деформаци� элементов в процессе усиления в соответствии с п. 12.2.

Несущая способность конструкци� в процессе выполнения работ по усилению должна обеспечиваться с учетом влияния ослаблени� сечени� дополнительными отверстиями под болты, а также сварки.

В необходимых случаях в период усиления конструкция должна быть полностью или частично разгружена.

20.14. В конструкциях 2-� и 3-� групп табл. 50*, эксплуатируемых при расчетно� температуре не ниже минус 40 °С в неагрессивных или слабоагрессивных средах, для обеспечения совместно� работы детале� усиления и существующе� конструкции допускается применять прерывистые фланговые швы.

Во всех случаях применения угловых швов следует, как правило, назначать минимально необходимые катеты. Допускается концевые участки швов проектировать с катетом большим, чем катет промежуточных участков, и устанавливать их размеры в соответствии с расчетом.

20.15. При усилении элементов конструкци� допускается применять комбинированные соединения на заклепках и высокопрочных болтах или болтах класса точности А.

20.16*. При расчете элементов конструкци�, усиленных путем увеличения сечения, следует, как правило, учитывать разные расчетные сопротивления материала конструкции и усиления. Допускается принимать одно расчетное сопротивление, равное меньшему из них, если они отличаются не более чем на 15 %.

При расчете на усто�чивость сжатых, внецентренно-сжатых и сжато изгибаемых элементов с усиленными сечениями допускается принимать приведенное значение расчетного сопротивления, вычисляемое по формуле

,                                               (163, б)

где R_y - расчетное сопротивление основного металла, определяемое согласно требованиям п. 20.1;

k₁, k₂ - коэффициенты, вычисляемые по формулам:

,                                    (163, в)

здесь R_ya -   расчетное сопротивление металла усиления;

A, I - соответственно площадь и момент инерции сечения усиливаемого элемента относительно оси, перпендикулярно� плоскости проверки усто�чивости;

А_tot, I_tot -  то же, усиленного элемента в целом.

20.17. Расчет на прочность и усто�чивость элементов, усиленных способом увеличения сечени�, следует, как правило, выполнять с учетом напряжени�, существовавших в элементе в момент усиления (с учетом разгрузки конструкци�). При этом необходимо учитывать начальные искривления элементов, смещение центра тяжести усиленного сечения и искривления, вызванные сварко�.

Искривления от сварки при проверке усто�чивости сжатых и внецентренно-сжатых элементов и элементов, работающих на сжатие с изгибом, допускается учитывать введением дополнительного коэффициента услови� работы γ_с = 0,8.

Проверку на прочность элементов, рассчитанных в соответствии с п. 20.16 как для однородного сечения [кроме расчета по формулам (39), (40) и (49) норм], допускается выполнять на полное расчетное усилие без учета напряжени�, существовавших до усиления, а при проверке стенок на местную усто�чивость допускается использовать коэффициент услови� работы γ_с = 0,8.

20.18*. Допускается не усиливать существующие стальные конструкции, выполненные с отступлением от требовани� пп. 12.8, 12.13, 12.19*, 13.5, 13.6, 13.9*, 13.14, 13.16, 13.19*, 13.25, 13.27, 13.46*, 15.11*, 15.13, 16.15*-16.18, 16.23 при условии, что:

отсутствуют вызванные этими отступлениями повреждения элементов конструкци�;

исключены изменения в неблагоприятную сторону услови� эксплуатации конструкци�;

несущая способность и жесткость обоснованы расчетом с учетом требовани� пп. 20.9, 20.11 и 20.15;

выполняются мероприятия по предупреждению усталостного и хрупкого разрушения конструкци�, на которые распространяются указания пп. 9.1, 9.3 и разд. 10.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИХ РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ

Таблица 50*

Стали для стальных конструкци� здани� и сооружени�

Обозначения, принятые в табл. 50*:

а) фасонны� прокат толщино� до 11 мм, а при согласовании с изготовителем - до 20 мм; листово� - всех толщин;

б) требование по ограничению углеродного эквивалента по ГОСТ 27772-88 для толщин свыше 20 мм;

в) требование по ограничению углеродного эквивалента по ГОСТ 27772-88 для всех толщин;

г) для ра�она II₄ для неотапливаемых здани� и конструкци�, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха, применять прокат толщино� не более 10 мм;

д) при толщине проката не более 11 мм допускается применять сталь категории 3;

е) кроме опор ВЛ, ОРУ и КС;

ж) прокат тол шино� до 10 мм и с учетом требовани� разд. 10;

и) кроме ра�она II₄ для неотапливаемых здани� и конструкци�, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха. Знак «+» означает, что данную сталь следует применять; знак «-» означает, что данную сталь в указанном климатическом ра�оне применять не следует.

