СП СП 16.13330.2017 Стальные конструкции

СП 16.13330.2017
​

СВОД ПРАВИЛ

СТАЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ

Steel structures

Актуализированная редакция СНиП II-23-81
​

Дата введения 2017-08-28
​

Сведения о своде правил

1 ИСПОЛНИТЕЛИ - АО "НИЦ "Строительство" - ЦНИИСК им.В.А.Кучеренко, МГСУ, СПбГАСУ

2 ВНЕСЕН Техническим комитетом по стандартизации ТК 465 "Строительство"

3 ПОДГОТОВЛЕН к утверждению Департаментом градостроительной деятельности и архитектуры Министерства строительства и жилищно-коммунального хозяйства Российской Федерации (Минстрой России)

4 УТВЕРЖДЕН приказом Министерства строительства и жилищно-коммунального хозяйства Российской Федерации от 27 февраля 2017 г. N 126/пр и введен в действие с 28 августа 2017 г.

5 ЗАРЕГИСТРИРОВАН Федеральным агентством по техническому регулированию и метрологии (Росстандарт). Пересмотр СП 16.13330.2011 "СНиП II-23-81* Стальные конструкции"

В случае пересмотра (замены) или отмены настоящего свода правил соответствующее уведомление будет опубликовано в установленном порядке. Соответствующая информация, уведомление и тексты размещаются также в информационной системе общего пользования - на официальном сайте разработчика (Минстрой России) в сети Интернет

Введение

Настоящий свод правил разработан в соответствии с Федеральным законом от 30 декабря 2009 г. N 384-ФЗ "Технический регламент о безопасности зданий и сооружений".

Пересмотр СП 16.13330.2011 выполнен авторским коллективом АО "НИЦ "Строительство" - ЦНИИСК им.В.А.Кучеренко (д-р техн. наук И.И.Ведяков, д-р техн. наук П.Д.Одесский; канд. техн. наук М.И.Гукова, канд. техн. наук Д.В.Конин, канд. техн. наук М.Р.Урицкий, канд. техн. наук М.И.Фарфель, канд. техн. наук Б.С.Цетлин; инж. С.В.Гуров); НИУ МГСУ (д-р техн. наук А.Р.Туснин); ЗАО "Эркон" (д-р техн. наук Г.И.Белый); АРСС (инж. Д.С.Еремеев, инж. А.А.Сосков).

1 Область применения

1.1 Настоящий свод правил устанавливает требования и распространяется на проектирование и расчет стальных строительных конструкций зданий и сооружений различного назначения, работающих при температуре не выше 100°С и не ниже минус 60°С.

Настоящий свод правил не распространяется на проектирование стальных конструкций мостов, транспортных тоннелей и труб под насыпями.

1.2 При проектировании конструкций, находящихся в особых условиях эксплуатации (например, конструкций доменных печей; магистральных и технологических трубопроводов; резервуаров специального назначения; конструкций зданий, подвергающихся сейсмическим воздействиям, интенсивным воздействиям огня, температуры, радиации, агрессивных сред; конструкций гидротехнических и мелиоративных сооружений), конструкций уникальных зданий и сооружений, зданий атомных электростанций, а также конструкций специальных видов (например, предварительно напряженных, пространственных, висячих, тонкостенных), следует соблюдать требования, предусмотренные соответствующими нормативными документами, в которых отражены особенности работы этих конструкций.

2 Нормативные ссылки

В настоящем своде правил использованы ссылки на следующие нормативные документы:

ГОСТ 839-80 Провода неизолированные для воздушных линий электропередачи. Технические условия

ГОСТ 2601-84 Сварка металлов. Термины и определения основных понятий

ГОСТ 3822-79 Проволока биметаллическая сталемедная. Технические условия

ГОСТ 19425-74 Балки двутавровые и швеллеры стальные специальные. Сортамент

ГОСТ 25546-82 Краны грузоподъемные. Режимы работы

ГОСТ 27751-2014 Надежность строительных конструкций и оснований. Основные положения

ГОСТ 28548-90 Трубы стальные. Термины и определения

ГОСТ Р ИСО 857-1-2009 Сварка и родственные процессы. Словарь. Часть 1. Процессы сварки металлов. Термины и определения

ГОСТ Р ИСО 17659-2009 Сварка. Термины многоязычные для сварных соединений

СП 20.13330.2016 "СНиП 2.01.07-85* Нагрузки и воздействия"

СП 22.13330.2016 "СНиП 2.02.01-83* Основания зданий и сооружений"

СП 28.13330.2012 "СНиП 2.03.11-85 Защита строительных конструкций от коррозии" (с изменениями N 1, N 2)

СП 35.13330.2011 "СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы" (с изменением N 1)

СП 43.13330.2012 "СНиП 2.09.03-85 Сооружения промышленных предприятий" (с изменением N 1)

СП 70.13330.2012 "СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции" (с изменением N 1)

СП 131.13330.2012 "СНиП 23-01-99* Строительная климатология" (с изменением N 2)

Примечание - При пользовании настоящим сводом правил целесообразно проверить действие ссылочных документов в информационной системе общего пользования - на официальном сайте федерального органа исполнительной власти в сфере стандартизации в сети Интернет или по ежегодному информационному указателю "Национальные стандарты", который опубликован по состоянию на 1 января текущего года, и по выпускам ежемесячного информационного указателя "Национальные стандарты" за текущий год. Если заменен ссылочный документ, на который дана недатированная ссылка, то рекомендуется использовать действующую версию этого документа с учетом всех внесенных в данную версию изменений. Если заменен ссылочный документ, на который дана датированная ссылка, то рекомендуется использовать версию этого документа с указанным выше годом утверждения (принятия). Если после утверждения настоящего свода правил в ссылочный документ, на который дана датированная ссылка, внесено изменение, затрагивающее положение, на которое дана ссылка, то это положение рекомендуется применять без учета данного изменения. Если ссылочный документ отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, рекомендуется применять в части, не затрагивающей эту ссылку. Сведения о действии сводов правил целесообразно проверить в Федеральном информационном фонде стандартов.

3 Термины и определения

В настоящем своде правил применены термины по ГОСТ 2601, ГОСТ Р ИСО 857-1, ГОСТ Р ИСО 17659 и ГОСТ 28548.

 

4 Общие положения

4.1 Основные требования к конструкциям

4.1.1 При проектировании стальных строительных конструкций следует:

• принимать конструктивные схемы, обеспечивающие прочность, устойчивость и пространственную неизменяемость зданий и сооружений в целом и их отдельных элементов при транспортировании, монтаже и эксплуатации;
• соблюдать требования СП 28.13330 в части защиты строительных конструкций от коррозии;
• соблюдать требования [1];
• учитывать их огнестойкость и обеспечивать их огнезащиту в соответствии с системой противопожарной защиты объектов;
• применять атмосферостойкие (коррозионно-стойкие) и огнестойкие стали;
• предусматривать увеличение толщины проката и стенок труб для защиты от коррозии и повышения предела огнестойкости конструкций только при технико-экономическом обосновании;
• соблюдать требования нормативных документов на конструкции соответствующего вида;
• выполнять расчет точности размеров конструкций и их элементов при техническом обосновании согласно нормативным документам.

Не допускается предусматривать использование восстановленных стальных труб и других бывших в употреблении видов металлоконструкций, в проектной и рабочей документации на строительство, реконструкцию и капитальный ремонт зданий и сооружений повышенного и нормального уровней ответственности, а также при строительстве и эксплуатации особо опасных, технически сложных и уникальных объектов.

4.1.2 Конструкции, кроме замурованных в бетоне, кирпичной кладке или другими способами, должны быть доступными для наблюдения, оценки технического состояния, выполнения профилактических и ремонтных работ, не должны задерживать влагу и затруднять проветривание. Замкнутые профили должны быть герметизированы.

4.1.3 Рабочие чертежи конструкций должны соответствовать требованиям нормативных документов по изготовлению, качеству и монтажу (СП 70.13330) стальных строительных конструкций.

В рабочих чертежах конструкций (КМ и КМД) и в документации на заказ материалов следует указывать:

• марки стали и дополнительные требования к ним, предусмотренные государственными стандартами или техническими условиями и настоящим сводом правил;
• способ выполнения сварных соединений, тип (способ) сварки; типы, марки, диаметры электродов, положение шва при сварке, тип подкладки для стыковых швов;
• классы прочности и точности болтов; при использовании болтов с контролируемым натяжением - усилие предварительного натяжения и способ контроля натяжения болта;
• способ подготовки контактных поверхностей для фрикционных соединений;
• расположение и размеры сварных, болтовых и фрикционных соединений с указанием выполнения их в заводских или монтажных условиях и, в отдельных случаях, последовательность наложения швов и установки болтов;
• способы и объем контроля качества при изготовлении и монтаже;
• требования к защите конструкций от коррозии.

4.2 Основные расчетные требования

4.2.1 Стальные конструкции и их расчет должны удовлетворять требованиям по надежности ГОСТ 27751.

Расчёт стальных конструкций следует выполнять с учётом назначения конструкций, условий их изготовления, транспортирования, монтажа и эксплуатации, а также свойств материалов.

В расчетных схемах должны быть учтены деформационные характеристики опорных закреплений, оснований и фундаментов.

4.2.2 При расчете конструкций значения нагрузок и воздействий, а также предельные значения прогибов и перемещений элементов конструкций следует принимать согласно СП 20.13330, СП 43.13330 и разделов 16 и 17.

4.2.3 За расчётную температуру в районе строительства следует принимать температуру наружного воздуха наиболее холодных суток обеспеченностью 0,98, определённую согласно СП 131.13330.

Расчётная технологическая температура устанавливается в задании на разработку строительной части проекта.

4.2.4 Расчётные схемы и основные предпосылки расчёта должны отражать действительные условия работы стальных конструкций.

Рассматриваются следующие расчётные модели несущих конструкций:

• отдельные конструктивные стержневые и балочные элементы (растянутые, сжатые, внецентренно сжатые, сжато-изгибаемые и изгибаемые) с постоянным по длине сечением;
• плоские или пространственные системы, раскрепленные (несвободные - рисунок 1, а); расчёт таких конструкций выполняется путем расчёта отдельных элементов с учетом их взаимодействия между собой и с основанием по СП 22.13330;
• плоские или пространственные системы, нераскрепленные (свободные - рисунок 1, б); при расчёте таких конструкций, наряду с проверкой отдельных элементов, следует учитывать возможность достижения предельного состояния системы в целом;
• листовые конструкции (оболочки вращения).

Рисунок 1 - Схемы систем, раскрепленных (а)
и не раскрепленных от перемещений (б)​

При моделировании нелинейной работы стали для расчетов по первой группе предельных состояний следует использовать расчетную диаграмму работы сталей в обобщенных параметрах σ̅ = σ / R[sub]yn[/sub] и ε̅ = εE / R[sub]yn[/sub] = ε / ε[sub]yn[/sub], представленную на рисунке В.1 (приложение В). Значение соответствующих координат характерных точек диаграммы следует принимать по таблице В.9. Расчеты выполняют по одному из трех вариантов кривой: OBD, OACD, OACDEF в зависимости от класса элементов конструкций (4.2.7).

4.2.5 Пространственные стальные конструкции следует рассчитывать как единые системы с учётом факторов, определяющих напряженное и деформированное состояние, особенности взаимодействия элементов конструкций между собой и с основанием, геометрической и физической нелинейности, свойств материалов и грунтов.

Выполнять проверку устойчивости стержневых конструкций (в том числе пространственных) следует с использованием сертифицированных вычислительных комплексов как идеализированных систем в предположении упругих деформаций стали.

4.2.6 Оценивать общую устойчивость каркаса по недеформированной схеме следует для: рамной (с жесткими узлами соединения ригелей с колоннами), рамно-связевой (рамный каркас с вертикальными диафрагмами жесткости или жесткими вставками) или связевой (с шарнирными узлами соединения ригелей с колоннами) систем, у которых есть в своем составе продольные и поперечные рамы и связи, установленные в соответствии с 15.4.

В рамно-связевой или в связевой системе, когда узлы связевого блока не совпадают с узлами каркаса, расчет следует выполнять по деформированной схеме (с учетом геометрической нелинейности системы).

4.2.7 Элементы конструкций, рассматриваемые в настоящем своде правил, в зависимости от напряженно-деформированного состояния (НДС) расчётного сечения подразделяются на три класса:

• 1-й класс - НДС, при котором напряжения по всей площади сечения не превышают расчётного сопротивления стали |σ| ≤ R[sub]y[/sub] (упругое состояние сечения);
• 2-й класс - НДС, при котором в одной части сечения |σ| < R[sub]y[/sub], а в другой |σ| = R[sub]y[/sub] (упруго-пластическое состояние сечения);
• 3-й класс - НДС, при котором по всей площади сечения |σ| = R[sub]y[/sub] (пластическое состояние сечения, условный пластический шарнир).

4.2.8. Буквенные обозначения величин, использованные в настоящем своде правил, приведены в приложении А.

4.3 Учет назначения и условий работы конструкций

4.3.1 В зависимости от назначения, условий работы и наличия сварных соединений конструкции следует подразделять на четыре группы согласно приложению В.

4.3.2 При расчёте конструкций и соединений следует учитывать:

• коэффициенты надежности по ответственности γ[sub]n[/sub], принимаемые согласно требованиям ГОСТ 27751;
• коэффициент надежности γ[sub]u[/sub] = 1,3 для элементов конструкций, рассчитываемых на прочность с использованием расчётных сопротивлений R[sub]u[/sub];
• коэффициенты условий работы элементов конструкций и соединений γ[sub]c[/sub], γ[sub]c1[/sub] и γ[sub]b[/sub], принимаемые по таблице 1; пункту 7.1.2; таблице 45 и разделам 14, 16, 17 и 18.

Отношение критической нагрузки к расчетной для стержневых конструкций, рассчитываемых как идеализированные пространственные системы с использованием сертифицированных вычислительных комплексов (согласно 4.2.5, 4.2.6), должно быть не меньше коэффициента надежности по устойчивости системы в целом γ[sub]s[/sub] = 1,3.

4.3.3 При проектировании конструкций, подвергающихся непосредственному воздействию подвижных, вибрационных и других переменных нагрузок, вызывающих усталость металла, следует применять такие конструктивные решения, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, а в случаях, указанных в настоящем своде правил, выполнять расчёт на усталость.

Таблица 1​

​

4.3.4 При проектировании конструкций, возводимых или эксплуатируемых в условиях низких температур (t < -45°С), при которых повышается возможность хрупкого разрушения, следует учитывать требования к материалу, конструированию и технологии изготовления.

4.3.5 При проектировании сварных конструкций следует снижать вредное влияние остаточных деформаций и напряжений, в том числе сварочных, а также концентрации напряжений, предусматривая соответствующие конструктивные решения (с наиболее равномерным распределением напряжений в элементах и деталях, без входящих углов, резких перепадов сечения и других концентраторов напряжений) и технологические мероприятия (порядок сборки и сварки, предварительный выгиб, механическую обработку соответствующих зон путем строжки, фрезерования, зачистки абразивным кругом и др.).

5 Материалы для конструкций и соединений

5.1 Физические характеристики материалов, применяемых для стальных конструкций, следует принимать согласно таблицам Б.1 и Б.2 (приложение Б).

5.2 При назначении стали для конструкций следует учитывать группу конструкций, расчетную температуру, требования по ударной вязкости и химическому составу согласно приложению В.

5.3 Для конструкций следует использовать фасонный (уголки, двутавры, швеллеры), листовой, широкополосный универсальный прокат и гнутые профили; тонколистовой прокат из углеродистой стали и из стали повышенной прочности; холодногнутые профили; профили гнутые замкнутые квадратные и прямоугольные; сортовой прокат (круг, квадрат, полоса) в соответствии с действующими нормативными документами (НД); электросварные и горячедеформированные бесшовные трубы - в соответствии с таблицами В.1 и В.2 (приложение В).

Другие материалы, с сертификатом соответствия установленной формы, следует использовать при условии выполнения требований приложения В к механическим свойствам и химическому составу.

В зависимости от особенностей конструкций и узлов при заказе стали следует учитывать классификацию листового проката в зависимости от значения относительного сужения Ψ[sub]z[/sub] (см. 13.4) в соответствии с действующим стандартом.

Для обеспечения предела огнестойкости (45 мин) для всех групп, согласно приложению В, открытых конструкций (см. 4.1.2), независимо от расчетной температуры, следует назначать прокат из стали С 355П или прокат из других сталей, обеспечивающих предел огнестойкости 45 мин.

5.4 Для отливок (опорных частей и т.п.) следует применять сталь марок 15Л, 25Л, 35Л и 45Л, удовлетворяющую требованиям действующих стандартов для группы II (отливки ответственного назначения для деталей, рассчитываемых на прочность, работающих при статических и переменных нагрузках) или III (отливки особо ответственного назначения для деталей, рассчитываемых на прочность, работающих при динамических нагрузках). Расчетные сопротивления отливок из серого чугуна следует принимать по таблице В.8.

5.5 Для сварки стальных конструкций следует применять: электроды для ручной дуговой сварки; сварочную проволоку; флюсы; порошковую проволоку для автоматической и механизированной сварки в соответствии с таблицей Г.1 (приложение Г), а также углекислый газ и аргон в соответствии с действующими стандартами.

Применяемые сварочные материалы и технология сварки должны обеспечивать значение временного сопротивления металла шва не ниже нормативного значения временного сопротивления R[sub]un[/sub] основного металла, а также значения твёрдости, ударной вязкости и относительного удлинения металла сварных соединений, установленные соответствующими нормативными документами.

5.6 Для болтовых соединений следует применять стальные болты, гайки и шайбы, удовлетворяющие техническим требованиям действующих нормативных документов и стандартов, а также высокопрочные болты, указанные в 5.7.

Болты следует применять согласно таблице Г.3.

При работе болтов на срез и растяжение классы прочности гаек следует принимать в соответствии с классом прочности болтов: 5 - при 5.6; 8 - при 8.8; 10 - при 10.9; 12 - при 12.9.

При работе болтов только на срез применяют класс прочности гаек при классе прочности болтов: 4 - при 5.6 и 5.8; 5 - при 8.8; 8 - при 10.9; 10 - при 12.9.

Шайбы следует применять: круглые, косые и пружинные нормальные в соответствии с действующими стандартами.

5.7 Для фрикционных и фланцевых соединений следует применять высокопрочные болты, гайки и шайбы, конструкцией и размерами удовлетворяющими действующим стандартам.

Для фланцевых соединений следует применять высокопрочные болты климатического исполнения ХЛ.

5.8 Марки стали для фундаментных болтов, их конструкцию и размеры следует выбирать в соответствии с действующими стандартами и требованиями, приведенными в таблице Г.4 (приложение Г).

Болты (U-образные) для крепления оттяжек антенных сооружений связи, а также U-образные и фундаментные болты опор воздушных линий электропередачи и распределительных устройств следует применять из стали марок, указанных в таблице Г.4 (приложение Г).

Анкерные болты следует применять согласно требованиям СП 43.13330.

5.9 Гайки для фундаментных и U-образных болтов диаметром до и свыше 48 мм следует применять по соответствующим техническим требованиям действующих стандартов.

Для фундаментных болтов из стали Ст3пс2, Ст3сп2, Ст3пс4, Ст3сп4 диаметром до 48 мм следует применять гайки класса прочности 4, диаметром свыше 48 мм - из материала не ниже группы 02 по соответствующему стандарту.

Для фундаментных болтов диаметром до 48 мм из стали марки 09Г2С и других сталей следует применять гайки класса прочности не ниже 5-го, диаметром свыше 48 мм - из материала не ниже группы 05 по соответствующему стандарту. Гайки следует применять из стали марок, принимаемых для болтов.

5.10 Для шарниров, катков и болтов, работающих в качестве шарниров, а также подкладных листов под катки, следует применять поковки по СП 35.13330.

5.11 Для несущих элементов висячих покрытий, оттяжек опор воздушных линий электропередачи, распределительных устройств, контактных сетей транспорта, мачт и башен, а также напрягаемых элементов в предварительно напряженных конструкциях в соответствии с действующими стандартами следует применять:

• канаты спиральные;
• канаты двойной свивки;
• канаты закрытые несущие;
• пучки и пряди параллельных проволок, формируемых из канатной проволоки.

 

6 Расчетные характеристики материалов и соединений

6.1 Расчётные сопротивления проката, гнутых профилей и труб для различных видов напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным в таблице 2, где нормативные сопротивления R[sub]yn[/sub] и R[sub]un[/sub] следует принимать согласно НД.

Таблица 2​

​

Значения коэффициентов надёжности по материалу γ[sub]m[/sub] проката, гнутых профилей и труб следует принимать по таблице 3.

Таблица 3​

​

Значения нормативных и расчетных сопротивлений при растяжении, сжатии и изгибе листового, широкополосного универсального проката и труб приведены в таблице В.3, фасонного проката - в таблицах В.4 и В.5 (приложение В).

Значения расчетных сопротивлений проката смятию торцевой поверхности, местному смятию в цилиндрических шарнирах и диаметральному сжатию катков приведены в таблице В.6 (приложение В).

6.2 Расчетные сопротивления гнутых профилей следует принимать равными расчетным сопротивлениям листового проката, из которого они изготовлены.

6.3 Значения расчётных сопротивлений отливок из углеродистой стали следует принимать по таблице В.7 (приложение В).

6.4 Расчётные сопротивления сварных соединений для соединений различных видов и напряженных состояний следует определять по формулам, приведенным в таблице 4.

Таблица 4​

​

Расчётное сопротивление сварного стыкового соединения элементов из сталей с разными нормативными сопротивлениями следует принимать как для стыкового соединения из стали с меньшим значением нормативного сопротивления.

Значения нормативных R[sub]wun[/sub] и расчётных R[sub]wƒ[/sub] сопротивлений металла угловых швов приведены в таблице Г.2 (приложение Г).

6.5 Расчётные сопротивления одноболтового соединения следует определять по формулам, приведённым в таблице 5.

Таблица 5​

​

Значения нормативных и расчетных сопротивлений срезу и растяжению стали болтов в одноболтовых соединениях приведены в таблице Г.5, а смятию элементов, соединяемых болтами, в таблице Г.6 (приложение Г).

6.6 Расчётное сопротивление растяжению фундаментных и анкерных болтов R[sub]ba[/sub] следует определять по формуле

R[sub]ba[/sub] = 0,8R[sub]yn[/sub]. (1)​

Значения расчетных сопротивлений растяжению фундаментных болтов приведены в таблице Г.7 (приложение Г).

Расчётное сопротивление растяжению U-образных болтов R[sub]bu[/sub], указанных в 5.8, следует определять по формуле

R[sub]bu[/sub] = 0,85R[sub]yn[/sub]. (2)​

6.7 Расчётное сопротивление растяжению R[sub]bh[/sub] высокопрочных болтов, классов прочности не менее 10.9, следует определять по формуле

R[sub]bh[/sub] = 0,7R[sub]bun[/sub], (3)​

где R[sub]bun[/sub] - нормативное сопротивление болта, принимаемое по таблице Г.8.

6.8 Расчётное сопротивление растяжению высокопрочной стальной проволоки R[sub]dh[/sub], применяемой в виде пучков или прядей, следует определять по формуле

R[sub]dh[/sub] = 0,63R[sub]un[/sub]. (4)​

6.9 Значение расчётного сопротивления (усилия) растяжению стального каната следует принимать равным значению разрывного усилия каната в целом, установленному НД на стальные канаты, делённому на коэффициент надежности по материалу γ[sub]m[/sub] = 1,6.

7 Расчет элементов стальных конструкций при центральном растяжении и сжатии

7.1 Расчет элементов сплошного сечения

7.1.1 Расчёт на прочность элементов из стали с нормативным сопротивлением R[sub]yn[/sub] ≤ 440 Н/мм2 при центральном растяжении или сжатии силой N следует выполнять по формуле

N / A[sub]n[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1. (5)​

Расчёт на прочность растянутых элементов, эксплуатация которых возможна и после достижения металлом предела текучести, а также растянутых или сжатых элементов из стали с нормативным сопротивлением R[sub]yn[/sub] > 440 Н/мм2 следует выполнять по формуле (5) с заменой значения R[sub]y[/sub] на R[sub]u[/sub] / γ[sub]u[/sub].

