СП СП 294.1325800.2017 Конструкции стальные. Правила проектирования

17. Фермы с поясами из широкополочных тавров и перекрестной решеткой из одиночных уголков

17.1. Общие положения

17.1.1 На рисунке 35 представлена ферма с поясами из широкополочных тавров и перекрестной решеткой из одиночных равнополочных уголков для покрытий производственных зданий.

​

17.1.2 Особенность методики расчета раскосов перекрестной решетки из одиночных уголков для ферм с поясами из широкополочных тавров заключается в том, что расчетная длина сжатого раскоса из плоскости фермы определяется как для центрально сжатого стержня с промежуточной упругой опорой с учетом внецентренности передачи усилия в поддерживающем раскосе. Поскольку при работе в перекрестной решетке сжатого раскоса с растянутым (основной случай) собственный прогиб растянутого раскоса из плоскости фермы (без учета совместной работы раскосов) направлен в ту же сторону, что и сжатого, влияние растянутого раскоса как поддерживающего стержня уменьшается. Это проявляется в увеличении расчетной длины сжатого раскоса перекрестной решетки. Предусматривается, что раскосы имеют равные длины, а узел пересечения делит их пополам.

17.2. Расчет элементов решетки

17.2.1 Расчет сжатых раскосов производится по формуле (7) СП 16.13330.2017 с учетом коэффициента γc = 0,75.

Расчетная длина lef сжатого раскоса в плоскости фермы принимается равной половине геометрической длины ld раскоса.

Расчетная длина lef сжатого раскоса из плоскости фермы определяется по формуле

lef = ld / √(1 + 0,02Ql³d/yEIc), (128)​

где Q - поперечная сила в узле пересечения раскосов, определяемая в зависимости от характера усилия в поддерживающем раскосе по формулам:

• при растяжении

Q = 6[McIₕ(1 + nₕ) - MₕIc(1 - nc)] / ld[Iₕ(1 + nₕ) + Ic(1 - nc)]; (129)​

• при нулевом усилии

Q = 6McIₕ / ld[Iₕ + Ic(1 - nc)]; (130)​

• при сжатии

Q = 6[McIₕ(1 - nₕ) + MₕIc(1 - nc)] / ld[Iₕ(1 - nₕ) + Ic(1 - nc)]; (131)​

y - прогиб узла пересечения раскосов из плоскости фермы, определяемый по формуле​

y = l²d(6Mc - Qld) / 48EIc(1 - nc); (132)​

Ic, Ib - моменты инерции сечения уголков относительно оси x-x сжатого и поддерживающего раскосов соответственно;
Mc, Mₕ - изгибающие моменты соответственно в сжатом и поддерживающем раскосах, определяемые как произведение усилия Nc и Nₕ в сжатом и растянутом раскосе соответственно, на значение z0 уголков раскосов;
nₕ, nc - безразмерные параметры для поддерживающего и сжатого раскосов соответственно, определяемые по формулам:​

nₕ = 0,1Nₕl²d / EIₕ ≤ π; (133)

nc = 0,1Ncl²d /EIc ≤ π. (134)​

Радиус инерции i сечения уголка сжатого раскоса принимается:

• при расчетной длине в плоскости фермы - минимальный (i = iᵧ₀ₘᵢₙ);
• при расчетной длине из плоскости фермы - относительно оси x-x (i = iₓ).

17.2.2 Расчет растянутого поддерживающего раскоса на прочность выполняется по формуле

(Nₕ/AₕRᵧ)² + k(Mₕ - Nₕy + 0,25Qld)/Aₕz₀Rᵧ ≤ 1, (135)​

где Aₕ - площадь сечения уголка раскоса;

k - коэффициент, равный для раскосов: опорного - 0,9, рядового - 1,0.​

18. Покрытия из перекрестных элементов

18.1. Общие положения

18.1.1 Покрытия из перекрестных элементов (далее - покрытия) относятся к пространственным конструкциям, которые образованы из линейных в плане несущих элементов, ориентированных по двум направлениям и более. Элементы соединены между собой в местах пересечения и под внешними воздействиями работают совместно. При прямоугольной или квадратной форме покрытия внутренние элементы чаще всего располагаются параллельно сторонам плана на равных расстояниях между собой и при пересечении образуют регулярную сетчатую систему с прямоугольными или квадратными ячейками (рисунок 36).

​

По форме покрытия могут быть плоскими или вспарушенными относительно горизонтальной поверхности. Внутренние элементы покрытия опираются на колонны, расположенные по периметру покрытия или на контурные элементы, которые, в свою очередь, располагаются на сплошных стенах, на рядах отдельных колонн или на колоннах по углам покрытия.

18.1.2 Покрытия применяются для общественных и производственных зданий промышленности и сельского хозяйства. При квадратной или прямоугольной разреженной сетке колонн с шагом не менее 12 м покрытия имеют размеры: 12 x 18, 18 x 18, 18 x 24, 24 x 24, 30 x 30 м и более. При этом покрытия делятся на отдельные блоки, соответствующие сетке колонн. Для монтажа покрытия блоками используется конвейерная сборка и крупноблочный монтаж.

18.2. Конструкции покрытий

18.2.1 Несущие элементы покрытия (см. рисунок 36) разделяются на контурные - 3; внутренние основные - 1, 2 и внутренние дополнительные - 5. В состав покрытия входят также элементы ограждения 4, которые вместе с дополнительными элементами совмещают функцию несущих элементов. Контурные и внутренние несущие элементы выполняются в виде балок или ферм. Покрытие с элементами из балок будет однослойным, а с элементами из ферм - двухпоясным. Дополнительные элементы выполняют функцию прогонов, распорок, шпренгелей и пр. Основным видом ограждающих элементов является стальной профилированный настил. Также применяются стальные или алюминиевые плоские листы - мембраны. При теплых кровлях по настилу или мембранам укладывается эффективный утеплитель с пароизоляцией и рулонным ковром.

Материалы для конструкций покрытия и соединений выбираются в соответствии с требованиями СП 16.13330.

18.2.2 Применяется предварительное напряжение отдельных элементов или покрытия в целом. При нестесненных по высоте габаритах и опирании по углам используется покрытие, у которого основные несущие элементы направлены по диагоналям плана и вспарушены в центре. Жесткие или гибкие дополнительные несущие элементы располагаются между диагональными основными и ориентированы в каждом из четырех секторов параллельно соответствующим сторонам покрытия.

18.2.3 Главной конструктивной особенностью покрытий является пересечение несущих элементов. Оно осуществляется в одном или в двух уровнях как поэтажное. В случае ферменных покрытий понятие "в одном уровне" или "поэтажное" относится к пересечению поясов ферм противоположных направлений. Пересечения внутренних элементов между собой, а также соединение их с контурными элементами должны обеспечивать совместную деформацию элементов в узле. При проектировании предусматривается жесткая работа узла пересечения без дополнительной податливости.

18.2.4 Покрытия за счет своей пространственности работают на восприятие неравномерных или сосредоточенных нагрузок. Условная эквивалентная нагрузка на покрытие от подвесных кранов при квадратных планах в 1,5 - 2 раза меньше, чем на аналогичные покрытия из плоских ферм или балок.

18.2.5 Жесткость и неизменяемость покрытия обеспечиваются системой перекрещивающихся элементов и связей, а также за счет крепления к верхним поясам покрытия прогонов, профилированного настила или мембран. Элементы ограждения участвуют в восприятии сдвигающих усилий, действующих на покрытие в горизонтальной плоскости, и их крепление к несущим элементам должно обеспечивать передачу этих усилий. Крепление настила или мембраны осуществляется на самонарезающих болтах или дюбелях, устанавливаемых в каждой волне настила с шагом не менее 300 мм.

18.3. Расчет

18.3.1 Покрытия при изгибе от внешней нагрузки в своей плоскости или из плоскости являются статически неопределимыми системами. Расчет их следует выполнять как упругой стержневой системы с использованием стандартных программ. Соединения в узлах следует принимать шарнирными и недеформируемыми. В расчете следует учитывать возможную податливость соединений.

Нормативные требования к покрытиям и отдельным элементам в части предельных прогибов, деформаций, гибкостей и пр. устанавливаются в соответствии с требованиями СП 16.13330.

18.3.2 При невозможности использования для расчета ЭВМ расчет покрытия следует выполнять приближенными способами - как системы, состоящей из неразрезных балок на упруго оседающих опорах, основываясь на следующих предпосылках:

а) покрытие условно разбивается на две системы взаимно перпендикулярных главных и второстепенных балок (рисунок 37). При этом если элементы одного из направлений обладают большей жесткостью, то они считаются главными, например, элементы большей длины при прямоугольной форме плана (см. рисунок 37). Тогда элементы перпендикулярного направления считаются второстепенными. В покрытиях с элементами равной жесткости главными принимаются элементы любого направления;

б) в основной расчетной системе, в местах пересечения второстепенных балок с главными, приняты условные шарниры; главные балки (неразрезные) являются упругими опорами для второстепенных (см. рисунок 37). Влияние кручения на работу балок не учитывается;

в) коэффициенты податливости упругих опор определяются в зависимости от геометрических параметров главных балок и места их пересечения с второстепенными балками;

г) изгибающие моменты в месте условных шарниров определяются исходя из равенства нулю углов поворота на концах второстепенных балок.​

​

18.3.3 Для квадратных покрытий, у которых внутренние элементы одинаковой жесткости при пересечении образуют регулярную квадратную сетку с числом ячеек на стороне от 4 до 6, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой и имеющих сплошное опирание по контуру (рисунок 38), усилия во внутренних балках определяются по формулам:

• максимальный изгибающий момент

M = α pal², (136)​

• нагрузка на 1 м длины балки

q = βpa, (137)​

где α, β - коэффициенты, определяемые по таблице 49;

p - интенсивность нагрузки на 1 м2 покрытия;
l - сторона покрытия, м;
a = 1/n - размер ячейки, м;
n - число ячеек на стороне покрытия.​

​

Таблица 49​

​

18.3.4 При равномерной нагрузке на покрытие внутренние основные элементы, расположенные ближе к середине покрытия, значительно перегружены по сравнению с элементами, близкими к контуру. Для выравнивания усилий с целью последующей унификации сечений внутренних элементов для квадратных или близких к квадратным покрытий, опертых по углам под действием равномерной нагрузки (см. рисунок 38), отношение площадей сечений контурных Aₑ и внутренних Aᵢ элементов при числе ячеек n должно находиться в интервале:

Aₑ/Aᵢ = 0,5n ... 0,5(n + 2). (138)​

18.4. Конструирование

18.4.1 Покрытия образуются из конструктивных элементов - балок, ферм, прогонов и элементов, аналогичных входящим в состав покрытий из плоских элементов.

Расчет и проектирование элементов покрытий и соединений производятся в соответствии с требованиями СП 16.13330.

18.4.2 Балочные покрытия используются при пролетах в двух направлениях по 18 - 24 м и нагрузках на покрытие до 4 кН/м² (400 кгс/м²). Внутренние элементы у них принимаются длиной на пролет покрытия и не делятся на основные и дополнительные. В ферменных покрытиях различают основные ферменные элементы и дополнительные - типа прогонов.

18.4.3 В балочных покрытиях внутренние элементы принимаются в виде двутавров: прокатных обычных и широкополочных, сварных с обычными и тонкими стенками, составных бистальных, с перфорированными стенками и других. Контурные элементы при пролетах до 18 м также принимаются балочными, а при бóльших пролетах - в виде шпренгельных систем или ферм.

18.4.4 В ферменных покрытиях плоскости внутренних и контурных ферм ориентированы перпендикулярно к плоскости покрытия. Фермы принимаются трапециевидного очертания или с параллельными поясами, а сечения поясов и решетки принимаются открытого или замкнутого профиля. Замкнутый профиль чаще применяется из тонкостенных гнутых профилей.

18.4.5 Крепление контурных ферм к колоннам, а также внутренних ферм к контурным осуществляется с использованием нисходящего раскоса. Пересечение внутренних ферм между собой, а также примыкание к контуру осуществляется в узлах.

18.4.6 Дополнительные прогоны в ферменных покрытиях принимаются сплошного сечения или со шпренгелем. Членение крупных ячеек прогонами увязывается с ориентацией гофров профилированного настила. При перпендикулярной ориентации прогонов и гофров настила (см. рисунок 38) достигается наилучшее их использование для придания покрытию жесткости в горизонтальной плоскости, развязки верхних поясов внутренних ферм и обеспечения работы профилированного настила на длине ячейки по двухпролетной схеме.

18.4.7 В местах пересечения внутренних элементов и в местах примыкания их к контуру осуществляется их совместная работа, выражающаяся в совместности деформаций, а также в передаче вертикальных и горизонтальных усилий с элемента на элемент. Соединение элементов выполняется болтами нормальной точности, высокопрочными (фрикционными), сваркой или различными замковыми сочленениями.

18.4.8 Узлы пересечения - заводские или монтажные - определяются принятой технологией сборки и монтажа покрытия. Податливость узлов зависит от деформативности деталей и соединений. Соединения на высокопрочных болтах или сваркой недеформируемы, а на болтах нормальной точности их деформативность определяется неупругими подвижками за счет разности диаметров болтов и отверстий.

18.4.9 Для балочных покрытий узлы соединения аналогичны соединениям в балочных клетках. При поэтажном сопряжении совместность работы обеспечивается соединением соприкасающихся поясов балок на высокопрочных болтах. Соединения в одном уровне выполняются за счет передачи вертикальных усилий через столики, а горизонтальных - через ребра - свариваемые или на болтах.

18.4.10 В покрытиях с фермами используются пересечения в одном уровне. При этом монтажные стыки располагаются непосредственно в местах пересечения или в других местах. При квадратных ячейках и расположении монтажных стыков в узлах пересечения отправочные марки внутренних ферм принимаются одинаковой длины, равной размеру ячеек.

18.4.11 В покрытиях с фермами из парных уголков узлы пересечения и примыкания к контуру решаются по типу примыканий плоских стропильных ферм к подстропильным. Они выполняются на фасонках или фланцах. При больших усилиях в поясах, а также при замкнутых и Н-образных профилях в сжатые стыки верхних поясов вводятся дополнительные замковые элементы на болтах типа жестких тумб, а растянутые пояса при этом соединяются между собой через плоские узловые крестовины, объединяющие пояса по трем-четырем направлениям.

18.4.12 Для ферм из прямоугольных и квадратных замкнутых тонкостенных профилей при поэтажном пересечении поясов используется решение (рисунок 39), при котором фермы одного направления (1) имеют полную заводскую готовность, а фермы другого направления (2) поступают на монтаж с отсоединенными нижними поясами. При сборке блоков покрытия отсоединенный пояс ферм второго направления пропускается через решетку ферм первого направления и присоединяется к узлам верхней части ферм своего направления на болтах, работающих в основном на сдвиг (рисунок 40).

​

 

19. Структурные конструкции покрытий из прокатных профилей

19.1. Общие положения

19.1.1 Структурные конструкции из прокатных профилей предназначены для покрытий одноэтажных производственных зданий массового применения, а также зданий и сооружений гражданского и сельского строительства. Они представляют собой двухпоясную пространственную стержневую систему с ограждающими конструкциями покрытия, опирающимися на верхние пояса, которые выполняются неразрезными из двутавров или других профилей, эффективно работающих на сжатие с поперечным изгибом. Остальные элементы системы выполняются из одиночных уголков, прикрепляемых в узлах одной полкой непосредственно или через фасонку, с соединениями на болтах нормальной точности или сваркой.

Конструкция с регулярной (каждая ячейка заполнена раскосами) или нерегулярной решеткой (в ряде ячеек раскосы отсутствуют), представлена на рисунке 41.

​

19.1.2 Расчет структурной конструкции производится по недеформированной схеме без учета физической нелинейности работы стали.

19.1.3 В качестве расчетной модели конструкции принимается пространственный стержневой блок, опирающийся на четыре колонны, воспринимающий вертикальные нагрузки, а также горизонтальные воздействия от примыкающих элементов здания или оборудования с учетом особенностей их приложения и конструктивного решения узлов (рисунок 42). Расчетная модель включает неразрезные поясные элементы, в том числе продольные изгибно-жесткие элементы верхнего пояса, загруженные по своей длине поперечной нагрузкой.

19.1.4 Для конструкций с регулярной решеткой следует принимать шарнирно-стержневую расчетную модель с узловой передачей нагрузки.

Изгибающие моменты M в продольных сжато-изогнутых поясах определяются сложением эпюр:

• для внутренних поясов

M = Mq + Mf,​

где Mq, Mf - соответственно моменты для многопролетной неразрезной балки на жестких опорах и моменты в балке от прогиба всей системы;

• для контурных (крайних) поясов

M = Mq + Mf + Mₑ + Mₕ,​

где Mₑ, Mₕ - момент от эксцентрического крепления верхнего пояса (см. рисунок 42, а, б) и момент от горизонтальной нагрузки, передаваемой колонной на опору блока соответственно.

19.2. Расчет элементов

19.2.1 Верхний пояс при устройстве кровли по стальному профилированному настилу следует рассчитывать на устойчивость как сжато-изогнутую неразрезную балку только в плоскости действия момента. Конструкция крепления настила к поясу должна обеспечивать его устойчивость из плоскости действия момента, о чем следует указать в проекте. При недостаточном креплении профилированного настила к поясам или при ограждающих конструкциях покрытия без профилированного настила (например, асбестоцементные плиты, деревянные щиты и т.д.) верхние пояса следует рассчитывать на устойчивость как в плоскости, так и из плоскости действия момента.

Расчет на устойчивость сжато-изгибаемых элементов поясов постоянного сечения в плоскости действия момента, совпадающей с плоскостью симметрии, следует производить в соответствии с СП 16.13330.

Значение изгибающего момента M при определении эксцентриситета e = M/N следует принимать равным наибольшему значению в пределах средней трети длины панели.