Примечания: 1. Требования настояще� таблицы не распространяются на стальные конструкции специальных сооружени�, магистральные и технологические трубопроводы, резервуары специального назначения, кожухи доменных пече� и воздухонагревателе� и т.п. Стали для этих конструкци� устанавливаются соответствующими СНиП или другими нормативными документами.

2. Требования настояще� таблицы распространяются на листово� прокат толщино� от 2 мм и фасонны� прокат толщино� от 4 мм по ГОСТ 27772-88, сортово� прокат (круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71**(с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73*. Указанные категории стали относятся к прокату толщино� не менее 5 мм. При толщине менее 5 мм приведенные в таблице стали применяются без требовани� по ударно� вязкости.

Для конструкци� всех групп, кроме группы 1 и опор ВЛ и ОРУ, во всех климатических ра�онах, кроме I₁, допускается применять прокат толщино� менее 5 мм из стали С235 по ГОСТ 27772-88.

3. Климатические ра�оны строительства устанавливаются в соответствии с ГОСТ 16350-80 «Климат СССР. Ра�онирование и статистические параметры климатических факторов для технических целе�». Указанные в головке таблицы в скобках расчетные температуры соответствуют температуре наружного воздуха соответствующего ра�она, за которую принимается средняя температура наиболее холодно� пятидневки согласно указаниям СНиП по строительно� климатологии и геофизике.

4. К конструкциям, подвергающимся непосредственному возде�ствию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок, относятся конструкции либо их элементы, подлежащие расчету на выносливость или рассчитываемые с учетом коэффициентов динамичности.

5. При соответствующем технико-экономическом обосновании стали С345, С375, С440, С590, С590К, 16Г2АФ могут заказываться как стали повышенно� коррозионно� сто�кости (с медью) - С345Д, С375Д, С440Д, С590Д, С590КД, 16Г2АФД.

6. Применение термоупрочненного с прокатного нагрева фасонного проката из стали С345Т и С375Т, поставляемого по ГОСТ 27772-88 как сталь С345 и С375, не допускается в конструкциях, которые при изготовлении подвергаются металлизации или пластическим деформациям при температуре выше 700 °С.

7. Бесшовные горячедеформированные трубы по ГОСТ 8731-87 допускается применять только для элементов специальных опор больших переходов лини� электропередачи высото� более 60 м, для антенных сооружени� связи и других специальных сооружени�, при этом следует применять марки стали:

во всех климатических ра�онах, кроме I₁, I₂, II₂ и II₃, марку 20 по ГОСТ 8731-87, но с дополнительным требованием по ударно� вязкости при температуре минус 20 °С не менее 30 Дж / см² (3 кгс · м/см²);

в климатических ра�онах I₂, II₂ и II₃, - марку 09Г2С по ГОСТ 8731-87, но с дополнительным требованием по ударно� вязкости при температуре минус 40 °С не менее 40 Дж / см² (4 кгс · м/см²) при толщине стенки до 9 мм и 35 Дж / см² (3,5 кгс · м/см²) при толщине стенки 10 мм и более.

Не допускается применять бесшовные горячедеформированные трубы, изготовленные из слитков, имеющих маркировку с литером «Л», не прошедшие контроль неразрушающими методами.

8. К сортовому прокату (круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71** (с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73* предъявляются такие же требования, как к фасонному прокату тако� же толщины по ГОСТ 27772-88. Соответствие марок стале� по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71 ГOCT 19281-73* и ГОСТ 19282-73* сталям по ГОСТ 27772-88 следует определять по табл. 51, б, б.

Таблица 51*

Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе листового, широкополосного универсального и фасонного проката по ГОСТ 27772-88 для стальных конструкци� здани� и сооружени�

¹ За толщину фасонного проката следует принимать толщину полки (минимальная его толщина 4 мм).

² За нормативное сопротивление приняты нормативные значения предела текучести и временного сопротивления по ГОСТ 27772-88.

³ Значения расчетных сопротивлени� получены делением нормативных сопротивлени� на коэффициенты надежности по материалу, определенные в соответствии с п. 3.2*, с округлением до 5 МПа (50 кгс/см²).

Примечание. Нормативные и расчетные сопротивления из стали повышенно� коррозионно� сто�кости (см. примеч. 5 к табл. 50*) следует принимать такими же, как для соответствующих стале� без меди.

Таблица 51, а

Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе труб для стальных конструкци� здани� и сооружени�

¹ За нормативные сопротивления приняты минимальные значения предела текучести и временного сопротивления, приводимые в государственных общесоюзных стандартах или технических условиях, МПа (кгс/мм²). В тех случаях, когда эти значения в государственных общесоюзных стандартах или технических условиях приведены только в одно� системе единиц - (кгс/мм²), нормативные сопротивления, МПа, вычислены умножением соответствующих величин на 9,81 с округлением до 5 МПа.

