СНиП II-23-81*

Печать

СТРОИТЕЛЬНЫЕ НОРМЫ И ПРАВИЛА

СНиП II-23-81*
Часть II
Нормы проектирования
Глава 23
Стальные конструкции

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

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

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

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

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

Основные буквенные обозначения приведены в прил. 9*.

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

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

Госстрой СССР Строительные нормы и правила СНиП II-23-81*
Стальные конструкции Взамен СНиП II-В.3-72; СНиП II-И.9-62; СН 376-67
Внесены
ЦНИИСК им. Кучеренко
Госстроя СССР
Утверждены
Постановлением Госстроя СССР
от 14 августа 1981 г. № 144
Срок введения
в действие
1 января 1982 г.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

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

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

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

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

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

1.3*. При проектировании стельных конструкций следует:

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

2. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ КОНСТРУКЦИЙ И СОЕДИНЕНИЙ

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

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

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

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

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

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

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

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

Гайки следует применять по ГОСТ 5915-70*:

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

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

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

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

Допускается применять гайки из марок стали, принимаемых для болтов.

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

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

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

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

3. РАСЧЕТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ И СОЕДИНЕНИЙ

3.1*. Расчетные сопротивления проката, гнутых профилеΠи труб для различных видов напряженных состояниΠследует определять по формулам, приведенным в табл. 1*.

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

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

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

Таблица 1*

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетные сопротивления проката и труб

Растяжение, сжатие и изгиб

По пределу текучести

Ry Ry = Ryn / γn

По временному сопротивлению

Ru Ru = Run / γm

Сдвиг

Rs Rs = 0,58 Ryn / γm

Смятие торцевоΠповерхности (при наличии пригонки)

Rp Rp = Run / γm

Смятие местное в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании

Rlp Rlp = 0,5 Run / γm

Диаметральное сжатие катков (при свободном касании в конструкциях с ограниченной подвижностью)

Rcd Rcd = 0,025 Run / γm

Обозначение, принятое в табл. 1*:

γm - коэффициент надежности по материалу, определяемыΠв соответствии с п. 3.2*.

(Поправка. Письмо от 17.11.2008)

Таблица 2*

ГосударственныΠстандарт или технические условия на прокат

Коэффициент надежности по материалу γт

ГОСТ 27772-88 (кроме сталей С590, С590К); ТУ 14-1-3023-80 (для круга, квадрата, полосы)

1,025

ГОСТ 27772-88 (стали С590, С590К); ГОСТ 380-71** (для круга и квадрата размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80); ГОСТ 19281-73* [для круга и квадрата с пределом текучести до 380 МПа (39 кгс/мм²) и размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80]; ГОСТ 10705-80*; ГОСТ 10706-76*

1,050

ГОСТ 19281-73* [для круга и квадрата с пределом текучести свыше 380 МПа (39 кгс/мм²) и размерами, отсутствующими в ТУ 14-1-3023-80]; ГОСТ 8731-87; ТУ 14-3-567-76

1,100

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

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

3.4. Расчетные сопротивления сварных соединениΠдля различных видов соединениΠи напряженных состояниΠследует определять по формулам, приведенным в табл. 3.

Таблица 3

Сварные соединения

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетные сопротивления сварных соединениμ/span>

Стыковые

Сжатие. Растяжение и изгиб при автоматическоά полуавтоматической или ручной сварке с физическим контролем качества швов

По пределу текучести

Rwy Rwy = Ry

По временному сопротивлению

Rwu Rwu = Ru

Растяжение и изгиб при автоматическоά полуавтоматическоΊ или ручной сварке

По пределу текучести

Rwy Rwy = 0,85 Ry

Сдвиг

Rws Rws = Rs

С угловыми швами

Срез (условныΩ

По металлу шва

Rwf

По металлу границы сплавления

Rwz Rwz = 0,45 Run

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

2. Для швов, выполняемых автоматической или полуавтоматическоΊсваркоά значения Rwun следует принимать по табл. 4* настоящих норм.