19.2.2 Контурные верхние сжато-изогнутые пояса, кроме расчета на устойчивость в центральных панелях с наибольшей продольной силой, следует проверять на устойчивость в первой и второй панелях от опоры. Значение изгибающего момента следует принимать равным наибольшему значению в пределах ближайшей к опоре трети длины панели.

19.2.3 Контурные двутавровые пояса в крайней и во второй от опоры панелях и их крепление в опорном узле следует проверять также на прочность в соответствии с СП 16.13330. При этом в формуле (105) СП 16.13330.2017 значения изгибающих моментов Mₓ и Mᵧ следует принимать с учетом всех нагрузок и условий закрепления пояса: для крайней панели - в сечении у опоры, для второй панели - у первого узла от опоры блока. При расчете пояса во второй панели влияние изгибающего момента Mᵧ учитывать не следует.

19.2.4 Расчетную длину lef сжато-изогнутых двутавровых поясов следует принимать равной 0,85l (где l - геометрическая длина панели).

19.2.5 Расчет на устойчивость верхних контурных поясов из одиночных уголков при действии узловой нагрузки следует выполнять как центрально-сжатых элементов в соответствии с 7.1.3 СП 16.13330.2017.

В приопорной панели следует производить расчет поясов на устойчивость в плоскости наименьшей жесткости при действии продольной силы N и изгибающего момента M от внецентренно передаваемой на опору структуры горизонтальной нагрузки. Расчет следует выполнять в соответствии с 9.2.2 СП 16.13330.2017. При этом значение M следует принимать равным наибольшему значению в пределах длины панели, а расчетную длину lef - равной 0,85l при радиусе инерции i = iₘᵢₙ.

Устойчивость пояса из плоскости действия момента при отсутствии внеузловой нагрузки проверять не следует.

19.2.6 Расчет на прочность элементов нижнего пояса необходимо производить в ослабленных сечениях стыков и узлов.

Расчет на прочность элементов, присоединенных в узлах двумя полками на болтах с симметричным расположением отверстий на полках на расстоянии от обушка, равном 2z0, следует выполнять как центрально растянутых в соответствии с 7.1.1, а в остальных случаях - в соответствии с 7.1.2 СП 16.13330.2017, при этом значения коэффициента γc в формуле (6) СП 16.13330.2017 следует принимать по таблице 50, а площадь сечения элемента An в формулах (5) и (6) СП 16.13330.2017 при невыполнении условий 14.2.2 СП 16.13330.2017 - определять с учетом ослабления его отверстиями, расположенными в зигзагообразном сечении поперек усилия.

Таблица 50​

​

При ослаблении сечения менее чем на 5% в формулах следует принимать площадь сечения A и коэффициент условий работы γc = 1,0.

19.2.7 Расчет стыковых накладок нижних поясов при размещении средних отверстий на продольной оси следует производить на центральное растяжение по формуле (5) СП 16.13330.2017, а при смещении с оси - на внецентренное растяжение.

19.2.8 Расчет на прочность растянутых элементов из одиночных уголков, присоединяемых в узлах двумя полками сваркой, а также нижних поясов в сварных торцевых фермах, следует выполнять как центрально растянутых в соответствии с СП 16.13330. Коэффициент условий работы для опорного раскоса, прикрепляемого сваркой, следует принимать равным 0,9, в остальных случаях - по таблице 1 СП 16.13330.2017.

19.2.9 Растянутые элементы и пояса из одиночных уголков, прикрепленных одной полкой на сварке, следует рассчитывать на прочность как внецентренно растянутые в соответствии с 9.1.1 СП 16.13330.2017. При этом значения коэффициентов cₓ, cᵧ в формуле (105) СП 16.13330.2017, учитывающие развитие пластических деформаций, следует принимать равными 1,25, а коэффициента N - равным 1,5.

Значение изгибающего момента при отсутствии на элементе поперечной нагрузки следует принимать в плоскостях: перпендикулярной к прикрепленной полке Mᵧ = eₓN, параллельной Mₓ = eᵧN (eₓ = z0; eᵧ = z₀ - a; где a - расстояние от обушка уголка до центра тяжести сварных швов). Обозначения и ориентация сечения приведены на рисунке 19.

При распределении сварных швов на обушке и пере уголка в соотношении от 0,5:0,5 до 0,65:0,35 влиянием момента, действующего в плоскости, параллельной прикрепленной полке, следует пренебречь. Элементы с таким креплением следует рассчитывать на прочность как центрально растянутые по формуле (5) СП 16.13330.2017 с коэффициентом условий работы γc = 0,75.

19.2.10 Расчетная несущая способность элементов из одиночных уголков, прикрепленных одной полкой на болтах, определяется по прочности, устойчивости, смятию металла элемента и по срезу болтов.

19.2.11 Растянутые элементы из одиночных уголков, прикрепленные одной полкой на болтах, рассчитываются как центрально растянутые в соответствии с СП 16.13330. При этом коэффициент γc условий работы в формуле (6) СП 16.13330.2017 следует принимать по таблице 1 СП 16.13330.2017.

19.2.12 Сжатые элементы из одиночных уголков, прикрепленные в узле одной полкой сварными швами с центром тяжести швов или болтами с риской на расстоянии 0,45 - 0,55b от обушка (где b - ширина полки уголка), следует рассчитывать на устойчивость как центрально сжатые в соответствии с 7.1.3 СП 16.13330.2017. При определении гибкости этих элементов радиус инерции i сечения уголка принимается равным imin, а расчетная длина lef = μl, где μ определяется по рисунку 43 в зависимости от λ₀ = l/iₘᵢₙ.

​

Коэффициенты условий работы γc принимаются для блоков: с регулярной решеткой - по таблице 50, с разреженной - независимо от места установки элемента в конструкции и условий закрепления в узлах γc = 0,75.

19.2.13 Сжатые элементы из одиночных уголков в случаях, не оговоренных в 19.2.5 и 19.2.12, следует рассчитывать на устойчивость в соответствии с 9.2.9 СП 16.13330.2017.

При вычислении приведенного относительного эксцентриситета mef,y = ηmᵧ для сечений из одиночных уголков коэффициент η следует определять как для сечений типа 11 по таблице Д.2 (приложение Д) СП 16.13330.2017.

В расчетах следует принимать значения изгибающего момента M и радиуса инерции сечения i относительно главных осей сечения.

При определении гибкости верхних контурных поясов в обеих плоскостях расчетная длина lef = 0,85l. Расчетное значение изгибающих моментов в каждой плоскости принимается равным наибольшему в пределах панели пояса.

19.2.14 Расчетную несущую способность болтового соединения следует определять в соответствии с СП 16.13330; коэффициент условий работы γc принимается равным 1,0, а коэффициент условий работы γb для соединений прокатных элементов из стали с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см²), осуществляемых на болтах нормальной точности, - по таблице 51.

Таблица 51​

​

19.3. Конструирование

19.3.1 При проектировании структурных конструкций из прокатных профилей кроме требований раздела 12 СП 16.13330.2017 следует соблюдать дополнительные требования, приведенные в настоящем разделе.

19.3.2 Элементы структурных конструкций и узловых соединений следует конструировать с максимальной унификацией элементов, деталей и технологических операций с учетом изготовления их на автоматизированных поточных технологических линиях. Для каждого номера профиля следует принимать одну толщину и одну марку стали.

Деление конструкции на сборочные элементы следует производить с учетом исключения для большинства элементов операций сборки и сварки, сосредоточивая их на минимальном числе транспортабельных стержневых и плоскостных элементов.

Конструкция заводских, монтажных или комбинированных узловых соединений определяется их назначением и принятой технологией изготовления, сборки и монтажа покрытия в соответствии с правилами изготовления и контроля качества стальных строительных конструкций.

Заводские соединения следует выполнять сварными, монтажные - на болтах.

19.3.3 Узловые соединения уголковых элементов следует конструировать без фасонок. При конструктивной невозможности размещения большого числа болтов в узле следует применять накладные (или пристыкованные к перу поясного уголка сваркой) фасонки при условии заведения уголков решетки на полку поясного уголка.

Для обеспечения размещения сварных швов или болтов в пределах полок поясных уголков следует смещать точки пересечения осей элементов решетки в узлах с осей поясов до обушков уголка.

19.3.4 Для соединения элементов следует принимать болты нормальной точности, а диаметр отверстия назначать больше диаметра болта на 1,5 мм. Соединение элементов, в которых возникают знакопеременные усилия, следует проектировать сварными или на высокопрочных болтах.

Болты следует принимать одного диаметра и не более чем 3-х размеров по длине.

19.3.5 Сдвиговые деформации в соединениях из-за разности в диаметрах отверстия и болта следует учитывать при назначении строительного подъема и конструировании соединений структурной конструкции с неподатливыми элементами зданий и оборудования (фахверком, стенами, перегородками, трубами и т.п.). Соединения всех элементов конструкции должны иметь одинаковые конечные сдвиговые деформации. При разной податливости элементов в расчете следует учитывать перераспределение усилий, которое определяется при расчетной нагрузке.

Для компенсации сдвиговых деформаций в двухскатных конструкциях структурных покрытий пролетом 18 и 24 м при разработке деталировочных чертежей следует увеличивать принятый в проекте уклон поясов на 1%.

19.3.6 Отверстия под болты в стыках нижних поясов следует размещать в один ряд или в шахматном порядке, при этом риску или центр группы болтов следует размещать на расстоянии 2z₀ от обушка с округлением до 5 мм в меньшую сторону.

При одно- и многорядном расположении болтов в каждом ряду их не должно быть более 5. При расположении болтов в шахматном порядке наиболее удаленный от узла болт следует располагать на наименьшей риске.

В элементах решетки из одиночных уголков, прикрепленных одной полкой и подверженных растяжению, отверстия под болты (при однорядном расположении) и центр группы (при многорядном расположении) следует размещать на расстоянии 0,35 - 0,45b от обушка, а в элементах, подверженных сжатию - 0,45 - 0,55b (b - ширина полки уголка). При креплении таких элементов сваркой швы следует распределять между обушком и пером в соотношении от 0,5:0,5 до 0,65:0,35. В элементах из парных уголков, составленных в тавровое сечение, отверстия под болты и центр тяжести сварных швов следует размещать на расстоянии от обушка 0,35 - 0,45b и 0,3 - 0,4b соответственно.

Минимальное расстояние от края элемента до центра ближайшего отверстия вдоль усилия в растянутых элементах следует назначать не менее 1,5d и не менее 1,35d по нормали до скоса полки без допуска в сторону уменьшения при изготовлении (где d - диаметр отверстия). При этом линия скоса должна пересекаться с осями отверстия за пределами полки (см. рисунок 44, б - г). В элементах, подверженных только сжатию, расстояние от центра ближайшего отверстия до скоса по нормали следует назначать не менее 1,25d без допуска в сторону уменьшения при изготовлении. Несущая способность соединения в этом случае не снижается. Пересечение линии скоса с краями элемента допускается в пределах полки (см. рисунок 44, д).

19.3.7 Верхние пояса из двутавров при передаче нагрузки от кровли через стальной профилированный настил следует раскреплять в плоскости наименьшей жесткости постановкой самонарезающих болтов или дюбелей в каждой волне. При креплении дюбелями усилия в элементах конструкции следует определять с учетом включения настила в работу системы.

 

20. Балки

20.1. Общие положения

20.1.1 Для подбора минимального сечения балки расчетными размерами и параметрами являются:

• l - пролет;
• M - расчетный изгибающий момент;
• n - параметр, определяющий предельный прогиб (fᵤ = l/n) и принимаемый согласно СП 20.13330;
• ρ - параметр, равный 9,6 - при равномерно распределенной нагрузке, 12 - при сосредоточенной нагрузке в середине пролета, 10 - в остальных случаях;
• γf - коэффициент надежности по нагрузке, определяемый как отношение расчетного значения эквивалентной (по значению изгибающего момента) нагрузки к нормативному;
• B = ∛(M/Eγc); Ψ = l/B; θ = n/ργf - параметры, используемые в расчетных формулах.

20.1.2 Сечение балки, принятое с учетом действующих сортаментов, требований и ограничений, предъявляемых к проекту в каждом конкретном случае, следует проверять согласно 20.2 (для балок с устойчивой стенкой) или 20.4 (для балок с гибкой стенкой).

20.2. Балки из однородного материала с устойчивой стенкой

20.2.1 Размеры сечений (см. рисунок 5 СП 16.13330.2017, где hw обозначено как hef, а bf - как bef) двутавровых балок 1-го класса следует определять по формулам:

tw = 0,367B; hw = 5,5twν/√γc; tf = 1,66tw; bf = 0,302hw, (139)​

где ν = √(E/Rᵧ).

Эффективное значение расчетного сопротивления стали Ry,ef следует определять по формуле

Ry,ef = (E/γc)(1/∛(Ψθ)²). (140)​

20.2.2 Размеры сечений двутавровых балок 2-го класса при 1 < ε̅ ≤ 5 следует определять по формулам:

tw = 1,26B / ∛(ω₁λ̄²uw);

hw = λ̄uwtwν / √γc;

tf = 0,71tw√(λ̄uwα/λ̄uf);

bf = 1,42hw√(λ̄ufα₁/λ̄uw); (141)​

где ω₁ = 1 + ⅓ε̅² + 0,8(τ/Rₛ)⁴(1 - 1/ε̅²);

α₁ = 0,25(3ω₁ - 2).​

Параметр ε̅ следует определять по формуле

ε̅ = 0,25 / √(0,0833 - (c₁ₓ - 1)(af + 0,167)), (142)​

где c₁ₓ - коэффициент, определяемый по формулам (77) СП 16.13330.2017и изменяющийся в пределах 1 < c₁ₓ ≤ cₓ; αf = Af/Aw.

Для балок коробчатого сечения коэффициент c1x в формуле (142) следует умножать на 0,5.

В формулах (141) значение λ̄uw следует определять по таблице 52 в зависимости от ε̅, а значение λ̄uf - по 8.5.18 СП 16.13330.2017. В таблице 52 и в формулах (141) среднее касательное напряжение τ следует принимать равным τ = Q/Aw.

Таблица 52​

​

Значения M и Q следует определять в одном сечении балки.

Эффективное значение расчетного сопротивления стали Ry,ef следует определять по формуле

Ry,ef = (0,65E / γc) ∛((η₁ ∛λ̄uw / Ψθ)²), (143)​

где η₁ = (1,8ω₁ - 0,8) / (ω₁ ∛ω₁).

20.2.3 При наличии зоны чистого изгиба размеры сечений балок 2-го класса и эффективное значение расчетного сопротивления стали следует определять по формулам (141) и (143) соответственно при подстановке в них значения ε̅ = 1,42.

20.2.4 Размеры сечений двутавровых балок 3-го класса (при λ̄uw = 2,2; λ̄uf = 0,3) следует определять по формулам:

tw = 0,745B / ∛ω₂;
hw = 2,2twν / √γc;
tf = 1,92tw √α₂;
bf = 0,525hw √α₂, (144)​

где ω₂ = 1 + 0,8(τ/Rₛ)⁴;

α₂ = 0,25(3ω₂ - 2).​

Эффективное значение расчетного сопротивления стали Ry,ef следует определять по формуле

Ry,ef = (0,775E / γc) ∛((η₂/Ψθ)²), (145)​

где η₂ = (1,8ω₂ - 0,8) / (ω₂ ∛ω₂).

20.2.5 При выборе стали расчетное сопротивление Rᵧ следует принимать близким к Ry,ef, вычисленному по формулам (140), (143) и (145); при этом должно быть выполнено условие Rᵧ ≤ Ry,ef.

20.2.6 Для балок 2-го и 3-го классов при одновременном действии в сечении M и Q в формулах (141), (143) - (145) следует принимать: в первом приближении τ = 0; в последующих приближениях τ = Q / twhw.

20.3. Бистальные балки

20.3.1 В расчетах прочности бистальных балок, в которых стенка выполнена из менее прочной стали, чем пояса (или один пояс), применяются следующие главные критерии:

а) предельных (ограниченных) пластических деформаций, выражающийся в ограничении наибольшей интенсивности пластических деформаций εip в стенке нормой предельной интенсивности пластических деформаций εip,lim, при этом в расчетах учитываются пластические деформации не только в стенке, но и в поясах;

б) предельных напряжений (расчетных сопротивлений) в поясе балки при упругой его работе, при этом в расчетах учитываются пластические деформации только в стенке.​

20.3.2 Для расчета на прочность устанавливаются следующие группы бистальных балок, отличающиеся критерием прочности и нормой предельных интенсивностей пластических деформаций εip,lim:

1 - расчеты прочности выполняются по критерию предельных напряжений в поясе - балки при расчетном сопротивлении стали поясов Rf = Rᵤ/γ, меньшем расчетного сопротивления по пределу текучести; балки крановых путей с режимами работы 1К - 5К (согласно стандарту по режимам работы грузоподъемных кранов).