² Значения расчетных сопротивлени� получены делением нормативных сопротивлени�, МПа, на коэффициенты надежности по материалу, определяемые в соответствии с п. 3.2*, с округлением до 5 МПа; значения расчетных сопротивлени�, кгс/см² получены делением расчетных сопротивлени�, МПа, на 0,0981.

Примечание. Нормативные сопротивления труб из стали марки 09Г2С по ГОСТ 8731-87 устанавливаются по соглашению сторон в соответствии с требованиями указанного стандарта; расчетные сопротивления - согласно п. 3.2 настоящих норм.

Таблица 51, б

Марки стали, заменяемые сталями по ГОСТ 27772-88

Примечания: 1. Стали С345 и С375 категори� 1, 2, 3, 4 по ГОСТ 27772-88 заменяют стали категори� соответственно 6, 7 и 9, 12, 13 и 15 по ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*.

2. Стали С345К, С390, С390К, С440, С590, С590К по ГОСТ 27772-88 заменяют соответствующие марки стали категори� 1-15 по ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*, указанные в настояще� таблице.

3. Замена стале� по ГОСТ 27772-88 сталями, поставляемыми по другим государственным общесоюзным стандартам и техническим условиям, не предусмотрена.

Таблица 52*

Расчетные сопротивления проката смятию торцево� поверхности, местному смятию в цилиндрических шарнирах, диаметральному сжатию катков

Примечание. Значения расчетных сопротивлени� получены по формулам разд. 3 настоящих норм при γ_m = 1,1.

Таблица 53

Расчетные сопротивления отливок из углеродисто� стали

Таблица 54

Расчетные сопротивления отливок из серого чугуна

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИХ РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ

Таблица 55*

Материалы для сварки, соответствующие стали

¹ Применение флюса АН-348-А требует проведения дополнительного контроля механических сво�ств металла шва при сварке соединени� элементов всех толщин для конструкци� в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃ и толщин свыше 32 мм - в остальных климатических ра�онах.

² Не применять в сочетании с флюсом АН-43.

³ Применять только электроды марок ОЗС-18 и КД-11.

Примечания: 1. Проволока марки Св-08Х1ДЮ поставляется по ТУ 14-1-1148-75, марки Св-08ХГ2СДЮ - по ТУ 14-1-3665-83.

2. При соответствующем технико-экономическом обосновании для сварки конструкци� разрешается использовать сварочные материалы (проволоки, флюсы, защитные газы), не указанные в настояще� таблице. При этом механические сво�ства металла шва, выполняемого с их применением, должны быть не ниже сво�ств, обеспечиваемых применением материалов согласно настояще� таблице.

Таблица 56

Нормативные и расчетные сопротивления металла швов сварных соединени� с угловыми швами

^* Только для швов с катетом k_f ≤ 8 мм в конструкциях из стали с пределом текучести 440 МПа (4500 кгс/см²) и более.

Таблица 57*

Требования к болтам при различных условиях их применения

^* Требуется дополнительны� последующи� отпуск при t = 650 °С.

^** А также для конструкци�, возводимых в климатических ра�онах I₁, I₂, II₂ и II₃, но эксплуатируемых в отапливаемых помещениях.

Примечания: 1. Во всех климатических ра�онах, кроме I₁, I₂, II₂ и II₃, в нерасчетных соединениях допускается применять болты с подголовком класса точности С и В по ГОСТ 15590-70* и ГОСТ 7795-70* без дополнительных видов испытани�, предусмотренных в настояще� таблице.

2. При заказе болтов классов прочности 6.6; 8.8; 10.9 по ГОСТ 1759.4-87* следует указывать марки стали.

3. При заказе болтов классов прочности 4.8 и 5.8 необходимо указывать, что применение автоматно� стали не допускается.

4. Высокопрочные болты по ГОСТ 22356-77* из стали марки 40Х «селект» без регулируемого натяжения применяются в тех же конструкциях, что и болты класса прочности 10.9.

Таблица 58*

Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов

Примечание. В таблице указаны значения расчетных сопротивлени� для одноболтовых соединени�, вычисленные по формулам разд. 3 настоящих норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см²).

Таблица 59*

Расчетные сопротивления смятию элементов, соединяемых болтами

Примечание. Значения расчетных сопротивлени� получены по формулам разд. 3 настоящих норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см²).

Таблица 60*

Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов

Примечание. Значения расчетных сопротивлени� получены по формулам разд. 3 настоящих норм с округлением до 5 МПа (50 кгс/см²).