7.1.2 Расчёт на прочность сечений в местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкой болтами, следует выполнять по формуле (5), а сечений растянутого одиночного уголка из стали с пределом текучести до 380 Н/мм2, прикрепляемого одной полкой болтами, поставленными в один ряд по оси, расположенной на расстоянии не менее 0,5b (b - ширина полки уголка) от обушка уголка и не менее 1,2d (d - диаметр отверстия для болта с учётом положительного допуска) от пера уголка, по формуле

(N / A[sub]n[/sub]R[sub]u[/sub])·(γ[sub]u[/sub] / γ[sub]c1[/sub]) ≤ 1, (6)​

где γ[sub]c1[/sub] = (α[sub]1[/sub]A[sub]n1[/sub] / A[sub]n[/sub] + α[sub]2[/sub])β.

Здесь A[sub]n[/sub] - площадь сечения уголка нетто;

A[sub]n1[/sub] - площадь части сечения прикрепляемой полки уголка между краем отверстия и пером;
α[sub]1[/sub], α[sub]2[/sub], β - коэффициенты, принимаемые по таблице 6.​

Таблица 6​

​

При расчёте тяг и поясов траверс, элементов опор ВЛ, ОРУ и КС, непосредственно примыкающих к узлам крепления проводов, а также элементов, соединяющих в стойках узлы крепления тяг и растянутых поясов траверс, коэффициент γ[sub]c1[/sub] следует уменьшать на 10%.

7.1.3 Расчёт на устойчивость элементов сплошного сечения при центральном сжатии силой N и удовлетворяющих требованиям 7.3.2-7.3.9, следует выполнять по формуле

N / φAR[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (7)​

где φ - коэффициент устойчивости при центральном сжатии, значение которого

при λ̅ ≥ 0,6 следует определять по формуле

φ = 0,5(δ - √(δ² - 39,48λ̅²) / λ̅²). (8)​

Значение коэффициента δ в формуле (8) следует вычислять по формуле

δ = 9,87(1 - α + βλ̅) + λ̅², (9)​

где λ̅ = λ√(R[sub]y[/sub] / E) - условная гибкость стержня;

α и β - коэффициенты, определяемые по таблице 7 в зависимости от типов сечений.​

Значения коэффициента φ, вычисленные по формуле (8), следует принимать не более 7,6/λ̅² при значениях условной гибкости свыше 3,8; 4,4 и 5,8 для типов сечений a, b и с, соответственно.

При значениях λ̅ < 0,6 для типов сечений a и b следует принимать φ = 1.

Вычисленные по формуле (8) значения коэффициента φ приведены в таблице Д.1 (приложение Д).

Таблица 7​

​

7.1.4 Расчёт на устойчивость стержней из одиночных уголков следует выполнять с учётом требований 7.1.3. При определении гибкости этих стержней радиус инерции сечения уголка и расчётную длину следует принимать согласно 10.1.4 и 10.2.1.

При расчёте поясов и элементов решётки пространственных конструкций из одиночных уголков следует выполнять требования 16.12.

7.1.5 Сжатые элементы со сплошными стенками открытого П-образного сечения (рисунок 2) следует укреплять планками или решёткой, при этом должны быть выполнены требования 7.2.2; 7.2.3; 7.2.7 и 7.2,8.

а) - открытое; б), в) - укрепленные планками или решетками
Рисунок 2 - П-образные сечения элементов​

При отсутствии планок или решеток такие элементы, помимо расчета по формуле (7) в главных плоскостях х-х и у-у, следует проверять на устойчивость при изгибно-крутильной форме потери устойчивости по формуле

N / φ[sub]c[/sub]AR[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (10)​

здесь φ[sub]c[/sub] - коэффициент, принимаемый равным

• φ[sub]c[/sub] = φ[sub]1[/sub] при φ[sub]1[/sub] ≤ 0,85;
• φ[sub]c[/sub] = (0,68 + 0,21φ[sub]1[/sub]) ≤ 1 при φ[sub]1[/sub] > 0,85,

где значение φ[sub]1[/sub] следует вычислять по формуле

φ[sub]1[/sub] = 7,6c[sub]max[/sub] / λ̅²ᵧ. (11)​

В формуле (11) коэффициент c[sub]max[/sub] следует определять по приложению Д.

7.1.6 Соединение пояса со стенкой в центрально сжатом элементе составного сплошного сечения следует рассчитывать по формулам таблицы 43 на сдвиг от условной поперечной силы Q[sub]ƒic[/sub], определяемой по формуле (18), при этом коэффициент φ следует принимать в плоскости стенки.

 

7.2 Расчет элементов сквозного сечения

7.2.1 Расчёт на прочность элементов сквозного сечения при центральном растяжении и сжатии следует выполнять по формуле (5), где A[sub]n[/sub] - площадь сечения нетто всего стержня.

7.2.2 Расчёт на устойчивость сжатых стержней сквозного сечения, ветви которых соединены планками или решётками, следует выполнять по формуле (7); при этом коэффициент φ относительно свободной оси (перпендикулярной к плоскости планок или решёток) следует определять по формулам (8) и (9) для сечений типа b с заменой в них λ̅ на λ̅[sub]eƒ[/sub]. Значение λ̅[sub]eƒ[/sub] следует определять в зависимости от значений λ[sub]eƒ[/sub], приведенных в таблице 8 для стержней с числом панелей не менее шести.

Расчёт на устойчивость сквозных стержней с числом панелей менее шести следует выполнять:

• при планках - как расчёт рамных систем;
• при решётках - согласно требованиям 7.2.5.

7.2.3 В сквозных стержнях с планками условная гибкость отдельной ветви λ̅[sub]b1[/sub], λ̅[sub]b2[/sub] или λ̅[sub]b3[/sub] (см. таблицу 8) на участке между сварными швами или крайними болтами, прикрепляющими планки, должна быть не более 1,4.

При наличии в одной из плоскостей сплошного листа вместо планок (см. рисунок 2, б) и в) гибкость ветви следует вычислять по радиусу инерции полусечения относительно его центральной оси, перпендикулярной к плоскости планок.

7.2.4 В сквозных стержнях с решётками помимо расчёта на устойчивость стержня в целом следует проверять устойчивость отдельных ветвей на участках между узлами. При необходимости следует учитывать влияние моментов в узлах, например, от расцентровки элементов решётки.

В сквозных стержнях с решётками условная гибкость отдельных ветвей между узлами должна быть не более 2,7 и не должна превышать условную приведенную гибкость λ̅[sub]eƒ[/sub] стержня в целом.

Принимать более высокие значения условной гибкости ветвей, но не более 4,1, следует при условии, что расчёт таких стержней выполнен согласно требованиям 7.2.5.

7.2.5 Расчёт сквозных стержней с решётками с учётом указанного в 7.2.2 и 7.2.4 следует выполнять по формуле (7) с заменой в ней значения R[sub]y[/sub] на R[sub]yd[/sub] = φ[sub]1[/sub]R[sub]y[/sub].

При этом коэффициент устойчивости φ[sub]1[/sub] для отдельной ветви при λ̅[sub]b[/sub] ≤ 2,7 следует принимать равным 1,0, а при λ̅[sub]b[/sub] ≥ 3,2 - определять по формуле (8) при расчётной длине l[sub]eƒ[/sub] = 0,7l[sub]b[/sub], где l[sub]b[/sub] - длина ветви (на рисунке 3, а длина ветви - 2l[sub]b[/sub]).

В интервале условных гибкостей 2,7 < λ̅[sub]b[/sub] < 3,2 значение φ[sub]1[/sub] следует определять линейной интерполяцией между 1,0 и значением φ[sub]1[/sub] при λ̅[sub]b[/sub] = 3,2.

а) - треугольная; б) - треугольная с распорками;
в) - крестовая; г) - крестовая с распорками
Рисунок 3 - Схемы решеток сквозных стержней​

Таблица 8​

Рисунок 4 - Сквозной стержень с планками
​

7.2.6 Расчёт стержней составных сечений из уголков, швеллеров и др., соединенных стенками вплотную или через прокладки, следует выполнять как сплошностенчатых при условии, что участки между соединяющими сварными швами или центрами крайних болтов не превышают для сжатых элементов 40i и для растянутых 80i. Здесь радиус инерции сечения i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или двутавровых сечений относительно оси, параллельной плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечений - минимальный.

При этом в пределах длины сжатого элемента следует предусматривать не менее двух промежуточных связей (прокладок).

7.2.7 Расчёт соединительных планок и элементов решёток сжатых стержней сквозного сечения следует выполнять на условную поперечную силу Q[sub]ƒic[/sub], принимаемую постоянной по всей длине стержня и определяемую по формуле

Q[sub]ƒic[/sub] = 7,15·10^(-6)·(2330 - E/R[sub]y[/sub])N/φ, (18)​

где N - продольное усилие в сквозном стержне;

φ - коэффициент устойчивости при центральном сжатии (для сечения типа в), принимаемый при расчёте сквозного стержня в плоскости планок или решеток.​

Условную поперечную силу Q[sub]ƒic[/sub] следует распределять:

• при наличии только соединительных планок (решёток) - поровну между планками (решётками), лежащими в плоскостях, перпендикулярных к оси, относительно которой производится проверка устойчивости;
• при наличии сплошного листа и соединительных планок (решёток) - пополам между листом и планками (решётками), лежащими в плоскостях, параллельных листу;
• при расчёте равносторонних трехгранных сквозных стержней - равной 0,8Q[sub]ƒic[/sub] для каждой системы соединительных планок (решёток), расположенной в одной грани.

7.2.8 Расчёт соединительных планок и их прикреплений (см. рисунок 4) должен выполняться, как расчёт элементов безраскосных ферм, на совместное действие силы F[sub]s[/sub], срезывающей планку, и момента M[sub]s[/sub], изгибающего планку в её плоскости, значения которых следует определять по формулам:

F[sub]s[/sub] = Q[sub]s[/sub]l[sub]b[/sub] / b; (19)

M[sub]s[/sub] = Q[sub]s[/sub]l[sub]b[/sub] / 2, (20)​

где Q[sub]s[/sub] - условная поперечная сила, приходящаяся на планку одной грани.

7.2.9 Расчёт элементов соединительных решеток составных стержней следует выполнять как расчёт элементов решёток плоских ферм. При расчете раскосов решёток по рисунку 3 усилие в раскосе следует определять по формуле

N[sub]d[/sub] = α[sub]1[/sub]Q[sub]s[/sub]d / b, (21)​

где α[sub]1[/sub] - коэффициент, принимаемый равным: 1,0 для решётки по рисункам 3, a, б и 0,5 - по рисунку 3, в;

Q[sub]s[/sub] - условная поперечная сила, приходящаяся на одну плоскость решётки.​

При расчёте раскосов крестовой решётки с распорками (рисунок 3, г) следует учитывать дополнительное усилие N[sub]ad[/sub], возникающее в каждом раскосе от обжатия ветвей и определяемое по формуле

N[sub]ad[/sub] = α[sub]2[/sub]N[sub]b[/sub]A[sub]d[/sub] / A[sub]b[/sub], (22)​

где α[sub]2[/sub] = dl²[sub]b[/sub] / (2b³ + d³), l[sub]b[/sub], d - размеры, указанные на рисунке 3;

N[sub]b[/sub] - усилие в одной ветви стержня;
A[sub]d[/sub], A[sub]b[/sub] - площадь сечения одного раскоса и одной ветви соответственно.​

7.2.10 Расчёт стержней, предназначенных для уменьшения расчетной длины сжатых элементов, должен выполняться на усилие, равное условной поперечной силе в основном сжатом элементе, определяемой по формуле (18).

Расчёт распорок, предназначенных для уменьшения расчётной длины ветвей колонн в плоскости, перпендикулярной к плоскости поперечных рам, при наличии нагрузок от мостовых или подвесных кранов, следует выполнять на условную поперечную силу, определяемую по формуле (18), где значение N следует принимать равным сумме продольных сил в двух ветвях колонн, соединенных распоркой.

7.3 Проверка устойчивости стенок и поясных листов центрально сжатых элементов сплошного сечения

7.3.1 При проверке устойчивости стенок расчётную высоту h[sub]ef[/sub] следует принимать по рисунку 5:

Рисунок 5 - Расчетные размеры стенок, свесов полок, поясных листов в прокатных, составных и гнутых профилях​

• полную высоту стенки - в сварных элементах;
• расстояние между ближайшими к оси элемента краями поясных уголков - в элементах с фрикционными поясными соединениями;
• расстояние между началами внутренних закруглений - в прокатных профилях;
• расстояние между краями выкружек - в гнутых профилях.

7.3.2 Устойчивость стенок центрально сжатых элементов сплошного сечения следует считать обеспеченной, если условная гибкость стенки λ̅[sub]w[/sub] = (h[sub]ef[/sub] / t[sub]w[/sub])√(R[sub]y[/sub] / E) не превышает значений предельной условной гибкости λ̅[sub]uw[/sub], определяемых по формулам таблицы 9. Более гибкие стенки следует применять при подтверждении их устойчивости (теоретическим или опытным путём).

Таблица 9​

​

7.3.3 Стенки центрально сжатых элементов сплошного сечения (колонн, стоек, опор и т.п.) при λ̅[sub]w[/sub] ≥ 2,3, за исключением рассчитанных с учетом геометрической нелинейности конструкций, следует укреплять поперечными рёбрами жёсткости с шагом от 2,5h[sub]ef[/sub] до 3h[sub]ef[/sub].

В сплошностенчатых ветвях колонн сквозного сечения рёбра жесткости следует устанавливать только в узлах крепления соединительных решёток (планок).

В стенке, укрепленной только поперечными рёбрами, ширина их выступающей части b[sub]r[/sub] должна быть не менее (h[sub]ef[/sub]/30+40) мм - для парного симметричного ребра, не менее (h[sub]ef[/sub]/20+50) мм - для одностороннего ребра; толщина ребра t[sub]r[/sub] должна быть не менее 2b[sub]r[/sub]√(R[sub]y[/sub]/E).

При укреплении стенки односторонними поперечными рёбрами жёсткости одиночные уголки следует приваривать к стенке пером.

7.3.4 В центрально сжатых элементах двутаврового сечения с расчётной высотой стенки h[sub]ef[/sub] в случае укрепления стенки продольным ребром жёсткости, расположенным посередине и с моментом инерции сечения I[sub]rl[/sub],
при I[sub]rl[/sub] / h[sub]ef[/sub]t³[sub]w[/sub] ≤ 6, значение λ̅[sub]uw[/sub], установленное в 7.3.2, следует умножить на коэффициент

β = 1 + (0,4I[sub]rl[/sub] / h[sub]ef[/sub]t³[sub]w[/sub])(1 - 0,1I[sub]rl[/sub] / h[sub]ef[/sub]t³[sub]w[/sub]). (30)​

При расположении ребра с одной стороны стенки, его момент инерции следует вычислять относительно оси, совпадающей с ближайшей гранью стенки и он должен быть не менее, чем для парного симметричного ребра.

В случае выполнения продольного ребра в виде гофра стенки при вычислении h[sub]ef[/sub] следует учитывать развернутую длину гофра.

Продольные рёбра жёсткости следует включать в расчётные сечения элементов.

Минимальные размеры выступающей части продольных рёбер жёсткости следует принимать как для поперечных рёбер согласно требованиям 7.3.3.


7.3.5 При расчёте центрально и внецентренно сжатых стержней сплошного сечения в случаях, когда фактическое значение условной гибкости стенки λ̅[sub]w[/sub] = (h[sub]ef[/sub] / t[sub]w[/sub])√(R[sub]y[/sub]/E) превышает (при центральном сжатии не более чем в 2 раза) значение предельной условной гибкости стенки λ̅[sub]uw[/sub], полученное согласно требованиям 7.3.2, а также 9.4.2 и 9.4.3, в формулах (7), а также (109), (111), (115), (116), (120) и (121) допускается принимать расчётную уменьшенную площадь сечения A[sub]d[/sub] взамен А.

7.3.6 Значение A[sub]d[/sub] следует вычислять по формулам:

• для двутаврового и швеллерного сечений

A[sub]d[/sub] = A - (h[sub]ef[/sub] - h[sub]d[/sub])t[sub]w[/sub], (31)​

• для коробчатого сечения:
  • при центральном сжатии

A[sub]d[/sub] = A - 2(h[sub]ef[/sub] - h[sub]d[/sub])t[sub]w[/sub] - 2(b[sub]ef,1[/sub] - b[sub]d[/sub])t[sub]f[/sub]; (32)​

• при внецентренном сжатии

​

A[sub]d[/sub] = A - 2(h[sub]ef[/sub] - h[sub]d[/sub])t[sub]w[/sub], (33)​

где h[sub]ef[/sub] и h[sub]d[/sub] - расчётная и уменьшенная высота стенки, расположенной параллельно плоскости, в которой проверяется устойчивость;

b[sub]ef,1[/sub] и b[sub]d[/sub] - расчётная и уменьшенная ширина пояса коробчатого сечения, расположенного перпендикулярно к плоскости, в которой проверяется устойчивость.​

Значение h[sub]d[/sub] в центрально сжатых элементах следует вычислять по формулам:

• для двутаврового сечения

h[sub]d[/sub] = t[sub]w[/sub][λ̅[sub]uw[/sub] - (λ̅[sub]w[/sub] / λ̅[sub]uw[/sub] - 1)(λ̅[sub]uw[/sub] - 1,2 - 0,15λ̅)]√(E / R[sub]y[/sub]), (34)​

где при λ̅ > 3,5 следует принимать λ̅ = 3,5;​

• для коробчатого сечения

h[sub]d[/sub] = t[sub]w[/sub][λ̅[sub]uw[/sub] - (λ̅[sub]w[/sub] / λ̅[sub]uw[/sub] - 1)(λ̅[sub]uw[/sub] - 2,9 - 0,2λ̅ + 0,7λ̅[sub]w[/sub])]√(E / R[sub]y[/sub]), (35)​

где при λ̅ > 2,3 следует принимать λ̅ = 2,3;​

• для швеллерного сечения

h[sub]d[/sub] = t[sub]w[/sub]λ̅[sub]uw[/sub]√(E / R[sub]y[/sub]). (36)​

Значения λ̅ и λ̅[sub]uw[/sub] в формулах (34)-(36) для центрально сжатых элементов следует принимать согласно требованиям 7.3.2. При вычислении значения b[sub]d[/sub] для коробчатого сечения по формуле (35) вместо h[sub]d[/sub], t[sub]w[/sub], λ̅[sub]uw[/sub] и λ̅[sub]w[/sub] следует принимать соответственно b[sub]d[/sub], t[sub]f[/sub], λ̅[sub]uf,1[/sub] и λ̅[sub]uf,1[/sub] = (b[sub]ef,1[/sub] / t[sub]f[/sub])√(R[sub]y[/sub] / E), при этом значение λ̅[sub]uf,1[/sub] следует определять согласно требованиям 7.3.9.

Значение h[sub]d[/sub] для внецентренно сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечений следует вычислять по формулам соответственно (34) и (35); при этом в этих формулах значения λ̅ = λ̅[sub]x[/sub] и λ̅[sub]uw[/sub] следует принимать согласно 9.4.2.

7.3.7 При проверке устойчивости поясных листов за расчётную ширину свеса b[sub]ef[/sub] следует принимать расстояние:

• от грани стенки до края поясного листа (полки) - в сварных элементах;
• от оси крайнего болта в поясе до края поясного листа - в элементах с фрикционными поясными соединениями;
• от начала внутреннего закругления до края полки - в прокатных профилях;
• от края выкружки до края полки - в гнутых профилях (см. рисунок 5).

7.3.8 Устойчивость поясных листов и полок центрально сжатых элементов сплошного сечения следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса пояса (полки) λ̅[sub]f[/sub] = (b[sub]ef[/sub] / t[sub]f[/sub])√(R[sub]y[/sub] / E) не превышает значений предельной условной гибкости свеса пояса (полки) λ̅[sub]uf[/sub], определяемых по формулам таблицы 10, в которых при значениях λ̅ < 0,8 или λ̅ > 4 следует принимать соответственно λ̅ = 0,8 или λ̅ = 4.

Таблица 10​

​

7.3.9 В центрально сжатых элементах коробчатого сечения предельную условную гибкость поясного листа λ̅[sub]uf,1[/sub] следует принимать по таблице 10, как для стенок коробчатого сечения: λ̅[sub]uf,1[/sub] = (b[sub]ef,1[/sub] / t[sub]f[/sub])√(R[sub]y[/sub] / E).

7.3.10 Высота отгиба полки (стенки) a[sub]ef[/sub] (см. рисунок 5) должна быть не менее 0,3b[sub]ef[/sub] в элементах, не усиленных планками, и 0,2b[sub]ef[/sub] - в элементах, усиленных планками (см. таблицу 10); при этом толщина ребра должна быть не менее 2a[sub]ef[/sub]√(R[sub]y[/sub] / E).

7.3.11 При назначении сечений центральносжатых элементов по предельной гибкости (в соответствии с 10.4) значения предельных условных гибкостей стенки λ̅[sub]uw[/sub] и поясов λ̅[sub]uf[/sub] (λ̅[sub]uf,1[/sub]), определяемых по таблицам 9 и 10 соответственно, следует увеличивать умножением на коэффициент √(φAR[sub]y[/sub] / E), но не более чем на 1,25.

 

8 Расчет элементов стальных конструкций при изгибе

8.1 Общие положения расчета

В зависимости от назначения и условий эксплуатации конструкций расчёт изгибаемых элементов (балок) следует выполнять без учёта или с учётом пластических деформаций в соответствии с подразделением элементов на три класса согласно 4.2.7.

Балки 1-го класса следует применять для нагрузок всех видов и рассчитывать в пределах упругих деформаций; балки 2-го и 3-го классов следует применять для статических нагрузок и рассчитывать с учётом развития пластических деформаций.

Балки крановых путей под краны групп режимов работы 1К-8К по ГОСТ 25546 при расчёте на прочность следует относить к 1-му классу.

Бистальные балки следует относить ко 2-му классу и рассчитывать с учётом ограниченных пластических деформаций в стенке, значения которых следует определять при достижении расчётного сопротивления R[sub]yf[/sub] в поясах, выполненных из более прочной стали.

8.2 Расчет на прочность изгибаемых элементов сплошного сечения

8.2.1 Расчёт на прочность балок 1-го класса следует выполнять по формулам:

• при действии момента в одной из главных плоскостей

M / W[sub]n,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (41)​

• при действии в сечении поперечной силы

QS / It[sub]w[/sub]R[sub]s[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (42)​

• при действии моментов в двух главных плоскостях (и наличии бимомента)

(M[sub]x[/sub] / I[sub]xn[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub])y ± (M[sub]y[/sub] / I[sub]yn[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub])x ± (B·ω / I[sub]ωn[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub]) ≤ 1, (43)​

где х и у - расстояния от главных осей до рассматриваемой точки сечения, а

ω - секториальная координата этой точки;​

• при одновременном действии в стенке балки момента и поперечной силы

0,87/R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] √(σ²ₓ - σₓσᵧ + σ²ᵧ + 3τ²ₓᵧ) ≤ 1,
τₓᵧ / R[sub]s[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (44)​

где σₓ = Mₓy / I[sub]xn[/sub] - нормальное напряжение в срединной плоскости стенки, параллельное продольной оси балки;

σᵧ - то же, перпендикулярное к продольной оси балки, в том числе σ[sub]loc[/sub], определяемое по формуле (47);
τₓᵧ = QS / It[sub]w[/sub] - касательное напряжение в стенке.​

Напряжения σₓ и σᵧ, принимаемые в формуле (44) со своими знаками, а также τₓᵧ следует определять в одной и той же точке стенки балки.

При проверке прочности на действие поперечной силы на опоре для разрезных балок формулу (42) следует использовать без учета работы поясов.

В балках, рассчитываемых по формуле (43), значения напряжений в стенке балки должны быть проверены по формуле (44) в двух главных плоскостях изгиба.