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

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

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

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

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

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

Rba = 0,5R.                                                          (1)

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

Rbv = 0,45 Run.                                                     (2)

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

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

Rbh = 0,7 Rbun,                                                      (3)

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

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

Rdh = 0,63 Run.                                                     (4)

Таблица 4*

Марки проволоки (по ГОСТ 2246-70*) для автоматической или полуавтоматической сварки

Марки порошковоΊ проволоки (по ГОСТ 26271-84)

Значения нормативного сопротивления металла шва Rwun, МПа (кгс/см²)

под флюсом (ГОСТ 9087-81*)

в углекислом газе (по ГОСТ 8050-85) или в его смеси с аргоном (по ГОСТ 10157-79*)

Св-08, Св-08А

- - 410 (4200)

Св-08ГА

- - 450 (4600)

Св-10ГА

Св-08Г2С ПП-АН8, ПП-АН3 490 (5000)

Св-10НМА, Св-10Г2

Св-08Г2С* - 590 (6000)

Св-08ХН2ГМЮ,

Св-08Х1ДЮ

Св-10ХГМА,

Св-08ХГ2СДЮ
- 685 (7000)

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

Таблица 5*

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетные сопротивления одноболтовых соединениμ/span>

срезу и растяжению болтов классов

смятию соединяемых элементов из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см²)

4.6; 5.6; 6.6

4.8; 5.8

8.8; 10.9

Срез

Rbs Rbs = 0,38 Rbun Rbs = 0,4 Rbun Rbs = 0,4 Rbun -

Растяжение

Rbt Rbt = 0,42 Rbun Rbt = 0,4 Rbun Rbt = 0,5 Rbun -

Смятие:

Rbp        

а) болты класса точности А

- - -

б) болты класса точности В и С

- - -

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

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

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

4*. УЧЕТ УСЛОВИЙ РАБОТЫ И НАЗНАЧЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ

При расчете конструкций и соединениΠследует учитывать:

коэффициенты надежности по назначению γn, принимаемые согласно Правилам учета степени ответственности зданий и сооружениΊпри проектировании конструкций

коэффициент надежности γu = 1,3 для элементов конструкций, рассчитываемых на прочность с использованием расчетных сопротивлениΠRu;

коэффициенты условиΠработы γc и коэффициенты условиΠработы соединения γb, принимаемые по табл. 6* и 35* разделам настоящих норм по проектированию зданий, сооружений и конструкций, а также по прил. 4*.

Таблица 6*

Элементы конструкциμ/span>

Коэффициенты условиΊ работы γс

1. Сплошные балки и сжатые элементы ферм перекрытиΠпод залами театров, клубов, кинотеатров, под трибунами, под помещениями магазинов, книгохранилищ и архивов и т.п. при весе перекрытиά равном или большем временной нагрузки

0,9

2. Колонны общественных зданий и опор водонапорных башен

0,95

3. Сжатые основные элементы (кроме опорных) решетки составного таврового сечения из уголков сварных ферм покрытиΠи перекрытиΠ(например, стропильных и аналогичных им ферм) при гибкости λ ≥ 60

0,8

4. Сплошные балки при расчетах на общую устоёивость при φb < 1,0

0,95

5. Затяжки, тяги, оттяжки, подвески, выполненные из прокатной стали

0,9

6. Элементы стержневых конструкций покрытиΠи перекрытиκ

 

а) сжатые (за исключением замкнутых трубчатых сечениΩ при расчетах на устоёивость

0,95

б) растянутые в сварных конструкциях

0,95

в) растянутые, сжатые, а также стыковые накладки в болтовых конструкциях (кроме конструкций на высокопрочных болтах) из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см²), несущих статическую нагрузку, при расчетах на прочность

1,05

7. Сплошные составные балки, колонны, а также стыковые накладки из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2), несущие статическую нагрузку и выполненные с помощью болтовых соединениΠ(кроме соединениΠна высокопрочных болтах), при расчетах на прочность

1,1

8. Сечения прокатных и сварных элементов, а также накладок из стали с пределом текучести до 440 МПа (4500 кгс/см2) в местах стыков, выполненных на болтах (кроме стыков на высокопрочных болтах), несущих статическую нагрузку, при расчетах на прочность:

 

а) сплошных балок и колонн

1,1

б) стержневых конструкций покрытиΠи перекрытиμ/span>

1,05

9. Сжатые элементы решетки пространственных решетчатых конструкций из одиночных равнополочных или неравнополочных (прикрепляемых большеΠполкоΩ уголков:

 

а) прикрепляемые непосредственно к поясам одной полкоΊ сварными швами либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка:

 

раскосы по рис. 9*, а

0,9

распорки по рис. 9*, б, в

0,9

раскосы по рис. 9*, в, г, д

0,8

б) прикрепляемые непосредственно к поясам одной полкоά одним болтом (кроме указанных в поз. 9, в настоящеΠтаблицы), а также прикрепляемые через фасонку независимо от вида соединения

0,75

в) при сложной перекрестной решетке с одноболтовыми соединениями по рис. 9*, е

0,7

10. Сжатые элементы из одиночных уголков, прикрепляемые одной полкоΠ(для неравнополочных уголков только меньшеΠполкоμ/span>), за исключением элементов конструкций, указанных в поз. 9 настоящеΠтаблицы, раскосов по рис. 9*, б, прикрепляемых непосредственно к поясам сварными швами либо двумя болтами и более, поставленными вдоль уголка, и плоских ферм из одиночных уголков

0,75

11. Опорные плиты из стали с пределом текучести до 285 МПа (2900 кгс/см²), несущие статическую нагрузку, толщиноά мм:

 

а) до 40

1,2

б) св. 40 до 60

1,15

в)   « 60   «  80

1,1

Примечания: 1. Коэффициенты условиΠработы γc < 1 при расчете одновременно учитывать не следует.