2 - 4 - расчеты прочности выполняются по критерию ограниченных пластических деформаций, в частности:

2 - εip,lim = 0,1% - балки, непосредственно воспринимающие подвижные и вибрационные нагрузки (балки рабочих площадок, бункерных и разгрузочных эстакад, транспортерных галерей, под краны гидротехнических сооружений и т.п.);
3 - εip,lim = 0,2% - балки, работающие на статические нагрузки (балки перекрытий и покрытий; ригели рам, фахверка; балки, поддерживающие технологическое оборудование; ригели эстакад и другие изгибаемые, растянуто-изгибаемые и сжато-изгибаемые балочные элементы);
4 - εip,lim = 0,4% - балки работающие на статическую нагрузку, но не имеющие продольных ребер жесткости, не воспринимающие местных нагрузок и отличающиеся повышенной общей устойчивостью и устойчивостью стенок и свесов поясов аналогично балкам, рассчитываемым на прочность в соответствии с разделом 7 СП 16.13330.2017.​

20.3.3 Расчет на прочность бистальных балок всех групп следует выполнять по формулам:

• при изгибе в одной из главных плоскостей

Mₓ/cₓWₓ,ₘᵢₙRfγc ≤ 1; (146)​

• при изгибе в двух главных плоскостях

yMₓ/cₓlₓRfγc ± xMᵧ/cᵧlᵧRfγc ≤ 1; (147)​

• при осевой силе с изгибом

N/Rfγc[A - Aw(1 - Rw/Rf)] ± yMₓ/cNₓlₓRfγc ± xMᵧ/cNᵧlᵧRfγc ≤ 1. (148)​

20.3.4 Коэффициенты cₓ и cᵧ определяются по таблицам 53 и 54 в зависимости от группы конструкций, принятых значений расчетных сопротивлений поясов Rf и стенки Rw, а также от отношений площадей элементов сечения.

Таблица 53​

​

Таблица 54​

​

20.3.5 Коэффициент cNₓ определяется по формуле

cNₓ = Rw/Rf + η(cₓ - Rw/Rf), (149)​

где η = η₁ + 1235η₂(Rf - Rw)/E, здесь η₁ и η₂ - коэффициенты, принимаемые по таблице 55.

Таблица 55​

​

Для сечения η₁ принимается независимо от значения действительной асимметрии (считая, что оба пояса имеют площадь большего пояса Af).

Коэффициент cNᵧ определяется по формуле

cNᵧ = 1 + η₁(cᵧ - 1). (150)​

При наличии зоны чистого изгиба коэффициенты cₓ и cᵧ определяются по формулам:

cₓ = Rw/Rf + (c'ₓ - Rw/Rf)[1 - 0,5√(ν/l)]; (151)

cᵧ = 1 + (c'ᵧ - 1)[1 - 0,5√(ν/l)], (152)​

где l и ν - длины пролета балок и зоны чистого изгиба соответственно;

c'ₓ и c'ᵧ - коэффициенты cₓ и cᵧ, принимаемые по таблицам 53 и 54 в зависимости от εip,lim и расчетных сопротивлений Rf и Rw соответственно.​

20.3.6 Расчет на усталость бистальных балок следует выполнять на эксплуатационные нагрузки с учетом общих требований СП 16.13330 как моностальных из материала пояса, расположенного у проверяемой фибры.

20.3.7 Жесткость бистальной балки (под нормативными нагрузками) проверяют в предположении упругой работы балки, включая случаи, в которых вычисленные в этом предположении от нормативных нагрузок напряжения в стенке превышают Rᵧ.

20.3.8 Общую устойчивость бистальной балки допускается проверять как для моностальной, выполненной из стали, примененной в сжатом поясе бистальной балки.

20.3.9 Устойчивость полок поясов в бистальных балках 1-й группы проверяется и обеспечивается согласно СП 16.13330 в предположении упругой работы стали.

20.3.10 В бистальных балках 2 - 4-й групп двутаврового сечения отношение расчетной ширины свеса сжатой полки пояса к ее толщине tₜ при σloc = 0 не должно превышать 0,35√(E/Rf).

20.3.11 В бистальных балках двутаврового сечения, укрепленного только поперечными ребрами жесткости, при σloc = 0 устойчивость стенки проверяется по формулам:

• для симметричных сечений

M ≤ Rƒh²eftw(Ψ + αRw/Rƒ); (153)​

• для асимметричных сечений с более развитым сжатым поясом

M ≤ σ₁A₁h₁ + σ₃A₃(hw - h₁) + 4h²₁twαRw + (hwtw/2)(hw - 2h₁)√(R²w - 3τ²), (154)​

где Ψ = bƒtƒ/bwtw, но не менее 0,25;

α = 0,24 - 0,45(τ/Rw)² - 8,5·10⁻³(λ̄w - 2,2)²;
λ̄w - относительная гибкость стенки;
τ - среднее касательное напряжение (не более 0,5Rsw);
σ₁ и σ₃ - напряжения в сжатом и растянутом поясах соответственно; если σ₁ ≥ Rƒ, принимают σ₁ = Rƒ, если σ₃ ≥ Rƒ, принимают σ₃ = Rƒ;
A₁, A₃ - площади сечения соответственно большего и меньшего пояса бистальной балки;
h₁ - высота сжатой зоны стенки, определяемая из условий равновесия.​

20.3.12 Проверка устойчивости стенки выполняется по формулам подраздела 8.5 СП 16.13330.2017, если компоненты напряжений, вычисленные для расчетного отсека стенки, удовлетворяют разделу 7 СП 16.13330.2017.

20.3.13 Размеры сечений бистальных двутавровых балок 2-го класса с устойчивой стенкой при Ryf/Ryw = r следует определять по формулам:

tw = 1,26B ∛ω₃λ̄²uw;
hw = λ̄²uwtwνw√γc;
tƒ = tw √(λ̄uwα₃√r);
bƒ = hw√(α₃/λ̄uw√r), (155)​

где ω₃ = 2r - 1 + 1/3r² + 0,8(τ/Rsw)⁴(1 - 1/r²);

α₃ = 0,25(3ω₃/r - 2);
νw = √(E/Ryw).​

В формулах (155) значение λ̄uw следует принимать по таблице 52 в зависимости от параметра ε̅, определяемого по формуле

ε̅ = 1 + (1,3 - 0,2αƒ)(c₁ᵣ - 1), (156)​

где c₁ᵣ - коэффициент, определяемый по формуле

c₁ᵣ = Mₓ/WₓₙRywγc или c₁ᵣ =βᵣcₓᵣ (157)​

и изменяющийся в пределах 1 < c₁ᵣ ≤ cₓᵣ;

здесь βᵣ и cₓᵣ - коэффициенты, определяемые согласно 8.2.8 СП 16.13330.2017.

Для балок коробчатого сечения коэффициент c1r в формуле (156) следует умножать на 0,5.

Эффективное значение расчетного сопротивления стали стенки балки Ryw,ef следует определять по формуле

Ryw,ef = (0,63E/γc) ∛([η₃∛λ̄uw/Ψθ]²), (158)​

где η₃ = (1,8ω₃/r - 0,8) / (ω₃ ∛ω₃).

При выборе стали должно быть выполнено условие Ryw ≤ Ryw,ef.

При одновременном действии в сечении M и Q следует учитывать 20.2.6.

 

20.4. Балки с гибкой стенкой

20.4.1 Разрезные балки с гибкой стенкой симметричного двутаврового сечения, несущие статическую нагрузку и изгибаемые в плоскости стенки следует применять при нагрузке, эквивалентной равномерно распределенной до 50 кН/м, и проектировать из стали с пределом текучести до 345 Н/мм².

20.4.2 Устойчивость балок с гибкой стенкой следует обеспечивать или выполнением требований 8.4.4 СП 16.13330.2017, или закреплением сжатого пояса, при котором условная гибкость пояса λ̄b = (lef/bf)√(Rᵧ/E) не превышает 0,21 (где bf - ширина сжатого пояса).

20.4.3 Отношение ширины свеса сжатого пояса к его толщине следует принимать не более 0,38√(E/Rᵧ).

20.4.4 Отношение площадей сечений пояса и стенки αƒ = Aƒ / twhw не должно превышать предельных значений αƒu, определяемых по формуле

αƒu = (10³/λ̄³w)(1,34 - 412Rᵧ/E). (159)​

20.4.5 Участок стенки балки над опорой следует укреплять двусторонним опорным ребром жесткости и рассчитывать согласно 8.5.17 СП 16.13330.2017.

На расстоянии не менее ширины ребра и не более 1,3tw√(E/Rᵧ) от опорного ребра следует устанавливать дополнительное двустороннее ребро жесткости размером согласно 20.4.11.

20.4.6 Местное напряжение σloc в стенке балки, определенное по формуле (47) СП 16.13330.2017, должно быть не более 0,75Rᵧ, при этом значение lef следует вычислять по формуле (48) СП 16.13330.2017.

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

20.4.8 Прочность разрезных балок симметричного двутаврового сечения, несущих статическую нагрузку, изгибаемых в плоскости стенки, укрепленной только поперечными ребрами жесткости (рисунок 45), с условной гибкостью стенки 6 ≤ λ̄w ≤ 13 следует проверять по формуле

(M/Mᵤ)⁴ + (Q/Qᵤ)⁴ ≤ 1, (160)​

где M и Q - значения момента и поперечной силы в рассматриваемом сечении балки;

Mᵤ - предельное значение момента, вычисляемое по формуле​

Mᵤ = Rᵧγctwh²w[Aƒ/twhw + (0,85/λ̄w)(1 - 1/λ̄w)]; (161)​

Qᵤ - предельное значение поперечной силы, вычисляемое по формуле​

Qᵤ = Rₛγctwhw[τcr/Rₛ + 3,3βμ(1 - τcr/Rₛ)/(1 + μ²)], (162)​

где tw и hw - толщина и высота стенки соответственно;

Aƒ - площадь сечения пояса балки;
τcr, μ - критическое напряжение и отношение размеров отсека стенки соответственно, определяемые согласно 8.5.3 СП 16.13330.2017;
β - коэффициент, вычисляемый по формуле​

β = 0,1 + 3α; β ≥ 0,15. (163)​

Здесь α = 8Wₘᵢₙ(h²w + a²)/(twh²wa²); α ≤ 0,1;

Wₘᵢₙ - минимальный момент сопротивления (относительно собственной оси, параллельной поясу балки) таврового сечения, состоящего из сжатого пояса балки и примыкающего к нему участка стенки высотой 0,5tw√(E/Ry);
a - шаг ребер жесткости.​

​

20.4.9 Эпюры предельных мембранных напряжений σₓ для балки симметричного двутаврового сечения при чистом изгибе показывают, что в зоне растяжения эпюра близка к линейной, но краевое напряжение не достигает предела текучести. Для практических расчетов в СП 16.13330 принята упрощенная схема предельного состояния, в которой сжатая зона стенки представляет собой прямоугольник высотой h1 с напряжением, равным расчетному сопротивлению Ry (рисунок 46).

​

Краевое растягивающее напряжение принято равным по абсолютной величине Ry. При малой толщине поясов по сравнению с высотой стенки и (h₁/t)√(Rᵧ/E) = 0,85 получена формула (161), которая дает несколько преувеличенные (от 1% до 3,6%) значения Mᵤ, поскольку в действительной эпюре напряжений в растянутом поясе расчетное сопротивление не достигается.

20.4.10 Поперечная сила Qᵤ, воспринимаемая стенкой, слагается из двух частей: силы Qcr = τcrht, отвечающей критической нагрузке, и дополнительной силы ∆Q, возникающей в закритической стадии вследствие образования диагональной или близкой к ней растянутой полосы. Различные модели отличаются углом наклона и шириной этой полосы, а также значением предельного растягивающего напряжения (распределение напряжений считается равномерным), ось полосы совпадает с диагональю (рисунок 47), а ширина полосы определяется положением пластического шарнира, возникающего вследствие изгиба пояса. В сечение пояса включается полоса стенки шириной от 0 до 30t в зависимости от τcp/Rᵧ. Предельное напряжение растяжения в диагональной полосе находится из условия, что интенсивность напряжений равна пределу текучести.

​

20.4.11 Поперечные ребра жесткости, сечения которых приняты не менее указанных в 8.5.9 СП 16.13330.2017, следует рассчитывать на устойчивость как стержни, сжатые силой N, определяемой по формуле

N = 3,3Rₛγctwhwβμ(1 - τcr/Rₛ)/(1 + μ²)], (164)​

где все обозначения следует принимать по 20.4.8.

Значение N следует принимать равным не менее значения сосредоточенной нагрузки, расположенной над ребром.

Расчетную длину стержня следует принимать равной lef = hw(1 - β), но не менее 0,7hw.

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

В расчетное сечение стержня следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65tw√(E/Rᵧ) с каждой стороны ребра.

20.4.12 В балках по рисунку 45 с условной гибкостью стенки 7 ≤ λ̄w ≤ 10 при действии равномерно распределенной нагрузки или при 5 и более сосредоточенных одинаковых нагрузках в пролете, расположенных на равных расстояниях друг от друга и от опор, стенку в пролете не укрепляют поперечными ребрами, при этом нагрузка должна быть приложена симметрично относительно плоскости стенки.

Прочность таких балок следует проверять по формуле

M ≤ Rᵧth²[Aƒ/th + (1,4/λ̄w)(1 - 1/λ̄w)]δ, (165)​

где δ - коэффициент, учитывающий влияние поперечной силы на несущую способность балки и определяемый по формуле δ = 1 - 5,6Aƒh/Awl.

При этом следует принимать толщину полок tƒ ≥ 0,3tw и 0,025 ≤ Aƒh/Awl ≤ 0,1.

20.4.13 Размеры сечений двутавровых балок с гибкой стенкой и ребрами, удовлетворяющие условию (160), следует определять по формулам:

tw = (0,19 + 29Rᵧ/E)B;
hw = twλ̄wν/γcν;
bf = 0,76hw/√λ̄w;
tf = tw√λ̄w, (166)​

где λ̄w = 12,9 - 2060Rᵧ/E.

Эффективное значение расчетного сопротивления стали балки Ry,ef следует определять по формуле

Ry,ef = (1,06E/γc)(1/∛(ψθ)²). (167)​

Для удовлетворения условия (160) следует увеличивать число ребер жесткости или толщину стенки в отсеках балки, расположенных у опор.

При выборе стали следует выполнять условие Rᵧ ≤ Ry,ef.

20.4.14 Сварные двутавровые балки со стенками, не укрепленными поперечными ребрами жесткости, за исключением опорных участков гибкостью 7 ≤ λ̄w ≤ 10, следует проектировать из стали с пределом текучести до 430 МПа (4400 кгс/см²).

Для получения равнопрочного поперечного сечения в пролетной и опорных зонах балки значения ψ = (Aw/Af)(l/h)(Ryw/Ryf) следует назначать в пределах 22 ≤ ψ ≤ 26.

20.4.15 Прочность сечений балок, нагруженных неравномерной нагрузкой, следует проверять по формулам:

• при M/Mᵤ ≤ 0,5 Q/Qᵤ ≤ 1;
• при 0,5 < M/Mᵤ < 1 (Q/Qᵤ - 0,5)² + (M/Mᵤ - 0,5)² ≤ 0,25;
• при M/Mᵤ = 1 Q/Qᵤ ≤ 0,5,

где M и Q - момент и поперечная сила в рассматриваемом сечении балки соответственно;

Mᵤ - предельный момент, вычисляемый по формуле​

Mᵤ = RyfAwhw[0,95Af/Aw + (Ryw/Ryf)(25/λ)(1 - 25/λ)] (здесь λ = hw/t);​

Qᵤ - предельная поперечная сила, Н, вычисляемая по формуле​

Qᵤ = hwt[27·10⁴/λ² + 31((Aw + 0,25Af)/Aw + hw/l)]√(Ryw/210), Ryw - МПа.​

20.4.16 При передаче нагрузки на верхний пояс следует предусматривать конструктивные мероприятия, исключающие появление эксцентриситета, превышающего половину толщины стенки.

20.4.17 Начальные прогибы стенки балок относительно вертикальной плоскости не должны превышать значения hw λ̄w · 10⁻³ см.

20.4.18 Заводской сварной стык стенки следует располагать на расстоянии не менее 3hw от опорного ребра.

20.5. Балки с перфорированной стенкой

20.5.1 Балки с перфорированной стенкой следует проектировать из прокатных двутавров (>= I 20) из стали с пределом текучести до 440 Н/мм².

Степень развития прокатного профиля (отношение высоты развитой балки к высоте исходного двутавра) следует принимать ≤ 1,5.

Сварные соединения стенок следует выполнять стыковым швом с полным проваром.

20.5.2 Расчет на прочность балок, изгибаемых в плоскости стенки (рисунок 48), следует выполнять по формулам:

• для точек, находящихся в углах вырезанных отверстий на расстоянии 0,5h от оси x-x

M/Wₓ + Qa/4Wₘᵢₙ ≤ Rᵤγc; (168)​

• для точек, находящихся над углами вырезанных отверстий на расстоянии 0,5d от оси x-x

M/Wₓ + Qa/4Wₘₐₓ ≤ Rₛγc; (169)

Qₛs/tahef ≤ Rₛγc; (170)​

где M - изгибающий момент в сечении балки;

Q - поперечная сила в сечении балки;
Qₛ - то же, на расстоянии (c + s - 0,5a) от опоры (см. рисунок 48);
Wₓ - собственный момент сопротивления развитого двутавра в сечении балки с отверстием (сечение нетто) относительно оси x-x;
Wₘₐₓ, Wₘᵢₙ - наибольший и наименьший моменты сопротивления таврового сечения.​

​

20.5.3 Расчет на устойчивость балок следует выполнять согласно 8.4.1 СП 16.13330.2017; при этом геометрические характеристики балок следует вычислять для сечения с отверстием. Устойчивость балок следует считать обеспеченной, если выполнены требования 8.4.4 и 8.4.5 СП 16.13330.2017.

20.5.4 В опорных сечениях стенку балки при hef/tw > 40 следует укреплять ребрами жесткости и рассчитывать согласно 8.5.17 СП 16.13330.2017; при этом у опорного сечения следует принимать c ≥ 250 мм (см. рисунок 48).

20.5.5 В сечениях балки при отношении hef/tw > 2,5√(E/Rᵧ) или при невыполнении требований 8.2.2 следует устанавливать ребра жесткости в соответствии с 8.5.9 СП 16.13330.2017.

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

Высота стенки сжатого таврового сечения должна удовлетворять требованиям 7.3.2 СП 16.13330.2017, в формуле (29) которого следует принимать λ̄ = 1,4.