При ослаблении стенки отверстиями для болтов левую часть формулы (42), а также значение τₓᵧ в формуле (44), следует умножать на коэффициент α, определяемый по формуле

α = s / (s - d), (45)​

где s - шаг отверстий в одном вертикальном ряду;

d - диаметр отверстия.​

8.2.2 Расчёт на прочность стенки балки, не укрепленной ребрами жёсткости, при действии местного напряжения σ[sub]loc[/sub] в местах приложения нагрузки к верхнему поясу, а также в опорных сечениях балки, следует выполнять по формуле

σ[sub]loc[/sub] / R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (46)​

где

σ[sub]loc[/sub] = F / l[sub]ef[/sub]t[sub]w[/sub]. (47)
​

Здесь F - расчётное значение нагрузки (силы);

l[sub]ef[/sub] - условная длина распределения нагрузки, определяемая по формулам:​

• для случаев по рисунку 6, а) и б)

l[sub]ef[/sub] = b + 2h; (48)​

• для случая по рисунку 6, в

l[sub]ef[/sub] = ψ ³√(I[sub]1f[/sub] / t[sub]w[/sub]). (49)


a) - сварная балка; б) - прокатная балка;
в) - сварная или прокатная балки при нагрузке от колеса крана
Рисунок 6 - Схемы распределения сосредоточенной нагрузки на стенку балки​

где h - размер, равный сумме толщины верхнего пояса балки и катета поясного шва, если нижняя балка сварная (см. рисунок 6, а), либо расстоянию от наружной грани полки до начала внутреннего закругления стенки, если нижняя балка прокатная (см. рисунок 6, б);

ψ - коэффициент, принимаемый равным: 3,25 - для сварных и прокатных балок; 4,5 - для балок с фрикционными поясными соединениями;
I[sub]1f[/sub] - сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса или момент инерции сечения, состоящего из пояса и рельса в случае приварки рельса швами, обеспечивающими совместную работу пояса и рельса;
b - ширина опирания верхнего элемента.​

8.2.3 Расчёт на прочность разрезных балок 2-го и 3-го классов двутаврового и коробчатого сечений (рисунок 7) из стали с нормативным сопротивлением R[sub]yn[/sub] ≤ 440 Н/мм2 при соблюдении требований 8.4.6, 8.5.8, 8.5.9 и 8.5.18 и при касательных напряжениях τₓ = Qₓ / A[sub]w[/sub] ≤ 0,9R[sub]s[/sub] (кроме опорных сечений) следует выполнять по формулам:

Рисунок 7 - Схемы двутаврового (а) и коробчатого (б)
сечений балок с действующими на них усилиями​

• при изгибе в плоскости наибольшей жёсткости (Iₓ > Iᵧ)

Mₓ / cₓβW[sub]xn,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (50)​

• при изгибе в двух главных плоскостях и напряжениях τᵧ = Qᵧ / 2A[sub]f[/sub] ≤ 0,5R[sub]s[/sub]

Mₓ / cₓβW[sub]xn,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] + Mᵧ / cᵧβW[sub]yn,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1. (51)​

Здесь Mₓ, Mᵧ - абсолютные значения изгибающих моментов;

cₓ, cᵧ - коэффициенты, принимаемые по таблице Е.1;
β - коэффициент, принимаемый равным:

• при τₓ ≤ 0,5R[sub]s[/sub] β = 1;
• при 0,5R[sub]s[/sub] < τₓ ≤ 0,9R[sub]s[/sub]

​

β = 1 - [0,20 / (a[sub]f[/sub] + 0,25)](τₓ / R[sub]s[/sub])⁴, (52)​

где a[sub]f[/sub] = A[sub]f[/sub] / A[sub]w[/sub] - отношение площади сечения пояса к площади сечения стенки (для несимметричного сечения A[sub]f[/sub] - площадь меньшего пояса; для коробчатого сечения A[sub]w[/sub] - суммарная площадь сечений двух стенок).​

• при изгибе в плоскости наибольшей жесткости (Iₓ > Iᵧ) и стеснённом кручении симметричных двутавров

Mₓ / cₓβW[sub]xn,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] + B / c[sub]ω[/sub]W[sub]yn,min[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (53)​

где c[sub]ω[/sub] - определяется линейной интерполяцией по таблице 10а:​

Таблица 10а​

​

При расчёте сечения в зоне чистого изгиба в формулах (50) и (51) следует принимать β = 1 и вместо коэффициентов cₓ и cᵧ соответственно

с[sub]xm[/sub] = 0,5(1 + cₓ); c[sub]ym[/sub] = 0,5(1 + cᵧ).
​

Расчёт на прочность в опорном сечении балок (при Mₓ = 0 и Mᵧ = 0) следует выполнять по формулам:

Qₓ / A[sub]w[/sub]R[sub]s[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (54)

Qᵧ / 2A[sub]f[/sub]R[sub]s[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1. (55)​

При ослаблении стенки отверстиями для болтов левую часть формул (54) и (55) следует умножать на коэффициент α, определяемый по формуле (45).

Для установления размеров минимальных сечений составных балок коэффициенты cₓ и cᵧ следует принимать меньше значений, приведенных в таблице Е.1, но не менее 1,0. Методика подбора минимальных сечений изгибаемых элементов приведена в правилах по проектированию стальных конструкций.

8.2.4 Расчёт на прочность разрезных балок переменного сечения согласно 8.2.3 с учетом пластических деформаций выполняется только в одном сечении с наиболее неблагоприятным сочетанием усилий М и Q; в остальных сечениях балки расчёт следует выполнять при значениях коэффициентов cₓ и cᵧ меньших, чем в таблице Е.1 (приложение Е), или согласно 8.2.1.

8.2.5 Расчёт на прочность неразрезных и защемленных балок постоянного двутаврового и коробчатого сечений с двумя осями симметрии, изгибаемых в плоскости наибольшей жесткости, со смежными пролетами, отличающимися не более чем на 20%, при соблюдении требований 8.4.6, 8.5.8, 8.5.9 и 8.5.18 следует выполнять по формуле (50) как сечений 2-го класса с учётом частичного перераспределения опорных и пролетных моментов.

В этом случае расчётное значение момента следует определять по формуле

M = 0,5(M[sub]max[/sub] + M[sub]ef[/sub]), (56)​

где M[sub]max[/sub] - наибольший изгибающий момент в пролёте или на опоре, определяемый из расчета неразрезной балки в предположении упругой работы стали;

M[sub]ef[/sub] - условный изгибающий момент, равный:​

a) в неразрезных балках с шарнирно опертыми концами большему из значений:​

M[sub]ef[/sub] = max{M[sub]1[/sub] / (1 + α/l)}; (57)

M[sub]ef[/sub] = 0,5M[sub]2[/sub], (58)​

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

M[sub]1[/sub] - изгибающий момент в крайнем пролете, вычисленный как в шарнирно опертой однопролетной балке;
a - расстояние от сечения, в котором действует момент M[sub]1[/sub], до крайней опоры;
l - длина крайнего пролета;
M[sub]2[/sub] - максимальный изгибающий момент в промежуточном пролете, вычисленный как в шарнирно опертой однопролетной балке;
​

б) в однопролетных и неразрезных балках с защемленными концами M[sub]ef[/sub] = 0,5M[sub]3[/sub], где M[sub]3[/sub] - наибольший из моментов, вычисленных как в балках с шарнирами на опорах;

в) в балке с одним защемленным и другим свободно опертым концом значение M[sub]ef[/sub] следует определять по формуле (57).​

Значение τₓ в формуле (52) следует вычислять в сечении, где действует M[sub]max[/sub]; если M[sub]max[/sub] - момент в пролете, следует проверить опорное сечение балки.

8.2.6 Расчёт на прочность неразрезных и защемленных балок, удовлетворяющих 8.2.5, в случае изгиба в двух главных плоскостях следует выполнять по формуле (51) с учётом перераспределения опорных и пролетных моментов в двух главных плоскостях согласно 8.2.5.

8.2.7 Расчёт на прочность неразрезных и защемленных балок, удовлетворяющих требованиям 8.2.5, 8.4.6, 8.5.8, 8.5.9 и 8.5.18, следует выполнять по формуле (50) как сечений 3-го класса с учётом перераспределения изгибающих моментов и образования условных пластических шарниров, а также влияния касательных напряжений τₓ в соответствии с 8.2.3 в сечениях с максимальным изгибающим моментом.

8.2.8 Расчёт на прочность бистальных разрезных балок двутаврового и коробчатого сечений с двумя осями симметрии при соблюдении требований 8.4.4, 8.5.9 и 8.5.17 и при касательных напряжениях τₓ ≤ 0,9R[sub]s[/sub] и τᵧ ≤ 0,5R[sub]s[/sub] (кроме опорных сечений) следует выполнять как расчёт сечений 2-го класса по формулам:

• при изгибе в одной главной плоскости

Mₓ / cₓᵣβᵣW[sub]xn[/sub]R[sub]yw[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (59)​

• при изгибе в двух главных плоскостях

Mₓ / cₓᵣβᵣW[sub]xn[/sub]R[sub]yw[/sub]γ[sub]c[/sub] + Mᵧ / cᵧᵣW[sub]yn[/sub]R[sub]yf[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1. (60)​

В формулах (59) и (60):

cₓᵣ = (α[sub]f[/sub]r + 0,25 - 0,0833 / r²) / (α[sub]f[/sub] + 0,167), (61)​

где α[sub]f[/sub] = A[sub]f[/sub] / A[sub]w[/sub]; r = R[sub]yf[/sub] / R[sub]yw[/sub];

βᵣ - коэффициент, принимаемый равным:

• при τₓ ≤ 0,5R[sub]s[/sub] βᵣ = 1;
• при 0,5R[sub]s[/sub] < τₓ < 0,9R[sub]s[/sub]

​

βᵣ = 1 - [0,2 / (α[sub]f[/sub]r + 0,25)](τₓ / R[sub]sw[/sub])⁴; (62)​

cᵧᵣ - коэффициент, принимаемый равным 1,15 - для двутаврового сечения и 1,05/r - для коробчатого сечения.​

Расчёт бистальных балок при наличии зоны чистого изгиба и в опорном сечении, а также с учётом ослабления сечения следует выполнять согласно 8.2.3 и правил проектирования стальных конструкций.

8.3 Расчёт на прочность балок крановых путей сплошного сечения

8.3.1 Расчёт на прочность балок крановых путей следует выполнять согласно 8.2.1 на действие вертикальных и горизонтальных нагрузок, определяемых по СП 20.13330.

8.3.2 Расчёт на прочность стенок балок крановых путей (за исключением балок, рассчитываемых на усталость, для кранов групп режимов работы 7К в цехах металлургических производств и 8К) следует выполнять по формуле (44), в которой при расчёте сечений на опорах неразрезных балок вместо коэффициента 0,87 следует принимать коэффициент 0,77.

8.3.3 При расчёте на прочность стенок балок крановых путей из стали с пределом текучести не более 440 Н/мм2 для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К должны быть выполнены условия:

β/Rᵧ√((σₓ + σ[sub]loc,x[/sub])² - (σₓ + σ[sub]loc,x[/sub])σ[sub]loc,y[/sub] + σ²[sub]loc,y[/sub] + 3(τₓᵧ + τ[sub]loc,xy[/sub])²) ≤ 1; (63)

(σₓ + σ[sub]loc,x[/sub]) / Rᵧ ≤ 1; (64)

(σ[sub]loc,x[/sub] + σ[sub]fy[/sub]) / Rᵧ ≤ 1; (65)

(τₓᵧ + τ[sub]loc,xy[/sub] + τ[sub]f,xy[/sub]) / R[sub]s[/sub] ≤ 1, (66)​

где β - коэффициент, принимаемый равным 0,87 для расчета разрезных балок и 0,77 для расчета сечений на опорах неразрезных балок;

σₓ = M / W[sub]xn[/sub]; σ[sub]loc,x[/sub] = 0,25σ[sub]loc,y[/sub];
σ[sub]loc,y[/sub] = γ[sub]f[/sub]γ[sub]f1[/sub]F[sub]n[/sub] / tl[sub]ef[/sub]; σ[sub]fy[/sub] = 2M[sub]t[/sub]t / I[sub]f[/sub];

τₓᵧ = Q / th; τ[sub]loc,xy[/sub] = 0,3σ[sub]loc,y[/sub]; τ[sub]f,xy[/sub] = 0,25σ[sub]fy[/sub]. (67)​

В формулах (67):

M и Q - изгибающий момент и поперечная сила в сечении балки соответственно от расчетной нагрузки, определяемой согласно СП 20.13330;
γ[sub]f[/sub] - коэффициент надежности по нагрузке для крановых нагрузок, принимаемый согласно СП 20.13330;
γ[sub]f1[/sub] - коэффициент увеличения сосредоточенной вертикальной нагрузки от одного колеса крана, принимаемый согласно СП 20.13330;
F[sub]n[/sub] - полное нормативное значение сосредоточенной вертикальной нагрузки от одного колеса крана;
l[sub]ef[/sub] - условная длина, определяемая согласно 8.2.2;
M[sub]t[/sub] - местный крутящий момент, определяемый по формуле​

M[sub]t[/sub] = γ[sub]f[/sub]γ[sub]f1[/sub]F[sub]n[/sub]e + 0,75Q[sub]t[/sub]h[sub]r[/sub], (68)​

где е=0,2b, (здесь b - ширина подошвы рельса);
Q[sub]t[/sub] - расчётная горизонтальная нагрузка, направленная поперек кранового пути, вызываемая перекосами мостовых кранов и непараллельностью крановых путей и принимаемая согласно СП 20.13330;
h[sub]r[/sub] - высота кранового рельса;
​

I[sub]f[/sub] = I[sub]t[/sub] + b[sub]f[/sub]t³[sub]f[/sub] / 3 - сумма собственных моментов инерции при кручении рельса и пояса, где b[sub]f[/sub] и t[sub]f[/sub] - соответственно ширина и толщина верхнего пояса балки.​

Все напряжения в формулах (63)-(67) следует принимать со знаком "плюс".

8.3.4 Расчет на прочность подвесных балок крановых путей (монорельсов) следует выполнять с учетом местных нормальных напряжений от давления колеса крана, направленных вдоль и поперек оси балки.

8.3.5 Расчёт на прочность бистальных балок крановых путей двутаврового сечения с двумя осями симметрии для кранов групп режимов работы 1К-5К при r = R[sub]yf[/sub] / R[sub]yw[/sub] ≤ 1,5 следует выполнять согласно требованиям 8.3.2 или по формуле (60), в которой:

M[sub]y[/sub] - изгибающий момент в горизонтальной плоскости, полностью передающийся на верхний пояс балки;
W[sub]xn[/sub] = W[sub]xnf[/sub] - момент сопротивления сечения верхнего пояса относительно оси у-у;
c[sub]y[/sub] - коэффициент, принимаемый равным 1,15.​

 

8.4 Расчет на общую устойчивость изгибаемых элементов сплошного сечения

8.4.1 Расчёт на устойчивость двутавровых балок 1-го класса, а также бистальных балок 2-го класса, удовлетворяющих требованиям 8.2.1 и 8.2.8, следует выполнять по формулам:

• при изгибе в плоскости стенки, совпадающей с плоскостью симметрии сечения

Mₓ / φ[sub]b[/sub]W[sub]cx[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1; (69)​

• при изгибе в двух главных плоскостях (и наличии бимоментов)

Mₓ / φ[sub]b[/sub]W[sub]cx[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ± Mᵧ / W[sub]cy[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ± B / W[sub]cω[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] ≤ 1. (70)​

В формулах (69) и (70):

φ[sub]b[/sub] - коэффициент устойчивости при изгибе, определяемый по приложению Ж для балок с опорными сечениями, закрепленными от боковых смещений и поворота;
W[sub]cx[/sub] - момент сопротивления сечения относительно оси х-х, вычисленный для сжатого пояса;
W[sub]cy[/sub] - момент сопротивления сечения относительно оси у-у, совпадающей с плоскостью изгиба, вычисленный для наиболее сжатой точки сжатого пояса;
W[sub]cω[/sub] - секториальный момент сопротивления сечения, вычисленный для наиболее сжатой точки сжатого пояса.
​

Знак "+" у второго и третьего членов в формуле (70) принимается, если в рассматриваемой точке соответствующее усилие вызывает сжатие.

Для бистальных балок в формулах (69) и (70), а также при определении φ[sub]b[/sub], R[sub]y[/sub] следует заменять на R[sub]yf[/sub].

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

8.4.3 Расчёт на устойчивость балок крановых путей двутаврового сечения следует выполнять по формуле (70), в которой: M[sub]y[/sub] - изгибающий момент в горизонтальной плоскости, полностью передающийся на верхний пояс балки; W[sub]y[/sub] = W[sub]yf[/sub] - момент сопротивления сечения верхнего пояса относительно оси у-у.

8.4.4 Устойчивость балок 1-го класса, а также бистальных балок 2-го класса следует считать обеспеченной:

а) при передаче нагрузки на балку через сплошной жесткий настил (железобетонные плиты из тяжелого, легкого и ячеистого бетонов, плоский и профилированный металлический настил, волнистая сталь и т.п.), непрерывно опирающийся на сжатый пояс балки и связанный с ним с помощью сварки, болтов, самонарезающих винтов и др.; при этом силы трения учитывать не следует;

б) при значениях условной гибкости сжатого пояса балки λ̅[sub]b[/sub] = (l[sub]ef[/sub]/b)√(R[sub]yf[/sub]/σ), не превышающих ее предельных значений λ̅[sub]ub[/sub], определяемых по формулам таблицы 11 для балок симметричного двутаврового сечения или асимметричного - с более развитым сжатым поясом, рассчитываемых по формуле (69) и имеющих отношение ширины растянутого пояса к ширине сжатого пояса не менее 0,75.​

Таблица 11​

​

8.4.5 Прикрепления к сжатому поясу жесткого настила, продольных или поперечных связей, которые должны обеспечивать устойчивость изгибаемого элемента, следует рассчитывать на фактическую или условную поперечную силу. При этом условную поперечную силу следует определять:

• при закреплении балки в отдельных точках - по формуле (18), в которой φ следует определять для сечения типа b (см. таблицу 7) при гибкости λ = l[sub]ef[/sub] / i (где i - радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтальной плоскости), а N - вычислять по формуле

N = (A[sub]f[/sub]r + 0,25A[sub]w[/sub])R[sub]yw[/sub], (74)​

где A[sub]f[/sub] и A[sub]w[/sub] - площади сечения сжатого пояса и стенки соответственно;​

r = R[sub]yf[/sub] / R[sub]yw[/sub] ≥ 1,0;​

R[sub]yf[/sub] и R[sub]yw[/sub] - расчётные сопротивления стали сжатого пояса и стенки соответственно;​

• при непрерывном закреплении - по формуле

q[sub]fic[/sub] = 3Q[sub]fic[/sub] / l, (75)​

где q[sub]fic[/sub] - условная поперечная сила на единицу длины пояса балки;

Q[sub]fic[/sub] - условная поперечная сила, определяемая по формуле (18), в которой φ = 1, а N следует вычислять по формуле (74).
​

8.4.6 Устойчивость балок сечениями 2-го и 3-го классов следует считать обеспеченной при выполнении требований перечисления а) или б) 8.4.4 при условии умножения значений λ̅[sub]ub[/sub], определяемых по формулам таблицы 11, на коэффициент

δ = 1 - 0,6(c₁ₓ - 1) / (cₓ - 1), (76)​

где c₁ₓ - коэффициент, определяемый по большему значению из формул:

c₁ₓ = Mₓ / W[sub]xn[/sub]R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub] или c₁ₓ = βcₓ (77)​

и изменяющийся в пределах 1 < c₁ₓ ≤ cₓ.

Здесь Mₓ - изгибающий момент в сечении;

β - коэффициент, принимаемый по формуле (52);
cₓ - коэффициент, принимаемый согласно таблице Е.1.​

При этом значения условной предельной гибкости пояса балки, принимаемые:

δλ̅[sub]ub[/sub] - на участке длины балки, где учитываются пластические деформации;

λ̅[sub]ub[/sub] - на участках длины балки с напряжениями в сечениях σ = M / W[sub]n,min[/sub] ≤ R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub].

Учёт пластических деформаций осуществляется при расчёте балок со сжатым поясом, менее развитым, чем растянутый, - только при выполнении требований перечисления а) 8.4.4.

8.5 Проверка устойчивости стенок и поясных листов изгибаемых элементов сплошного сечения

8.5.1 Устойчивость стенок балок 1-го класса следует считать обеспеченной, если выполнены требования 8.2.1, 8.3.1-8.3.3, 8.4.1-8.4.5 и условная гибкость стенки λ̅[sub]w[/sub] = (h[sub]ef[/sub] / t[sub]w[/sub])√(R[sub]y[/sub]/E) (рисунок 5) не превышает значений λ̅[sub]uw[/sub]:

• 3,5 - при отсутствии местного напряжения (σ[sub]loc[/sub] = 0) в балках с двусторонними поясными швами;
• 3,2 - то же, в балках с односторонними поясными швами;
• 2,5 - при наличии местного напряжения σ[sub]loc[/sub] в балках с двусторонними поясными швами.

При этом следует устанавливать поперечные (и опорные) рёбра жесткости согласно 8.5.9 или 8.5.11 и 8.5.12.

8.5.2 Проверку устойчивости стенок балок 1-го класса следует выполнять с учётом наибольшего сжимающего напряжения σ у расчетной границы стенки, принимаемого со знаком "плюс", среднего касательного напряжения τ и местного напряжения σ[sub]loc[/sub] в стенке под сосредоточенной нагрузкой.

Напряжения σ и τ следует вычислять по формулам:

σ = My / Iₓ; (78)

τ = Q / t[sub]w[/sub]h[sub]w[/sub], (79)​

где М и Q - средние значения изгибающего момента и поперечной силы соответственно в пределах отсека; если длина отсека a (расстояние между осями поперечных ребер жесткости) больше его расчетной высоты h[sub]ef[/sub], то значения М и Q следует вычислять как средние для более напряжённого участка с длиной, равной h[sub]ef[/sub]; если в пределах отсека момент или поперечная сила меняют знак, то их средние значения следует вычислять на участке отсека с одним знаком;

h[sub]ef[/sub] - расчётная высота стенки, принимаемая по 7.3.1;
h[sub]w[/sub] - полная высота стенки.​

Местное напряжение σ[sub]loc[/sub] (σ[sub]loc,y[/sub]) в стенке под сосредоточенной нагрузкой следует определять по 8.2.2 и 8.3.3.

В отсеках балки, где сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу, одновременно должны быть учтены только σ и τ или σ[sub]loc[/sub] и τ.

8.5.3 Устойчивость стенок балок 1-го класса симметричного сечения, укрепленных только поперечными ребрами жёсткости (рисунок 8), при наличии местного напряжения (σ[sub]loc[/sub] ≠ 0) и при условной гибкости стенки λ̅[sub]w[/sub] ≤ 6√(R[sub]y[/sub]/σ) следует считать обеспеченной, если выполнено условие

√((σ/σ[sub]cr[/sub] + σ[sub]loc[/sub]/σ[sub]loc,cr[/sub])² + (τ / τ[sub]cr[/sub])²) / γ[sub]c[/sub] ≤ 1, (80)​

σ, σ[sub]loc[/sub], τ - напряжения, определяемые согласно требованиям 8.5.2;
σ[sub]cr[/sub] - критическое напряжение, вычисляемое по формуле​

σ[sub]cr[/sub] = c[sub]cr[/sub]R[sub]y[/sub] / λ̅²[sub]w[/sub], (81)​

где c[sub]cr[/sub] - коэффициент, определяемый согласно 8.5.4-8.5.6;
​

σ[sub]loc,cr[/sub] - критическое напряжение, вычисляемое по формуле​

σ[sub]loc,cr[/sub] = c₁c₂Rᵧ / λ̅²[sub]w[/sub], (82)​

где c₁ и c₂ - коэффициенты, определяемые согласно 8.5.5;
​

τ[sub]cr[/sub] - критическое напряжение, вычисляемое по формуле​

τ[sub]cr[/sub] = 10,3(1 + 0,76/μ²)R[sub]s[/sub] / λ̅²[sub]d[/sub], (83)​

здесь μ - отношение большей стороны отсека стенки к меньшей;

λ̅[sub]d[/sub] = (d/t[sub]w[/sub])√(R[sub]y[/sub]/E); d - меньшая из сторон отсека стенки (h[sub]ef[/sub] или a).​

а) - при приложении сосредоточенной нагрузки
к сжатому поясу; б) - то же, к растянутому поясу
Рисунок 8 - Схема участка балки, укрепленной
поперечными ребрами жесткости​

8.5.4 Для балок по 8.5.3 при σ[sub]loc[/sub] = 0 коэффициент c[sub]cr[/sub] в формуле (81) следует определять по таблице 12 в зависимости от вида поясных соединений и значения коэффициента δ, вычисляемого по формуле

δ = β(b[sub]f[/sub] / h[sub]ef[/sub])(t[sub]f[/sub] / t[sub]w[/sub])³, (84)​

где β - коэффициент, принимаемый по таблице 13;

b[sub]f[/sub], t[sub]f[/sub] - ширина и толщина сжатого пояса балки, соответственно.​

Таблица 12​

​

Таблица 13​

​

8.5.5 При вычислении значений σ[sub]loc,cr[/sub] по формуле (82) при σ[sub]loc[/sub] ≠ 0 следует принимать:

c₁ - по таблице 14 в зависимости от отношения a/h[sub]ef[/sub] и значения ρ = 1,04l[sub]ef[/sub] / h[sub]ef[/sub] (здесь значение l[sub]ef[/sub] следует определять согласно требованиям 8.2.2);

c₂ - по таблице 15 в зависимости от отношения a/h[sub]ef[/sub] и значения δ, вычисляемого по формуле (84); для балок с фрикционными поясными соединениями следует принимать δ = 10.​

При σ[sub]loc[/sub] ≠ 0 проверку стенки по формуле (80) следует выполнять в зависимости от значения a/h[sub]ef[/sub]:

a) при отношении a/h[sub]ef[/sub] ≤ 0,8 значение σ[sub]cr[/sub] следует определять по формуле (81) с учётом 8.5.4.