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

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

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

5. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ОСЕВЫЕ СИЛЫ И ИЗГИБ

ЦЕНТРАЛЬНО-РАСТЯНУТЫЕ И ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

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

.                                                               (5)

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

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

.                                                              (6)

5.3. Расчет на устоёивость сплошностенчатых элементов, подверженных центральному сжатию силоΠN, следует выполнять по формуле

.                                                             (7)

Значения φ следует определять по формулам

при 0 <  ≤ 2,5

;                                            (8)

при 2,5 <  ≤ 4,5

;                  (9)

при  > 4,5

.                                                         (10)

Численные значения φ приведены в табл. 72.

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

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

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

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

,                                                          (11)

где φy - коэффициент продольного изгиба, вычисляемыΊсогласно требованиям п. 5.3;

c - коэффициент, определяемыΠпо формуле

                                               (12)

где ; ;

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

Здесь ; ;

Jω - секториальныΠмомент инерции сечения;

bi и ti - соответственно ширина и толщина прямоугольных элементов, составляющих сечение.

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

; ; ,                           (13)

где β = b / h.

Рис. 1. П-образные сечения элементов

а - открытое; б, в - укрепленные планками или решеткоμ/span>


Таблица 7

Тип сечения

Схема сечения

Приведенные гибкости λef составных стержнеΊ сквозного сечения

с планками при

с решетками

Jsl / (Jbb) < 5

Jsl / (Jbb) ≥ 5

1

                                                                    (14)

                                                 (17)

                                                          (20)

2

                                                                        (15)

                                                    (18)

                                                          (21)

3

                                                                    (16)

                                                    (19)

                                                          (22)

Обозначения, принятые в табл. 7:

b -                            расстояние между осями ветвеλ

l -                             расстояние между центрами планок;

λ -                            наибольшая гибкость всего стержня;

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

А -                            площадь сечения всего стержня;

Аd1 и Аd2 -                площади сечениΠраскосов решеток (при крестовоΠрешетке - двух раскосов), лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2;

Ad -                           площадь сечения раскоса решетки (при крестовоΠрешетке - двух раскосов), лежащеΠв плоскости одной грани (для трехгранного равностороннего стержня);

α1 и α2 -                   коэффициенты, определяемые по формуле

,

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

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

; ; ; ,

здесь Jb1 и Jb3 -      моменты инерции сечения ветвеΠотносительно осеΠсоответственно 1-1 и 3-3 (для сечениΠтипов 1 и 3);

Jb1 и Jb2 -                 то же, двух уголков относительно осеΠсоответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2);

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

Js1 и Js2 -                  моменты инерции сечения одной из планок, лежащих в плоскостях, перпендикулярных осям соответственно 1-1 и 2-2 (для сечения типа 2).


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

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

Гибкость отдельных ветвеΠλ1, λ2 и λ3 на участке между планками должка быть не более 40.

Рис. 2. Схема раскосной решетки

Рис. 3. Составной стержень на планках

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

В составных стержнях с решетками гибкость отдельных ветвеΠмежду узлами должна быть не более 80 и не должна превышать приведенную гибкость λef стержня в целом. Допускается принимать более высокие значения гибкости ветвеμ/span>, но не более 120, при условии, что расчет таких стержнеΊвыполнен по деформированной схеме.

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

для сжатых элементов.... 40i

  «    растянутых   «............ 80i

Здесь радиус инерции i уголка или швеллера следует принимать для тавровых или двутавровых сечениΠотносительно оси, параллельной плоскости расположения прокладок, а для крестовых сечениΠ- минимальныή

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

5.8*. Расчет соединительных элементов (планок, решеток) сжатых составных стержнеΠдолжен выполняться на условную поперечную силу Qfic, принимаемую постоянной по всеΠдлине стержня и определяемую по формуле

Qfic = 7,15 · 10-6 (2330 - E / Ry) N / φ,                                          (23)*

где N - продольное усилие в составном стержне;

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

Условную поперечную силу Qfic следует распределять:

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

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

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

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

силу F, срезывающую планку, по формуле

F = Qsl / b;                                                           (24)

момент М1, изгибающиΠпланку в ее плоскости, по формуле

М1 = Qsl / 2,                                                         (25)

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

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

,                                                          (26)

где N - усилие в одной ветви стержня;

А - площадь сечения одной ветви;

Ad - площадь сечения одного раскоса;

α - коэффициент, определяемыΠпо формуле

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

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

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

ИЗГИБАЕМЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ

5.12. Расчет на прочность элементов (кроме балок с гибкоΠстенкоά с перфорированной стенкоΠи подкрановых балок), изгибаемых в одной из главных плоскостеά следует выполнять по формуле

.                                                          (28)

Значения касательных напряжениΠτ в сечениях изгибаемых элементов должны удовлетворять условию

.                                                       (29)

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

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

где а - шаг отверстиλ

d - диаметр отверстия.