Таблица 61*

Механические сво�ства высокопрочных болтов по ГОСТ 22356-77*

Таблица 62*

Площади сечения болтов согласно СТ СЭВ 180-75, СТ СЭВ 181-75 и СТ СЭВ 182-75

^* Болты указанных диаметров применять не рекомендуется.

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

ФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ

Таблица 63

Физические характеристики материалов для стальных конструкци�

Примечание. Значения модуля упругости даны для канатов, предварительно вытянутых усилием не менее 60 % разрывного усилия для каната в целом.

Таблица 64

Физические характеристики проводов и проволоки

Примечание. Значение массы проводов и проволоки следует принимать по ГОСТ 839-80*Е и ГОСТ 3822-79*.

ПРИЛОЖЕНИЕ 4*

КОЭФФИЦИЕНТЫ УСЛОВИЙ РАБОТЫ ДЛЯ РАСТЯНУТОГО ОДИНОЧНОГО УГОЛКА, ПРИКРЕПЛЯЕМОГО ОДНОЙ ПОЛКОЙ БОЛТАМИ

Коэффициент услови� работы γ_c при расчете на прочность сечени� по формуле (6) в местах крепления элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одно� полко� болтами, поставленными в один ряд, при расстояниях вдоль усилия от края элемента до центра ближа�шего отверстия а ≥ 1,5d и между центрами отверсти� b ≥ 2d (здесь d - диаметр отверстия для болта) с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см²) следует определять по формуле

,                                                   (164)*

где А_n -   площадь сечения уголка нетто;

A_n1 -  площадь части сечения прикрепляемо� полки уголка между краем отверстия и пером;

α₁ и α₂ -  коэффициенты, определяемые по табл. 65 при расстояниях от оси установки болтов до обушка уголка не менее 0,5b и до пера не менее 1,2d (здесь b - ширина полки уголка, d - диаметр отверстия для болта).

При вычислении значени� А_n, A_n1 и d следует учитывать положительны� допуск на диаметр отверстия d.

Для одноболтовых соединени� при расстоянии вдоль усилия от края элемента до центра болта 2d ≥ a ≥ 1,35d коэффициент услови� работы γ_c в формуле (6) следует определять по формуле

,                                        (165)

где β = 1 при а = 2d; β = 0,85 при a = 1,5d и β = 0,65 при a = 1,35d.

Таблица 65

Коэффициенты α₁ и α₂

Коэффициенты услови� работы γ_c, установленные в настоящем приложении и в поз. 5 табл. 6*, одновременно не учитываются.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

КОЭФФИЦИЕНТЫ ДЛЯ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ С УЧЕТОМ РАЗВИТИЯ ПЛАСТИЧЕСКИХ ДЕФОРМАЦИЙ

Таблица 66

Коэффициенты с(с_х), с_у, п

* При М_у ≠ 0  n = 1,5, за исключением сечени� типа 5а, для которого п = 2 и типа 5б, для которого n = 3.

Примечание. При определении коэффициентов для промежуточных значени� A_f / A_w допускается лине�ная интерполяция.

ПРИЛОЖЕНИЕ 6

КОЭФФИЦИЕНТЫ ДЛЯ РАСЧЕТА НА УСТОЙЧИВОСТЬ ЦЕНТРАЛЬНО-, ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ РАСЧЕТНОЙ ДЛИНЫ КОЛОНН

Одноступенчатые колонны

Коэффициенты расчетно� длины μ₁ для нижнего участка одноступенчато� колонны следует принимать в зависимости от отношения  и величины  (где J₁, J₂, l₁, l₂ - моменты инерции сечени� и длины соответственно нижнего и верхнего участков колонны (рис. 24) и ):

Рис. 24. Схема одноступенчато� колонны

при верхнем конце, свободном от всяких закреплени�, - по табл. 67;

при верхнем конце, закрепленном от поворота, и при возможности его свободного смещения - по табл. 68.

При неподвижном верхнем конце, шарнирно-опертом или закрепленном от поворота, значения коэффициента μ₁ для нижнего участка колонны следует определять по формуле

,                                                    (166)

где μ₁₂ - коэффициент расчетно� длины нижнего участка при F₁ = 0;

μ₁₁ - коэффициент расчетно� длины нижнего участка при F₂ = 0.

Значения коэффициентов μ₁₂ и μ₁₁ следует принимать:

при шарнирно-опертом верхнем конце - по табл. 69;

при неподвижном верхнем конце, закрепленном от поворота, - по табл. 70.

Коэффициенты расчетно� длины μ₂ для верхнего участка колонны во всех случаях следует определять по формуле

μ₂ = μ₁ / α₁ ≤ 3.                                                        (167)