20.5.6 Определение прогибов перфорированных балок с шестиугольными вырезами высотой d = 0,667h и отношением l/hef ≥ 12 (где l - пролет балки) следует производить по формуле

wperf = wʳʳ(1 + 1,3π²dAfα(η))((1 + 2/η)/twl), (171)​

где wʳʳ = 5ql⁴/384EIₘ - прогиб балки;

площадь таврового пояса над вырезом Af вычисляется как​

Af = tfbf + tw(0,5(h - d) - tf); (172)​

η = 2/(s/a - 1) - относительная ширина перемычки; a - ширина перемычки на уровне нейтральной оси; s - шаг вырезов (см. рисунок 48);​

α(η) = -2,43η² + 4,54η + 0,586. (173)​

Момент инерции сечения Iₘ вычисляется по формуле

Iₘ = bftf(h - tf)²/2 + tw(h - 2tf)³/12 - twd³/24. (174)​

20.6. Элементы двутаврового сечения с гофрированной стенкой

20.6.1 Общие положения

20.6.1.1 В элементах двутаврового сечения для повышения их устойчивости и снижения металлоемкости применяют поперечно-гофрированные стенки. Гофрированные стенки могут состоять из трапецеидальных, треугольных или волнистых гофров.

Конструкции из двутавров с гофрированной стенкой, в т.ч. и бистальные, относятся к 1-му классу (согласно 8.1 СП 16.13330.2017) и рассчитываются в пределах упругих деформаций.

Расчетными параметрами сложного двутаврового сечения с волнистой (синусоидальной) поперечно-гофрированной стенкой (рисунок 49) являются: aₛ - шаг гофра; hef - расчетная высота стенки, которая равняется в сварных балках с гофрированной стенкой полной высоте стенки - hw; tw - толщина гофрированной стенки; f - высота волны гофра; s - развернутая длина полуволны гофра s = aₛ(1 + 𲃲/16a²ₛ).

Гофрированную стенку следует принимать:

• толщиной не менее чем 1,5 мм;
• гибкостью гофрированных стенок в пределах λ̄w ≤ 200 ... 500;
• условной гибкостью панели гофра λ̄c = s/tw√(Rᵧ/E) ≤2,3.

​

Значения параметров гофров должны обеспечивать условия, при которых τp,cr > τ0,cr, где τp,cr и τ0,cr согласно 20.6.3.8 и 20.6.3.9 соответственно.

20.6.1.2 В сварных двутаврах с гофрированными стенками следует применять односторонние поясные швы, за исключением мест приложения значительных сосредоточенных усилий или подвижных нагрузок.

20.6.2 Расчет двутавров с гофрированной стенкой при центральном растяжении и сжатии

20.6.2.1 Расчет на прочность элементов при центральном растяжении или сжатии следует выполнять по формуле (5) СП 16.13330.2017, принимая за An площадь нетто двух поясов двутавра с гофрированной стенкой Aₙ = Af1n + Af2n.

20.6.2.2 Расчет на устойчивость элементов при центральном сжатии следует выполнять по формуле (7) СП 16.13330.2017, принимая за A площадь брутто двух поясов двутавра с гофрированной стенкой A = Af1 + Af2.

При расчете устойчивости элементов с гофрированной стенкой относительно оси y - y коэффициент φ определяется в зависимости от гибкости поясов двутавра λ = lef/if, где if - радиус инерции сечения пояса.

Для несимметричных двутавров проверяется отдельно устойчивость каждого пояса в его плоскости при распределении продольной силы пропорционально сечениям поясов.

При расчете устойчивости элементов с гофрированной стенкой относительно оси x-x коэффициент φ следует определять в зависимости от условной приведенной гибкости:

λ̄ef = ηλₓ√(Rᵧ/E) = μηlₓ/iₓ√(Rᵧ/E), (175)​

где коэффициент η учитывает влияние деформаций сдвига в тонкой гофрированной стенке.

Для волнистых стенок

η = √[1 + (π²E/G̅Aw)((Af1 + Af2)/λ²ₓ)], (176)​

где G̅Aw - приведенная жесткость элементов с гофрированной стенкой на сдвиг, учитывающая увеличение длины гофрированной стенки и рассчитываемая по формуле

G̅Aw = Ghwtw(a/s). (177)​

Радиусы инерции сечения симметричного двутавра с гофрированной стенкой определяются по формулам iₓ = 0,5h₁, где h₁ = hw + tf - расстояние между центрами тяжести поясов; iᵧ = 0,29bf.

20.6.3 Расчет двутавров с гофрированной стенкой при изгибе

20.6.3.1 Расчет на прочность балок с гофрированной стенкой симметричного относительно вертикальной оси сечения следует выполнять по формулам:

• при действии момента в одной из главных плоскостей

Mₓ/AƒnhiRᵧγc ≤ 1, (178)​

где Aƒn - меньшая площадь нетто из двух поясов двутавра;

• при действии в сечении поперечной силы

τₓᵧ/Rₛγc ≤ 1; τₓᵧ = Q/hwtwkλ. (179)​

Здесь kλ = 1,085 - 0,008λ̄w (при kλ > 1 следует принимать kλ = 1), λ̄w - условная гибкость гофрированной стенки;

• при действии момента в двух главных плоскостях

Mₓ/AƒnhiRᵧγc ± xMᵧ/IᵧƒnRᵧγc ≤ 1, (180)​

где x - координата точки рассматриваемого сечения относительно его главной оси;

Iᵧƒn - сумма моментов инерции поясов нетто относительно оси y-y.​

Если момент Mᵧ действует в плоскости одного пояса, то следует считать, что он полностью воспринимается этим поясом.

В случае ослабления стенки отверстиями для болтов значения τₓᵧ по формуле (179) следует умножать на коэффициент α, который рассчитывается по формуле (45) СП 16.13330.2017.

20.6.3.2 Расчет на прочность стенки балки, не укрепленной ребрами жесткости, при действии местного напряжения σloc в местах приложения нагрузки к поясам, а также в опорных сечениях балки, следует выполнять в соответствии с 8.2.2 СП 16.13330.2017.

20.6.3.3 При проверке прочности гофрированной стенки должно выполняться требование по формуле (44) СП 16.13330.2017, в которой σₓ следует определять по формуле

σₓ = σƒ · aₛ/s · kₛ, (181)​

где коэффициент kₛ = 1 - 𲃲/16a²ₛ; здесь σƒ - нормальные напряжения в соответствующем поясе. Напряжения σloc и τₓᵧ в формуле (46) СП 16.13330.2017 следует определять в одной и той же точке балки.

20.6.3.4 При расчете на устойчивость балок двутаврового сечения с гофрированными стенками, изгибающихся в плоскости стенки и удовлетворяющих условиям 20.6.3.1 и 20.6.3.3, следует выполнять проверку на устойчивость сжатых поясов по формуле:

Nƒ/φƒAƒRᵧγc ≤ 1, (182)​

где Aƒ - площадь брутто сжатого пояса;

φƒ - коэффициент, который определяется по 7.1.3 СП 16.13330.2017, как для центрально сжатого стержня, в зависимости от λ = lef/if, здесь lef определяется по 8.4.2 СП 16.13330.2017, а if - радиус инерции сечения сжатого пояса в горизонтальной плоскости.​

Для сжатого пояса, выполненного из листовой стали, радиус инерции сечения вычисляется по формуле if = 0,29bf, Nf = M₁/h₁ - сила сжатия в поясе, где M₁ - максимальный изгибающий момент в средней трети длины балки между точками раскрепления.

Устойчивость балок с гофрированной стенкой не нужно проверять, если выполняются условия 8.4.4 СП 16.13330.2017, как для балок с плоской стенкой. При определении условной гибкости (в соответствии с 8.4.4 СП 16.13330.2017) и при расчете условной поперечной силы N (в соответствии с 8.4.5 СП 16.13330.2017) прилегающие участки стенок к сжатому поясу учитывать не следует.

20.6.3.5 При изгибе балок с гофрированными стенками в двух главных плоскостях расчет на устойчивость сжатого пояса следует выполнять по формуле

Nƒ/φeAƒRᵧγc ≤ 1, (183)​

где φₑ - коэффициент, который определяется в соответствии с таблицей Д.3 СП 16.13330.2017, как для внецентренно сжатого стержня, в зависимости от условной гибкости сжатого пояса λ̄ = (lₚ/0,29bf)√(Rᵧ/E) (здесь lₚ - расчетная длина пояса в его плоскости) и приведенного относительного эксцентриситета

mef = ηm,​

где η = 1 - коэффициент влияния формы сечения;

m = 6Mᵧ/Nfbf. (184)​

20.6.3.6 Устойчивость стенок балок с гофрированной стенкой следует считать обеспеченной, если выполнено условие:

(1/γₓ)√[(σloc/σloc,cr)² + (τₓᵧ/τcr)²] ≤ 1, (185)​

где σloc - местное напряжение в стенке от сосредоточенной нагрузки, которое следует определять в соответствии с 8.2.2 СП 16.13330.2017;

σloc,cr - критическое напряжение, определяемое по формуле​

σloc,cr = 0,8c₁Rᵧ/λ̄²c, (186)​

здесь c₁ - коэффициент, который определяется по 20.6.3.7;

τₓᵧ - по формуле (179); τcr - меньшее из значений τp,cr и τ0,cr в соответствии с 20.6.3.8 и 20.6.3.9.​

20.6.3.7 Коэффициент c1 в формуле (186) принимается по таблице 56, в зависимости от соотношения s/hw и значения δ, которое рассчитывается по формуле (84) СП 16.13330.2017.

Таблица 56​

​

20.6.3.8 Критическое напряжение местной потери устойчивости панели волнистой гофры τp,cr рассчитывается по формуле

τp,cr = 1,12(5,34 + ƒs/hwtw)(Rₛ/λ̄²c). (187)​

20.6.3.9 Критическое напряжение общей потери устойчивости гофрированной стенки τ0,cr

τ0,cr = 32,4∜(D₁D₂³) / h²wtw, (188)​

где D₁ и D₂ - жесткости изгиба по главным направлениям, Н·мм:

D₁ = Et³w/12(1 - ν²)(aₛ/s);
D₂ = EJ/aₛ, (189)​

где J - момент инерции гофра, длина которого равняется шагу гофров aₛ.

20.6.3.10 При проверке устойчивости гофрированной стенки по формуле (186) должны выполняться условия:

а) σloc / γcσloc,cr ≤ 0,75, (190)

б) значение эксцентриситета, с которым передается сосредоточенная нагрузка от элемента, находящегося выше, относительно продольной оси балки должно быть e ≤ 0,5ƒ.

20.6.3.11 Гофрированные стенки следует подкреплять поперечными ребрами жесткости, если в местах приложения больших неподвижных сосредоточенных нагрузок и на опорах элементов с гофрированной стенкой не обеспечивается их прочность или устойчивость при проверке по формулам (46) СП 16.13330.2017 и (185) соответственно. Геометрические характеристики ребер жесткости должны соответствовать требованиям 8.5.9 СП 16.13330.2017, а их расчет следует выполнять в соответствии с 8.5.10 и 8.5.17 СП 16.13330.2017.

Проверку на устойчивость опорного ребра балки с гофрированной стенкой выполнять в соответствии с 8.5.17 СП 16.13330.2017 без учета поддерживающего эффекта гофрированной стенки.

20.6.3.12 Устойчивость сжатых поясов балок с гофрированной стенкой следует считать обеспеченной при выполнении условий 8.5.18 и 8.5.20 СП 16.13330.2017. При вычислении отношения ширины сжатого пояса bf к толщине tf расчетную ширину свеса пояса bef следует принимать равной bef = 0,5bƒ.

Напряжение в сжатом поясе σc согласно с 8.5.18 СП 16.13330.2017 следует определять по формуле

σc = M/Afnh₁γc или σc = Mₓ/Afnh₁γc + Mᵧ/Wyfnγc , (191)​

где Wyfn - сумма моментов сопротивления поясов относительно оси y-y.

 

20.6.4 Расчет двутавров с гофрированной стенкой на действие продольной силы и изгибающего момента

20.6.4.1 Расчет на прочность внецентренно сжатых и внецентренно растянутых элементов с гофрированной стенкой следует выполнять по формуле

N/(Af1n + Af2n)Rᵧγc + Mₓ/Afnh₁Rᵧγc ± Mᵧ/IyfnRᵧγc ≤ 1. (192)​

20.6.4.2 Расчет устойчивости внецентренно сжатых двутавров с гофрированной стенкой принят по методике сквозных стержней, так как стенка не принимает участия в работе на сжатие и изгиб, и выполняется по 9.3.2 СП 16.13330.2017, где коэффициент φₑ определяется в зависимости от условной приведенной гибкости λ̄ef в соответствии с формулой (175) и относительного эксцентриситета m = eAfh₁/If. Для симметричного сечения λ̄ef определяется по радиусу инерции iₓ = 0,5h₁.

20.6.4.3 Расчет устойчивости внецентренно сжатых элементов двутаврового сечения с гофрированной стенкой из плоскости действия момента при изгибе в плоскости наибольшей жесткости (Iₓ > Iᵧ), которая совпадает с плоскостью симметрии, следует выполнять для каждого пояса отдельно, как для центрально сжатого стержня в соответствии с формулой (5) СП 16.13330.2017 на продольную силу, которая определяется с учетом дополнительного усилия от момента. Значение дополнительного усилия в поясе от момента: Nad = Mₓ/h₁, где Mₓ - изгибающий момент, который принимается в соответствии с 9.2.3 СП 16.13330.2017, как при расчете устойчивости внецентренно сжатых стержней сквозного сечения.

20.6.4.4 Расчет устойчивости внецентренно сжатых элементов двутаврового сечения с гофрированной стенкой при сжатии и изгибе в двух плоскостях, и если плоскость наибольшей жесткости (Iₓ > Iᵧ) совпадает с плоскостью симметрии, следует выполнять:

для стержня в целом - в плоскости наибольшей жесткости (в плоскости стенки) в соответствии с 20.6.4.2, принимая e = 0;

для поясов двутавра - как внецентренно сжатых элементов по формуле (109) СП 16.13330.2017, при этом продольную силу следует определять с учетом усилия от момента Mₓ (в соответствии с 20.6.3.4), а момент Mᵧ распределять между поясами двутавра, как Mfy = Nfyeᵧ, где eᵧ = Mᵧ/N; (если момент Mᵧ действует в плоскости одного пояса, то следует считать, что он полностью воспринимается этим поясом).

Расчетную длину поясов в своей плоскости следует принимать по типу определения расчетной длины колонн в плоскости рамы в соответствии с 10.3.9 СП 16.13330.2017.

20.6.4.5 Расчет гофрированных стенок центрально сжатых и внецентренно сжатых стержней следует выполнять на поперечную силу, которая равняется большему из двух значений: фактическую поперечную силу (для внецентренно сжатых стержней) или условную поперечную силу Qfic, которая определяется в соответствии с 7.2.7 СП 16.13330.2017.

20.6.4.6 Для центрально сжатых и внецентренно сжатых элементов двутаврового сечения с гофрированной стенкой параметры стенки следует принимать в соответствии с 20.6.1 и 20.6.4.5.

20.6.4.7 В центрально сжатых и внецентренно сжатых элементах двутаврового сечения с гофрированной стенкой отношение ширины сжатого пояса bf к толщине tf следует принимать по указаниям 20.6.3.12, при этом определение напряжения в сжатом поясе σc в формуле (97) СП 16.13330.2017 выполнять по формуле

σc = N/(Af1n + Af2n)γc
или
σc = N/(Af1n + Af2n)γc + Mₓ/Afnh₁Rᵧγc ± Mᵧ/WyfnRᵧγc. (193)​

20.7. Балки крановых путей

20.7.1 Стенки сварных балок крановых путей, находящихся в особо тяжелых условиях работы, следует рассчитывать на усталость согласно разделу 12 СП 16.13330.2017. Примерный перечень производственных зданий, в которых балки крановых путей должны рассчитываться на усталость, приведен в таблице 57.

Таблица 57​

​

Расчет на усталость выполняется на воздействие от нормативных нагрузок одного крана.

20.7.2 Расчетными сечениями при расчете балок крановых путей на усталость являются:

• для разрезных балок - сечение, отстоящее на расстоянии 0,2a + 0,35lef от ближайшего к середине пролета поперечного ребра жесткости (в направлении к середине пролета);
• для неразрезных балок - сечение, отстоящее от опорного ребра жесткости на расстоянии 0,2a + 0,35lef, где a - шаг ребер; lef - условная длина, на которую распределяется давление колеса крана (формула (49) СП 16.13330).

20.7.3 Расчет на усталость выполняется для верхней зоны стенки в месте примыкания ее к верхнему поясу балки. В этом месте стенка находится в условиях сложного напряженного состояния, определяемого воздействием косого изгиба, стесненного кручения и местными воздействиями сосредоточенных сил и моментов.

Причиной усталостных повреждений верхних зон балок крановых путей являются многократные сдвиги, обусловливаемые максимальными касательными напряжениями от совместного действия поперечного изгиба, местного смятия и кручения max∑τ₁₂.

20.7.4 Значение max∑τ₁₂ с достаточной степенью точности определяется суммированием максимальных касательных напряжений поперечного изгиба 0,5√(σ²ₓ + 4(kτₓᵧ)³), местного смятия 0,4σloc,y и кручения 0,5σfy. В двух последних случаях для упрощения расчета значения максимальных касательных напряжений определены через нормальные напряжения, которые вычисляются по СП 16.13330.

Суммированием приведенных величин при k = 0,3 (k - учитывает плавность изменения эпюры касательных напряжений в расчетном сечении) получена формула (173) СП 16.13330.2017.