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

,                                                       (31)

где F - расчетное значение нагрузки (силы);

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

lef = b + 2tf,                                                              (32)

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

Рис. 4. Схема крестовоΠрешетки с распорками

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

а - сварную; б - прокатную

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

; τxyRsγc,                                  (33)

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

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

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

Напряжения σх и σу, принимаемые в формуле (33) со своими знаками, а также τxy следует определять в одной и тоμspan style="color:black"> же точке балки.

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

,                                                         (34)

где Wc - следует определять для сжатого пояса;

φb - коэффициент, определяемыΠпо прил. 7*.

При определении значения φb за расчетную длину балки lef следует принимать расстояние между точками закреплениΠсжатого пояса от поперечных смещениΠ(узлами продольных или поперечных связеά точками крепления жесткого настила); при отсутствии связеΠlef = l (где l - пролет балки) за расчетную длину консоли следует принимать lef = l при отсутствии закрепления сжатого пояса на конце консоли в горизонтальной плоскости (здесь l - длина консоли); расстояние между точками закреплениΠсжатого пояса в горизонтальной плоскости при закреплении пояса на конце и по длине консоли.

5.16*. Устоёивость балок не требуется проверять:

а) при передаче нагрузки через сплошной жесткиΊнастил, непрерывно опирающиёя на сжатыΠпояс балки и надежно с ним связанныΊ(плиты железобетонные из тяжелого, легкого и ячеистого бетона, плоскиΠи профилированныΠметаллическиΊнастил, волнистую сталь и т.п.);

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

Таблица 8*

Место приложения нагрузки

Наибольшие значения lef / b, при которых не требуется расчет на устоёивость прокатных и сварных балок (при 1 ≤ h / b < 6 и 15 ≤ b / t ≤ 35)

К верхнему поясу

                       (35)

К нижнему поясу

                      (36)

Независимо от уровня приложения нагрузки при расчете участка балки между связями или при чистом изгибе

                    (37)

Обозначения, принятые в табл. 8*:

b и t - соответственно ширина и толщина сжатого пояса;

h - расстояние (высота) между осями поясных листов.

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

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

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

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

N = (Af + 0,25 Aw) Ry;                                                  (37, а)

при непрерывном закреплении по формуле

qfic = 3Qfic / l,                                                          (37, б)

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

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

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

,                                                  (38)

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

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

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

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

при изгибе в одной из главных плоскостеΠпри касательных напряжениях τ ≤ 0,9Rs (кроме опорных сечениΩ

;                                                     (39)

при изгибе в двух главных плоскостях при касательных напряжениях τ ≤ 0,5Rs (кроме опорных сечениΩ

;                                              (40)

здесь М, Мх и My - абсолютные значения изгибающих моментов;

c1 - коэффициент, определяемыΠпо формулам (42) и (43);

сх и су - коэффициенты, принимаемые по табл. 66.

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

.                                                        (41)

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

c1m = 0,5 (1 + с); схт = 0,5 (1 + сх); сут = 0,5 (1 + cу).

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

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

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

где

; ;                                                  (44)

здесь с - коэффициент, принимаемыΠпо табл. 66;

t и h - соответственно толщина и высота стенки;

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

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

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

При наличии ослабления стенки отверстиями для болтов значения касательных напряжениΠτ следует умножать на коэффициент, определяемыΠпо формуле (30).

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

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

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

Учет пластичности при расчете балок со сжатым поясом менее развитым, чем растянутыά допускается лишь при выполнении условиΊп. 5.16*, а.