Если сосредоточенная нагрузка приложена к растянутому поясу (рисунок 8, б), то при проверке стенки с учётом только σ[sub]loc[/sub] и τ при определении коэффициента δ по формуле (84) за b[sub]f[/sub] и t[sub]f[/sub] следует принимать ширину и толщину растянутого пояса соответственно.
​

Таблица 14​

​

Таблица 15​

​

б) при отношении a/h[sub]ef[/sub] > 0,8 проверку по формуле (80) следует выполнять дважды: при значении σ[sub]cr[/sub], вычисленном по формуле (81) с учётом 8.5.4, и при таком значении σ[sub]loc,cr[/sub] по формуле (82), когда при определении коэффициентов c₁ и c₂ вместо размера a принят a₁ = 0,5a при 0,8 ≤ a/h[sub]ef[/sub] ≤ 1,33 или a₁ = 0,67h[sub]ef[/sub] при a/h[sub]ef[/sub] > 1,33; при значениях σ[sub]cr[/sub] и σ[sub]loc,cr[/sub], вычисленных при фактическом значении a/h[sub]ef[/sub] (если a/h[sub]ef[/sub] > 2, в расчёте следует принимать a/h[sub]ef[/sub] = 2); при этом коэффициент c[sub]cr[/sub] в формуле (81) следует определять по таблице 16.​

Таблица 16​

​

Значение τ[sub]cr[/sub] во всех случаях следует вычислять по фактическим размерам отсека.

8.5.6 Устойчивость стенок балок 1-го класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом, укрепленных только поперечными рёбрами жёсткости, следует считать обеспеченной, если условие (80) выполнено с учётом следующих изменений:

• при вычислении значений σ[sub]cr[/sub] по формулам (81) и (84) вместо значения h[sub]ef[/sub] принята удвоенная высота сжатой зоны стенки 2h[sub]c[/sub];
• при a/h[sub]ef[/sub] > 0,8 и σ[sub]loc[/sub] ≠ 0 выполнены две проверки, приведенные в 8.5.5, в которых при определении c[sub]cr[/sub] по таблице 16 и σ[sub]cr[/sub] - по формуле (81) вместо значения h[sub]ef[/sub] принята удвоенная высота сжатой зоны стенки 2h[sub]c[/sub].

Значения τ[sub]cr[/sub] и σ[sub]loc,cr[/sub] следует определять по фактическим размерам отсека стенки.

8.5.7 Устойчивость стенок балок 1-го класса асимметричного двутаврового сечения с более развитым растянутым поясом, укрепленных только поперечными рёбрами жёсткости, при одновременном действии напряжений σ и τ и отсутствии напряжений σ[sub]loc[/sub] следует считать обеспеченной, если выполнено условие

(0,5σ₁ / σ[sub]cr[/sub]γ[sub]c[/sub])(2 - α + √(α² + 4β²)) ≤ 1, (85)​

где α = (σ₁ - σ₂) / σ₁; β = (σ[sub]cr[/sub] / σ₁)(τ / τ[sub]cr[/sub]); σ[sub]cr[/sub] - по формуле (81).

Здесь σ₁ и σ₂ - сжимающее и растягивающее напряжения у расчётных границ стенки, принимаемые соответственно со знаком "плюс" и "минус" и определяемые по формуле (78);

τ и τ[sub]cr[/sub] - касательные напряжения, определяемые по формулам (79) и (83) соответственно;
c[sub]cr[/sub] - коэффициент, определяемый по таблице 17 в зависимости от α.​

Таблица 17​

​

8.5.8 Устойчивость стенок балок 2-го и 3-го классов из однородной стали и бистальных при отсутствии местного напряжения (σ[sub]loc[/sub] = 0) и с соблюдением требований 7.3.1, 8.2.3 и 8.2.8 следует считать обеспеченной при выполнении условий:

a) для балок двоякосимметричного двутаврового и коробчатого сечений​

M / [R[sub]yf[/sub]γ[sub]c[/sub]h²[sub]ef[/sub]t[sub]w[/sub](rα[sub]f[/sub] + α)] ≤ 1, (86)​

где α - коэффициент, определяемый по таблице 18 (при τ = Q/A[sub]w[/sub] и λ̅[sub]uw[/sub] по 8.5.1);​

Таблица 18​

​

r - следует определять по 8.4.5;
​

б) для балок асимметричного двутаврового сечения с более развитым сжатым поясом, укреплённых только поперечными рёбрами,​

M / {[σ₁A[sub]f1[/sub]h₁ + σ₂A[sub]f2[/sub](h[sub]w[/sub] - h₁) + 4h²₁t[sub]w[/sub]αR[sub]yw[/sub] + h[sub]w[/sub]t[sub]w[/sub](h[sub]w[/sub] - 2h₁)√(R²[sub]yw[/sub] - 3τ²)/2]γ[sub]c[/sub]} ≤ 1, (87)​

где σ₁, σ₂ - напряжения в сжатом и растянутом поясах соответственно, если σ₁ ≥ R[sub]yf[/sub] или σ₂ ≥ R[sub]yf[/sub], то следует принимать соответственно σ₁ = R[sub]yf[/sub] или σ₂ = R[sub]yf[/sub].​

В выражении (87) высоту сжатой зоны стенки h₁ следует определять по формуле

h₁ = A[sub]w[/sub] / 2t[sub]w[/sub] + (A[sub]f2[/sub]σ₂ - A[sub]f1[/sub]σ₁)/√(R²[sub]yw[/sub] - 3τ²). (88)​

Значения М и Q следует вычислять в одном сечении балки.

8.5.9 Стенки балок следует укреплять поперечными рёбрами жёсткости:

• в балках 1-го класса, если значение условной гибкости стенки λ̅[sub]w[/sub] превышает 3,2 - при отсутствии подвижной нагрузки на поясе балки или 2,2 - при наличии такой нагрузки;
• в балках 2-го и 3-го классов - при любых значениях условной гибкости стенки на участках длины балки, где учитываются пластические деформации, а на остальных участках - как в балках 1-го класса.

Расстояние между поперечными рёбрами не должно превышать 2h[sub]ef[/sub] при λ̅[sub]w[/sub] ≥ 3,2 и 2,5h[sub]ef[/sub] при λ̅[sub]w[/sub] < 3,2.

Для балок 1-го класса увеличивать эти расстояния до значения 3h[sub]ef[/sub] следует при условии, что устойчивость балки и стенки обеспечена выполнением требований перечисления а) или б) 8,4.4, если λ̅[sub]ub[/sub] не превышает значений, определяемых по формуле (71).

Поперечные рёбра жёсткости следует устанавливать в местах приложения неподвижных сосредоточенных нагрузок и на опорах балок.

Отсутствие поперечных рёбер жёсткости должно быть обосновано расчетом по 8.2.2.

В стенке, укрепленной только поперечными рёбрами, ширина их выступающей части bᵣ должна быть не менее (h[sub]w[/sub]/30 + 25) мм - для парного ребра, не менее (h[sub]w[/sub]/24 + 40) мм - для одностороннего ребра; толщина ребра tᵣ должна быть не менее 2bᵣ√(R[sub]y[/sub]/E).

При укреплении стенки односторонними поперечными ребрами жесткости из одиночных уголков, привариваемых к стенке пером, момент инерции такого ребра, вычисляемый относительно оси, совпадающей с ближайшей к ребру гранью стенки, должен быть не меньше, чем для парного ребра.

8.5.10 Поперечное ребро жёсткости, расположенное в месте приложения сосредоточенной нагрузки к верхнему поясу, следует проверять расчётом на устойчивость: двустороннее ребро - как центрально сжатую стойку, а одностороннее - как стойку, сжатую с эксцентриситетом, равным расстоянию от срединной плоскости стенки до центра тяжести расчётного сечения стойки. При этом в расчётное сечение стойки необходимо включать сечение ребра жёсткости и полосы стенки шириной 0,65t[sub]w[/sub]√(E/R[sub]y[/sub]) с каждой стороны ребра, а расчётную длину стойки следует принимать равной расчетной высоте стенки h[sub]ef[/sub].

 

8.5.11 Стенки балок 1-го класса, у которых при действии нормальных напряжений σ от изгиба устойчивость не обеспечена, а также при значениях условной гибкости стенки λ̅[sub]w[/sub] > 5,5√(R[sub]y[/sub]/σ) (где σ - напряжение в сжатом поясе балки), следует укреплять продольным ребром жёсткости, устанавливаемым дополнительно к поперечным рёбрам.

8.5.12 В стенке балки симметричного двутаврового сечения 1-го класса, укреплённой, кроме поперечных рёбер, одной парой продольных ребер жёсткости, расположенной на расстоянии h₁ от границы сжатого отсека (рисунок 9), обе пластинки, на которые это ребро разделяет отсек, следует рассчитывать порознь:

а) - балка со сжатым верхним поясом; б) - балка с растянутым верхним поясом
Рисунок 9 - Схема балки, укрепленной поперечными (3)
и продольными (4) ребрами жесткости​

а) пластинку 1, расположенную между сжатым поясом и продольным ребром, по формуле​

(1/γ[sub]c[/sub])[σ/σ[sub]cr,1[/sub] + σ[sub]loc[/sub]/σ[sub]loc,cr,1[/sub] + (τ/τ[sub]cr,1[/sub])²] ≤ 1, (89)​

здесь значения σ, σ[sub]loc[/sub], τ следует определять согласно требованиям 8.5.2, а значения σ[sub]cr,1[/sub] и σ[sub]loc,cr,1[/sub] - по формулам:​

• при σ[sub]loc[/sub] = 0

​

σ[sub]cr,1[/sub] = [4,76 / (1 - h₁/h[sub]ef[/sub])]·[Rᵧ / λ̅²₁], (90)​

где λ̅₁ = (h₁ / t[sub]w[/sub])√(Rᵧ/E);​

• при σ[sub]loc[/sub] ≠ 0 и μ₁ = a/h₁ ≤ 2 (при μ₁ > 2 следует принимать μ₁ = 2)

​

σ[sub]cr,1[/sub] = [1,19ψ / (1 - h₁/h[sub]ef[/sub])]·[Rᵧ / λ̅²₁]; (91)

σ[sub]loc,cr,1[/sub] = ψ(1,24 + 0,476μ₁)(Rᵧ / λ̅²[sub]α[/sub]), (92)​

где

ψ = (μ₁ + 1/μ₁)² и λ̅²[sub]α[/sub] = (a/t[sub]w[/sub])√(Rᵧ/E); (93)​

τ[sub]cr,1[/sub] - критическое напряжение, которое следует определять по формуле (83) с подстановкой в неё размеров проверяемой пластинки;
​

б) пластинку 2, расположенную между продольным ребром и растянутым поясом, - по формуле​

(1/γ[sub]c[/sub])√([σ(1 - 2h₁/h[sub]ef[/sub])/σ[sub]cr,2[/sub] + σ[sub]loc,2[/sub]/σ[sub]loc,cr,2[/sub]]² + (τ/τ[sub]cr,2[/sub])²) ≤ 1, (94)​

где σ и τ - напряжения, определяемые по 8.5.2;​

σ[sub]cr,2[/sub] = (5,43/(0,5 - h₁/h[sub]ef[/sub])²)·(Rᵧ / λ̅²[sub]w[/sub]), (95)​

при

λ̅[sub]w[/sub] = (h₂/t[sub]w[/sub])√(Rᵧ/E); (96)​

σ[sub]loc,2[/sub] - напряжение, в зависимости от того, к какому поясу приложена нагрузка: к сжатому (см. рисунок 9, а) принимается равным 0,4σ[sub]loc[/sub] (здесь σ[sub]loc[/sub] следует определять согласно 8.5.2); к растянутому (см. рисунок 9, б) - σ[sub]loc,2[/sub] = σ[sub]loc[/sub];
σ[sub]loc,cr,2[/sub] - напряжение, определяемое по формуле (82), где c₁ и c₂ следует определять соответственно по таблице 14 при ρ=0,4 и по таблице 15 при δ=1, заменяя значение h[sub]ef[/sub] значением (h[sub]ef[/sub] - h₁);
τ[sub]cr,2[/sub] - напряжение, определяемое по формуле (83) с подстановкой в неё размеров проверяемой пластинки.​

8.5.13 Промежуточные ребра, расположенные на пластинке 1 между сжатым поясом и продольным ребром, следует доводить до продольного ребра (рисунок 10).

В этом случае расчет пластинки 1 следует выполнять по формулам (89)-(93), в которых величину a следует заменять величиной a₁, где a₁ - расстояние между осями соседних промежуточных рёбер (см. рисунок 10). Расчёт пластинки 2 следует выполнять по перечислению б) 8.5.12.

Рисунок 10 - Схема балки, укрепленной поперечными (3),
продольными (4) и промежуточными (5) ребрами жесткости​

8.5.14 Проверку устойчивости стенок балок асимметричного сечения (с более развитым сжатым поясом), укреплённых поперечными рёбрами и парным продольным ребром, расположенным в сжатой зоне, следует выполнять по формулам (89) и (90); при этом в формулах (90), (91) и (94) следует заменить отношения h₁/h[sub]ef[/sub] на ((σ₁ - σ₂)/2σ₁)·(h₁/h[sub]ef[/sub]), а в формуле (95) (0,5 - h₁/h[sub]ef[/sub]) следует заменить на [σ₁/(σ₁ - σ₂) - h₁/h[sub]ef[/sub]], где σ₂ - краевое растягивающее напряжение (со знаком "минус") у расчётной границы отсека.

8.5.15 При укреплении стенки поперечными рёбрами и парным продольным ребром жёсткости места расположения и моменты инерции сечений этих рёбер должны удовлетворять требованиям 8.5.9 и формулам таблицы 19.

Таблица 19​

​

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

8.5.16 При значениях условной гибкости стенки λ̅[sub]w[/sub] > 6√(Rᵧ/σ) балки симметричного двутаврового сечения проектируют как балки 2-го класса с гибкими (неустойчивыми) стенками согласно правилам проектирования стальных конструкций.

8.5.17 Участок стенки балки над опорой следует рассчитывать на устойчивость при центральном сжатии из плоскости балки как стойку, нагруженную опорной реакцией.

При укреплении стенки балки опорными ребрами жесткости с шириной выступающей части bᵣ (bᵣ не менее 0,5b[sub]fi[/sub], здесь b[sub]fi[/sub] - ширина нижнего пояса балки) в расчётное сечение этой стойки следует включать сечение опорных ребер и полосы стенки шириной не более 0,65t[sub]w[/sub]√(E/Rᵧ) с каждой стороны ребра.

Толщина опорного ребра жёсткости tᵣ должна быть не менее 3bᵣ√(Rᵧ/E), где bᵣ - ширина выступающей части.

Расчётную длину стойки следует принимать равной расчетной высоте стенки балки h[sub]ef[/sub].

Нижние торцы опорных рёбер (рисунок 11) должны быть остроганы либо плотно пригнаны или приварены к нижнему поясу балки. Напряжения в этих сечениях при действии опорной реакции не должны превышать расчетного сопротивления стали: в первом случае (см. рисунок 11, а) - смятию R[sub]p[/sub] при a ≤ 1,5t и сжатию R[sub]y[/sub] при a > 1,5t; во втором случае (см. рисунок 11, б) - смятию R[sub]p[/sub].

а) - в торце с применением строжки; б) - удаленного от торца
с плотной пригонкой или приваркой к нижнему поясу
Рисунок 11 - Схема опорного ребра жесткости​

Сварные швы, прикрепляющие опорное ребро к нижнему поясу балки, следует рассчитывать на воздействие опорной реакции.

При отсутствии опорных ребер жесткости (в прокатных балках) расчетное сечение стойки - полоса стенки шириной, равной длине участка опирания балки.

8.5.18 Устойчивость сжатых поясов следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса пояса λ̅[sub]f[/sub] = (b[sub]ef[/sub] / t[sub]f[/sub])√(R[sub]yf[/sub]/E) или поясного листа λ̅[sub]f1[/sub] = (b[sub]f[/sub] / t[sub]f[/sub])√(R[sub]y[/sub]/E) балок 1-го класса, а также бистальных 2-го класса при выполнении требований 7.3.7, 8.2.1 и 8.2.8 не превышает предельных значений λ̅[sub]uf[/sub] (λ̅[sub]uf,1[/sub]), определяемых по формулам:

• для свеса полки (без окаймления и отгиба) двутаврового сечения

λ̅[sub]uf[/sub] = 0,5√(R[sub]yf[/sub]/σ[sub]c[/sub]); (97)​

• для поясного листа коробчатого сечения

λ̅[sub]uf,1[/sub] = 1,5√(R[sub]yf[/sub]/σ[sub]c[/sub]). (98)
​

Здесь σ[sub]c[/sub] - напряжение в сжатом поясе, определяемое по формулам:

• для однородного сечения

​

σ[sub]c[/sub] = M/W[sub]xnc[/sub]γ[sub]c[/sub] или σ[sub]c[/sub] = Mₓ/W[sub]xnc[/sub]γ[sub]c[/sub] + Mᵧ/W[sub]yn[/sub]γ[sub]c[/sub];​

• для бистального сечения

​

σ[sub]c[/sub] = R[sub]yw[/sub]√(3(1 - 4α')) или σ[sub]c[/sub] = R[sub]yw[/sub]√(3(1 - 4α')) + Mᵧ/W[sub]yn[/sub]γ[sub]c[/sub],​

где α' - значения α из таблицы 18 при τ=0;
​

если σ[sub]c[/sub] > R[sub]yf[/sub], то следует принимать σ[sub]c[/sub] = R[sub]yf[/sub].​

8.5.19 Устойчивость сжатых поясов следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса сжатого пояса или поясного листа балок 2-го и 3-го классов из однородной стали при выполнении требований 7.3.7, 8.2.3 и 8.5.8 не превышает предельных значений λ̅[sub]uf[/sub] (λ̅[sub]uf,1[/sub]), определяемых при 2,2 ≤ λ̅[sub]uw[/sub] ≤ 5,5 по формулам:

• для свеса полки (без окаймления и отгиба) двутаврового сечения

λ̅[sub]uf[/sub] = 0,17 + 0,06λ̅[sub]uw[/sub]; (99)​

• для поясного листа коробчатого сечения

λ̅[sub]uf,1[/sub] = 0,675 + 0,15λ̅[sub]uw[/sub]. (100)​

При λ̅[sub]uw[/sub] < 2,2 или λ̅[sub]uw[/sub] > 5,5 следует принимать λ̅[sub]uw[/sub] = 2,2 или λ̅[sub]uw[/sub] = 5,5.

8.5.20 В случае окаймления или отгиба полки (стенки) сечения (рисунок 5), размером a[sub]ef[/sub] ≥ 0,3b[sub]ef[/sub] и толщиной t > 2a[sub]ef[/sub]√(R[sub]yf[/sub]/E), значения λ̅[sub]uf[/sub], определяемые по формулам (97) и (99), допускается увеличивать в 1,5 раза.

8.6 Расчет опорных плит

8.6.1 Площадь стальной опорной плиты должна удовлетворять требованиям расчёта на прочность фундамента.

Передача расчетного усилия на опорную плиту может осуществляться через фрезерованный торец или через сварные швы конструкции, опирающейся на плиту.

8.6.2 Толщину опорной плиты следует определять расчетом на изгиб пластинки по формуле

t = √(6M[sub]max[/sub] / R[sub]y[/sub]γ[sub]c[/sub]), (101)​

где M[sub]max[/sub] - наибольший из изгибающих моментов М, действующих на полосе единичной ширины разных участков опорной плиты и определяемых по формулам:

• для консольного участка плиты

M1 = 0,5qc²; (102)​

• для участка плиты, опертого на четыре стороны в направлении короткой и длинной сторон соответственно

Mₐ = α₁qa²; Mв = α₂qa²; (103)​

• для участка плиты, опертого по трем сторонам

M₃ = α₃qd²₁, (104)​

• для участка плиты, опертого на две стороны, сходящиеся под углом, по формуле (104), принимая при этом d₁ - диагональ прямоугольника, а размер a₁ в таблице Е.2 - расстояние от вершины угла до диагонали.

Здесь с - вылет консольного участка плиты;

α₁, α₂, α₃ - коэффициенты, зависящие от условий опирания и отношения размеров сторон участка плиты и принимаемые согласно таблице Е.2 (приложение Е);
q - реактивный отпор фундамента под рассматриваемым участком плиты на единицу площади плиты.​

9 Расчет элементов стальных конструкций при действии продольной силы с изгибом

9.1 Расчёт на прочность элементов сплошного сечения

9.1.1 Расчёт на прочность внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) и внецентренно растянутых (растянуто-изгибаемых) элементов из стали с нормативным сопротивлением R[sub]yn[/sub] ≤ 440 Н/мм2, не подвергающихся непосредственному воздействию динамических нагрузок, при напряжениях τ < 0,5Rs и σ = N/An > 0,1Rᵧ следует выполнять по формуле

(N/AnRᵧγc)ⁿ + Mₓ/cₓWxn,minRᵧγc + Mᵧ/cᵧWyn,minRᵧγc + B/Wωn,minRᵧγc ≤ 1, (105)​

где N, Mₓ и Mᵧ, В - абсолютные значения соответственно продольной силы, изгибающих моментов и бимомента при наиболее неблагоприятном их сочетании;

n, cₓ, cᵧ - коэффициенты, принимаемые согласно таблице Е.1 (приложение Е).​

Если σ = N/An ≤ 0,1Rᵧ, формулу (105) следует применять при выполнении требований 8.5.8 и таблицы Е.1 (приложение Е).

Расчёт на прочность элементов в случаях, не предусмотренных расчётом по формуле (105), следует выполнять по формуле

(N/An ± Mₓy/Ixn ± Mᵧx/Iyn ± Bω/Iωn)/(Rᵧγc) ≤ 1, (106)​

где х, у - расстояния от главных осей до рассматриваемой точки сечения.

9.1.2 Расчёт на прочность внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов по формуле (105) выполнять не требуется при значении приведенного относительного эксцентриситета mef ≤ 20 (9.2.2), отсутствии ослабления сечения и одинаковых значениях изгибающих моментов, принимаемых в расчётах на прочность и устойчивость.

9.1.3 Внецентренно сжатые (сжато-изгибаемые) элементы из стали с нормативным сопротивлением Ryn > 440 Н/мм2, с несимметричными сечениями относительно оси, перпендикулярной к плоскости изгиба (например, сечения типов 10, 11 по таблице Д.2), следует проверять на прочность растянутого волокна сечения в плоскости действия момента по формуле

(γᵤ/Rᵤγc)|N/An - M/δWtn| ≤ 1, (107)​

где Wtn - момент сопротивления сечения, вычисленный для растянутого волокна;

δ - коэффициент, определяемый по формуле​

δ = 1 - 0,1Nλ̅² / ARᵧ. (108)​

9.2 Расчёт на устойчивость элементов сплошного сечения

9.2.1 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов при действии момента в одной из главных плоскостей следует выполнять как в этой плоскости (плоская форма потери устойчивости), так и из этой плоскости (изгибно-крутильная форма потери устойчивости).