21. Висячие покрытия

21.1. Общие положения

21.1.1 Висячими называются покрытия, в которых пролетные конструкции, непосредственно несущие нагрузку, представляют собой нити, т.е. гибкие криволинейные растянутые стержни, закрепленные за опоры. Нити могут обладать изгибной жесткостью, в этом случае их называют жесткими нитями. Если начальная длина нити равна или меньше расстояния между опорами, то такую нить называют струной или предварительно напряженной струной. Если струна не несет поперечной нагрузки, ее называют вантой или оттяжкой.

21.1.2 Поверхности покрытия придают ту форму, которая соответствует равновесию образующих ее нитей под полной нагрузкой. Если нити расположены в плане параллельно друг другу, то покрытие будет опираться на них лентами постоянной ширины, полную нагрузку принимают постоянной по пролету, кривизна нитей тогда будет постоянной, а очертание - параболическим. Если нити расходятся радиально из какого-либо узла, то интенсивность нагрузки и, следовательно, кривизна нити будет расти пропорционально расстоянию от узла, и естественной формой их кривой будет кубическая парабола. Поэтому форма поверхности не может быть любой, а будет зависеть от формы кривых нитей, ее образующих. Для видоизменения формы самой кровли, между кровлей и нитями вводят специальную надстроенную конструкцию.

21.1.3 Пролетная конструкция выполняется в виде:

а) сеток из нитей, расположенных параллельно друг другу, ортогонально, гексагонально, косоугольно, радиально и т.д.;

б) плоских или пространственных систем (рисунки 50, 51);

в) ванто-балочных систем;

г) железобетонных висячих оболочек;

д) комбинированных систем; возможны двухпоясные покрытия (рисунок 52).​

​

21.1.4 Неотъемлемой частью висячего покрытия является опорная конструкция, воспринимающая усилия прикрепленных к ней нитей. В качестве опор назначаются те элементы здания, которые уже есть в его конструктивном решении (несущие стены, перекрытия, рамные конструкции пристроек, "ноги" трибун и т.д.). Кроме того, это могут быть специальные конструкции: опорные балки, опорные контуры, рамы, оттяжки, закрепленные за анкерные фундаменты, пилоны.

21.1.5 Форму контура в пространстве следует выбирать таким образом, чтобы изгибающие моменты в нем, вызванные воздействием нитей, были минимальными. В овальных зданиях это достигается за счет подбора кривой оси, соответствующей кривой давления. В прямоугольных зданиях выгоднее нити направлять в углы контура. Применяются диагональные арки, поддерживающие нити покрытия. Сами контуры опираются на стены или частые опоры или передают нагрузку на отдельные пилоны.

21.1.6 Сети, образованные из провисающих нитей (чаши), обладают наибольшей несущей способностью. Для повышения стабильности в чашеобразных и цилиндрических покрытиях не следует превращать их в предварительно напряженные железобетонные оболочки, что сильно увеличивает массу и усложняет возведение. Лучше применять сетки, состоящие из жестких нитей. Это решение позволяет значительно снижать массу покрытия, применять легкий сборный настил и упрощать возведение. Положительной особенностью гексагональных сетей, кроме того, является равенство распоров в стержнях при нагрузках произвольного вида, что делает опорный контур практически безмоментным. Жесткие нити проще всего изготавливать из проката (предпочтительно из стали повышенной прочности).

21.1.7 Рационально применять совместно два вида нитей - систему жестких нитей и натянутую на них сетку из высокопрочных стальных канатов. Седловидные покрытия обладают меньшей несущей способностью, чем чашеобразные, зато они более стабильны. Эти свойства позволяют использовать в качестве нитей седловидных систем высокопрочные тросы и применять эластичные кровли, например, тентовые.

Применяются также металлические или деревянные настилы.

Чем меньше разница между начальной длиной нити и расстоянием между опорами, тем меньше возможные кинематические перемещения нити под нагрузкой. Но упругие прогибы при этом растут. Используя эти свойства, можно применять струнные конструкции. Для протяженных многопролетных зданий струны следует направлять в продольном направлении и стабилизировать поперечными балками. Для квадратных и овальных в плане однопролетных покрытий зданий из струн образовывают сетку, позволяющую пространственное перераспределение нагрузки между струнами.

21.1.8 Деформативность висячего покрытия под действием временных нагрузок не должна превышать пределов, допустимых для данной принятой конструкции кровли, из условия сохранения ее герметичности. Следует ограничить изменение кривизны покрытия как вдоль, так и поперек пролета от действия местной нагрузки. Чем хрупче материал и конструкция кровли, тем жестче или натянутей должны быть несущие нити. Гибкие, эластичные настилы предпочтительнее. Применяя жесткие плиты и панели, надлежит обеспечивать герметичность стыков, которая достигается применением жестких нитей, укладкой на них настилов, плит или панелей по неразрезной схеме, применением нащельников, предварительным напряжением.

21.2. Расчет

21.2.1 Расчет отдельной нити на прочность следует производить, задаваясь пролетом нити l, шагом и стрелкой провеса f под расчетной нагрузкой.

Для заданной нагрузки q расчетное усилие распора определяется по формуле

H = ∫qxdx / (h + l tgφ), (194)​

где h - разница уровней опор;

φ - угол наклона касательной нити у нижней опоры (рисунок 53).​

​

Если опоры расположены на одном уровне, формула (194) приобретет вид

H = M / ƒ, (195)​

где M - изгибающий момент от расчетной нагрузки q в свободно опертой балке пролетом l.

Расчетное усилие T определяется по формуле

T = √(H² + Q²), (196)​

где Q - поперечная сила (реакция) у более нагруженной опоры.

Требуемое сечение нити A определяется по формуле

A = T / γcRᵧ,​

где γc - коэффициент условий работы;

Rᵧ - расчетное сопротивление металла нити.​

Расчет по недеформированной схеме позволяет получить не только расчетное усилие и требуемое сечение нити, но, при известном модуле упругости E, определить растяжимую жесткость EA и, следовательно, начальную длину нити (заготовки) и рассчитать монтажную (начальную) геометрию нити, исходя из которой при расчетной нагрузке она займет принятое расчетное положение.

21.2.2 При расчете на прочность системы или сетки сопряженных нитей следует, как и для отдельной нити, задаться стрелкой и определить усилие в нити от полной нагрузки. Это усилие будет максимальным (расчетным) только для тех сеток, несущие нити которых не пересекаются, например, в цилиндрических или седловидных покрытиях. В чашеобразных покрытиях все нити будут несущими, и если они пересекаются, то максимальное усилие в нити вызывает не полная нагрузка на покрытие, а та, которая расположена вдоль нити. Остальные нити при этом должны быть нагружены минимально - только весом покрытия. Расчет систем следует производить на компьютере с помощью специально разработанных вычислительных программ.

21.2.3 Расчет висячего покрытия на деформации и перемещения производится для проверки системы покрытия на пригодность к эксплуатации.

Для гибких конструкций сетей свойственны перемещения по трем осям координат: u - вдоль данной нити; v - поперек данной нити; w - в вертикальном направлении.

Эти перемещения могут быть большими из-за большой растяжимости и кинематичности нитей. Висячие конструкции следует проверять по первым и вторым производным перемещений:

Полученные значения перемещений от местных нагрузок необходимо сравнивать с допустимыми для данной конструкции кровли с точки зрения ее герметичности. Если к кровле подвешивается оборудование, трубопроводы, кабели, то необходимо проверить их целостность. Обеспечение стабилизации покрытия достигается за счет введения предварительного напряжения системы, применения жестких нитей, включения в работу настилов. Для небольших пролетов применяют висячие железобетонные оболочки.

Расчет сложных висячих систем следует производить с учетом податливости контура и нелинейности. В простейших случаях для расчета перемещений отдельной нити используют формулы для вертикальных перемещений нити и их производных от действия произвольной вертикальной нагрузки qi:

w = Mi/Hi - M₀/H₀; ∂w/∂x = Qi/Hi - Q₀/H₀; ∂²w/∂x² = qi/Hi - q₀/H₀,​

где Mi, Qi - изгибающий момент и поперечная сила соответственно в данной точке пролета x;

M₀, Q₀, q₀ - изгибающий момент, поперечная сила и интенсивность нагрузки исходного состояния соответственно, относительно которого определяются перемещения;​

Hi, H₀ - распоры для нагружений qi и q₀ соответственно; если Hi неизвестен, то его определяют по формуле​

Hi = √(Di{2[(1 + αt⁰)S - l + (Hi - H₀)(λ²l/EA)(1 - ∆l/∆S)]} - h²/l²),​

здесь Di = ∫Q²idx - характеристика нагрузки;

α - коэффициент температурного расширения;
t° - изменение температуры, град;
S, l - длина и пролет нити соответственно;
λ = S/l - поправка на кривизну;
∆S, ∆l - удлинение нити и уменьшение пролета соответственно, вызвавшие изменение распора (Hi - H₀);
h - разница уровней опор.​

Упругий провис нити (рисунок 54) определяется следующим образом.

Если к начальной нагрузке постоянной интенсивности g прибавить нагрузку постоянной интенсивности p, то начальная стрелка нити получит приращение ∆ƒ, определяемое по формуле

∆ƒ = 3λ²(1 + ∆l/∆S)(p - ηg)l⁴ / 128EA(1 - 1,5η + 0,5η²)ƒ²,​

где η = ∆ƒ/ƒ.

При загружении нагрузкой постоянной интенсивности половины пролета (рисунок 55) прогиб нити w в четвертях пролета равен

w = 3·0,75∆ƒ/128 ±pl²/64h,​

где ∆ƒ - упругий провис.

При этом H = (g + 0,5p)l² / 8ƒ.

Горизонтальные перемещения нити u в точке x определяются как разность длины нити на данном участке Ox до и после загружения

u = (Sₓ₀ - Sₓᵢ + ∆Sₓ)cosφ,​

где ∆Sₓ - удлинение нити на участке Oₓ;

φ - угол наклона касательной в точке x (рисунок 56).​

​

 

22. Мембранные конструкции

22.1. Общие положения

22.1.1 Основными элементами мембранных систем являются тонколистовая пролетная конструкция, совмещающая несущие и ограждающие функции и опорный контур, воспринимающий цепные усилия с мембраны. Пролетная конструкция подкрепляется системой элементов, используемых для монтажа оболочки, ее стабилизации, устройства подвесного потолка, технологического этажа и т.п.

22.1.2 При проектировании зданий и сооружений с применением мембранных систем должны быть комплексно решены:

• очертание конструкции в плане;
• форма поверхности мембраны;
• способ стабилизации пролетной конструкции;
• рациональное восприятие распора с мембраны;
• гидро- и теплоизоляция ограждений;
• водоотвод с покрытия;
• устройство различных проходок, фонарных и других проемов и отверстий.

22.1.3 Мембранные (тонколистовые) системы подразделяются по конструктивным особенностям на:

• мембранные сплошные оболочки;
• ленточные покрытия;
• предварительно напряженные блоки с мембранными обшивками;
• тонколистовые сплошные обшивки стержневых конструкций;
• мембранные каркасные панели ограждения;
• ленточные ограждающие конструкции;
• мембранные конструкции специальных сооружений.

22.1.4 Мембранные оболочки выполняются из отдельных тонколистовых полотнищ, объединяемых на монтаже в сплошную пространственную систему.

Мембранными оболочками перекрываются здания с разнообразным очертанием плана - треугольник, квадрат, прямоугольник, многоугольник, круг, овал, эллипс, а также с более сложным комбинированным очертанием.

Мембранные оболочки имеют различную форму поверхности:

• нулевой гауссовой кривизны (цилиндрические и конические);
• положительной гауссовой кривизны (сферические, в виде эллиптического параболоида, очерченные по поверхностям вращения с вертикальной осью);
• отрицательной гауссовой кривизны (седловидные, в том числе в виде гиперболического параболоида, шатровые);
• составную - в виде комбинации оболочек с одинаковой или различной геометрией поверхности.

22.1.5 Ленточные покрытия (из переплетенных лент и двухслойные седловидные) монтируются из отдельных, не соединяемых друг с другом лент. По статической схеме ленточные покрытия приближаются к работающим дискретно вантовым системам.

Покрытия из переплетенных лент, имеющих провисающую поверхность положительной гауссовой кривизны, предназначены для зданий с круговым или овальным очертанием плана.

Покрытия из переплетенных лент с подкрепляющей системой имеют провисающую составную поверхность и предназначены для зданий с многоугольным очертанием плана (треугольник, прямоугольник и т.д.).

Двухслойные ленточные покрытия имеют седловидную форму поверхности и предназначены для зданий с прямоугольным, овальным или более сложным (составным) очертанием плана.

22.1.6 Предварительно напряженные прямоугольные в плане блоки покрытий с мембранными обшивками длиной, равной перекрываемому пролету, имеют пространственный каркас, состоящий из двух продольных полигональных ферм, объединенных системой прогонов и вертикальных связей, а также верхнюю и нижнюю тонколистовую обшивку.

Мембранная обшивка по верхним поясам ферм (кровля) предварительно напрягается. Обшивка по нижним поясам (подвесной потолок) применяется и без предварительного напряжения. Обе обшивки включаются в работу основного каркаса.

22.1.7 Тонколистовые обшивки из объединяемых на монтаже в сплошную мембрану рулонных полотнищ располагаются по нижним поясам стержневых систем (структур, перекрестных и параллельных ферм) и включаются в их работу, выполняя одновременно роль подвесных потолков.

22.1.8 Прямоугольные мембранные панели включают продольно-поперечный каркас, обшитый с одной или двух сторон тонким листом, предварительно напряженным или без предварительного напряжения, и используются в качестве конструкций стенового и кровельного ограждений.

22.1.9 Ограждающие ленточные мембранные конструкции подвесных потолков, кровель и стен выполняются из отдельных рулонных лент, не объединяемых на монтаже между собой (полистовая сборка). Цепные усилия с лент от поперечной нагрузки, температурных деформаций, предварительного напряжения передаются на основной каркас здания.

22.1.10 Тонколистовые конструкции применяют в специальных сооружениях различного назначения: градирнях, зернохранилищах, складчатых оболочках, в том числе трансформируемых, водонапорных башнях и др. Используя основной принцип пространственной работы тонкого листа на растяжение, мембрана в этих системах включается в работу основных конструкций и используется в качестве ограждающих конструкций.

22.1.11 Мембранные системы на прямоугольном плане применяются при замене устаревших конструкций покрытий реконструируемых промышленных зданий без остановки производства.

22.2. Материалы для конструкций покрытий

22.2.1 Для изготовления пролетной конструкции мембранных систем применяются углеродистые, низколегированные, в особых случаях нержавеющие стали, выпускаемые в виде листов или рулонов. Выбор материала определяется конкретными условиями эксплуатации мембранных конструкций, их изготовления, монтажа, экономической целесообразностью.

Поверхности металлических мембран должны быть защищены от атмосферной и контактной коррозии, при этом особое внимание следует обращать на антикоррозионную защиту поверхности мембран со стороны кровли.

22.2.2 Для пролетной конструкции мембранных систем используются полотнища, сворачиваемые в рулоны. Длина полотнища принимается равной всему пролету, а для оболочек с круглым и овальным планом и имеющих центральное кольцо - половине пролета. Ширина полотнища принимается не более 12 м и ограничивается габаритом и массой рулона, а также производственными возможностями завода-изготовителя. При назначении ширины полотнища для мембранных покрытий необходимо учитывать кривизну поверхности покрытия.

Рулонные полотнища толщиной от 3 мм и более изготовляются из отдельных листов размерами 1,5 x 6 м, свариваемых друг с другом встык на специальных высокомеханизированных установках. Стыковые сварные швы должны обладать той же прочностью, что и основной металл.

Изготовление полотнищ толщиной менее 3 мм следует предусматривать из рулонных лент, поставляемых металлургической промышленностью.

22.2.3 Ленточные покрытия и ограждающие конструкции (подвесные потолки, стены) выполняются из рулонных лент, поставляемых металлургической промышленностью, с обрезными кромками без какого-либо заводского передела.

22.2.4 Опорный контур мембранных покрытий проектируют из сборного, сборно-монолитного или монолитного железобетона (в соответствии с СП 63.13330), в т.ч. из трубобетона.

При сложной геометрии опорного контура, сжатых сроках воздействия и т.п., при соответствующем обосновании, в качестве материала опорного контура мембранных покрытий применяется металл.

Контур мембранных панелей, обрамляющие элементы ограждающих мембранных конструкций, каркас специальных сооружений с применением мембран выполняются из металла.

22.2.5 Стальные мембраны эксплуатируются без выполнения специальных мероприятий по огнезащите.

22.3. Конструирование

Пролетная конструкция

22.3.1 По способу формообразования мембранные оболочки подразделяются на покрытия с первоначально заданной стрелой провиса и первоначально плоские.

22.3.2 Покрытия с заданной стрелой провиса монтируются путем укладки на монтажные элементы ("постель") отдельных полотнищ, соединяемых в пространственную мембрану. Геометрия элементов "постели" определяет начальную форму поверхности мембранной оболочки и должна соответствовать проектной, что достигается регулированием длины элементов "постели".

22.3.3 Первоначально плоские мембранные покрытия, собираемые на спланированной площадке или подмостях, после подъема или раскружаливания провисают под действием собственного веса. Форма образующейся при этом поверхности и стрела провиса покрытия зависят от следующих факторов:

• "рыхлости" мембраны, возникающей из-за сварочных деформаций; начальных погибей, оставшихся после правки листа или рулона; остаточных деформаций, появляющихся в результате сворачивания и разворачивания рулона и т.д.;
• податливости опорного контура;
• упругих деформаций мембраны.

Начальную стрелу провиса следует принимать равной не менее 1/60 меньшей стороны или диаметра покрытия.

22.3.4 Пролетную конструкцию мембранных покрытий следует выполнять из полотнищ максимальной площади (с учетом условий изготовления, транспортирования и монтажа), поставляемых на монтажную площадку в рулонах. Полотнища следует располагать в направлении действия максимальных усилий в покрытии.