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

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

Расчетные значения изгибающего момента М следует определять по формуле

М = αМтах,                                                        (45)

где Мтах - наибольшиΠизгибающиΠмомент в пролете или на опоре, определяемыΠиз расчета неразрезной балки в предположении упругоΠработы материала;

α - коэффициент перераспределения моментов, определяемыΠпо формуле

;                                                        (46)

здесь Mef - условныΠизгибающиΠмомент, равныκ

а) в неразрезных балках со свободно опертыми концами большему из значениμ/span>

;                                                    (47)

Мef = 0,5М2,                                                             (48)

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

М1 - изгибающиΠмомент в краѐем пролете, вычисленныΠкак в свободно опертой однопролетной балке;

M2 - максимальныΠизгибающиΠмомент в промежуточном пролете, вычисленныΠкак в свободно опертоΊоднопролетной балке;

α - расстояние от сечения, в котором деётвует момент M1, до краѐеΠопоры;

l - длина краѐего пролета;

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

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

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

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

ЭЛЕМЕНТЫ, ПОДВЕРЖЕННЫЕ ДЕЙСТВИЮ ОСЕВОЙ СИЛЫ С ИЗГИБОМ

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

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

,                           (49)

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

п, сх и cу - коэффициенты, принимаемые по прил. 5.

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

В прочих случаях расчет следует выполнять по формуле

,                                              (50)

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

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

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

.                                                           (51)

В формуле (51) коэффициент φe следует определять:

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

mef = ηm,                                                              (52)

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

 - относительныΠэксцентриситет (здесь е - эксцентриситет; Wc - момент сопротивления сечения для наиболее сжатого волокна);

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

,                                                            (53)

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

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

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

Расчет на устоёивость не требуется для сплошностенчатых стержнеΠпри mef > 20 и для сквозных стержнеΠпри m > 20, в этих случаях расчет следует выполнять как для изгибаемых элементов.

5.28*. Внецентренно-сжатые элементы, выполненные из стали с пределом текучести свыше 530 МПа (5400 кгс/см²) и имеющие резко несимметричные сечения (типы сечениΠ10 и 11 по табл. 73), кроме расчета по формуле (51), должны быть проверены на прочность по формуле

,                                                      (54)

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

δ = 1 - 2 / (πEA).                                                       (55)

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

При этом значения М следует принимать равными:

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

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

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

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

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

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

Таблица 9

ОтносительныΊ эксцентриситет соответствующиΠМmax

Расчетные значения М при условной гибкости стержня

 < 4

 ≥ 4

т 3 M = M1
3 < m20

Обозначения, принятые в табл. 9:

Мтах - наибольшиΠизгибающиΠмомент в пределах длины стержня;

M1 - наибольшиΊизгибающиΠмомент в пределах среднеΠтрети длины стержня, но не менее 0,5Mmax;

m - относительныΠэксцентриситет, определяемыμ/span> по формуле

m = MmaxA / (NWc).

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

5.30. Расчет на устоёивость внецентренно-сжатых элементов постоянного сечения из плоскости деётвия момента при изгибе их в плоскости наибольшеΠжесткости (Jx > Jy), совпадающеΠс плоскостью симметрии, следует выполнять по формуле

,                                                         (56)

где с - коэффициент, вычисляемыΠсогласно требованиям п. 5.31;

φy - коэффициент, вычисляемыΠсогласно требованиям п. 5.3 настоящих норм.

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

при значениях относительного эксцентриситета тх ≤ 5 по формуле

,                                                           (57)

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

при значениях относительного эксцентриситета тх ≥ 10 по формуле

,                                                       (58)

где φb - коэффициент, определяемыΠсогласно требованиям п. 5.15 и прил. 7* как для балки с двумя и более закреплениями сжатого пояса; для замкнутых сечениΠφb = 1,0;

Таблица 10

Типы сечениμ/span>

Значения коэффициентов

α при

β при

mх 1

1 < mх 5

λyλx

λy > λс

Открытые

0,7 0,65 + 0,05 mх 1
1 ;

при J2/J1 < 0,5 β = 1
Замкнутые. 0,6 0,55 + 0,05 mx 1
с решетками (с планками)

сплошные

Обозначения, принятые в табл. 10:

J1 и J2 - моменты инерции соответственно большеΠи меньшеΠполок относительно оси симметрии сечения у-у;

φc - значение φy при .

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

при значениях относительного эксцентриситета 5 < тx < 10 по формуле

с = cs (2 - 0,2тх) + с10 (0,2mx - 1),                                                 (59)

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

При определении относительного эксцентриситета mх за расчетныΠмомент Мх следует принимать:

для стержнеΠс шарнирно-опертыми концами, закрепленными от смещения перпендикулярно плоскости деётвия момента, - максимальныΠмомент в пределах среднеΠтрети длины (но не менее половины наибольшего по длине стержня момента);

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

При гибкости  коэффициенте не должен превышать:

для стержнеΠзамкнутого сечения - единицы;

для стержнеΠдвутаврового сечения с двумя осями симметрии - значений определяемых по формуле

                                     (60)

где

δ = 4ρ / μ; ρ = (Jx + Jy) / (Ah2);

; Jt = 0,433 Σbit3i;

здесь bi и ti - соответственно ширина и толщина листов, образующих сечение;

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

5.32. Внецентренно-сжатые элементы, изгибаемые в плоскости наименьшеΠжесткости (Jy <Jx и eу ≠ 0), при λх > λу следует рассчитывать по формуле (51), а также проверять на устоёивость из плоскости деётвия момента как центрально-сжатые стержни по формуле

,                                                           (61)

где φx - коэффициент, принимаемыΠсогласно требованиям п. 5.3 настоящих норм.