9.2.2 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов постоянного сечения (колонн многоэтажных зданий - в пределах этажа) в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

N / φвARᵧγc ≤ 1. (109)​

В формуле (109) коэффициент устойчивости при сжатии с изгибом φв следует определять по таблице Д.3 в зависимости от условной гибкости λ̅ и приведенного относительного эксцентриситета mef, определяемого по формуле

mef = ηm, (110)​

где η - коэффициент влияния формы сечения, определяемый по таблице Д.2 (приложение Д);

m = eA / Wc - относительный эксцентриситет (здесь e = M/N - эксцентриситет, при вычислении которого значения М и N следует принимать согласно требованиям 9.2.3;
Wc - момент сопротивления сечения, вычисленный для наиболее сжатого волокна).​

При значениях mef > 20 расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов (раздел 8).

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

При этом значения М следует принимать равными:

• для колонны постоянного сечения рамной системы - наибольшему моменту в пределах длины колонны;
• для ступенчатой колонны - наибольшему моменту на длине участка постоянного сечения;
• для колонны с одним защемлённым, а другим свободным концом - моменту в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины колонны от заделки;
• для сжатых поясов ферм и структурных плит, воспринимающих внеузловую поперечную нагрузку, - наибольшему моменту в пределах средней трети длины панели пояса, определяемому из расчёта пояса как упругой неразрезной балки;
• для сжатого стержня с шарнирно опёртыми концами и сечением, имеющим одну ось симметрии, совпадающую с плоскостью изгиба, - моменту, определяемому по формулам таблицы 20 в зависимости от относительного эксцентриситета mmax = MmaxA/NWc и принимаемому равным не менее 0,5Mmax.

Таблица 20​

​

Для сжатых стержней двоякосимметричного сплошного сечения с шарнирно опёртыми концами, на которых действуют изгибающие моменты, значение mef, необходимое для определения φв, следует принимать согласно таблице Д.5 (приложение Д).

9.2.4 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней сплошного постоянного сечения, кроме коробчатого, из плоскости действия момента при изгибе их в плоскости наибольшей жёсткости (Iₓ > Iᵧ), совпадающей с плоскостью симметрии, а также швеллеров следует выполнять по формуле

N/cφᵧARᵧγc ≤ 1, (111)​

где с - коэффициент, определяемый согласно требованиям 9.2.5;

φᵧ - коэффициент устойчивости при центральном сжатии, определяемый согласно требованиям 7.1.3.​

9.2.5 Коэффициент с в формуле (111) следует определять:

• при значениях mₓ ≤ 5 по формуле

c = β / (1 + αmₓ) ≤ 1, (112)​

где α, β - коэффициенты, определяемые по таблице 21;​

• при значениях mₓ ≥ 10 по формуле

c = 1 / (1 + mₓφᵧ / φb), (113)​

где φb - коэффициент устойчивости при изгибе, определяемый согласно требованиям 8.4.1 и приложению Ж как для балки с двумя и более закреплениями сжатого пояса;​

• при значениях 5 < mₓ < 10 по формуле

c = c₅(2 - 0,2mₓ) + c₁₀(0,2mₓ - 1), (114)​

где следует определять: c₅ - по формуле (112) при mₓ = 5; c₁₀ - по формуле (113) при mₓ=10. Здесь mₓ = (Mₓ/N)(A/Wc) - относительный эксцентриситет, где Mₓ следует принимать по 9.2.6.
​

При гибкости λ̅ᵧ > 3,14 коэффициент с не должен превышать значений cmax, определяемых по приложению Д; в случае, если c > cmax, в формулах (111) и (117) вместо с следует принимать cmax.

При значениях отношения ширины сечения к его высоте менее 0,3 коэффициент с следует принимать, равным 0,3.

Таблица 21​

​

9.2.6 При определении относительного эксцентриситета mₓ в формулах (112)-(114) за расчётный момент Mₓ следует принимать:

• для стержней с концами, закрепленными от смещения перпендикулярно плоскости действия момента, - максимальный момент в пределах средней трети длины, но не менее половины наибольшего момента по длине стержня;
• для стержней с одним защемленным, а другим свободным концом - момент в заделке, но не менее момента в сечении, отстоящем на треть длины стержня от заделки.

9.2.7 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов двутаврового сечения, непрерывно подкрепленных вдоль одной из полок, следует выполнять по приложению Ж.

9.2.8 Внецентренно сжатые (сжато-изгибаемые) элементы постоянного сечения, изгибаемые в плоскости наименьшей жесткости (Iᵧ < Iₓ и eᵧ ≠ 0), следует рассчитывать по формуле (109), а при гибкости λₓ > λᵧ - также проверять расчётом на устойчивость из плоскости действия момента как центрально сжатые элементы по формуле

N / φₓARᵧγc ≤ 1, (115)​

где φₓ - коэффициент устойчивости при центральном сжатии, определяемый согласно требованиям 7.1.3.

При λₓ ≤ λᵧ проверки устойчивости из плоскости действия момента не требуется.

9.2.9 Расчёт на устойчивость стержней сплошного постоянного сечения (кроме коробчатого), подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшей жёсткости (Iᵧ < Iₓ) с плоскостью симметрии, а также при сечении типа 3 (см. таблицу 21) следует выполнять по формуле

N / φвₓᵧARᵧγc ≤ 1, (116)​

где

φвₓᵧ = φвᵧ(0,6∛c + 0,4∜c). (117)​

Здесь следует определять:

φвᵧ - согласно требованиям 9.2.2, принимая в формулах вместо m и соответственно mᵧ и λ̅ᵧ;
с - согласно требованиям 9.2.5:​

При вычислении значения mef,y = ηmᵧ для стержней двутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент η следует определять как для сечения типа 8 по таблице Д.2 (приложение Д).

Если mef,y < mₓ, то кроме расчёта по формуле (116), следует произвести дополнительную проверку по формулам (109) и (111), принимая eᵧ = 0.

Если λₓ > λᵧ, то кроме расчёта по формуле (116), следует произвести дополнительную проверку по формуле (109), принимая eᵧ = 0.

Значения относительных эксцентриситетов следует вычислять по формулам:

mₓ = eₓA/Wcx; (118)

mᵧ = eᵧA/Wcy, (119)​

где Wcx и Wcy - моменты сопротивления сечений для наиболее сжатого волокна относительно осей х-х и y-y соответственно.

Если плоскость наибольшей жёсткости сечения стержня (Iᵧ < Iₓ) не совпадает с плоскостью симметрии, то расчётное значение mₓ следует увеличивать на 25% (кроме сечения типа 3 по таблице 21).

9.2.10 Расчёт на устойчивость стержней сплошного постоянного коробчатого сечения при сжатии с изгибом в одной или в двух главных плоскостях следует выполнять по формулам:

N/φвᵧARᵧγc + Mₓ/cₓδₓWx,minRᵧγc ≤ 1; (120)

N/φвₓARᵧγc + Mᵧ/cᵧδᵧWy,minRᵧγc ≤ 1, (121)​

где φвₓ, φвᵧ - коэффициенты устойчивости при сжатии с изгибом, определяемые по таблице Д.3 (приложение Д);

cₓ, cᵧ - коэффициенты, принимаемые по таблице Е.1 (приложение Е);
δₓ, δᵧ - коэффициенты, определяемые по формулам:​

δₓ = 1 - 0,1Nλ̅²ₓ/ARᵧ и δᵧ = 1 - 0,1Nλ̅²ᵧ/ARᵧ (122)​

и принимаемые равными 1,0 при λ̅ₓ ≤ 1 и λ̅ᵧ ≤ 1 соответственно.​

При одноосном изгибе в плоскости наибольшей жесткости (Iᵧ < Iₓ; Mᵧ = 0) вместо φвᵧ следует принимать φᵧ.

 

9.3 Расчёт на устойчивость элементов сквозного сечения

9.3.1 При проверке на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней сквозного сечения с соединительными планками или решётками следует выполнять как расчёт стержня в целом, так и отдельных ветвей.

9.3.2 При расчёте стержня в целом относительно свободной оси (у-у) по формуле (109), когда планки и решетки расположены в плоскостях, параллельных плоскости действия момента, коэффициент φв следует определять по таблице Д.4 в зависимости от условной приведенной гибкости λ̅ef (λef - по таблице 8) и относительного эксцентриситета m, определяемого по формуле

m = eAa / I, (123)​

где e= M/N - эксцентриситет, при вычислении которого значения M и N следует принимать по 9.2.3;

a - расстояние от главной оси сечения, перпендикулярной к плоскости действия момента, до оси наиболее сжатой ветви, но не менее расстояния до оси стенки ветви;
I - момент инерции сечения сквозного стержня относительно свободной оси.​

При значениях m > 20 расчёт на устойчивость стержня в целом не требуется; в этом случае расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов.

9.3.3 При расчёте отдельных ветвей сквозных стержней с решётками по формуле (7) продольную силу в каждой ветви следует определять с учётом дополнительного усилия Nad от момента. Значение этого усилия следует вычислять по формулам:

• Nad = Mᵧ/b - при изгибе стержня в плоскости, перпендикулярной к оси у-у, для сечений типов 1 и 3 (см. таблицу 8);
• Nad = 0,5Mᵧ/b₁ - то же, для сечений типа 2 (см. таблицу 8);
• Nad = 1,16Mₓ/b - при изгибе стержня в плоскости, перпендикулярной к оси х-x, для сечений типа 3 (таблица 8);
• Nad = 0,5Mₓ/b₂ - то же, для сечений типа 2 (см. таблицу 8),
  где b, b₁, b₂ - расстояния между осями ветвей (см. таблицу 8).

При изгибе стержня сквозного сечения типа 2 (см. таблицу 8) в двух плоскостях усилие Nad следует определять по формуле

Nad = 0,5(Mᵧ/b₁ + Mₓ/b₂). (124)​

9.3.4 При расчёте отдельных ветвей сквозных стержней с планками в формуле (109) следует учитывать дополнительное усилие Nad от момента М и местный изгиб ветвей от фактической или условной поперечной силы (как в поясах безраскосной фермы).

9.3.5 Расчёт на устойчивость внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) трехгранных сквозных стержней с решётками и постоянным по длине равносторонним сечением следует выполнять согласно требованиям раздела 16.

9.3.6 Расчет на устойчивость сквозных стержней из двух сплошностенчатых ветвей, симметричных относительно оси х-х (рисунок 12), с решетками в двух параллельных плоскостях, подверженных сжатию и изгибу в обеих главных плоскостях, следует выполнять:

• для стержня в целом - в плоскости, параллельной плоскостям решёток, согласно требованиям 9.3.2, принимая eₓ = 0;
• для отдельных ветвей - как внецентренно сжатых элементов по формулам (109) и (111); при этом продольную силу в каждой ветви следует определять с учётом дополнительного усилия от момента Mᵧ (9.3.3), а момент Mₓ распределять между ветвями как Mxb = Nbeₓ (см. рисунок 12); если момент Mₓ действует в плоскости одной из ветвей, то следует считать его полностью передающимся на эту ветвь. При расчёте по формуле (109) гибкость отдельной ветви следует определять с учётом требований 10.3.10, а при расчёте по формуле (111) - по максимальному расстоянию между узлами решётки.

Рисунок 12 - Схема сквозного сечения
стержня из двух сплошностенчатых ветвей​

9.3.7 Расчёт соединительных планок или решёток сквозных внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней следует выполнять согласно 7.2.8 и 7.2.9 на поперечную силу, равную большему из двух значений: фактической поперечной силе Q, определённой при расчете стержня как элемента безраскосной фермы, или условной поперечной силе Qfic, вычисляемой согласно требованиям 7.2.7.

В случае, когда фактическая поперечная сила больше условной, следует соединять ветви сквозных внецентренно сжатых элементов решетками.

9.4 Проверка устойчивости стенок и поясов

9.4.1 Расчётные размеры проверяемых на устойчивость стенок и поясных листов (полок) следует принимать согласно 7.3.1 и 7.3.7.

9.4.2 Устойчивость стенок внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов следует считать обеспеченной, если условная гибкость стенки λ̅ef = (hef/tw)√(Rᵧ/E) не превышает значений предельной условной гибкости λ̅uw, определяемых по формулам таблицы 22.

Таблица 22​

​

9.4.3 При выполнении условия 0,8 ≤ N/(φeARᵧγc) ≤ 1 предельную условную гибкость λ̅uw, вычисленную по формулам (125) и (126),увеличивают путём определения ее по формуле

λ̅uw = λ̅uw₁ + 5(λ̅uw2 - λ̅uw₁)(1 - N/φeARᵧγc), (131)
​

где λ̅uw₁ и λ̅uw2 – значения λ̅uw, вычисленные по формулам (125), (126) и (127).

При выполнении условия N/φeARᵧγc < 0,8 значение λ̅uw следует принимать равным λ̅uw2.

9.4.4 Укреплять поперечными рёбрами жёсткости стенки внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) элементов сплошного сечения (колонн, стоек, опор и т.п.) при λ̅uw ≥ 2,3 следует в соответствии с требованиями 7.3.3.

9.4.5 При укреплении стенки внецентренносжатого (сжато-изгибаемого) элемента продольным ребром жёсткости (с моментом инерции Irl ≥6 heftw³), расположенным посередине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять по формулам таблицы 22. При этом расчёт и проектирование ребра и элемента в целом следует выполнять с учётом требований 7.3.4.

9.4.6 В случаях, когда фактическое значение условной гибкости стенки λ̅w превышает предельное значение λ̅uw, вычисленное для сечений типа 1 по формулам таблицы 22, а для сечений типов 2 и 3 с учётом примечания 2 таблицы 22 (при α ≤ 0,5), проверку устойчивости стержня по формулам (109), (115) и (116), а также при α ≤ 0,5 по формуле (111), следует выполнять с учётом расчётной уменьшенной площади Аd в соответствии с 7.3.6.

9.4.7 Устойчивость поясов (полок) внецентренно сжатых (сжато-изгибаемых) стержней с гибкостью 0,8 ≤ λ̅ₓ (λ̅ᵧ) ≤ 4 следует считать обеспеченной, если условная гибкость свеса пояса (полки) λ̅f = (bef / tr)√(Rᵧ/E) или поясного листа λ̅f1 = (bef,1 / tr)√(Rᵧ/E) не превышает значений предельной условной гибкости λ̅uf (λ̅uf,1) определяемых по формулам таблице 23.

Таблица 23​

​

9.4.8 Для полок (стенок) с отгибами (см. рисунок 5), значения предельной условной гибкости λ̅uf (λ̅uf,1),определяемые по формулам таблицы 23, следует умножать на коэффициент 1,5.
Размеры отгиба следует определять согласно 7.3.10.

9.4.9 При назначении сечений внецентренно сжатых и сжато-изгибаемых элементов по предельной гибкости (раздел 10.4)значения предельных условных гибкостей стенки λ̅uw, определяемых по формулам таблицы 22, а также поясов λ̅uf (λ̅uf,1), определяемых по формулам таблицы 23 и согласно 9.4.8, следует увеличивать умножением на коэффициент √(φmARᵧ/N) (здесь φm – меньшее из значений φe, cφy, φexy, использованное при проверке устойчивости элемента), но не более чем в 1,25 раза.

10 Расчетные длины и предельные гибкости элементов стальных конструкций

10.1 Расчетные длины элементов плоских ферм и связей

10.1.1 Расчетные длины сжатых элементов плоских ферм и связей в их плоскости lef и из плоскости lef,1 (рисунок 13,а), б), в), г), за исключением элементов, указанных в 10.1.2 и 10.1.3, следует принимать по таблице 24.

а) – треугольная со стойками; б) – раскосная; в) – треугольная со
шпренгелями; г) - полураскосная треугольная; д) – перекрестная
Рисунок 13 – Схемы для определения расчетных длин сжатых
элементов (обозначения приведены в таблице 24) решеток ферм
​

10.1.2 Расчётные длины lef и lef,1 верхнего пояса фермы (неразрезного стержня) постоянного сечения с различными сжимающими или растягивающими усилиями на участках (число участков равной длины к ≥ 2) в предположении шарнирного сопряжения (рисунок 14,а) элементов решетки и связей, следует определять по формулам:

• в плоскости пояса фермы

lef = (0,17α³ + 0,83)l ≥ 0,8l, (136)
​

где α – отношение усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в панелях фермы; при этом 1 ≥ α ≥ -0,55;​

• из плоскости пояса фермы

lef,1 = {0,75 + 0,25 [β/(к–1)]ᶺ(2к-3)}l1 ≥ 0,5l1 , (137)​

где β – отношение суммы усилий на всех участках (рассматриваемой длины между точками закрепления пояса из плоскости), кроме максимального, к максимальному усилию; при этом (к – 1) ≥ β≥ -0,5. При вычислении параметра β в формуле (137) растягивающие усилия в стержнях необходимо принимать со знаком «минус».
​

Таблица24​

​

Расчётные длины lef и lef,1 ветви сквозной колонны постоянного сечения (неразрезного стержня) с различными сжимающими усилиями на участках (число участков равной длины к ≥ 2) с граничными условиями, когда один конец стержня (нижний) жестко закреплен, а другой – шарнирно оперт в плоскости решетки при шарнирном креплении к нему элементов решетки (рисунок 14,б), следует определять по формулам:

• в плоскости ветви

lef = l√(0,36 + 0,59α³) ≥ 0,6l, (138)​

где α – отношение усилия, соседнего с максимальным, к максимальному усилию в месте заделки; при этом 1 ≥ α≥ 0;​

• из плоскости ветви

lef,1 = (0,6√k + 0,54β)(l₁/k) ≥ 0,5l₁, (139)​

где β – отношение суммы усилий на всех участках, кроме максимального, к максимальному усилию в месте заделки; при этом (к –1) ≥ β≥ 0.
​

В обоих случаях l – длина участка (см. рисунки 13 и 14); l₁ – расстояние между точками связей из плоскости стержня (см. рисунок 14), и расчёт на устойчивость следует выполнять на максимальное усилие.

а) – пояса фермы; б) – ветви колонны
Рисунок 14 – Схемы для определения расчетной длины элементов
​

10.1.3 Расчётные длины lef,1 (когда они не зависят от соотношения усилий) элементов перекрестной решетки, скрепленных между собой (см. рисунок 13,д), следует принимать по таблице 25. Определять расчетные длины пересекающихся связей (см. вид 1-1 рисунка 14,а) следует в соответствии с правилами по проектированию стальных конструкций.

Таблица 25​

​

10.1.4 Радиусы инерции i сечений элементов из одиночных уголков при определениигибкости следует принимать:

• при расчётной длине элемента не менее 0,85l (где l– расстояние между центрами ближайших узлов) – минимальными ( i = imin);
• в остальныхслучаях – относительно оси уголка, перпендикулярной или параллельной плоскости фермы (i = ix или i = iy), в зависимости от направления продольного изгиба.

10.2 Расчётные длины элементов пространственных решётчатых конструкций, в том числе, структурных

10.2.1 Расчётные длины lef элементов структурных конструкций следует принимать по таблице 26 (l – геометрическая длина элемента – расстояние между центрами узлов структурных конструкций).

Таблица 26​

​

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

• для сжато-изгибаемых элементов – относительно оси, перпендикулярной к или параллельной плоскости изгиба (i =ix или i = iy); в остальных случаях – минимальными (i = imin).

10.2.3 Расчётные длины lef и радиусы инерции сечений i сжатых, растянутых и ненагруженных элементов пространственных конструкций (рисунок 15) из одиночных уголковпри определении гибкости следует принимать по таблицам 27, 28 и 29.

10.2.4 Для определения расчетных длин раскосов по рисунку 15,в, при прикреплении их без фасонок к распорке и поясу сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль раскоса, значение коэффициента расчетной длины dследует принимать по таблице 29 при значении n «До 2». В случае прикрепления их концов одним болтом значение d следует принимать по таблице 29 для прикрепления «Одним болтом без фасонки», а при вычислении значения lef по таблице 27 вместо d следует принимать 0,5(1 + d).
10.2.5 Расчётные длины lef и радиусы инерции i элементов из труб или парных уголков следует принимать согласно 10.1.1 – 10.1.3.

a), б), в) – с совмещенными в смежных гранях узлами;
г), д) – с не совмещенными в смежных гранях узлами;
е) – с частично совмещенными в смежных гранях узлами
Рисунок 15 –Схемы пространственных решетчатых конструкций
​

Таблица 27​

​

Таблица 28​

​

Таблица 29​

​

 

10.3 Расчётные длины колонн (стоек)

10.3.1 Расчётные длины lef колонн (стоек) постоянного сечения или отдельных участков ступенчатых колонн следует определять по формуле

lef = μl , (140)​

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

μ – коэффициент расчётной длины.​

10.3.2 При определении коэффициентов расчётной длины колонн (стоек) значения продольных сил в элементах системы следует принимать для того сочетаниянагрузок, для которого выполняется проверка устойчивости колонн (стоек) согласно разделам 7 и 9.

Значения коэффициентов расчетной длины μ для колонн постоянного сечения и отдельных участков ступенчатых колонн при любых сочетаниях нагрузок принимаются как для колонн постоянного сечения и отдельных участков ступенчатых колонн в рассчитываемой конструкции при сочетании нагрузок, дающем наибольшие значения продольных сил.

При этом необходимо различать несвободные (раскрепленные) рамы, у которых узлы крепления ригелей к колоннам не имеют свободы перемещения в направлении, перпендикулярном к оси колонны в плоскости рамы, и свободные (нераскрепленные) рамы, у которых такие перемещения возможны (см. рисунок 1).

10.3.3 Коэффициенты расчетной длины μ колонн (стоек) постоянного сечения следует определять в зависимости от условий закрепления их концов и вида нагрузки. Для определённых схем закрепления концов и вида нагрузки μ значения приведены в таблице 30.

Таблица 30​

​

Коэффициенты расчетной длины колонн (стоек) постоянного сечения с упругим закреплением концов следует определять по формулам, приведенным в своде правил по проетированию стальных конструкций.

10.3.4 Коэффициенты расчетной длины колонн постоянного сечения в плоскости свободных или несвободных рам при одинаковом нагружении узлов, расположенных в одном уровне, следует определять по формулам таблицы 31.В свободных рамах при жестком креплении оснований колонн (0,03 ≤ р ≤ 50) и шарнирном креплении ригелей к верхним концам колонн в формулах (142) и (143) следует принимать n = 0.

Таблица 31​

​

10.3.5 При отношении Н / В ≥ 6 (где Н – полная высота свободной многоэтажной рамы, В – ширина рамы) должна быть проверена общая устойчивость рамы в целом как составного стержня, защемленного в основании и свободного вверху.

10.3.6 При неравномерном нагружении верхних узлов колонн в свободной одноэтажной раме и наличии жесткого диска покрытия или продольных связей по верху всех колонн коэффициент расчетной длины μef наиболее нагруженной колонны в плоскости рамы следует определять по формуле

μef = μ√(Ic∑Ni/Nc∑Ii) ≥ 0,7 (146)​

Где μ – коэффициент расчетной длины проверяемой колонны, вычисленный по формулам (141) и (142);

Ic, Nc – момент инерции сечения и усилие в наиболее нагруженной колонне рассматриваемой рамы, соответственно;
ΣNi, ΣIi – сумма расчетных усилий и моментов инерции сечений всех колонн рассматриваемой рамы и четырех соседних рам (по две с каждой стороны) соответственно; все усилия следует определять при том же сочетании нагрузок, которое вызывает усилие Nс в проверяемой колонне.​

10.3.7 Коэффициенты расчетной длины μ отдельных участков ступенчатых колонн в плоскости рамы следует определять согласно приложению И или на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов колонн с учетом 10.3.1 и 10.3.2.

При определении коэффициентов расчётной длины μ для ступенчатых колонн рам одноэтажных производственных зданий не учитывается влияние степени загружения и жесткости соседних колонн; для многопролетных рам (с числом пролетов два и более) при наличии жесткого диска покрытия или продольных связей, связывающих поверху все колонны и обеспечивающих пространственную работу сооружения, расчетные длины колонн следует определять как для стоек, неподвижно закрепленных на уровне ригелей.