22.3.5 При существенной неравномерности распределения цепных усилий в пролетной конструкции для снижения расхода материала и обеспечения равнопрочности мембраны применяют листы разной толщины (с учетом технологии изготовления и монтажа тонколистовых полотнищ) или усиливают мембрану в наиболее напряженных участках дополнительными листами, крепящимися к основному полотнищу.

22.3.6 В пролетную конструкцию мембранных покрытий в большинстве случаев включаются элементы подкрепления, служащие в период монтажа "постелью", на которую укладываются полотнища мембраны. Элементы "постели" состоят из направляющих и поперечных связей.

Направляющие располагаются вдоль мембранных полотнищ шагом, равным их ширине. При ширине полотнища свыше 6 м направляющие устанавливают шагом, равным половине ширины мембранного полотнища. Шаг направляющих необходимо увязывать с шагом основных колонн и размером сборных элементов опорного контура.

Поперечные элементы "постели", объединяющие отдельные направляющие в пространственную систему, устанавливают с шагом 3 - 6 м. При монтаже покрытия на подмостях или внизу на спланированной площадке элементы "постели" применять не требуется.

22.3.7 Направляющие выполняют металлическими длиной на пролет из полосы, гнутых, прокатных или сварных элементов (тавр, двутавр, два швеллера), легких висячих ферм с верхней горизонтальной полкой шириной 300 - 500 мм.

Поперечные элементы выполняют из гнутых или прокатных профилей, подбираемых расчетом на нагрузку, приходящуюся на них от массы полотнища мембраны. При этом максимальный прогиб поперечного элемента не должен превышать 1/200 его пролета. Крепление поперечных элементов к направляющим должно обеспечивать их работу по неразрезной схеме. Поперечные элементы с мембраной соединять не обязательно.

22.3.8 Площадь сечения направляющих включается в работу пролетной конструкции при расчетах на эксплуатационную нагрузку. Для этого необходимо обеспечивать совместность работы мембраны и направляющих за счет надлежащего их соединения между собой и с опорным контуром.

22.3.9 Мембранные полотнища соединяют между собой и с опорным контуром внахлестку сваркой (непрерывным угловым швом, точечной сваркой проплавлением) или высокопрочными болтами. При выполнении стыков односторонним сварным угловым швом необходима постановка сварных точек проплавлением или высокопрочных болтов (рисунок 57).

​

При наличии монтажной "постели" соединение отдельных полотнищ осуществляется на направляющих с нахлесткой кромок полотнищ.

22.3.10 Конструктивное решение узла присоединения мембраны к бортовому элементу (см. 22.3.24) должно обеспечивать надежную передачу значительных цепных (нормальных и касательных) усилий с пролетной конструкции на опорный контур. Присоединение мембраны к бортовому элементу контура выполняется сплошным с использованием опорного столика.

22.3.11 В связи с незначительной изгибной жесткостью мембранных оболочек необходима их стабилизация, предотвращающая потерю общей устойчивости покрытия (его "выхлоп" в сторону, противоположную провису), уменьшающая повышенную деформативность мембранных систем от неравномерных нагрузок и обеспечивающая нормальную работу покрытия на динамические воздействия, в частности, ветровые.

Стабилизация необходима для предотвращения местной потери устойчивости тонкого листа, которая может привести к расстройству кровли.

Стабилизация тонколистовых ограждающих конструкций позволяет максимально использовать их в совместной работе с обрамляющими элементами основного каркаса, повышает их жесткость и улучшает эксплуатационные качества.

Стабилизация тонколистовых покрытий осуществляется увеличением собственного веса покрытия, введением в конструкцию элементов, обладающих изгибной жесткостью и предварительным напряжением (растяжением).

22.3.12 Стабилизация покрытия за счет увеличения собственного веса достигается применением утеплителей с повышенным удельным весом, укладкой цементной или бетонной стяжки, использованием специальных балластных пригрузов, подвеской постоянного технологического оборудования (рисунок 58, а). Такой способ обеспечивает растягивающие напряжения в мембране даже при ветровом отсосе и уменьшает долю неравномерных временных нагрузок, но является наименее эффективным, так как приводит к увеличению нагрузок на покрытие и нижележащие конструкции, поэтому его применение требует дополнительного обоснования.

Применяемые в настоящее время традиционные конструкции кровель совместно с мембраной обеспечивают требуемый для стабилизации вес покрытия.

​

22.3.13 Стабилизирующие изгибно-жесткие элементы следует располагать вдоль линий главных кривизн поверхности оболочек и выполнять металлическими из сплошных прокатных или сварных элементов, или в виде висячих ферм (рисунок 58, б). Стабилизирующие элементы следует использовать в качестве монтажной "постели".

22.3.14 Предварительное напряжение мембран в зависимости от формы поверхности покрытия (рисунок 59) осуществляется различными способами:

• притягиванием мембраны к контуру натяжными устройствами или изменением положения опорного контура (для оболочек отрицательной гауссовой кривизны, плоских обшивок);
• натяжением нижнего пояса, элементов решетки или оттяжек вантовых ферм, включенных в пролетную конструкцию (для оболочек нулевой и положительной гауссовой кривизны);
• притягиванием концов поперечных подкрепляющих элементов к основанию (для цилиндрических оболочек).

​

22.3.15 Необходимый для стабилизации вес покрытия, изгибная жесткость ребер, значение предварительного напряжения определяются расчетом на нормативные временные нагрузки в зависимости от назначения стабилизации, а также пролета, геометрии поверхности покрытия и нагрузок. Способ стабилизации следует выбирать на основе технико-экономических обоснований с учетом архитектурно-технологических требований и возможности упрощения изготовления и монтажа.

22.3.16 В пролетной конструкции мембранных систем предусматривают проемы в пределах расстояния между элементами подкрепления (при наличии) для установки зенитных фонарей, пропуска коммуникаций и т.п. Проемы следует размещать в местах, удаленных от опорных контуров. Проемы необходимо обрамлять листом, расположенным в плоскости мембраны площадью поперечного сечения не менее половины площади ослабления мембраны.

Проемы следует проектировать круглыми, овальными или многоугольными с закруглениями углов радиусом не менее 200 мм.

22.3.17 Крепление технологического оборудования к мембранному покрытию осуществляется на гибких подвесках. При наличии элементов "постели" подвески крепятся к этим элементам. При креплении подвесок непосредственно к мембране используются распределительные шайбы.

 

Опорный контур

22.3.18 Опорный контур воспринимает цепные усилия, передающиеся с пролетной части покрытия. Различают замкнутый контур, который все горизонтальные составляющие цепных усилий воспринимает в уровне покрытия и на нижележащие конструкции передает в основном вертикальные усилия, и разомкнутый опорный контур, при котором усилия с пролетной части покрытия передаются на нижележащие конструкции (колонны, рамы, пилоны, конструкции трибун, боковых пристроек). Цепные усилия с покрытия при разомкнутом опорном контуре также воспринимаются оттяжками.

Ввиду пологости пролетной конструкции значение распора весьма значительно, поэтому большое значение имеет рациональное конструирование опорного контура, воспринимающего эти силы, трудоемкость изготовления и материалоемкость которого занимают значительный удельный вес в общих показателях, влияющих на экономичность покрытия.

Применение разомкнутого контура может быть оправдано лишь при наличии конструкций трибун, боковых пристроек и т.п., способных воспринимать распоры без существенных дополнительных затрат.

Если опорный контур выполнен в виде нескольких наклонных плоских арок или ломаных балок, не лежащих в одной плоскости, он оказывается внешне распорным. Для восприятия распора предусматривают затяжки. Применение контрфорсов менее рационально.

22.3.19 Форма опорного контура определяется линией пересечения поверхности покрытия с поверхностью стенового ограждения. Его ось может быть очерчена плоской или пространственной кривой, или состоять из отрезков прямых, плоских и пространственных кривых. Для упрощения изготовления элементов криволинейного опорного контура его заменяют полигональным.

Наружный опорный контур лежит на сплошном основании, образованном стенами, или на отдельных колоннах, в том числе расположенных только по углам покрытия.

22.3.20 В общем случае опорный контур воспринимает сжатие с изгибом в одной или двух плоскостях в зависимости от условий его опирания. Кроме того, в опорном контуре возникают крутящие моменты. При проектировании необходимо стремиться к тому, чтобы опорный контур был внешне безраспорным и малоизгибным.

Напряженно-деформированное состояние неплоского (депланированного) опорного контура, опертого на стены или часто расположенные колонны и имеющего небольшое отклонение от плоскости, принимают эквивалентным работе плоского опорного контура.

22.3.21 Поперечное сечение контура определяется расчетом покрытия с учетом его податливости. Уменьшение изгибной жесткости контура приводит к снижению в нем значений изгибающих моментов.

Высота сечения опорного контура принимается при опирании на сплошное основание по конструктивным соображениям, а на отдельно стоящие опоры - по расчету. В этом случае следует учитывать, что кручение контура вызывает в нем дополнительные изгибающие моменты в вертикальной плоскости.

22.3.22 Мембранная пролетная конструкция, прикрепленная по всему периметру к замкнутому выпуклому опорному контуру, обеспечивает его устойчивость в плоскости мембраны, за исключением покрытий на прямоугольном и треугольном планах, для которых необходимо проверять устойчивость опорного контура в этой плоскости. Устойчивость контура из плоскости покрытия проверяется расчетом с учетом условий его опирания и нагружения.

22.3.23 Металлический опорный контур мембранных покрытий малых и средних пролетов выполняют в виде балок из прокатных или сварных профилей. Для покрытий больших пролетов металлический опорный контур выполняют коробчатого сечения из листов, усиленных поперечными и продольными ребрами и диафрагмами, обеспечивающими местную устойчивость стенок, неизменяемость поперечного сечения и передачу усилий с мембраны на все сечение опорного контура.

При больших размерах покрытия и существенной разнице значений усилий вдоль опорного контура металлические коробчатые элементы заводского изготовления принимают с двумя типами поперечного сечения (приопорным и пролетным), отличающимися толщиной листов стенки при сохранении габаритных размеров.

22.3.24 Опорный столик, необходимый для соединения мембраны с бортовым элементом контура, крепится сваркой к закладным деталям, стальной опалубке железобетонного контура или к стальному опорному контуру (рисунок 60).

При проектировании необходимо обращать особое внимание на анкеровку закладных деталей и усиление стенки стального короба в местах установки столика.

Плоскость опорного столика следует выполнять с наклоном, равным наклону касательной к поверхности мембранной оболочки в месте примыкания к контуру под максимальной нагрузкой. Опорный столик необходимо подкреплять вертикальными ребрами не реже чем через 300 мм. Толщину листа опорного столика следует назначать не менее 1,3 толщины мембраны; ширину - не менее 300 - 400 мм.

​

22.3.25 При жестком соединении опорного контура с вертикальными конструкциями здания, на которые он опирается (колонны, стены), деформация опорного контура от его обжатия и температурных воздействий вызывает в нижележащих конструкциях изгибающие моменты, а при опирании на колонны в самом контуре возникает дополнительное кручение.

22.4. Расчет

22.4.1 В основу расчета мембранных конструкций положена теория безмоментных пластинок или оболочек, так как их напряженное состояние определяется в основном цепными напряжениями, ввиду весьма малой жесткости мембраны на изгиб. Однако в месте примыкания мембраны к контуру возникает быстро затухающее моментное напряженное состояние.

Расчет следует производить с учетом геометрической нелинейности системы. При относительно большой начальной стреле провиса мембранных оболочек и равновесных нагрузках их рассчитывают по линейной теории.

22.4.2 Следует различать два вида расчетов мембранных конструкций:

а) предварительные - для обоснования технических решений и вариантов конструкций;​

б) рабочие - для обоснования рабочих чертежей.​

Методы решения задач расчета мембранных конструкций разделяются на аналитические и численные. Аналитические методы применимы для предварительных расчетов. Мембранные системы с большим числом конструктивных особенностей на стадии рабочего проектирования следует рассчитывать численными методами на ЭВМ.

22.4.3 При расчете мембранных конструкций за основные искомые величины принимаются напряжения и перемещения пролетной конструкции, изгибающие и крутящие моменты, продольные усилия, поперечные силы и перемещения опорного контура от силовых и температурных воздействий, определяемые методами теории упругости на основе уравнений равновесия и совместности деформаций, геометрических и физических уравнений с учетом граничных условий.

22.4.4 Усилия и перемещения на стадии рабочего проектирования следует определять расчетом мембранной конструкции как единой пространственной системы с учетом продольной, изгибной и крутильной жесткостей опорного контура; элементов подкрепления пролетной части конструкции (при наличии); связи опорного контура с поддерживающими конструкциями; эксцентриситетов между линией крепления мембраны к опорному контуру и его нейтральной осью по вертикали и по горизонтали; отверстий в мембране при их размерах свыше 1/10 меньшего размера плана оболочки.

22.4.5 Расчет мембранных покрытий выполняют с учетом неупругих деформаций железобетонного или стального опорного контура. При железобетонном опорном контуре следует учитывать деформации усадки и ползучести бетона.

При расчете пролетной части мембранных конструкций по первой группе предельных состояний следует ограничиваться упругой стадией работы материала.

23. Профилированный настил

23.1. Общие положения

23.1.1 Профилированные настилы из оцинкованной стали, приведенные в ГОСТ 24045 и [3], применяются в покрытиях и ограждающих конструкциях зданий различного назначения, кроме находящихся в особых условиях эксплуатации (в зданиях, подвергающихся сейсмическим, интенсивным температурным воздействиям или воздействиям агрессивных сред), в уникальных зданиях, а также в специальных конструкциях (предварительно напряженных, пространственных, висячих).

23.1.2 Профилеразмеры ряда применяемых настилов и ширина заготовок для их изготовления приведены в таблице 58.

Таблица 58​

​

Применение профилей одной марки, но разной толщины в настиле покрытия одного здания не допускается.

23.1.3 Конструкция и уклон кровли по профилированному настилу принимаются в соответствии с СП 17.13330. В типовых конструкциях покрытий с применением профилированного настила принят уклон кровли не более 1,5%.

23.1.4 Профили настила следует изготавливать из рулонной оцинкованной стали марки БСт3 любой степени раскисления, групп ХП и ПК с цинковым покрытием первого класса с двух сторон в соответствии с требованиями действующих нормативных документов.

Механические характеристики материала профилей определяются заводом-изготовителем по результатам стандартных испытаний и должны быть указаны в сертификатах на готовые профили.

23.1.5 Для изготовления профилей настила используются рулонные стали с расчетным сопротивлением при растяжении и изгибе от 230 до 350 МПа.

23.2. Характеристики настилов

23.2.1 Основные характеристики поперечного сечения ряда профилей настила приведены в таблице 59.

Таблица 59​

​

23.2.2 Расчетная ширина плоских участков сжатых полок профилей принимается равной 40t при определении моментов сопротивления и 60t - при определении моментов инерции, приведенных в таблице 59.

Криволинейные участки, стенки гофров и растянутые полки настила включены в расчетную площадь сечения полностью.

23.3. Расчет

23.3.1 Прочность и жесткость (прогиб) профилированных настилов при поперечном изгибе проверяются по приведенным в 23.3.2 и 23.3.3 формулам.

Устойчивость гладких стенок гофров над средними опорами при неразрезных схемах раскладки настилов проверяется по 23.3.4. Устойчивость стенок ступенчатого поперечного сечения в неразрезных настилах из профилей Н75-750-0,8 (0,9) и Н114-600-0,8 (0,9 и 1,0) проверяется над средними опорами в соответствии с 23.3.5 и 23.3.6 с учетом требований СП 16.13330 к стенке сжато-изогнутого элемента, укрепленной продольным ребром жесткости.

23.3.2 Прочность изгибаемого настила следует проверять по формуле

σ = M/Wₘᵢₙ ≤ Rᵧ/γₙ, (197)​

где M - расчетное значение изгибающего момента в рассматриваемом сечении;

Wₘᵢₙ - минимальный расчетный момент сопротивления в рассматриваемом сечении, принимаемый по таблице 59;
Rᵧ - расчетное сопротивление изгибу;
γₙ - коэффициент надежности по назначению.​

23.3.3 Прогиб настила ƒₚ от нормативной нагрузки, определяемый как для балки с моментом инерции Iₓ, по таблице 59, следует проверять по формуле

• при пролете настила l ≤ 3 м

ƒₚ ≤ 1/150; (198)​

• при 3 < l ≤ 6 м

ƒₚ ≤ 1/200. (198а)​

23.3.4 Устойчивость стенок гофров над средними опорами неразрезного настила высотой не более 60 мм проверяется по формуле

(σ/σ₀ + σloc/σcr) ≤ m, (199)​

где σ - нормальное напряжение от изгиба, определяемое по формуле (197);

σloc - местное напряжение от реакции средней опоры, определяемое по формуле (200);
σ₀ - нормальное критическое напряжение, определяемое по формуле (201), МПа;
σcr - местное критическое напряжение, определяемое по формуле (202);
m = 1 - при опирании настила на прогон из двутавра, двух швеллеров или гнутосварного замкнутого профиля;
m = 0,9 - при опирании настила на прогон из одиночного швеллера;​

σloc = 2B₀/tz, (200)​

где B₀ - опорная реакция на одну стенку гофра;

z - ширина расчетного участка стенки гофра, равная b + 2r, но не более 1,5h;
b - ширина полки прогона или другого элемента несущих конструкций покрытия, на который опирается настил;
r - радиус сопряжения стенок гофров с полками профиля;​

σ₀ = k₀k₀₁(1000t/h₀)², (201)​

где k₀ - коэффициент, зависящий от характера напряжений в участке и принимаемый по таблице 60;

h₀ = h - 2(r + t) - расчетная высота гофра;​

σcr = Ak√Rᵧ, (202)​

здесь Rᵧ - в МПа;
A - коэффициент, зависящий от размеров сечения стенки и определяемый по таблице 60;
k - коэффициент, определяемый по таблице 61 в зависимости от ширины опоры настила при условии, что b ≤ (1,5h - 2r);​

k₀₁ = 0,9 - 0,2(t/h)(1 - 2,45z/h). (203)​

Если z/h ≤ 0,9 или σloc/σ ≤ 0,4, то принимается k₀₁ = 1,0.