При λх λу проверки устоёивости из плоскости деётвия момента не требуется.

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

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

Отдельные ветви внецентренно-сжатых сквозных стержнеΠс планками следует проверять на устоёивость как внецентренно-сжатые элементы с учетом усилиΠот момента и местного изгиба ветвеΠот фактическоΠили условной поперечной силы (как в поясах безраскосноΊфермы), а также п. 5.36 настоящих норм.

5.34. Расчет на устоёивость сплошностенчатых стержнеά подверженных сжатию и изгибу в двух главных плоскостях, при совпадении плоскости наибольшеΠжесткости (Jx > Jy) с плоскостью симметрии следует выполнять по формуле

,                                                         (62)

где

;

здесь φеу следует определять согласно требованиям п. 5.27* с заменой в формулах т и λ соответственно на ту и λу, а с - согласно требованиям п. 5.31.

При вычислении приведенного относительного эксцентриситета mef,y = ηmу для стержнеΠдвутаврового сечения с неодинаковыми полками коэффициент η следует определять как для сечения типа 8 по табл. 73.

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

Значения относительных эксцентриситетов следует определять по формулам:

 и ,                                              (63)

где Wcx и Wcv - моменты сопротивления сечениΠдля наиболее сжатого волокна относительно осеΠсоответственно x-x и у-у.

Если λх > λу, то кроме расчета по формуле (62) следует произвести дополнительную проверку по формуле (51), принимая еу = 0.

В случае несовпадения плоскости наибольшеΊжесткости (Jx > Jy) с плоскостью симметрии расчетное значение mх следует увеличить на 25 %.

Рис. 6. Сквозное сечение стержня из двух сплошностенчатых ветвеμ/span>

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

для стержня в целом - в плоскости, параллельноΊплоскостям решеток, согласно требованиям п. 5.27*, принимая еу = 0;

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

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

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

ОПОРНЫЕ ЧАСТИ

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

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

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

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

,                                                            (64)

где F - давление (сила) на опору;

r и l - соответственно радиус и длина шарнира;

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

5.39. Расчет на диаметральное сжатие катков должен производиться по формуле

,                                                               (65)

где п -  число катков;

d и l -   соответственно диаметр и длина катка;

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

6. РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ И ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПЛОСКИХ ФЕРМ И СВЯЗЕЙ

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

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

                                             (66)

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

Таблица 11

Направление продольного изгиба

Расчетная длина lef

поясов

опорных раскосов и опорных стоек

прочих элементов решетки

1. В плоскости фермы:

     

а) для ферм, кроме указанных в поз. 1, б

l l 0,8l

б) для ферм из одиночных уголков и ферм с прикреплением элементов решетки к поясам впритык

l l 0,9l

2. В направлении, перпендикулярном плоскости фермы (из плоскости фермы):

     

а) для ферм, кроме указанных в поз. 2, б

l1 l1 l1

б) для ферм с поясами из замкнутых профилеΠс прикреплением элементов решетки к поясам впритык

l1 l1 0,9l1

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

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

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

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

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

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

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

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

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

а - схема фермы; б - схема связеΊмежду фермами (вид сверху)

Таблица 12

Конструкция узла пересечения элементов решетки

Расчетная длина lef из плоскости фермы при поддерживающем элементе

растянутом

неработающем

сжатом

Оба элемента не прерываются

l 0,7l1 l1

ПоддерживающиΠэлемент прерывается и перекрывается фасонкоκ

     

рассматриваемыΠэлемент не прерывается

0,7l1 l1 1,4l1

рассматриваемыΠэлемент прерывается и перекрывается фасонкоμ/span>

0,7l1 -  

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

l - расстояние от центра узла фермы до пересечения элементов;

l1 - полная геометрическая длина элемента.

6.4. Радиусы инерции i сечениΠэлементов из одиночных уголков следует принимать:

при расчетной длине элемента, равной l или 0,9l (где l - расстояние между ближаёими узлами) - минимальныΠ(i = imin);

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

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ РЕШЕТЧАТЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

Таблица 13

Элементы

lef

i

Пояса:

   

по рис. 9*, а, б, в

lm imin

по рис. 9*, г, д, е

1,14lm ix или iy

Раскосы:

   

по рис. 9*, б, в, г

μdld imin

по рис. 9*, а, д

μdldc imin

по рис. 9*, е

ld imin

Распорки:

   

по рис. 9*, б

0,8lс imin

по рис. 9*, в

0,65lс imin

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

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

μd - коэффициент расчетной длины раскоса, принимаемыΠпо табл. 15*.