10.3.8 Коэффициенты расчётной длины μ, определённые для колонн свободных одноэтажных (при отсутствии жёсткого диска покрытия) и многоэтажных рам, следует уменьшать умножением на коэффициент ψ, определяемый по формуле

ψ = 1 - α[1 - (ω/5)²]ᶺ(5/4), (147)​

где α= 0,65 – 0,9β + 0,25β²;

ω = λ̄ / √(1 + m) ≤ 5.
​

Здесь обозначено:

β = 1 – М1/М ≤ 0,2; m = MA/NWc;
λ̄ – условная гибкость колонны, вычисленная с учётом требований7.3.2 и 7.3.3.​

Расчётные значения продольной силы N и изгибающего момента в рассчитываемой свободной раме следует определять согласно 9.2.3.

Значение изгибающего момента М1 следует определять для того же сочетания нагрузок в том же сечении колонны, где действует момент М, рассматривая раму в данном расчётном случае как несвободную.

10.3.9 Расчётные длины колонн в направлении вдоль здания (из плоскости рамы) следует принимать равными расстояниям между закрепленными от смещения из плоскости рамы точками (опорами колонн, подкрановых балок иподстропильных ферм, узлами крепления связей и ригелей и т.п.) или определять на основе расчетной схемы, учитывающей фактические условия закрепления концов колонн.

10.3.10 Расчётную длину ветвей плоских опор транспортерных галерей следует принимать равной:

• в продольном направлении галереи – высоте опоры (от низа базы до оси нижнего пояса фермы или балки), умноженной на коэффициент μ, определяемый как для стоек постоянного сечения в зависимости от условий закрепления их концов;
• в поперечном направлении (в плоскости опоры) – расстоянию между центрами узлов; при этом должна быть проверена общая устойчивость опоры в целом как составного стержня, защемленного в основании и свободного вверху.

10.3.11Определение расчётных длин колонн (стоек), в т.ч.сжатых элементов пространственных решетчатых конструкций, с использованием сертифицированных программных вычислительных комплексов выполняется в предположении упругой работы стали по недеформированной схеме.

10.4 Предельные гибкости элементов

10.4.1 Гибкости элементов λ= lef/i не должны превышать предельных значений λu, приведенных в таблице 32 для сжатых элементов и в таблице 33 – для растянутых.

10.4.2 Для элементов конструкций, которые согласно приложению В относятся к группе 4 в зданиях и сооружениях всех классов по ГОСТ 27751, значение предельной гибкости повышается на 10 %.

Таблица 32​

​

Таблица 33​

​

11. Расчет листовых конструкций

11.1 Расчет на прочность

11. 1.1 Расчёт на прочность листовых конструкций ( оболочек вращения ), находящихся в безмоментном напряженном состоянии, следует выполнять по формуле

(1/Rᵧγc)√(σ²ₓ - σₓσᵧ + σ²ᵧ + 3τ²ₓᵧ) ≤ 1, (148)​

Где σₓ и σᵧ – нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям;

γc – коэффициент условий работы конструкций, назначаемый в соответствии с требованиями СП 43.13330.​

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

11.1.2 Напряжения в безмоментных тонкостенных оболочках вращения (рисунок16), находящихся под давлением жидкости, газа или сыпучего материала, следует определять по формулам:

σ₁ = F / 2πrt cosβ; (149)

σ₂ = (p/t - σ₁/r₁)r₂, (150)​

где σ₁ и σ₂ – соответственно меридиональное и кольцевое напряжения;

F – проекция на ось z – z оболочки полного расчётного давления, действующего на часть оболочки аbс (см. рисунок 16);
r и β– радиус и угол, показанные на рисунке 16;
t– толщина оболочки;
p – расчётное давление на поверхность оболочки;
r₁, r₂ – радиусы кривизны в главных направлениях срединной поверхности оболочки.​

Рисунок 16 – Схема оболочки вращения​

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

• для цилиндрических оболочек

σ₁ =pr/ (2t); σ₂ = pr /t; (151)​

• для сферических оболочек

σ₁ = σ₂ = pr/ (2t); (152)​

• для конических оболочек

σ₁ = pr / 2t cosβ; σ₂= pr / t cosβ; (153)​

где р – расчётное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки;

r – радиус срединной поверхности оболочки (рисунок 17);
β– угол между образующей конуса и его осью z – z(см. рисунок 17).​

Рисунок 17– Схема конической оболочки вращения​

11.1.4 При проверке прочности оболочек в местах изменения их формы или толщины, а также изменения нагрузки следует учитывать местные напряжения (краевой эффект).

11.1.5 Напряжения и усилия в оболочках любой конфигурации следует выполнять в соответствии с требованиями 11.1.2–11.1.4, а также с использованием сертифицированных программных комплексов при расчетах по пространственной расчетной схеме.

11.2 Расчёт на устойчивость

11.2.1 Расчёт на устойчивость замкнутых круговых цилиндрических оболочек вращения, равномерно сжатых параллельно образующим, следует выполнять по формуле

σ₁/σcr,₁γc ≤ 1, (154)​

где σ₁ – расчётное напряжение в оболочке;

σcr,₁ – критическое напряжение, равное меньшему из значений ψRᵧ или сЕt/r (здесь r – радиус срединной поверхности оболочки; t – толщина оболочки) при r/t ≤ 300; при r/t > 300 σcr,1 = сЕt/r.​

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

ψ= 0,97 – (0,00025 + 0,95Rᵧ/E) r/t. (155)
​

Значения коэффициента с следует определять по таблице 34.

Таблица 34​

​

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающихзначения 0,07Е (t/r)3/2, напряжение σcr,1 должно быть увеличено в (1,1 – 0,1 σ'₁/σ₁) раза, где σ'₁ – наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

11.2.2В трубах, рассчитываемых как сжатые или внецентренно сжатые стержни при условной гибкости λ̅ = λ√(Rᵧ/E) ≥ 0,65, должно быть выполнено условие

r/t ≤ √(E/Rᵧ). (156)
​

Такие трубы следует рассчитывать на устойчивость в соответствии с требованиями разделов7 и 9 независимо от расчета на устойчивость стенок. Расчёт на устойчивость стенок бесшовных или электросварных труб не требуется, если значения r/t не превышают половины значений,определяемых по формуле (156).

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

• при расчётном напряжении σ ≤ 0,8Rᵧ

b/t ≤ √(E/σ); (157)​

• при расчётном напряжении σ = Rᵧ

b/t ≤ 37/√(1 + 500Rᵧ/E). (158)​

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

Если b²/(rt) > 20, то панель следует рассчитывать на устойчивость как оболочку согласно требованиям 11.2.1.

11.2.4 Расчёт на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, при действии внешнего равномерного давления р,нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

σ₂ / σcr,₂γc ≤ 1, (159)​

где σ₂ = pr/t– расчётное кольцевое напряжение в оболочке;

σcr,₂ – критическое напряжение, определяемое по формулам:

• при 0,5 ≤ l/r ≤ 10

​

σсr,2 = 0,55Е (r/l ) (t/r)3/2; (160)​

• при l/r ≥ 20

​

σcr,2 = 0,17E(t/r)2; (161)​

• при 10 < l/r < 20 напряжение σcr,2 следует определять линейной интерполяцией.

​

Здесь l – длина цилиндрической оболочки.

Та же оболочка, но укрепленная кольцевыми рёбрами, расположенными с шагом s ≥0,5r между осями, должна быть рассчитана на устойчивость по формулам (159)– (161) с подстановкой в них значения s вместо l.

В этом случае должно быть удовлетворено условие устойчивости ребра в своей плоскости как сжатого стержня согласно требованиям 7.1.3 при N= prs и расчётной длине стержня lef = 1,8r; при этом в сечение ребра следует включать участки оболочки шириной 65t√(E/Rᵧ) с каждой стороны от оси ребра, а условная гибкость стержня λ̅ = λ√(Rᵧ/E) не должна превышать 6,5.

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

11.2.5 Расчёт на устойчивость замкнутой круговой цилиндрической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в 11.2.1 и 11.2.4, следует выполнять по формуле

(σ₁/σcr,1 + σ₂/ σcr,2) / γс ≤ 1, (162)​

где σcr,1 должно быть вычислено согласно требованиям 11.2.1 и σcr,2 –согласно требованиям 11.2.4.

11.2.6 Расчёт на устойчивость конической оболочки вращения с углом конусности β ≤ 60°, сжатой силой N вдоль оси (рисунок 18), следует выполнять по формуле

N/ (Ncrγc) ≤ 1, (163)​

где Ncr – критическая сила, определяемая по формуле

Ncr = 6,28tσcr,1rm cos²β, (164)​

здесь t – толщина оболочки;

σcr,1 – значение напряжения, вычисленное согласно требованиям 11.2.1 с заменой радиуса rрадиусом rm, равным​

rm = (0,9r₂ + 0,1r₁) / сos β. (165)​

11.2.7 Расчёт на устойчивость конической оболочки вращения при действии внешнего равномерного давления р, нормального к боковой поверхности, следует выполнять по формуле

σ₂/σcr,2γc ≤ 1, (166)


Рисунок 18 – Схема конической оболочки вращения
под действием продольного усилия сжатия​

Здесь σ₂ = рrm/t – расчётное кольцевое напряжение в оболочке;

σcr,2 – критическое напряжение, определяемое по формуле​

σcr,2 = 0,55E(rm/h) (t/rm)ᶺ(3/2), (167)​

где rm – радиус, определяемый по формуле (165);

h – высота конической оболочки (между основаниями).​

11.2.8 Расчёт на устойчивость конической оболочки вращения, подверженной одновременному действию нагрузок, указанных в 11.2.6 и 11.2.7, следует выполнять по формуле

(N/Ncr + σ2 /σcr,2) / γс ≤ 1, (168)​

где значения Ncr и σcr,2 следует вычислять по формулам (164) и (167).

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

σ/σcrγc ≤ 1, (169)​

где σ= рr/ (2t)– расчётное напряжение;

σcr = 0,1Et/r – критическое напряжение, принимаемое равным не более Rᵧ,
здесь r – радиус срединной поверхности сферы.​

 

12. Расчет элементов стальных конструкций на усталость

12.1 Общие положения расчета

12.1.1 При проектировании стальных конструкций и их элементов (балки крановых путей, балки рабочих площадок, элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающих многократно действующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружений 105 и более, приводящие к явлению усталости, следует применять такие конструктивные решения, которые не вызывают значительной концентрации напряжений, и проверять расчётом на усталость.

Количество циклов нагружений следует принимать по технологическим требованиям эксплуатации.

Расчёт конструкций на усталость следует производить на действие нагрузок, устанавливаемых согласно СП 20.13330.

Расчёт на усталость также следует выполнять для конструкций высоких сооружений (типа мачт, башен и т.п.), которые подвергаютсявоздействиям резонансного вихревого возбуждения согласно СП 20.13330.

12.1.2 Расчёт на усталость следует производить по формуле

σmax / αRvγv, (170)​

где σmax – наибольшее по абсолютному значению напряжение в рассчитываемом сечении элемента, вычисленное по сечению нетто без учёта коэффициента динамичности и коэффициентов φ, φb, φе;

Rv – расчётное сопротивление усталости, принимаемое по таблице 35 в зависимости от временного сопротивления стали Run и групп элементов и соединений конструкций, приведенных в таблице К.1 (приложение К);
α– коэффициент, учитывающий число циклов нагружений n,

• при n ≥ 3,9·106 принимаемый равным α = 0,77;
• при n< 3,9 · 106 вычисляемый по формулам:
  • для групп элементов 1 и 2:

​

α= 0,064 (n/10⁶)² – 0,5 (n/10⁶) + 1,75; (171)​

• для групп элементов 3 – 8

​

α= 0,07 (n/10⁶)² – 0,64 (n/10⁶) + 2,2; (172)
​

γᵥ – коэффициент, определяемый по таблице 36 в зависимости от напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжений ρ= σmin/ σmax (здесь σmin – наименьшее по абсолютному значению напряжение в рассчитываемом сечении элемента, вычисляемое так же и при том же загружении, как и σmax). При разнозначных напряжениях σmax и σmin значение коэффициента следует принимать со знаком «минус».​

При расчёте по формуле (170) должно быть выполнено условие αRᵥγᵥ ≤ Rᵤ/γᵤ.

Таблица 35​

​

12.1.3 Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с количеством циклов нагружений менее105, следует проектировать с применением таких конструктивных решений, которые не вызывают значительной концентрации напряжений. В других случаях стальные конструкции и их элементы следует проверять расчетом на малоцикловую усталость по правилам проектирования.

Таблица 36​

​

12.2 Расчёт балок крановых путей

Расчёт на усталость балок крановых путей следует выполнять согласно требованиям 12.1.1 и 12.1.2 на действие крановых нагрузок, определяемых согласно СП 20.13330 При этом следует принимать α= 0,77 при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К и α = 1,1 – в остальных случаях. Расчёт на усталость верхней зоны стенок составных балок крановых путей в этих случаях следует выполнять по формуле

(0,5√(σ²ₓ + 0,36τ²ₓᵧ) + 0,4σloc,y + 0,5σfic)/Rᵥ ≤ 1, (173)​

где Rᵥ– расчётное сопротивление усталости, принимаемое для всех марок сталей, равным для балок со сварными и фрикционными поясными соединениями соответственно:

• для сжатой верхней зоны стенки (сечения в пролёте балки)
  
  Rᵥ = 75 Н/мм2 и 96 Н/мм2;​
• для растянутой верхней зоны стенки (опорные сечения неразрезных балок) Rᵥ = 65 Н/мм2 и 89 Н/мм2.

Значения напряжений в формуле (173) следует определять по формулам 8.3.3.

13. Проектирование стальных конструкций с учетом предотвращения хрупкого разрушения

13.1 При проектировании стальных конструкций следует исключать возможность хрупкого разрушения, возникающую вследствие неблагоприятного влияния сочетания следующих факторов:

• пониженной температуры, при которой сталь в зависимости от ее химического состава, структуры и толщины проката переходит в хрупкое состояние;
• действия подвижных, динамических и вибрационных нагрузок;
• высоких местных напряжений, вызванных воздействием сосредоточенных нагрузок или деформаций деталей соединения, а также остаточных напряжений;
• резких концентраторов напряжений, ориентированных поперек направления действия растягивающих напряжений.

13.2 Для предотвращения хрупкого разрушения конструкций следует:

• выбирать сталь согласно требованиям 5.2 и таблице В.1 (приложение В). избегать расположения сварных швов в зонах действия растягивающих напряжений, превышающих 0,4 Rᵧ;
• принимать меры по снижению неблагоприятного влияния концентрации напряжений и наклепа, вызванных конструктивным решением или возникающих при различных технологических операциях (правка, гибка, гильотинная резка, продавливание отверстий и т.п.);
• избегать пересечений сварных швов;
• применять выводные планки и физические методы контроля качества швов –для сварных стыковых соединений;
• учитывать, что конструкции со сплошной стенкой имеют меньше концентраторов напряжений, чем решётчатые;
• не доводить фланговые швы до оси стыка не менее чем на 25 мм с каждой стороны –в стыках элементов, перекрываемых накладками;
• применять возможно меньшие толщины элементов сечения (особенно при гильотинной резке кромок и продавливании отверстий);
• крепить фасонки связей, вспомогательных и других второстепенных элементов к растянутым элементам конструкций по возможности на болтах.

13.3 При применении в сварных соединениях проката толщиной s ≥ 25 мм из низколегированных сталей вкрестообразных, тавровых и угловых соединениях, а также у сварных швов с полным проплавлением, один из элементов в которых испытывает растягивающие напряжения по толщине листа, и остального проката толщиной более 40 мм возникает риск появления слоистого разрушения (дефекта в прокате, образующегося под действием сварки, в виде слоистых трещин, параллельных плоскости проката).

Такой дефект обнаруживается при ультразвуковом контроле качества швов. Возникновение слоистого разрушения существенно зависит от формы соединений и расположения сварных швов, от размера шва, толщины свариваемых элементов, степени жесткости соединения и технологии сварки.

13.4 Склонность проката к слоистым разрушениям следует определять при испытаниях на растяжение по значению относительного сужения ψz на образцах, ось которых нормальна поверхности проката.

13.5 Возможность слоистого разрушения исключается соблюдением условия

Ψzр ≤ Ψzн,​

где Ψzр – суммарный фактор риска, %;

Ψzн – нормируемое, %, значение фактора риска для проката всоответствии с действующим стандартом;

Ψzн = 15, Ψzн = 25, Ψzн = 35 соответственно для групп качества проката Z15, Z25, Z35. При этом прокат по 13.3 должен удовлетворять: для конструкций группы 1(приложение В) –требованиям группы качества Z35; для других конструкций группы 1(приложение В), а также для фланцевых соединений и в случае, когда усилие нормально поверхности листа, – требованиям группы качества Z25; в остальных случаях – Z15.​

Расчетное значение Ψzр следует определять по формуле

Ψzр = Ψzф + Ψzт + Ψzш + Ψzж + Ψzс, (174)​

где Ψzф – форма соединения и расположение сварных швов;

Ψzт – толщина свариваемого проката;
Ψzш – катет шва;
Ψzж – степень жесткости соединения;
Ψzс – влияние технологии сварки (суммарный фактор от числа проходов, последовательности наложения швов и подогрева).​

Значения Ψzф, Ψzт, Ψzш, Ψzж, Ψzрс представлены в таблице 37.

Расчетное значение Ψzр может быть уменьшено на 50% в случае работы материала на статическое сжатие по толщине и увеличено на 10% – в случае действия по толщине динамических или вибрационных нагрузок.

Таблица 37​

​

 

14 Проектирование соединений стальных конструкций

14.1 Сварные соединения

14.1.1 При проектировании стальных конструкций со сварными соединениями следует:

• назначать минимальные размеры сварных швов с учётом требований 14.1.2, 14.1.4 14.1.6, а также применять минимально необходимое число расчетных и конструктивных сварных швов;
• обеспечивать свободный доступ к местам выполнения сварных соединений с учётом выбранного вида и технологии сварки.

14.1.2 Основные типы, конструктивные элементы и размеры сварных соединений следует принимать по действующим НД.

14.1.3 При выборе электродов, сварочной проволоки и флюсов следует учитывать группы конструкций и расчётные температуры, указанные в приложениях В и Г .

14.1.4 При проектировании сварных соединений следует исключать возможность хрупкого разрушения конструкций согласно требованиям раздела 13.

14.1.5 При проектировании тавровых и угловых сварных соединений элементов стальных конструкций с растягивающими напряжениями в направлении толщины проката для исключения возможности слоистого разрушения металла под сварным швомследует:

• применять стали для конструкций группы 1 согласно приложению В, с пределом текучести до 375 Н/мм2, а также стали с гарантированными механическими свойствами в направлении толщины проката в соответствии с 13.5;
• применять сварочные материалы с пониженной прочностью и повышенной пластичностью; технологические приемы сварки, направленные на снижение остаточных сварочных напряжений; не применять порошковую проволоку;
• отказаться от применения одностороннего углового шва и перейти к двустороннему;
• заменять угловые соединения тавровыми и обеспечивать в них отношение ширины свеса к толщине элементов не менее 1;
• применять разделки кромок, обеспечивающие снижение объема наплавленного металла.

14.1.6 Сварные стыковые соединения листовых деталей следует проектировать прямыми с полным проваром и с применением выводных планок.

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

14.1.7 Размеры сварных угловых швов и конструкция соединения должны удовлетворять следующим требованиям:

а) катет углового шва kf не должен превышать 1,2t, где t – наименьшая из толщин свариваемых элементов;
катет шва, наложенного на закругленную кромку фасонного проката толщиной t, не должен превышать 0,9t;

б) катет углового шва kf должен удовлетворять требованиям расчета и быть не меньше указанного в таблице 38; при обеспечении большей глубины провара в тавровом двустороннем, а также в нахлёсточном и угловом соединениях, при обеспечении мероприятий, гарантирующих отсутствие дефектов, в том числе технологических трещин, катет шва (от 5 мм и более) принимается меньше указанного в таблице 38, но не менее 4 мм;​

Таблица 38​

​

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

г) расчетная длина флангового шва должна быть не более 85 βfkf, за исключением швов, в которых усилие действует на всем протяжении шва (здесь βf – коэффициент, принимаемый по таблице 39);

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

е) соотношение размеров катетов угловых швов следует принимать 1:1; при разных толщинах свариваемых элементов принимают швы с неравными катетами; при этом катеты, примыкающие к более тонкому или более толстому элементу, должны удовлетворять требованиям перечисление а) или б) 14.1.7 соответственно;

ж) угловые швы следует выполнять с плавным переходом к основному металлу в конструкциях, возводимых в районах с расчётными температурами ниже минус 45 °С, а также в случаях, когда плавный переход обеспечивает повышение расчётного сопротивления усталости сварных соединений.​

Таблица 39​

​

14.1.8 Для угловых швов, размеры которых установлены в соответствии с расчетом, для элементов из стали с пределом текучести до 285 Н/мм2следует применять электродные материалы, удовлетворяющие условиям:

Rwf > Rwz – при механизированной сварке;

1,1Rwz ≤ Rwf ≤ Rwzβz/βf – при ручной сварке;
​

для элементов из стали с пределом текучести свыше 285 Н/мм2 следует применять электродные материалы, удовлетворяющие условию Rwz < Rwf < Rwzβz/βf (здесь βf и βz – коэффициенты, зависящие от технологии сварки и катета шва и определяемые по таблице 39).

14.1.9 Односторонние угловые швы в тавровых соединениях элементов из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2следует применять в конструкциях, эксплуатируемых в неагрессивной или слабоагрессивной среде (классификация по СП 28.13330) в отапливаемых помещениях:

• для прикрепления промежуточных рёбер жёсткости и диафрагм – в конструкциях всех групп, кроме конструкций группы 1, рассчитываемых на усталость;
• для поясных швов сварных двутавров – в конструкциях групп 2 и 3 (кроме балок с условной гибкостью стенки λ̅w > 6√(Rᵧ/σf) при толщине стенки tw в колоннах и стойках до 12 мм и в балках до 10 мм, при выполнении швов механизированной сваркой с катетом шва kf ≥ 0,8tw/βf ; при этом следует учитывать требования 15.3.3 и 15.5.5;
• для всех конструктивных элементов – в конструкциях группы 4.

Катеты односторонних швов следует принимать по расчёту, но не менее указанных в таблице 38.

Односторонние угловые швы не следует применять в конструкциях зданий и сооружений класса КС-3 (ГОСТ 27751), возводимых в районах с сейсмичностью 8 баллов и выше, в районах с расчётной температурой ниже минус 45оС, в конструкциях групп 1, 2, 3 в зданиях с кранами режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К, а также в балках и ригелях рамных конструкций, рассчитываемых согласно требованиям 8.2.3, 8.2.6 и 8.2.7.

14.1.10 Прерывистые угловые сварные швы при статической нагрузке при избыточной несущей способности непрерывного шва минимального размераследует применять: для соединений в конструкциях группы 4; в реконструируемых конструкциях группы 3 во всех районах (кроме имеющих расчётнуютемпературу ниже минус 45°С); эксплуатируемых в неагрессивных или слабоагрессивных средах.

Размеры сварного шва должны соответствовать требованиям 14.1.7.

Расстояние s между участками сварных швов (рисунок 19 ) не должно превышать одного из значений: 200 мм, 12tmin в сжатом элементе (tmin – толщина самого тонкого из соединяемых элементов), 16tmin в растянутом элементе. В конструкциях группы 4 расстояние s увеличивают на 50 %.

a – в нахлесточном соединении; б – в тавровом соединении
Рисунок 19– Схема прерывистых угловых сварных швов​

При наложении прерывистого шва следует предусматривать шов по концам соединяемых частей элементов; длина lw1 этого шва в элементах составного сечения из пластин должна быть не менее 0,75b, где b – ширина более узкой из соединяемых пластин.

14.1.11 Угловые сварные швы, расположенные по периметру отверстий или прорезей, следует применять в нахлёсточных соединениях в случаях, предусмотренных 14.1.10, для передачи усилий в плоскости нахлёстки, предотвращения потери устойчивости элементов нахлёстки или конструктивных соединений элементов.

14.1.12 Пробочные швы, заполняющие наплавленным металлом всю площадь круглых или щелевых отверстий, следует применять в нахлёсточных соединениях в случаях, предусмотренных 14.1.10, только для предотвращения потери устойчивости элементов нахлёстки или для конструктивных соединений элементов.