Таблица 60​

​

Таблица 61​

​

23.3.5 При проверке устойчивости стенок ступенчатого поперечного сечения в гофрах неразрезного профилированного настила уступ на стенке рассматривается как продольное ребро эквивалентной жесткости (рисунок 61).

​

23.3.6 Продольное ребро жесткости в виде уступа делит стенку гофра на два расчетных отсека, высоты которых h₀₁ и h₀₂ равны расстояниям от выкружек уступа до нижней и верхней полок настила соответственно (рисунок 62).

​

Устойчивость каждого из отсеков стенки в надопорных зонах настила считается обеспеченной, если выполняются условия:

h₀₁ ≤ h₀; h₀₂ ≤ h₀,​

где h₀ - наибольшая по условиям устойчивости ширина сжато-изогнутой пластины, зависящая от значения коэффициента α, определяемого по формулам:

α = (σc - σ₁)/σc (для отсека 1);

α = (σ₁ - σₜ)/σ₁ (для отсека 2),​

здесь σc = M/Wₓ₁ - наибольшее сжимающее напряжение в отсеке 1, принимаемое со знаком "плюс";

σ₁ = σc(y - c)/y - напряжение, соответствующее σc, у противоположной расчетной границы отсека;
y - расстояние от опорной полки гофра до нейтральной оси x-x его сечения;
c - расстояние от опорной полки гофра до горизонтальной оси уступа на стенке;
Wₓ₁ и Wₓ₂ - моменты сопротивления сечения настила, принимаемые по таблице 59;
σₜ - наибольшее растягивающее напряжение в надопорном сечении настила, принимаемое со знаком "минус".​

При α ≤ 0,5 значение h₀ определяется по формуле h₀ = 585t/√σc (здесь σc - в МПа).

При α ≥ 1,0 значение h₀ определяется по формуле

h₀ = 3,26t√((2α - 1)E / σc[(2 - α)(1 + γ) + √(α²(1 + γ)² + 4β²)]),​

где γ - коэффициент, учитывающий местное смятие и определяемый по формуле

γ = 0,42(2α - 1)σloc/σc;​

β - коэффициент, зависящий от характера напряжений в надопорном сечении стенки и определяемый по формуле​

β = 1,42(2α - 1)τ₀/σc;​

здесь τ₀ = τ₁ - среднее касательное напряжение в отсеке 1, определяемое по формуле​

τ₀ = 2B₀/th₀₁;​

τ₀ = τ₁ - среднее касательное напряжение в отсеке 2, определяемое по формуле​

τ₀ = B₀/th₀₂.​

В интервале 0,5 < α < 1,0 значение h₀ определяется линейной интерполяцией между значениями h₀ при α = 0,5 и α = 1,0.

Если h₀₁ > h₀ или h₀₂ > h₀, устойчивость стенок гофров считается необеспеченной, и расчетную нагрузку на настил следует уменьшить.

 

23.4. Крепление настилов

23.4.1 К прогонам покрытия и другим несущим элементам ограждающих конструкций настил прикрепляется самонарезающими болтами [4] или винтами с уплотнительными шайбами; к несущим стальным конструкциям толщиной от 5 до 12 мм - пристрелкой дюбелями [2].

23.4.2 Настилы, выполняющие функцию горизонтальных связей в покрытиях зданий или учитываемые в расчете как диск, в углах здания и по внешнему контуру покрытия на участках шириной 1,5 м, а также при расчетном отрицательном давлении ветра свыше 1,5 кН/м² (153 кгс/м²), необходимо крепить к несущим конструкциям в каждом гофре на всех опорах.

23.4.3 Настил на крайних опорах и в стыках следует крепить в каждом гофре, на промежуточных опорах неразрезных настилов - через гофр, кроме настилов по 23.4.2.

23.4.4 Профили настила следует соединять между собой продольными крайними полками внахлест с помощью комбинированных заклепок или самонарезающих винтов.

Шаг комбинированных заклепок или самонарезающих винтов в продольных стыках настила следует принимать не более 500 мм, кроме случаев, предусмотренных 23.4.2.

23.4.5 Стыки настила по длине следует осуществлять над прогонами или другими несущими элементами ограждающих конструкций.

Ширину опирания настила следует принимать не менее 40 мм на крайних и 60 мм - на промежуточных опорах.

24. Расчет стальных рам как единых нелинейных систем

24.1 Проектирование стальных рам со сплошностенчатыми колоннами, воспринимающих произвольную статическую нагрузку, за исключением нагрузок от кранов 7К-8К режимов работы (по СП 20.13330), производится при выполнении одного из следующих условий:

λ̄²/mef ≤ 5 или Pd/Pₑ ≤ 0,4,​

где Pd - параметр расчетной нагрузки, с точностью до которого заданы расчетные значения нагрузок;

Pₑ - параметр первой критической нагрузки Эйлера, определяемый из расчета на устойчивость упругой рамы.​

24.2 Проверка несущей способности рамы производится по формуле

Pd ≤ Pᵤ, (204)​

где Pᵤ - параметр предельной нагрузки, определяемый по формуле

Pᵤ = Pₛ((a - 1)/a)¹⁺ᵅ (α/c)ᵅ, (205)​

но не более Pₐ;​

Pₛ - параметр предельной пластической (приспособляющей) нагрузки, определяемый согласно 24.7;
Pₐ - параметр нагрузки пластической усталости, определяемый согласно 24.6;
​

a = Pₑ/(Pₛη⁻ᵇᵧ - Pᵧ) + 1;
c = [(a - 1)/(a - b)]ηᵅ⁻ᵇᵧ - (Pᵧ/Pₛ)ηᵅᵧ,
α = b/(a - b);
ηᵧ = Pₑ/(Pₑ - Pᵧ).​

Здесь Pᵧ - параметр нагрузки краевой текучести, при котором впервые появляется текучесть материала, определяемый согласно 24.5;

b - коэффициент, учитывающий соответствие форм деформирования и потери устойчивости рамы, определяемый согласно 24.7.​

24.3 В зависимости от числа опасных сочетаний и вида нагрузок расчет рамы выполняется одним из следующих способов:

• при большом числе опасных сочетаний нагрузок, когда расчет рамы на каждое сочетание поочередно требует больших затрат машинного времени, параметры Pᵧ, Pₛ и b определяются из расчета рамы на приспособляемость, а параметр Pₑ - из расчета на устойчивость при максимально возможной вертикальной нагрузке на раму согласно 24.1;
• при небольшом числе опасных сочетаний нагрузок расчет рамы выполняется на каждое сочетание поочередно, а в качестве параметра предельной нагрузки Pᵤ принимается наименьшее из полученных значений.

24.4 При использовании метода перемещений единичные реакции сжатых стержней принимаются согласно таблице 62.

Таблица 62​

​

24.5 Параметр нагрузки краевой текучести Pᵧ принимается равным

Pᵧ = Pₑ(c₂ ± √(c²₂ - c₁)), (206)​

где знак "плюс" перед радикалом относится к случаю c₁ < 0, а знак "минус" - к случаю c₁ > 0. Коэффициенты c₁ и c₂ вычисляются для поперечного сечения, содержащего наиболее напряженное волокно, по формулам:

c₁ = 0,7WRᵧ/Pₑ(M̅oi + N̅ir); c₂ = [0,7WRᵧ + Pₑ(M̅bi + N̅ir)]/2Pₑ(M̅oi + N̅ir), (207)​

где r = W/A;

W - момент сопротивления поперечного сечения для наиболее напряженного волокна;
N̅i и M̅bi - нормальная сила и изгибающий момент, определяемые из линейного расчета рамы при P = 1 [их значения, приведенные в формулах (207), принимаются положительными];
M̅oi - изгибающий момент в основной системе рамы, определяемый из линейного расчета при P = 1.​

Если M̅oi + N̅ir = 0, то параметр Pᵧ определяется по формуле

Pᵧ = PₑWRᵧ / [WPᵧ + 1,43Pₑ(M̅bi + N̅ir)]. (208)​

Основная система рамы образуется из заданной рамы постановкой фиктивных опор против линейных смещений. Для свободных рам основной системой будет соответствующая несвободная рама с фиктивными опорами в уровне ригелей. Для несвободных рам фиктивные опоры ставятся таким образом, чтобы они препятствовали потере устойчивости рамы по низшим и, по возможности, не препятствовали по высшим формам.

24.6 Параметр нагрузки пластической усталости Pa определяется от нормативных значений нагрузок при повторно-переменном нагружении рамы по формулам, идентичным формулам (206) - (208) для Pᵧ с заменой N̅i на 0,35∆N̅i; M̅bi на 0,35∆M̅bi, и M̅oi на 0,35∆M̅oi. Диапазоны изменения усилий ∆N̅i, ∆M̅bi и ∆M̅oi определяются для расчетного поперечного сечения, в котором имеется наибольший размах краевых напряжений.

24.7 Параметры Pₛ и b определяются путем аппроксимации зависимости Pₚ = Pₚ(η) степенной функцией

Pₚ = Pₛη⁻ᵇ (b ≥ 0,1), (209)​

где Pₚ - параметр предельной пластической (приспособляющей) нагрузки, определяемый по деформированной схеме;

η - условное безразмерное перемещение рамы.​

Построение кривой предельного равновесия (приспособляемости) "в большом" Pₚ = Pₚ(η) производится статическим, кинематическим или другими известными методами.

24.8 Статический метод предельного равновесия сводится к нахождению max η (или max Pₚ) при выполнении следующих ограничений:

Mri + M̅ziPₚη + M̅oiPₚ ≤ M̅pli(Pₚ), (210)​

записанных для всех расчетных поперечных сечений,

где Mri - остаточные изгибаемые моменты в i-том расчетном сечении, определяемые по недеформированной схеме;

M̅zi = M̅bi - M̅oi;​

M̅pli - предельные значения изгибающих моментов, воспринимаемые i-м расчетным сечением, определяемые с учетом действия нормальных сил в колоннах и поперечных сил в ригелях по формулам СП 16.13330. Нормальные и поперечные силы определяют из линейного расчета рамы.​

Кинематический метод предельного равновесия сводится к нахождению max η (или max Pₚ) при выполнении следующих ограничений:

mₚA̅j(η) ≥ Dj, (211)​

записанных для каждого j-го кинематически возможного механизма пластического разрушения конструкции,

где A̅j и Dj - работа поперечных (активных) нагрузок при P = 1 и диссипация энергии соответственно, определяемые на рассматриваемом механизме пластического разрушения, определяемые по формулам:

A̅j = ∑(M̅oi + M̅ziη)φi; Dj = ∑Mpliφi, (212)​

здесь i - номер поперечного сечения, в котором образуется пластический шарнир;

φi - угол поворота i-го пластического шарнира; знак суммы распространяется на все пластические шарниры.​

Оба метода сводятся к задачам математического программирования, линейным относительно параметра η, для решения которых используют симплекс-метод.

24.9 Расчет на местную устойчивость внецентренно сжатых и сжато-изогнутых элементов производится в соответствии с СП 16.13330 с заменой условной гибкости λ̄ на приведенную гибкость λ̄r. Приведенная гибкость λ̄r принимается по соответствующим значениям коэффициентов mef и φₑ, где коэффициент снижения расчетных сопротивлений φₑ определяется по формуле

φₑ = N̅Pᵤ/ARᵧ. (213)​

Устойчивость из плоскости действия момента должна быть обеспечена постановкой связей в тех поперечных сечениях, где образуются пластические шарниры при расчете рамы методом предельного равновесия по жесткопластической схеме.

24.10 Расчет рамы производится в следующем порядке:

а) определяются предварительные размеры элементов рамы по СП 16.13330;

б) проверяется область применения согласно 24.1;

в) вычисляется параметр критической нагрузки Эйлера Pₑ согласно 24.4;

г) вычисляется параметр нагрузки краевой текучести материала Pᵧ согласно 24.5;

д) вычисляется параметр нагрузки пластической усталости Pₐ согласно 24.6;

е) строится кривая предельного равновесия (приспособляемости) "в большом" согласно 24.8;

ж) вычисляются параметры Pₛ и b кривой предельного равновесия "в большом" согласно 24.7;

з) вычисляется параметр предельной нагрузки Pᵤ и проверяется несущая способность рамы согласно 24.2;

и) проверяется местная устойчивость элементов согласно 24.9;

к) производится уточненный подбор сечений элементов рамы, если параметр предельной нагрузки Pᵤ превышает расчетный параметр Pd более чем на 5%.​

25. Многоэтажные и высотные здания

25.1. Общие положения

25.1.1 Несущие конструкции многоэтажных и высотных зданий выше фундамента следует проектировать в соответствии с СП 14.13330, СП 16.13330, СП 20.13330, СП 63.13330, а также в соответствии с правилами проектирования сталежелезобетонных конструкций и правил проектирования высотных зданий и комплексов.

25.1.2 Проектирование несущих конструкций зданий следует производить с учетом их расчетного срока службы, который определяется в соответствии с требованиями ГОСТ 27751 в зависимости от класса сооружения.

25.1.3 Основными несущими элементами многоэтажного или высотного здания, проектируемого с применением стальных конструкций, являются:

а) колонны, воспринимающие всю или большую часть вертикальной нагрузки на здание;

б) система вертикальных связей в виде отдельных связевых плоскостей или в виде пространственных ядер жесткости;

в) балки перекрытий;

г) перекрытия;

д) аутригерные конструкции.​

25.1.4 При проектировании многоэтажного или высотного здания используют следующие виды несущих систем: каркасную (связевую или рамно-связевую, до 30 этажей, рисунок 63, а), каркасно-ствольную (до 46 этажей, рисунок 63, б), "трубу в трубе" с аутригерными конструкциями (до 60 этажей, рисунок 63, в), коробчатую и многосекционную коробчатую системы (до 100 этажей и выше, рисунок 63, г, д, е). Компоновка несущей системы должна обеспечивать рациональную передачу вертикальных и горизонтальных воздействий (от ветра и сейсмики) на фундамент.

25.1.5 На этапе предпроектной проработки осуществляется поиск наиболее эффективной несущей системы здания с учетом особенностей объемно-планировочных решений здания. Для зданий высотой более 100 м следует выполнять технико-экономическое сравнение не менее двух вариантов для различных видов несущих систем.

​

25.1.6 При выборе конструктивной системы здания следует руководствоваться следующими положениями:

а) создавать симметричный план здания - наличие двух или хотя бы одной оси симметрии;

б) упрощать конструктивную форму здания путем: использования четкой статической и геометрической схемы; создания регулярной (однородной) ее структуры с простыми элементами и сопряжениями;

в) конструктивно выделять элементы, воспринимающие горизонтальную нагрузку (для зданий высотой более 100 м);

г) концентрировать конструкции здания для восприятия горизонтальной нагрузки путем создания внутренних и (или) внешних стволов или иных систем связей;

д) располагать элементы, воспринимающие горизонтальную нагрузку равномерно по плану здания;

е) определять рациональный шаг основных вертикальных несущих элементов [колонн и (или) сталежелезобетонных стен], учитывающий равномерное распределение нагрузок по плану здания; следует стремиться к тому, чтобы разбивка колонн и балок была с одинаковыми или кратными размерами;

ж) поперечные сечения колонн или элементов жесткой арматуры проектировать с применением фасонного и апробированного листового проката из известных и исследованных сталей;

з) располагать в плане центр масс здания таким образом, чтобы иметь минимальный эксцентриситет к центру жесткости фундамента;

и) облегчать конструкции перекрытий за счет обеспечения совместной работы плит и стальных балок;

к) снижать вертикальные нагрузки за счет применения современных материалов для перекрытий, перегородок, светопрозрачных и фасадных конструкций;

л) использовать легкие навесные наружные стеновые ограждения (полносборные или собираемые на площадке из элементов заводского изготовления).​

25.1.7 Повышение пространственной жесткости конструктивных систем многоэтажных и высотных зданий следует обеспечивать применением:

а) развитых в плане и симметрично расположенных вертикальных связей и стволов жесткости;

б) коробчатых конструктивных систем или систем "труба в трубе" с часто установленными стальными колоннами вдоль наружных стен здания (для зданий высотой более 100 м);

в) конструктивных систем с регулярным расположением несущих конструкций в плане и по высоте здания;

г) жестких узловых сопряжений между несущими конструкциями;

д) аутригерных конструкций.​

25.1.8 Наиболее эффективно проектирование аутригерных конструкций в уровне верхних технических этажей и (в зависимости от высоты здания) средних технических этажей для районов сейсмичностью 6 и менее баллов. Для районов строительства сейсмичностью 7, 8 и 9 баллов необходимость использования аутригеров и уровни их расположения определяются расчетом.

25.1.9 Характеристики стали для основных несущих конструкций, а также правила выбора материалов, следует принимать согласно разделам 5 и 6СП 16.13330.2017, а сварных и болтовых соединений согласно разделу 14СП 16.13330.2017. Материалы для стальных конструкций назначают в зависимости от группы конструкций по приложению В СП 16.13330.2017, при этом для зданий высотой более 100 м номер группы конструкций уменьшают на единицу (для групп 2 - 4).

25.1.10 Болтовые соединения стальных конструкций (стыки колонн, балок, узлы сопряжения балка-колонна, балка-балка) проектируют в виде фрикционных с контролируемым натяжением болтов. Болты следует принимать класса прочности не менее 8.8 (для зданий высотой более 100 м - не менее 10.9) исполнения ХЛ с гайками класса прочности не менее 8 (для зданий высотой более 100 м - не менее 10.9) и шайбами.