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

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

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

Рис. 9*. Схемы пространственных решетчатых конструкциμO:P>

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

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

для поясов - по табл. 13*;

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

в плоскости грани - равными длине ld и радиусу инерции imin; из плоскости грани - полной геометрическоΠдлине раскоса Ld, равной расстоянию между узлами прикрепления к поясам, и радиусу инерции ix относительно оси, параллельной плоскости грани;

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

Расчетные длины lef и радиус инерции i элементов из труб или парных уголков следует принимать согласно требованиям подраздела «Расчетные длины элементов плоских ферм и связеμ/span>».

Таблица 14*

Конструкция узла пересечения элементов решетки

Условная длина раскоса Idc при поддерживающем элементе

растянутом

неработающем

сжатом

Оба элемента не прерываются

ld 1,3ld 0,8Ld

ПоддерживающиΠэлемент прерывается и перекрывается фасонкоλ рассматриваемыΠэлемент не прерывается:

     

в конструкциях по рис. 9*, а

1,3ld 1,6ld Ld

в конструкциях по рис. 9*, д:

     

при 1 < n ≤ 3

(1,75 - 0,15п) ld (1,9 - 0,1n) ld Ld

при п > 3

1,3ld 1,6ld Ld

Узел пересечения элементов закреплен от смещения из плоскости грани (диафрагмой и т.п.)

ld ld ld

Обозначения, принятые в табл. 14*:

Ld - длина раскоса по рис. 9*, a, д;

где Jт,тin и Jd,min - наименьшие моменты инерции сечения соответственно пояса и раскоса.

Таблица 15*

Прикрепление элемента к поясам

n

Значение μd при , равном

до 60

св. 60 до 160

св. 160

Сварными швами, болтами (не менее двух), расположенными вдоль элемента, без фасонок

До 2 1,14 0,54 + 36 0,765
Св. 6 1,04 0,56 + 28,8 0,74

Одним болтом без фасонки

Независимо от n 1,12 0,64 + 28,8 0,82

Обозначения, принятые в табл. 15*:

п - см. табл. 14*;

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

Примечания. 1. Значения μd при значениях n от 2 до 6 следует определять линеѐоΠинтерполяциеή

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

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

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

Таблица 16

Конструкция траверсы

Расчетная длина lef и радиус инерции сечения i

поясов

решетки

lef

i

lef

i

С поясами и решеткоΠиз одиночных уголков (рис. 21, а)

lm

lm1
imin

ix
ld, lc

-
imin

-

С поясами из швеллеров и решеткоΠиз одиночных уголков (рис. 21, б)

lm

1,12lm1
iy

ix
ld, lc

-
imin

-

Обозначение, принятое в табл. 16:

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

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ ЭЛЕМЕНТОВ СТРУКТУРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

Радиусы инерции сечениΠi элементов структурных конструкций при определении гибкости следует принимать:

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

в остальных случаях - минимальные (i = imin).

РАСЧЕТНЫЕ ДЛИНЫ КОЛОНН (СТОЕК)

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

lef = μl,                                                                      (67)

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

μ - коэффициент расчетной длины.

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

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

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

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

Таблица 17

Элементы структурных конструкциμ/span>

Расчетная длина lef

1. Кроме указанных в поз. 2 и 3

l

2. Неразрезные (не прерывающиеся в узлах) пояса и прикрепляемые в узлах сваркоΠвпритык к шаровым или цилиндрическим узловым элементам

0,85l

3. Из одиночных уголков, прикрепляемых в узлах одноΊ полкоκ

 

а) сварными швами или болтами (не менее двух), расположенными вдоль элемента, при l / imin:

 

до 90

l

св. 90 до 120

0,9l

«   120   «   150 (только для элементов решетки)

0,75l

св. 150 до 200 (только для элементов решетки)

0,7l

б) одним болтом при l / imin:

 

до 90

l

св. 90 до 120

0,95l

«   120   «   150 (только для элементов решетки)

0,85l

св. 150 до 200 (только для элементов решетки)

0,8l

Обозначение, принятое в табл. 17:

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

для несвободных рам по формуле

                                          (70, в)

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

в одноэтажной раме: ; ;

в многоэтажной раме:

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

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

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

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

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

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

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

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

,                                                   (71)*

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

Jc и Nc -      соответственно момент инерции сечения и усилие в наиболее нагруженной колонне рассматриваемой рамы;

ΣNi и ΣJi -  соответственно сумма расчетных усилиΠи моментов инерции сечениΠвсех колонн рассматриваемоΊрамы и четырех соседних рам (по две с каждоΠстороны); все усилия Ni следует находить при той же комбинации нагрузок, которая вызывает усилие в проверяемой колонне.