Толщина пробочного шва должна быть: не менее толщины t просверлённого или прорезанного элемента, но не более 16 мм; не менее 0,1 длины прорези или значений0,45d или 0,45b (где d и b – диаметр отверстия и ширина прорези, равные d ≥ t +8 мм и b ≥ t + 8 мм).

Расстояние между центрами отверстий или продольными осями прорезей должно быть не менее 4d или 4b.

14.1.13 Комбинированные соединения, в которых часть сдвигающего усилия воспринимается фрикционным соединением, а часть – сварными швами, применяют при условии, что сварка выполнена после затяжки болтов на расчетное усилие и с последующей их дотяжкой при необходимости.

Распределение усилия между фрикционными и сварными соединениями следует принимать пропорционально их несущим способностям. Применение в комбинированных соединениях болтов без контролируемого натяжения, а также использование срезных соединений, не допускается.

14.1.14 Расчёт сварных стыковых соединений при действии осевой силы N, проходящей через центр тяжести соединения, следует выполнять по формуле

N/tlwRwyγc ≤ 1, (175)​

где t – наименьшая из толщин соединяемых элементов;

lw – расчётная длина сварного шва, равная полной его длине, уменьшенной на 2t, или полной его длине, если концы шва выведены за пределы стыка.​

При расчёте сварных стыковых соединений элементов из стали с отношением Rᵤ/γᵤ > Rᵧ, эксплуатация которых возможна и после достижения металлом предела текучести, а также из стали с пределом текучести Ryn > 440 Н/мм2 в формуле (175) вместо Rwy следует принимать Rwu/γu.

Расчёт сварных стыковых соединений выполнять не требуется при применении сварочных материалов согласно таблице Г.1 (приложение Г), полном проваре соединяемых элементов и сплошном (100%-ном) контроле качества соединений неразрушающими методами.

14.1.15 Сварные стыковые соединения, выполненные в отсутвие сплошного контроля качества неразрушающими методами, при одновременном действии в одном и том же сечении шва нормальных σwx и σwy и касательных τwxy напряжений следует проверять по формуле (44), принимая в ней

σₓ= σwx, σᵧ = σwy, τₓᵧ = τwxy, Ry = Rwy.
​

14.1.16 Расчёт сварного соединения с угловыми швами, при действии силы N, проходящей через центр тяжести соединения, следует выполнять на срез (условный) по одному из двух сечений (рисунок 20) по формулам:

• при βfRwf/βzRwz ≤ 1 по металлу шва N/βf kf lw Rwf γc ≤ 1; (176)
• при βfRwf/βzRwz > 1 по металлу границы сплавления N/βz kf lw Rwz γc ≤ 1, (177)

где lw – расчётная длина швов в сварном соединении, равная суммарной длине всех его участков за вычетом по 1 см на каждом непрерывном участке шва;

βf, βz – коэффициенты, принимаемые по таблице 39.​

1 – по металлу шва; 2 – по металлу границы сплавления
Рисунок 20– Схема расчетных сечений сварного соединения с угловым швом​

14.1.17 Расчет сварных соединений с угловыми швами при действии момента М в плоскости, перпендикулярной к плоскости расположения швов, следует выполнять на срез (условный) по одному из двух сечений (см. рисунок 20) по формулам:

• по металлу шва

M/WfRwf γc ≤ 1; (178)​

• по металлу границы сплавления

M/WzRwz γc ≤ 1, (179)​

где Wf и Wz – моменты сопротивления расчётных сечений сварного соединения по металлу шва и по металлу границы сплавления соответственно.

14.1.18 Расчёт сварного соединения с угловыми швами при действии момента М в плоскости расположения этих швов следует выполнять на срез (условный) по одному из двух сечений (см. рисунок 20) по формулам:

• по металлу шва

M√(x² + y²) / (Ifx + Ify)Rwf γc ≤ 1; (180)​

• по металлу границы сплавления

M√(x² + y²) / (Izx + Izy)Rwz γc ≤ 1, (181)​

где х и у – координаты точки сварного соединения, наиболее удаленной от центра тяжести О расчётного сечения этого соединения (рисунок 21);

Ifx, Ify – моменты инерции расчётного сечения сварного соединения по металлу шва относительно его главных осей х - х и у –у,соответственно;
Izx, Izy – то же, по металлу границы сплавления.​

Рисунок 21– Расчетная схема сварного соединения​

14.1.19 При расчёте сварного соединения с угловыми швами на одновременное действие продольной и поперечной V сил и момента М (см. рисунок 21) должны быть выполнены условия

τf/Rwf γc ≤ 1 и τz/Rwz γc ≤ 1, (182)​

где τf и τz – напряжения в точке расчётного сечения сварного соединения по металлу шва и по металлу границы сплавления соответственно, определяемые по формуле

τ = √((τN + τMx)² + (τV + τMy)²). (183)​

14.1.20 При осуществлении нахлёсточных соединений элементов толщиной до 4 мм точечным швом дуговой сварки сквозного проплавления, несущую способность одной точки следует принимать равной меньшему из двух предельных значений:

• при срезе

Ns = 0,28d²Rwun; (184)​

• при вырыве

Nt = βdtRun, (185)
​

где d – диаметр точечного шва в плоскости соединяемых элементов, принимаемый по действующим НД;

β= 1,1 при сварке элементов равной толщины;
β= 1,9 при сварке элементов с разными толщинами, отличающимися в 2 и более раза;при меньшем отличии в толщинах значение β следует принимать по интерполяции;
t – меньшая из толщин свариваемых элементов.​

 

14.2 Болтовые соединения

14.2.1 Для болтовых соединений элементов стальных конструкций следует применять болты согласно таблицам Г.3 – Г.8 (приложение Г).

14.2.2 Болты следует размещать согласно требованиям таблицы 40, при этом в стыках и в узлах – на минимальных расстояниях, а соединительные конструктивные болты – на максимальных расстояниях.

При прикреплении уголка одной полкой болтами, размещаемыми в шахматном порядке, отверстие, наиболее удаленное от его конца, следует размещать на риске, ближайшей к обушку.

14.2.3 Болты класса точности А следует применять для соединений, в которых отверстия просверлены на проектный диаметр в собранных элементах, или по кондукторам в отдельных элементах и деталях, или просверлены или продавлены на меньший диаметр в отдельных деталях с последующей рассверловкой до проектного диаметра в собранных элементах.

Болты класса точности В в многоболтовых соединениях следует применять для конструкций из стали с пределом текучести до 375 Н/мм2.

В соединениях, где болты работают преимущественно на растяжение, следует применять болты класса точности В или высокопрочные.

14.2.4 Болты, имеющие по длине ненарезанной части участки с различными диа-метрами, не следует применять в соединениях, в которых эти болты работают на срез. 14.2.5 Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, в элементах структурных конструкций, опор линий электропередачи и открытых распределительных устройств, а также в соединениях при толщине наружного элемента до 8 мм, должна находиться вне пакета соединяемых элементов; в остальных случаях резьба болта не должна входить вглубь отверстия более чем на половину толщины крайнего элемента со стороны гайки или свыше 5 мм.

14.2.6 Установливать шайбы на болты следует по СП70.13330.

В расчётных соединениях с болтами классов точности А и В (за исключением крепления вспомогательных конструкций) следует предусматривать меры против самоотвинчивания гаек (постановка пружинных шайб, вторых гаек, частичное предварительное натяжение и др.).

14.2.7 На скошенных поверхностях соединяемых деталей и элементов (внутренние грани полок двутавров и швеллеров) под головки болтов или гайки следует устанавливать косые шайбы.

14.2.8 Диаметр отверстия для болтов в элементах из проката должен соответствовать примечанию 1 таблицы 40.

Таблица 40​

​

14.2.9 Расчётное усилие, которое может быть воспринято одним болтом, в зависимости от вида напряженного состояния следует определять по формулам:

• при срезе

Nbs = Rbs Аbnsγbγс; (186)​

• при смятии

Nbр = RbрdbΣtγbγc ; (187)​

• при растяжении

Nbt = RbtAbnγс , (188)​

где Rbs, Rbр, Rbt – расчётные сопротивления одноболтовых соединений;

Аb и Аbn – площади сечений стержня болта брутто и резьбовой части нетто соответственно, принимаемые согласно таблице Г.9;
ns – число расчётных срезов одного болта;
db– наружный диаметр стержня болта;
Σt – наименьшая суммарная толщина соединяемых элементов, сминаемых в одном направлении;
γс – коэффициент условий работы, определяемый по таблице 1;
γb – коэффициент условий работы болтового соединения, определяемый по таблице 41 и принимаемый не более 1,0.​

Таблица 41​

​

14.2.10 При действии на болтовое соединение силы N, проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует принимать равномерным. В этом случае число болтов в соединении следует определять по формуле

n ≥ N / Nb,min, (189)
​

где Nb,min – наименьшее из значений Nbs, Nbр и Nbt, вычисленное согласно требованиям 14.2.9.

В случаях, когда в стыке расстояние l между крайними болтами вдоль сдвигающего усилия превышает 16 d, значение n в формуле (189) следует увеличивать путем деления на коэффициент β= 1 – 0,005(l/d – 16), принимаемый равным не менее 0,75. Это требование не учитывается при действии усилия по всей длине соединения (например, в поясном соединении балки).

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

Усилие в наиболее нагруженном болте Nb,max не должно превышать меньшего из значений Nbs или Nbр, вычисленных согласно требованиям 14.2.9.

14.2.12 При одновременном действии на болтовое соединение силы и момента, действующих в одной плоскости и вызывающих сдвиг соединяемых элементов, болты следует проверять на равнодействующее усилие. В наиболее нагруженном болте, оно не должно превышать меньшего из значений Nbs или Nbр, вычисленных согласно требованиям 14.2.9.

14.2.13 При одновременном действии на болтовое соединение усилий, вызывающихсрез и растяжение болтов, наиболее напряженный болт, наряду с проверкой по формуле (188), следует проверять по формуле

√((Ns/Nbs)² + (Nt/Nbt)²) ≤ 1, (190)​

где Ns и Nt – усилия, действующие на болт, срезывающее и растягивающее соответственно;

Nbs, Nbt – расчетные усилия, определяемые согласно требованиям 14.2.9.​

14.2.14 В креплениях одного элемента к другому через прокладки или иные промежуточные элементы, а также в элементах с односторонней накладкой число болтов по сравнению с расчетом следует увеличивать на 10 %.

При креплениях выступающих полок уголков или швеллеров с помощью коротышей число болтов, прикрепляющих коротыш к этой полке, по сравнению с результатом расчёта следует увеличивать на 50 %.

14.2.15 Фундаментные (анкерные) болты следует проверять согласно требованиям СП 43.13330.

14.3 Фрикционные соединения (на болтах с контролируемым натяжением)

14.3.1 Фрикционные соединения, в которых усилия передаются через трение, возникающее по соприкасающимся поверхностям соединяемых элементов вследствие натяжения высокопрочных болтов, следует применять:

• в конструкциях из стали с пределом текучести свыше 375 Н/мм2 и непосредственно воспринимающих подвижные, вибрационные и другие динамические нагрузки;
• в многоболтовых соединениях, к которым предъявляются повышенные требования в отношении ограничения деформативности.

14.3.2 Во фрикционных соединениях следует применять болты, гайки и шайбы согласно требованиям 5.6.

Болты следует размещать согласно требованиям таблицы 40.

14.3.3 Расчётное усилие, которое может быть воспринято каждой плоскостью трения элементов, стянутых одним высокопрочным болтом, следует определять по формуле

Qbh = RbhAbnμ/γh, (191)​

где Rbh – расчётное сопротивление растяжению высокопрочного болта, определяемое согласно требованиям 6.7;

Аbn – площадь сечения болта по резьбе, принимаемая согласно таблице Г.9 (приложение Г);
μ– коэффициент трения, принимаемый по таблице 42;
γh – коэффициент, принимаемый по таблице 42.​

Таблица 42​

​

14.3.4 При действии на фрикционное соединение силы N, вызывающей сдвиг соединяемых элементов и проходящей через центр тяжести соединения, распределение этой силы между болтами следует принимать равномерным. В этом случае число болтов в соединении следует определять по формуле

n ≥ N / Qbhк γb γс, (192)​

где Qbh – расчётное усилие, определяемое по формуле (191);

k – число плоскостей трения соединяемых элементов;
γс – коэффициент условий работы, принимаемый по таблице 1;
γb – коэффициент условий работы фрикционного соединения, зависящий от числа n болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия, и принимаемый равным:

• 0,8 при n< 5;
• 0,9 при 5 ≤n< 10;
• 1,0 при n≥10.

​

14.3.5 При действии на фрикционное соединение момента или силы и момента, вызывающих сдвиг соединяемых элементов, распределение усилий между болтами следует принимать согласно 14.2.11 и 14.2.12.

14.3.6 При действии на фрикционное соединение помимо силы N, вызывающей сдвиг соединяемых элементов, силы F, вызывающей растяжение в болтах, значение коэффициента γb, определяемое согласно требованиям 14.3.4, следует умножать на коэффициент (1 – Nt/Pb), где Nt – растягивающее усилие, приходящееся на один болт, Рb – усилие натяжения болта, принимаемое равным Рb = RbhAbn.

14.3.7 Диаметр болта во фрикционном соединении следует принимать при условии ∑t ≤ 4db, где ∑t– суммарная толщина соединяемых элементов, сдвигаемых в одном направлении, db – диаметр болта.

Во фрикционных соединениях с большим числом болтов их диаметр следует назначать возможно бóльшим.

14.3.8 В проекте должны быть указаны марки стали и механические свойства болтов, гаек и шайб и обозначения НД, по которым они должны поставляться, способобработки соединяемых поверхностей, осевое усилие Рb, принимаемое согласно 14.3.6.

14.3.9 При проектировании фрикционных соединений следует обеспечивать возможность свободного доступа для установки болтов, плотного стягивания пакета болтами и закручивания гаек с применением динамометрических ключей, гайковертов и др.

14.3.10 Для высокопрочных болтов с увеличенными размерами головок и гаек и при разности номинальных диаметров отверстия и болта не более 3 мм, а в конструкциях из стали с временным сопротивлением не ниже 440 Н/мм2 – не более 4 мм, устанавливается одна шайба под гайку.

14.3.11 Расчёт на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями во фрикционном соединении, следует выполнять с учетом того, что половина усилия, приходящегося на каждый болт, передана силами трения. При этом проверку ослабленных сеченийследует выполнять: приподвижных, вибрационных и других динамических нагрузках – по площади сечения нетто Аn; при статических нагрузках – по площади сечения брутто А (при Аn ≥ 0,85А) либо по условной площади Аef = 1,18An (при An < 0,85А).

14.4 Поясные соединения в составных балках

14.4.1 Сварные и фрикционные поясные соединения составной двутавровой балки следует рассчитывать по формулам таблицы 43.

При отсутствии поперечных ребер жесткости для передачи неподвижных сосредоточенных нагрузок, приложенных к верхнему поясу, а также при приложении неподвижнойсосредоточенной нагрузки к нижнему поясу независимо от наличия ребер жесткости в местах приложения нагрузки поясные соединения следует рассчитывать как для подвижной нагрузки.

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

Таблица 43​

​

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

 

15 Требования по проектированию зданий, сооружений и конструкций

15.1 Расстояния между температурными швами

Расстояния l между температурными швами стальных каркасов одноэтажных зданий и сооружений не должны превышать наибольших значений lu, приведенных в таблице 44.

При превышении более чем на 5% приведенных в таблице 44 расстояний, а также при увеличении жесткости каркаса стенами или другими конструкциями в расчете следует учитывать климатические температурные воздействия, неупругие деформации конструкций и податливость узлов.

Таблица 44​

​

15.2 Фермы и структурные плиты покрытий

15.2.1 Оси стержней ферм и структур должны быть центрированы во всех узлах. Центрировать стержни следует в сварных фермах по центрам тяжести сечений (с округлением до 5 мм), а в болтовых – по рискам уголков, ближайшим к обушку.

Если смещение осей поясов ферм при изменении сечений не превышает 1,5 высоты пояса меньшего сечения, оно не учитывается.

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

При приложении нагрузок вне узлов ферм пояса должны быть рассчитаны на совместное действие продольных усилий и изгибающих моментов.

15.2.2 При расчёте плоских ферм соединения элементов в узлах ферм допускается принимать шарнирными:

• при сечениях элементов из уголков или тавров;
• при двутавровых, Н-образных и трубчатых сечениях элементов, когда отношение высоты сечения h к длине элемента l между узлами не превышает: 1/15 – для конструкций, эксплуатируемых в районах с расчётными температурами ниже минус 45°С; 1/10 – для конструкций, эксплуатируемых в остальных районах.

При превышении указанных отношений h/l следует учитывать дополнительные изгибающие моменты в элементах от жёсткости узлов.

15.2.3 Расстояние между краями элементов решётки 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.

Фланговые сварные швы, прикрепляющие элементы решетки ферм к фасонкам, следует выводить на торец элемента на длину не менее 20 мм.

15.2.4 В узлах ферм с поясами из тавров, двутавров и одиночных уголков крепления фасонок к полкам поясов встык следует осуществлять с проваром на всю толщину фасонки. В конструкциях группы 1, а также эксплуатируемых в районах при расчётных температурах ниже минус 45°С примыкание узловых фасонок к поясам следует выполнять согласно приложению К (таблица К.1, позиция 7).

15.2.5 При расчёте узлов ферм со стержнями трубчатого и двутаврового сечений и прикреплением элементов решетки непосредственно к поясу (без фасонок) в соответствии с правилами проектирования следует проверять несущую способность:

• стенки пояса при местном изгибе (продавливании) в местах примыкания элементов решетки – для круглых и прямоугольных труб;
• боковой стенки пояса в месте примыкания сжатого элемента решетки – для прямоугольных труб;
• полок пояса на отгиб – для двутаврового сечения;
• стенки пояса – для двутаврового сечения;
• элементов решетки в сечении, примыкающем к поясу;
• сварных швов, прикрепляющих элементы решётки к поясу.

Кроме того, следует соблюдать требования по предотвращению слоистого разрушения поясов ферм (13.5).

15.2.6 При пролётах ферм покрытий свыше 36 м следует предусматривать строительный подъём, равный прогибу от постоянной и длительной нормативных нагрузок. При плоских кровлях строительный подъём следует предусматривать независимо от размера пролёта, принимая его равным прогибу от суммарной нормативной нагрузки плюс 1/200 пролета.

15.3 Колонны

15.3.1 Отправочные элементы сквозных колонн с решётками в двух плоскостях следует укреплять диафрагмами, располагаемыми у концов отправочного элемента. В сквозных колоннах с соединительной решёткой в одной плоскости диафрагмы следует располагать не реже, чем через 4 м.

15.3.2 В колоннах и стойках с односторонними поясными швами согласно 14.1.9 в узлах крепления связей, балок, распорок и других элементов в зоне передачи усилия следует применять двусторонние поясные швы, выходящие за контуры прикрепляемого элемента (узла) на длину 30 kfc каждой стороны.

15.3.3 Угловые швы, прикрепляющие фасонки соединительной решётки 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 районах с расчётными температурами ниже минус 45 °С, a также при применении ручной дуговой сварки, угловые сварные швы должны быть непрерывными по всей длине фасонки.

15.3.4 Монтажные стыки колонн следует выполнять с фрезерованными торцами, сваренными встык, на накладках со сварными швами или болтовыми соединениями, в том числе фрикционными. При приварке накладок сварные швы не следует доводить до стыка на 25 мм с каждой стороны. Допускается применение СП 16.13330.2017 78 фланцевых соединений с передачей сжимающих усилий через плотное касание, а растягивающих – болтами.

15.3.5 В сквозных колоннах, ветви которых соединены планками, следует принимать:

• ширину bs промежуточных планок –от 0,5b до 0,75b (здесь b – габаритная ширина колонны в плоскости планок);
• ширину концевых планок –от 1,3bs до 1,7bs.

15.4 Связи

15.4.1 В каждом температурном блоке здания следует предусматривать самостоятельную систему связей.

15.4.2 Нижние пояса балок и ферм крановых путей пролетом свыше 12 м следует укреплять горизонтальными связями.

15.4.3 Вертикальные связи между основными колоннами ниже уровня балок крановых путей следует располагать в середине или около середины температурного блока; верхние вертикальные связи целесообразно располагать по торцам здания и в шагах колонн, примыкающих к температурным швам, а также в тех шагах, где расположены связи нижнего яруса. При недостаточной жесткости ветвей колонн в продольном направлении здания,следует устанавливать дополнительные распорки, закреплённые в узлах связей.

При двухветвевых колоннах, если расстояние между ветвями не менее 500 мм, вертикальные связи следует располагать вплоскости каждой из ветвей колонны. Ветви двухветвевых связей следует соединять между собой решетками.

15.4.4 Системасвязей покрытия зависит от типа каркаса (стальной или смешанный), типа покрытия (прогонное или беспрогонное), грузоподъемности кранов и режима их работы, наличия подвесного подъемно-транспортного оборудования и подстропильных ферм.

15.4.5 В уровне нижних поясов стропильных фермс восходящими раскосами, опирающимися на колонны нижними поясами, следует предусматривать поперечные горизонтальные связи в каждом пролете здания у торцов, а также у температурныхшвов здания. При длине температурного блока более 144 м и прикранах грузоподъемностью ≥50 тследует предусматривать также и промежуточные поперечные горизонтальные связи с шагом не более 60 м.

В зданиях со стальным каркасом, оборудованных мостовыми кранами грузоподъемностью 10т и более, и в зданиях с подстропильными фермами следует предусматриватьпродольные связи, располагаемые по крайним панелям нижних поясов стропильных ферм и образующие совместно с поперечными связями жесткий контур в плоскости нижних поясов ферм.

В однопролетных зданиях такого типа продольные связи по нижним поясам следует назначать вдоль обоих рядов колонн.

При наличии неизменяемого жесткого диска между стропильными фермами с нисходящим опорным раскосом в крайних узлах нижних поясов следует устанавливать только распорки.

В многопролетных зданиях при кранах грузоподъемностью ≤ 50 т, с режимом работы 1К–6К (в соответствии со СП 20.13330) продольные связи следует располагать вдоль крайних колонничерез один ряд вдоль средних колонн. В многопролетных зданиях с кранами грузоподъемностью > 50 т, с режимом работы 7К – 8К, а также в зданиях с перепадами высоты следует назначать более частое расположение продольных связей по нижним поясам ферм. Продольные связи по средним рядам колонн при одинаковой высоте смежных пролетов следует проектировать такими же, как и вдоль крайних рядов колонн.

В случае, если гибкость в горизонтальной плоскости панелей нижних поясов ферм, находящихся между двумя поперечными связевыми фермами, не удовлетворяет 10.4, то она должна быть обеспечена постановкой растяжек, закрепленных в узлах связевых ферм.

15.4.6 По верхним поясам стропильных ферм поперечные горизонтальные связи при покрытии с прогонами следует назначать в любом одноэтажном промышленном здании. Поперечные связевые фермы по верхним и нижним поясам рационально совмещать в плане.

Верхние пояса стропильных ферм, не примыкающие непосредственно к поперечным связям, следует раскреплять в плоскости расположения этих связей распорками.

15.4.7 При наличии жесткого диска кровли в уровне верхних поясов в покрытиях без прогонов (в которых крупноразмерные железобетонные плиты приварены к верхним поясам или профилированный лист покрытия прикреплен в каждом гофре) поперечные связи по верхним поясам ферм следует устраивать только в торцах здания и у температурных швов. В остальных шагах необходимы распорки у конька и у опор стропильных ферм.

При наличии жесткого диска кровли в уровне верхних поясов следует предусматривать инвентарные съемные связи для выверки конструкций и обеспечения их устойчивости в процессе монтажа.

В покрытиях без прогонов горизонтальные связи по нижним поясам следует ставить независимо от типа покрытия только в зданиях с кранами грузоподъемностью ≥50 т, с режимом работы 7К в цехах металлургических производств и 8К (в соответствии со СП 20.13330).

При наличии подстропильных ферм в однопролетных покрытиях без прогонов и многопролетных покрытиях, расположенных в одном уровне, необходимо устройство продольных горизонтальных связей в плоскости верхних поясов ферм в одной из крайних панелей ферм.

15.4.8 При расположении покрытий в разных уровнях необходимо предусмотреть по одной продольной системе связей в каждом уровне.

В пределах фонаря, где прогоны по верхнему поясу ферм отсутствуют, необходимо предусматривать распорки. Наличие таких распорок по коньковым узлам ферм является обязательным.