25.1.11 Материалы и их расчетные сопротивления для сварки стальных конструкций следует принимать в соответствии с приложением Г СП 16.13330.2017.

25.1.12 При использовании в конструкциях зданий стали и материалов соединений, не имеющих аналогов в соответствующих разделах СП 16.13330, требования к ним следует определять в рамках научно-технического сопровождения проектирования здания в соответствии с требованиями ГОСТ 27751, а также путем разработки технических условий.

25.1.13 Сварные соединения стальных конструкций следует проектировать при выполнении их в заводских условиях, а болтовые - при выполнении их на строительной площадке.

25.1.14 Стальные конструкции высотных зданий следует проектировать с учетом возможности их разделения на отправочные элементы, не превышающие транспортные габариты (автомобильные или железнодорожные).

 

25.2. Конструирование основных несущих элементов

Колонны

25.2.1 Колонны - одни из наиболее важных конструктивных элементов высотного здания, и выбор рациональной формы поперечного сечения, разрезка на элементы по высоте и прочие факторы могут положительно повлиять на общую металлоемкость здания в целом, простоту узлов примыкания балок, удобство и скорость изготовления и монтажа конструкций. Так как общая масса колонн может составлять до 60% общей массы здания, окончательное решение о конструкции колонн должно приниматься после всестороннего анализа следующих конструктивных и экономических факторов:

а) минимальный расход стали и минимальная занимаемая площадь на этаже;

б) минимальная трудоемкость изготовления;

в) максимально возможная типизация поперечных сечений колонн в пределах проектируемого здания;

г) простые узлы стыковки колонн по высоте, а также узлы изменения поперечного сечения;

д) простые узлы примыкания балок и связей к колоннам.​

25.2.2 На рисунке 64 приведены основные типичные поперечные сечения колонн многоэтажных и высотных зданий: "слябовое" сплошное (а), составные коробчатые (б, е), двутавровые (в, ж) и крестовые (г, и), прокатные двутавровые (д), которые могут быть усилены дополнительными листами.

​

25.2.3 Размеры сечений колонн следует определять по результатам расчетов как отдельного элемента несущей системы, так и в составе пространственной расчетной схемы. Размеры поперечных сечений назначаются, исходя из требований к их прочности и устойчивости, а также, исходя из требований к жесткости здания в целом. Гибкость стальных конструкций колонн не должна превышать 80.

25.2.4 Конструкции колонн проектируют прокатными или составными из листа в виде двутавров, коробчатых сечений, крестовых или сплошных прямоугольных сечений из листа. Замкнутых (коробчатых, в том числе из двутавров) и крестовых поперечных сечений следует избегать, как наиболее трудоемких в изготовлении, сложных при сборке стыков колонн по высоте, а также при выполнении примыканий горизонтальных конструкций.

25.2.5 Поперечные сечения двутавровых колонн следует выбирать таким образом, чтобы внутреннее расстояние между полками соединяемых двутавров было одинаковым по всей высоте здания. Конструкции монтажных стыков проектируют на сварке или болтах (рисунок 65).

​

25.2.6 Для колонн следует принимать стали:

а) повышенной и высокой прочности (С390, С440) для нижних этажей;​

б) низколегированные стали (С345) для среднего уровня здания;​

в) стали обычной прочности (С255) для верхних этажей здания.​

25.2.7 Внутри замкнутых составных сечений следует предусматривать размещение диафрагм с шагом не более 40i.

25.2.8 Монтажные стыки колонн, а также сопряжение стальных колонн с опорными плитами следует выполнять с фрезерованными торцами со сварным стыковым соединением или на фиксирующих накладках (на сварке или болтах).

25.2.9 В зависимости от массы отправочного элемента (не более 15 т) стыки колонн размещают через один-два этажа. Ось стыка располагают на высоте 800 - 1000 мм от уровня верха перекрытия. При проектировании сварных соединений наличие лобовых швов не допускается.

25.2.10 При проектировании стыков стальных колонн следует учитывать возможную перемену знака продольного усилия при локальном разрушении конструкций. Усилие растяжения (при его наличии) следует определять по правилам расчета конструкций на особое сочетание при чрезвычайной ситуации. Болтовое или сварное соединение элементов колонн следует рассчитывать отдельно на два вида условных нагрузок (кроме основного и особого сочетания):

а) на усилие растяжения, равное 25% сжимающего усилия в стыке при основном сочетании;

б) на поперечную силу, равную 2% сжимающего усилия в стыке при основном сочетании (независимо, вдоль обеих главных осей поперечного сечения).​

25.2.11 Опорные плиты стальных колонн набирают из отдельных листов и фиксируют между собой на сварке, либо выполняют в виде сплошного стального сляба. В любом случае в опорной плите при ее размерах в плане более 600 x 600 мм должны быть предусмотрены отверстия для контроля заполнения раствором (бетоном) зазора между опорной плитой и фундаментом.

25.2.12 Зазор между фундаментом и опорной плитой до выполнения подливки должен составлять не менее 150 мм. При бетонировании подливки должны использоваться бетоны класса прочности не ниже класса прочности бетона фундамента на мелком заполнителе.

25.2.13 Проектирование узлов примыкания стальных балок к стальным колоннам выполняют в соответствии со схемой, принятой при расчете здания: жесткое или шарнирное. Жесткое примыкание балок к стержню колонны выполняется только по одному направлению на типовых этажах здания и по двум направлениям - в уровнях этажей жесткости (аутригеров).

25.2.14 При выполнении жесткого узла крепления балки к колонне на накладках с помощью сварки накладки следует проектировать таким образом, чтобы монтажный шов имел верхнее положение.

25.2.15 При проектировании обетонирования стальных колонн для повышения их предела огнестойкости или для увеличения несущей способности, следует руководствоваться правилами проектирования сталежелезобетонных конструкций.

Перекрытия

25.2.16 Конструкции перекрытий передают всю нагрузку от веса людей и оборудования на колонны и стены, а также служат для передачи горизонтальных (ветровых и сейсмических) нагрузок на системы вертикальных связей или стены стволов. Кроме того, в уровне каждого этажа перекрытие работает как жесткий диск и обеспечивает неизменяемость конструкций здания в горизонтальном направлении.

25.2.17 Монолитные и сборные плиты перекрытий (в том числе по неснимаемой опалубке из профилированного настила) при проектировании следует объединять со стальными балками путем установки гибких или жестких упоров. При этом конструкцию следует рассчитывать, как сталежелезобетонную по правилам проектирования сталежелезобетонных конструкций.

25.2.18 Стальные балки перекрытий проектируют из прокатных двутавров с параллельными гранями полок или в виде сварных двутавров и коробчатых сечений. Для унификации также используют усиленную поясными листами сварную или прокатную балку.

25.2.19 Опирание плиты перекрытия осуществляют на верхний пояс балок (при этом обеспечивается его раскрепление от потери устойчивости) и на нижний пояс балок. При опирании сборных и монолитных конструкций перекрытий на нижний пояс балок следует: обеспечивать устойчивость верхнего сжатого пояса путем омоноличивания или установкой дополнительных горизонтальных связей в плоскости верхнего пояса, или увеличением поперечного сечения для обеспечения устойчивости без проектирования дополнительных мероприятий. Балки, на нижний пояс которых перекрытие опирается только с одной стороны, следует рассчитывать на кручение с учетом требований СП 16.13330.

25.2.20 На рисунке 66 приведены варианты раскладки балок на элементарной ячейке перекрытия, которая образована колоннами или колоннами и стенами. Шаг балок, по которым укладывается профилированный настил перекрытия, должен быть согласован со способностью настила нести собственный вес бетонной смеси на момент бетонирования. В случае сборного перекрытия шаг балок определяется конструкцией и размерами плит. Кроме того, шаг балок должен согласовываться с ячейкой колонн и быть ему кратным. При малом шаге колонн (около 3 м) рациональным считается применение раскладки балок непосредственно по осям колонн (а, б, в). При шаге колонн 6 м и более рациональной считается схема с главными балками вдоль короткой стороны ячеек (г). Расположение второстепенных балок вдоль короткой стороны ячейки (б, в, е) считается нерациональным с точки зрения материалоемкости и увеличения числа стыковых узлов. Тем не менее, его можно применять, если представленные выше варианты не целесообразны. Каждую колонну раскрепляют балками в двух плоскостях и размещают балки обоих направлений по осям колонн. Для больших пролетов (от 9 до 20 м) используются схемы с второстепенными балками двух уровней (д, е). Данные варианты имеют наибольшую по сравнению с другими материалоемкость и строительную высоту.

​

25.2.21 При проектировании перекрытий с использованием сборных железобетонных плит следует обеспечивать их совместность работы путем: установки стальных крестовых связей между углами смежных плит, бетонированием шпонок между боковыми торцами плит, имеющих специальные углубления.

25.2.22 Для перекрытий с несъемной опалубкой из стального листа следует применять профили, имеющие конструктивные элементы - выштамповки для увеличения степени сцепления металла с бетоном или без выштамповок. Для изготовления профилей стального настила перекрытий с несъемной опалубкой следует применять рулонную сталь для холодного профилирования по ГОСТ 14918 и ГОСТ 52246. Толщина стали для профилей - от 0,7 до 1,5 мм, предел текучести стали - от 230 до 350 Н/мм2при относительном удлинении - от 16% до 22%. Расчет перекрытий с выштамповками следует выполнять в соответствии с правилами проектирования сталежелезобетонных конструкций.

Вертикальные связи и аутригеры

25.2.23 Возможные конфигурации связей на вертикальных плоскостях зданий показаны на рисунке 67. Их конфигурация ничем не ограничена, но по высоте здания связи не должны прерываться и иметь горизонтальный переход на другой ряд колонн, как показано на 3-м и 4-м эскизах рисунка 67. Несущие системы с внешними коробками (оболочками) включают в работу связевой системы вертикальные и горизонтальные элементы (5-й эскиз) или вообще исключают использование ригелей и колонн (6-й эскиз). Схемы нижнего ряда рисунка 67 влекут проектирование сложных узлов пространственных конструкций и нестандартную форму оконных проемов. На рисунке 68 приведено разнообразие возможных форм вертикальных связей. Основная сложность при компоновке связей - учет наличия проемов в вертикальных плоскостях. В некоторых случаях используют связи с эксцентричным креплением к ригелю (рисунок 68, в, д), однако при увеличении жесткости ригеля жесткость такой ячейки связи, практически, равна жесткости связей с полными треугольниками. При использовании схемы д (рисунок 68) элементы связей изгибают колонны, что сказывается на повышении их металлоемкости.

​

25.2.24 Для зданий высотой более 100 м (от 30 этажей и выше), в которых рационально применять аутригерные конструкции, следует руководствоваться рекомендациями, приведенными ниже. По эстетическим соображениям расположение аутригерных конструкций рационально совмещать с техническими этажами. Аутригер - система перекрещивающихся ферм и опоясывающей фермы по наружным колоннам и вертикальных связей, соединяющих ферму с центральным стволом (стволами). Также аутригер может быть использован для изменения шага внутренних или наружных колонн.

25.2.25 При устройстве одного аутригера, его рациональное положение зависит от высоты здания и определяется на расстоянии (5/6 ... 13/14)H от уровня верха фундамента. Расположение второго аутригера в непосредственной близости от первого (на смежном уровне) дает заметное уменьшение горизонтальных перемещений верха здания. Для невысоких зданий высотой 40 ... 50 этажей (160 ... 200 м) и меньше, выгоднее увеличивать момент инерции ядра жесткости, чем устанавливать сложную систему аутригеров. Для зданий высотой 65 ... 80 этажей вместо двух аутригеров, расположенных на разных уровнях, целесообразно использовать двухэтажные аутригеры (в т.ч. для эффективного снижения периода первой формы собственных колебаний). В случае, когда на нижних этажах здания для изменения шага колонн обстройки необходима опоясывающая ферма, не следует связывать ее с ядром жесткости вертикальными связями, так как при незначительном увеличении жесткости здания, увеличивается трудоемкость устройства данной конструкции. Также установлено, что аутригерные конструкции не влияют на ускорения отклонений верха зданий от динамического действия ветра, которые можно понизить путем увеличения жесткости ядра или иными конструктивными мероприятиями.

25.2.26 Наиболее рациональное расположение вертикальных связей аутригера, когда они расположены равномерно по плану здания, то есть их шаг по всему периметру здания примерно одинаков. Не следует применять схемы, при которых вертикальные связи установлены только по длинной стороне здания, а особенно - только по короткой. Рациональной формой вертикальной связи с точки зрения распределения усилий в конструкции аутригера и нижележащих этажей является нисходящий от ствола жесткости к колоннам обстройки раскос с соотношением сторон Bₐ/Hₐ = 1,75 (где Bₐ - ширина вертикальной связи, Hₐ - высота вертикальной связи). Для облегчения конструирования узлов, прикрепление раскоса к колоннам обстройки следует выполнять шарнирным, а к ядру - жестким, а вместо опоясывающей фермы - увеличивать жесткости на всю высоту здания только тех колонн, которые расположены в плоскости вертикальных связей; делать разрывы в решетке опоясывающей фермы, то есть, раскосы опоясывающей фермы следует располагать только в непосредственной близости от вертикальных связей.

25.2.27 Если высота технического этажа, на котором предполагается размещение аутригера менее 4 м, при проектировании наиболее удобен вариант с перфорированной балкой-стенкой высотой, равной высоте этажа или безраскосной фермой Виренделя.

25.2.28 Вследствие того, что аутригерные этажи располагаются согласованно с техническими, следует устраивать аутригеры на верхнем этаже и в середине здания. Рациональная конструктивная схема, когда аутригер, расположенный в средней части здания и имеющий незначительное влияние на жесткость всей конструкции здания, не имеет опоясывающей фермы, а все его узлы - шарнирные. Отсутствие опоясывающей фермы компенсируется повышенной жесткостью колонн на всю высоту здания, расположенных в плоскости вертикальных связей аутригера. Верхний аутригер следует выполнять по схеме, при которой все узлы крепления вертикальных связей к ядру жесткости и опоясывающей фермы жесткие, а крепление вертикальных связей к колоннам периметра - шарнирное. Такая компоновка существенно облегчает монтаж металлических конструкций, по сравнению со схемой, в которой оба аутригера имеют опоясывающую ферму и большое число жестких узлов (разница в горизонтальных перемещениях верха зданий между двумя схемами составляет менее 1%, а в ускорениях - около 1,5 мм/с2).

25.3. Расчет

25.3.1 Расчет стальных конструкций многоэтажных и высотных зданий следует выполнять по пространственной расчетной схеме с учетом раздела 4 СП 16.13330.2017.

25.3.2 Расчет по первой и второй группам предельных состояний стальных конструкций, их соединений следует выполнять в соответствии с СП 16.13330.

25.3.3 Расчет на устойчивость формы и положения выполняют на действие расчетных постоянных, длительных и кратковременных нагрузок.

Для высотных зданий со стальным каркасом коэффициент запаса по устойчивости формы должен быть не менее 1,3.

25.3.4 Как показано в 7.1.8, учитываемый при расчете центрально сжатых колонн коэффициент φ, случайный эксцентриситет eb не учитывает в полной мере конструктивные особенности многоэтажных и высотных зданий. Кроме того, колонны нижних этажей имеют малую условную гибкость, и значение коэффициента φ приближается к 1,0. К несовершенствам, характерным для колонн многоэтажных и высотных зданий, относятся:

а) отклонение осей верхнего и нижнего сечений элемента от строительных осей здания, в результате которого отправочный элемент располагается под углом Θ относительно вертикальной оси (рисунок 69, а, б);

б) неточное (эксцентричное) совмещение опорных сечений смежных элементов колонн ε (рисунок 69, в, д);

в) неплотное прилегание фрезерованных торцов в стыке и заполнение их подкладками (рисунок 69, г).​

​

25.3.5 Для массивных колонн высотных зданий значения напряжений, определенные с учетом всех несовершенств (см. 25.3.4, а, б), присущих подобного вида конструкциям, превышают до 7,2% напряжения, определенные в соответствии с СП 16.13330. Для обеспечения прочности колонн зданий высотой более 100 м и для более полного учета влияния всех несовершенств на напряженно-деформированное состояние колонн, необходимо увеличивать внутренние усилия в колоннах в местах расположения стыков отправочных элементов (изгибающие моменты и поперечные силы) на следующие величины:

M = aMN + bM, Q = aQN + bQ, (214)​

где M и Q - дополнительный изгибающий момент и поперечная сила в стыке;

N - продольная сила в уровне стыка от основного сочетания нагрузок;
aM, bM, aQ, bQ - коэффициенты для вычисления соответствующих усилий, принимаемые по результатам статистического анализа случайных величин отклонений в соответствии с таблицей 63.​

Таблица 63​

​

25.3.6 Для зданий высотой более 100 м при проектировании стальных балок, направленных перпендикулярно к плоскости фасада, и их узлов крепления к колоннам следует дополнительно учитывать силу сжатия, которая передается на балки и узлы при ветровых воздействиях на фасад, а также от переломов колонн, вызванных неточностями монтажа. Значение этой силы принимают по результатам пространственного расчета здания, но не менее 0,3% вертикального усилия от основного сочетания нагрузок в наружной колонне, к которой примыкает балка.

Библиография​

[1] Федеральный закон от 30 декабря 2009 года № 384-ФЗ "Технический регламент о безопасности зданий и сооружений"

[2] ОСТ 36-122-85 Конструкции строительные стальные. Монтажные соединения на дюбелях. Общие требования

[3] СТО 57398459-18-2006 (СТП/ПП/18) Профили стальные листовые гнутые для строительства

[4] ОСТ 34 13.016-88 Болты самонарезающие. Конструкция и размеры. Технические требования

____________________________________________________________________________________________________