15.4.9 Связи по фонарям следует располагать в плоскости верхних поясов (ригелей) у торцов фонаря и с обеих сторон температурных швов.

15.4.10 В местах расположения поперечных связей покрытия следует предусматривать установку вертикальных связей между фермами.

В покрытиях зданий и сооружений, эксплуатируемых в районах с расчётными температурами ниже минус 45°С следует предусматривать (дополнительно к обычно применяемым) вертикальные связи посередине каждого пролета вдоль всего здания.

Вертикальные связи следует располагать в плоскостях опорных стоек стропильных ферм, в плоскостях коньковых стоек для ферм пролетом до 30 м, а также в плоскостях стоек, находящихся под узлом крепления наружных ног фонаря для ферм пролетом более 30 м.

Между стропильными фермами с нисходящим опорным раскосом в крайних узлах нижних поясов следует устанавливать подкосы к крайнему узлу верхнего пояса.

Сечения элементов вертикальных связей следует назначать по предельной гибкости (см. 10.4).

15.4.11 Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам разрезных ферм пролетных строений транспортерных галерей следует предусматривать раздельно для каждого пролета.

15.4.12 При применении крестовой решетки связей покрытий, за исключением уникальных зданий и сооружений, расчёт производится по условной схеме в предположении, что раскосы воспринимают только растягивающие усилия.

При определении усилий в элементах связей обжатие поясов ферм учитывать не следует.

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

15.4.14 Крепление связей следует осуществлять на болтах класса точности В.

В зданиях, оборудованных кранами большой грузоподъемности и режимов работы 7К и 8К, а также в случае значительных усилий в элементах связей (ветровые фермы и т. п.) крепление элементов связей следует осуществлять на монтажной сварке, а в отдельных случаях и на болтах класса точности А.

15.5 Балки

15.5.1 Пакеты листов для поясов сварных двутавровых балок применять не следует.

Для поясов балоксфрикционными соединениями следует применять пакеты, состоящие не более чем из трёх листов; при этом площадь сечения поясных уголков следует принимать равной не менее 30 % всей площади сечения пояса.

15.5.2 Поясные швы сварных балок, а также швы, присоединяющие к основному сечению балки вспомогательные элементы (например, ребра жесткости) следует выполнять непрерывными. Поперечные рёбра жесткости должны быть с вырезами для пропуска поясных швов.

В ригелях рамных конструкций у опорных узлов следует применять двухсторонние поясные швы, протяженность которых должна быть не менее высоты сечения ригеля.

15.5.3 При применении односторонних поясных швов в сварных двутавровых балках 1-го класса, несущих статическую нагрузку, следует выполнять следующие требования:

• расчётная нагрузка должна быть приложена симметрично относительно поперечного сечения балки;
• устойчивость сжатого пояса балки должна быть обеспечена в соответствии с перечислением а) 8.4.4;
• расчет устойчивости стенок балок должен быть произведен в соответствии с требованиями 8.5.1 и 8.5.2;
• должны быть установлены поперечные рёбра жёсткости в местах приложения к поясу балки сосредоточенных нагрузок, включая нагрузки от ребристых железобетонных плит; поперечные рёбра жёсткости не следует устанавливать при проведении проверки местной устойчивости по 8.2.2.

15.5.4 Рёбра жёсткости 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 продольное ребро жесткости к стенке, не следует доводить до стыкового шва стенки в местах их пересечения на (6t – 20) мм.

15.5.5 В сварных двутавровых балках конструкций групп 2 – 4 следует применять односторонние рёбра жёсткости с расположением их с одной стороны балки и приваркой их к поясам балки.

В балках с односторонними поясными швами ребра жесткости на стенке следует располагать со стороны, противоположной расположению односторонних поясных швов.

Расчет устойчивости одностороннего ребра жесткости следует производить согласно требованиям 8.5.9 и 8.5.10.

 

15.6 Балки крановых путей

15.6.1 Верхние поясные швы в балках крановых путей для кранов групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К (по СП 20.13330) следует выполнять с проваром на всю толщину стенки.

15.6.2 Свободные кромки растянутых поясов балок крановых путей и балок рабочих площадок, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов, должны быть прокатными, строганными или обрезанными машинной кислородной или плазменно-дуговой резкой.

15.6.3 Размеры рёбер жёсткости балок крановых путей должны удовлетворять требованиям 8.5.9, 8.5.10 и 8.5.17, при этом ширина выступающей части двустороннего промежуточного ребра должна быть не менее 90 мм. Двусторонние поперечные рёбра жёсткости не следует приваривать к поясам балки; при этом торцы рёбер жёсткости должны быть плотно пригнаны к верхнему поясу балки. В балках под краны групп режимов работы 7К и 8К (по СП 20.13330) необходимо строгать торцы, примыкающие к верхнему поясу.

Применять односторонние поперечные ребра жесткости из полосовой стали или одиночных уголков с приваркой их к стенке и к верхнему поясу и расположением согласно 15.5.5 следует только в балках под краны групп режимов работы 1К–5К (по СП 20.13330).

15.7 Листовые конструкции

15.7.1 Контур поперечных элементов жёсткости оболочек следует проектировать замкнутым.

15.7.2 Передачу сосредоточенных нагрузок на листовые конструкции следует предусматривать через элементы жесткости.

15.7.3 В местах сопряжений оболочек различной формы следует применять плавные переходы для уменьшения местных напряжений.

15.7.4 Выполнение всех стыковых швов следует предусматривать двусторонней или односторонней сваркой с подваркой корня или на подкладках.

В проекте следует указывать на необходимость обеспечения плотности соединений конструкций, в которых эта плотность требуется.

15.7.5 В листовых конструкциях следует применять сварные соединения встык; соединения листов толщиной 5 мм и менее– внахлёстку.

15.8 Висячие покрытия

15.8.1 Для конструкций из нитей следует применять канаты, пряди и высокопрочную проволоку (или прокат).

15.8.2 Кровля висячего покрытия должна быть расположена непосредственно на несущих нитях и повторять образуемую ими форму. Если форма кровли отличается от формы провисания нитей, кровлю поднимают над нитями, оперев на специальную надстроечную конструкцию, или подвешивают к нитям снизу.

15.8.3 Очертания опорных контуров следует назначать с учётом кривых давления от усилий в прикрепленных к ним нитях при расчётных нагрузках.

15.8.4 Для сохранения стабильности формы, которая должна обеспечивать герметичностьпринятой конструкции кровли, висячие покрытия следует рассчитывать на действие временных нагрузок, в том числе ветрового отсоса. При этом следует проверять изменение кривизны покрытия по двум направлениям – вдоль и поперек нитей. Необходимая стабильность достигается с помощью конструктивных мероприятий: увеличением натяжения нити за счет веса покрытия или предварительного напряжения; созданием специальной стабилизирующей конструкции; применением изгибно-жёстких нитей; превращением системы нитей и кровельных плит в единую конструкцию.

15.8.5 Сечение нити должно быть рассчитано по наибольшему усилию, возникающему при расчетной нагрузке, с учетом изменения заданной геометрии покрытия. В сетчатых системах, кроме этого, сечение нити должно быть проверено на усилие от действия временной нагрузки, расположенной только вдоль данной нити.

15.8.6 Вертикальные и горизонтальные перемещения нитей и усилия в них следуетопределять с учётом нелинейности работы конструкций покрытия.

15.8.7 При расчёте нитей из канатов и их закреплений коэффициенты условий работы следует принимать в соответствии с разделом 17. Для стабилизирующих канатов, если они не являются затяжками для опорного контура, коэффициент условий работы γс = 1.

15.8.8 Опорные узлы нитей из прокатных профилей следует выполнять шарнирными.

15.9 Фланцевые соединения

15.9.1 При проектировании фланцевых соединений стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их совместному действию, следует применять сталь дляфланцев С355 и С390 с относительным сужением Ψz ≥ 35%, предварительно напряженные высокопрочные болты из стали классов прочности не ниже 10.9, высокопрочные гайки и шайбы к ним.

Требования по натяжению высокопрочных болтов во фланцевом соединении, обеспечивающем возможность воспринимать поперечные усилия за счёт сил трения между фланцами, его контролю и плотности контакта между фланцами приведены в СП 70.13330.

Фланцевые соединения стальных конструкций, подверженных сжатию или совместному действию сжатия с изгибом (при однозначной эпюре сжимающих напряжений в соединяемых элементах), следует выполнять на высокопрочных болтах без предварительного их натяжения, затяжкой болтов стандартным ручным ключом.

15.9.2 При расчёте фланцевых соединений в зависимости от конструктивного решения, характера передаваемых усилий и требований эксплуатации следует проверять:

• несущую способность болтового соединения; прочность фланцевых листов при изгибе;
• прочность сварных швов, соединяющих фланец с основным элементом.

15.10 Соединения с фрезерованными торцами

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

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

15.11 Монтажные крепления

15.11.1 Монтажные крепления конструкций зданий и сооружений с балками крановых путей, рассчитываемыми на усталость, а также конструкций под железнодорожные составы должны быть сварными или фрикционными.

В монтажных соединениях этих конструкций следует применять болты класса точности В:

• для крепления прогонов, элементов фонарной конструкции, связей по верхним поясам ферм (при наличии связей по нижним поясам или жесткой кровли), вертикальных связей по фермам и фонарям, а также элементов фахверка;
• для крепления связей по нижним поясам ферм при наличии жёсткой кровли (приваренных к верхним поясам железобетонных или армированных плит из ячеистых бетонов или прикрепленного в каждую волну 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 балок крановых путей между собой, а также для крепления их нижнего пояса к колоннам, к которым не крепятся вертикальные связи;
• для крепления балок рабочих площадок, не подвергающихся воздействию динамических нагрузок;
• для крепления второстепенных конструкций.

15.11.2 Для перераспределения изгибающих моментов в элементах рамных систем каркасных зданий в узлах соединения ригелей с колоннами применяются стальные накладки, работающие в пластической стадии. Накладки следует выполнять из сталей с пределом текучести до 345 Н/мм2.

Усилия в накладках следует определять при минимальном пределе текучести σy,min = Ryn и максимальном пределе текучести σy,max = Ryn + 100Н/мм2.

Продольные кромки накладок, работающих в пластической стадии, должны быть строганными или фрезерованными.

15.12 Опорные части

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

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

Коэффициент трения в плоских подвижных опорах следует принимать равным 0,3, в катковых – 0,03.

15.12.2 Расчёт на смятие в цилиндрических шарнирах (цапфах) балансирных опор следует выполнять (при центральном угле касания поверхностей, равном или бóльшем 90º) по формуле

F / 1,25rlRlpγc ≤ 1, (199)​

где F – давление (сила) на опору;

r, l –радиус и длина шарнира, соответственно;
Rlp – расчётное сопротивление местному смятию при плотном касании, принимаемое согласно требованиям 6.1.​

15.12.3 Расчёт на диаметральное сжатие катков следует выполнять по формуле

F/ ndlRcd γc ≤ 1, (200)​

где n – число катков;

d, l –диаметр и длина катка, соответственно;
Rcd – расчётное сопротивление диаметральному сжатию катков при свободном касании, принимаемое согласно требованиям 6.1.​

 

16 Требования по проектированию конструкций опор воздушных линий электропередачи, открытых распределительных устройств и контактных сетей транспорта

16.1 Дляконструкций опор воздушных линий электропередачи (ВЛ), открытых распределительных устройств (ОРУ) и контактных сетей транспорта (КС) следует применять стали С235, С245, С255, С285, С345, С345К, С375, согласно приложению В и сталь марки 20 и 09Г2С по действующим НД.

В зависимости от назначения и типа их соединений конструкции опор подразделяются на группы:

• 1 – сварные специальные опоры больших переходов высотой свыше 60 м;
• 2 – сварные опоры ВЛ, кроме указанных в группе 1; сварные опоры ошиновки и под выключатели ОРУ независимо от напряжения, сварные опоры под оборудование ОРУ напряжением свыше 330 кВ; конструкции и элементы КС, связанные с натяжением проводов (тяги, штанги, хомуты), а также опоры, указанные в группе 1, при отсутствии сварных соединений;
• группа 3 – сварные и болтовые опоры под оборудование ОРУ напряжением до 330 кВ, кроме опор под выключатели; конструкции и элементы несущих, поддерживающих ификсирующих устройств КС (опоры, ригели жестких поперечин, прожекторные мачты, фиксаторы), а также конструкции группы 2, кроме КС, при отсутствии сварных соединений;
• группа 4 – сварные и болтовые конструкции кабельных каналов, детали путей перекатки трансформаторов, трапы, лестницы, ограждения и другие вспомогательные конструкции и элементы ОРУ, ВЛ и КС.

16.2 Болты классов точности А и В для опор ВЛ высотой до 60 м и конструкций ОРУ и КС следует принимать как для конструкций, не рассчитываемых на усталость, а для фланцевых соединений и опор ВЛ высотой более 60 м – как для конструкций, рассчитываемых на усталость, по таблице Г.3 (приложение Г).

16.3 Литые детали следует проектировать из углеродистой стали марок 35Л и 45Л групп отливок II и III по НД.

16.4 При расчетах опор ВЛ, конструкций ОРУ и КС следует принимать коэффициенты условий работы, установленные в7.1.2, разделах4 и 14и по таблице 45. Для опор ВЛ, ОРУ и КС значение коэффициента надежности по ответственности γn следует принимать равным 1,0.

Расчёт на прочность растянутых элементов опор по формуле (5) с заменой в ней значения Ry на Ru/γu не допускается.

Таблица 45​

​

16.5 При определении приведенной гибкости по таблице 8 наибольшую гибкость всего стержня λmax следует вычислять по формулам:

• для четырехгранного стержня с параллельными поясами, шарнирно опертого по концам,

λmax = 2l /b; (201)​

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

λmax = 2,5l/b; (202)​

• для свободно стоящей стойки пирамидальной формы (рисунок 15)

λmax = 2 μh / bi, (203)​

где l – геометрическая длина сквозного стержня;

b– расстояние между осями поясов наиболее узкой грани стержня с параллельными поясами;
h – высота свободно стоящей стойки;
μ= 1,25 (bs/bi)2 – 2,75(bs/bi) + 3,5 – коэффициент для определения расчетной длины, где bs и bi – расстояния между осями поясов пирамидальной опоры в верхнем и нижнем основаниях наиболее узкой гранисоответственно.

Рисунок 22 – Схема траверсы с треугольной решеткой​

16.6 Расчёт на устойчивость при сжатии с изгибом сквозного стержня с решетками постоянного по длине сечения следует выполнять по разделу 9.

Для равностороннего трехгранного сквозного стержня с решетками постоянного по длине сечения относительный эксцентриситет следует вычислять по формулам:

• при изгибе в плоскости, перпендикулярной к одной из граней,

m = 3,46βM / (Nb); (204)​

• при изгибе в плоскости, параллельной одной из граней,

m = 3 βM / (Nb), (205)​

где b – расстояние между осями поясов в плоскости грани;

β– коэффициент, равный 1,2 при болтовых соединениях и 1,0 – при сварных соединениях.
​

16.7 При расчёте на устойчивость при сжатии с изгибом сквозного стержня с решетками по9.3.1 и 9.3.2 значение эксцентриситета е при болтовых соединениях элементов следует умножать на коэффициент 1,2.

16.8 При проверке устойчивости отдельных поясов стержня сквозного сечения опор с оттяжками при сжатии с изгибом, продольную силу в каждом поясе следует определять с учетом дополнительного усилия Nad от изгибающего момента М, вычисляемого по деформиpованной схеме.

Для шарнирно опертой по концам решётчатой стойки постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 8) опоры с оттяжками значение момента М в середине длины стойки при изгибе её в одной из плоскостей х - х или у - у следует определять по формуле

M = Mq + (βN/δ)(fq + fn), (206)​

где Mq – изгибающий момент в середине длины стойки от поперечной нагрузки, определяемый как в балках;

β– коэффициент, принимаемый согласно 16.6;
N– продольная сила в стойке;
fq – прогиб стойки в середине длины от поперечной нагрузки, определяемый как в обычных балках с использованием приведенного момента инерции сечения Ief;
fn = 0,0013l– начальный прогиб стойки в плоскости изгиба;
δ= 1 – 0,1Nl²/EIef.

Здесь: l – длина стойки; Ief = Al²/λ²ef, где А – площадь сечения стойки;

λef –приведенная гибкость стойки, определяемая по таблице 8 для сечения типа 2 c заменой в формуле (16) λmax на λх или λу соответственно плоскости изгиба.​

При изгибе стойки в двух плоскостях усилие Nad следует определять по формуле (124); при этом начальный прогиб fn следует учитывать только в той плоскости, в которой составляющая усилия Nad от момента Мх или Му имеет наибольшее значение.

16.9 Поперечную силу Qв шарнирно опертой по концам стойке с решетками постоянного по длине прямоугольного сечения (тип 2, таблица 8) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в одной из плоскостей х – х или у – у следует принимать постоянной по длине стойки и определять по формуле

Q = Qmax + (3,14βN/δl)(fq + fn), (207)​

где Qmax – максимальная поперечная сила от поперечной нагрузки в плоскости изгиба, определяемая как в балках.

Остальные обозначения в формуле (207) следует принимать такими же, как в формуле (206).

16.10 Для шарнирно опертой по концам решетчатой стойки постоянного по длине треугольного сквозного сечения (тип 3, таблица 8) опоры с оттяжками при сжатии с изгибом в одной из плоскостей х – х или у – у значение момента М в середине ее длины следует определять по формуле (206), а приведенную гибкость – по таблице 8 для сечения типа 3.

При изгибе стойки в двух плоскостях значение усилия Nad следует принимать бóльшим из двух значений, определяемых по формуле

Nad = 1,16Mx/b или Nad = 0,58Mx/b + My/b. (208)
​

При учете обоих моментов Мх и Му во второй формуле (208) начальный прогибстойки fn в каждой из двух плоскостей следует принимать равным 0,001l.

16.11 Поперечную силу Q в плоскости грани в шарнирно опертой по концам решетчатой стойке треугольного сквозного сечения опоры с оттяжками при сжатии с изгибом следует определять по формуле (207) с учетом приведенной гибкости λef, определяемой по таблице 8 для сечения типа 3.

16.12 Расчёт на устойчивость сжатых элементов конструкций из одиночных уголков (поясов, решетки) следует выполнять с учетом эксцентричного приложения продольной силы.

Как центрально сжатые по формуле (7) эти элементы следует рассчитывать при условии умножения продольных сил на коэффициенты αm и αd, принимаемые не менее 1,0.

В пространственных болтовых конструкциях по рисунку 15 (кроме рисунка 15,в) и концевых опор) при центрировании в узле элементов из одиночных равнополочных уголков по ихрискам при однорядном расположении болтов в элементах решетки и прикреплении раскосов в узле с двух сторон полки пояса значения коэффициентов αm и αd следует определять:

• для поясов при λ̅ ≤ 3,5 (при λ̅ > 3,5 следует принимать λ̅ = 3,5) по формулам:
  • при 0,55 ≤ с/b ≤ 0,66 и Nmd/Nm ≤ 0,7

αm = 1 + [c/b - 0,55 + λ̅(0,2 - 0,05λ̅)](Nmd/Nm); (209)​

• при 0,4 ≤ с/b < 0,55 и Nmd/Nm ≤ (2,33 c/b – 0,58)

​

αm = 0,95 + 0,1c/b + [0,34 - 0,62c/b + λ̅(0,2 - 0,05λ̅)](Nmd/Nm); (210)​

• для раскосов, примыкающих к рассчитываемой панели пояса, по формулам:
  • при 0,55 ≤ с/b ≤ 0,66 и Nmd/Nm < 0,7

αd = 1,18 – 0,36c/b + (1,8c/b – 0,86)(Nmd/Nm); (211)​

• при 0,4 ≤ с/b < 0,55 и Nmd/Nm ≤ (2,33c/b – 0,58)

​

αd = 1 – 0,04 c/b + (0,36 – 0,41c/b )(Nmd/Nm). (212)
​

Для пространственных болтовых конструкций по рисунку15,г), д) в формулах (210) и (212) следует принимать 0,45 ≤ с/b < 0,55.

В формулах (211) и (212) отношение расстояния по полке уголка раскоса от обушка до риски, на которой установлены болты, к ширине полки уголка раскоса принято от 0,54 до 0,6; при отношении, равном 0,5, коэффициент αd, вычисленный по формулам (211) и (212), должен быть увеличен на 5 %.

В пространственных сварных конструкциях из одиночных равнополочных уголков по рисунку 15,б), г) (кроме концевых опор) с прикреплением раскосов в узле только с внутренней стороны полки пояса при Nmd/Nm ≤ 0,7 значения коэффициентов αm и αd следует принимать:

• при центрировании в узлах элементов по центрам тяжести сечений

αm = αd = 1,0;​

• при центрировании в узлахосей раскосов на обушок пояса

αm = αd = 1,0 + 0,12 Nmd/Nm.​

При расчете конструкций на совместное действие вертикальных и поперечных нагрузок и крутящего момента, вызванного обрывом проводов или тросов, допускается принимать αm = αd = 1,0.

Обозначения, принятые в формулах (209) – (212):

c – расстояние по полке уголка пояса от обушка до риски, на которой расположен центр узла;

b – ширина полки уголка пояса;

Nm – продольная сила в панели пояса;

Nmd – сумма проекций на ось пояса усилий в раскосах, примыкающих к одной полке пояса, передаваемая на него в узле и определяемая при том же сочетании нагрузок, как для Nm; при расчете пояса следует принимать большее из значений Nmd, полученных для узлов по концам панели, а при расчете раскосов – для узла, к которому примыкает раскос.​

16.13 Расчётные длины lef и радиусы инерции сечений i при определении гибкости элементов плоских траверс с поясами и решёткой из одиночных уголков (см. рисунок 22) следует принимать равными:

• для пояса lef = lm, i = iminlef = lm1, i = ix;
• для раскоса lef = ld, i = imin;
• для распорки lef = lc, i = imin,

где ix– радиус инерции сечения относительно оси, параллельной плоскости решётки траверсы.

16.14 Гибкость первого снизу раскоса из одиночного уголка решётчатой свободно стоящей опоры ВЛ не должна превышать 160.

16.15 Отклонения верха опор и прогибы траверс не должны превышать значений, приведенных в таблице 46.

16.16 В стальных пространственных конструкциях опор ВЛ и ОРУ из одиночных уголков следует предусматривать в поперечных сечениях диафрагмы, которые должны располагаться в стойках свободно стоящих опор не реже, чем через 25 м, и в стойках опор на оттяжках не реже, чем через 15 м. Диафрагмы должны также устанавливаться в местах приложения сосредоточенных нагрузок и переломов поясов.

16.17 При расчёте на смятие соединяемых элементов решетки в одноболтовых соединениях с расстоянием от края элемента до центра отверстия вдоль усилия менее 1,5d следует учитывать примечание 2 к таблице 40.

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.

16.18 Раскосы, прикрепляемые к поясу болтами в одном узле, должны быть расположены с двух сторон полки поясного уголка.

Таблица 46​

​

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

Число болтов при однорядном и шахматном их расположении, а также число поперечных рядов болтов при двухрядном их расположении следует назначать не более пяти на одной полке уголка с каждой стороны от стыка.

Указанное число болтов и поперечных рядов следует увеличивать до семи при условии уменьшения значения коэффициента γb, определяемого по таблице 41, умножением на 0,85.

16.20 Расчёт на устойчивость стенок опор из многогранных труб при числе граней от 8 до 12 следует выполнять по формуле

σ1 / σcrγc ≤ 1, (213)
​

где σ1 – наибольшее сжимающее напряжение в сечении опоры при ее расчете по деформированной схеме;

σcr – критическое напряжение, вычисляемое по формуле​

σcr = (β - √(β² - 3,8/λ̅²w))ψRᵧ ≤ Rᵧ. (214)
​

β = 0,58 + 1,81/λ̅²w;
λ̅ = (b/t)√(Rᵧ/E) – условная гибкость стенки грани шириной b и толщиной t;
ψ = 1 + 0,033λ̅w(1 - σ2/σ1),

где λ̅ следует принимать не более 2,4;

σ2 – наименьшее напряжение в сечении, принимаемое при растяжении со знаком «минус»​

Многогранные трубы должны соответствовать требованиям 11.2.1 и 11.2.2 для круглых труб с радиусом описанной окружности.