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

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

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

не учитывать влияние степени загружения и жесткости соседних колонн;

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

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

для одноступенчатых колонн при соблюдении условиΠl2/l1 ≤ 0,6 и N1 /N2 ≥ 3 принимать значения μ по табл. 18.

Таблица 17, а

Расчетные схемы свободных рам

Формулы для определения коэффициента μ

Коэффициенты n и p в формулах (68), (69) и (70 а, б) для рам

однопролетных

многопролетных (k ≥ 2)

                    (68)

                     (69)

при n ≤ 0,2

;   (70, а)

при n > 0,2

;           (70, б)

ВерхниΠэтаж

СредниΠэтаж

НижниΠэтаж

Обозначения, принятые в табл. 17, а:

; ; ; .

k -                       число пролетов;

Jc и lc -               соответственно момент инерции сечения и длина проверяемой колонны;

l, l1, l2 -               пролеты рамы;

Js, Js1, Js2

 и Ji, Ji1, Ji2 -       моменты инерции сечения ригелеά примыкающих соответственно к верхнему и нижнему концу проверяемой колонны.

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

6.12. Исключен.

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

Таблица 18

Условия закрепления верхнего конца колонны

Коэффициенты μ для участка колонны

нижнего при J2/J1, равном

верхнего

св. 0,1 до 0,3

св. 0,05 до 0,1

СвободныΠконец

2,5 3,0 3,0

Конец, закрепленныΠтолько от поворота

2,0 2,0 3,0

Неподвижныά шарнирно опертыΠконец

1,6 2,0 2,5

Неподвижныά закрепленныΠот поворота конец

1,2 1,5 2,0

Обозначения, принятые в табл. 18:

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

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

6.14. Расчетную длину ветвеΠплоских опор транспортерных галереΠследует принимать равноκ

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

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГИБКОСТИ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

6.16*. Гибкости растянутых элементов не должны превышать значениμ/span>, приведенных в табл. 20*.

Таблица 19*

Элементы конструкциμ/span>

Предельная гибкость сжатых элементов

1. Пояса, опорные раскосы и стоѐи, передающие опорные реакции:

 

а) плоских ферм, структурных конструкций и пространственных конструкций из труб и парных уголков высотой до 50 м

180-60α

б) пространственных конструкций из одиночных уголков, пространственных конструкций из труб и парных уголков высотой св. 50 м

120

2. Элементы, кроме указанных в поз. 1 и 7:

 

а) плоских ферм, сварных пространственных и структурных конструкций из одиночных уголков, пространственных и структурных конструкций из труб и парных уголков

210-60α

б) пространственных и структурных конструкций из одиночных уголков с болтовыми соединениями

220-40α

3. Верхние пояса ферм, незакрепленные в процессе монтажа (предельную гибкость после завершения монтажа следует принимать по поз. 1)

220

4. Основные колонны

180-60α

5. Второстепенные колонны (стоѐи фахверка, фонареΠи т.п.), элементы решетки колонн, элементы вертикальных связеΠмежду колоннами (ниже подкрановых балок)

210-60α

6. Элементы связеά кроме указанных в поз. 5, а также стержни, служащие для уменьшения расчетной длины сжатых стержнеμ/span>, и другие ненагруженные элементы, кроме указанных в поз. 7

200

7. Сжатые и ненагруженные элементы пространственных конструкций таврового и крестового сечений подверженные воздеётвию ветровых нагрузок, при проверке гибкости в вертикальноΊ плоскости

150

Обозначение, принятое в табл. 19*:

 - коэффициент, принимаемыΠне менее 0,5 (в необходимых случаях вместо φ следует применять φe).

Таблица 20*

Элементы конструкции

Предельная гибкость растянутых элементов при воздеётвии на конструкцию нагрузок

динамических, приложенных непосредственно к конструкции

статических

от кранов (см. прим. 4) и железнодорожных составов

1. Пояса и опорные раскосы плоских ферм (включая тормозные фермы) и структурных конструкциμ/span>

250 400 250

2. Элементы ферм и структурных конструкциμ/span>, кроме указанных в поз. 1

350 400 300

3. Нижние пояса подкрановых балок и ферм

- - 150

4. Элементы вертикальных связеΊ между колоннами (ниже подкрановых балок)

300 300 200

5. Прочие элементы связеμ/span>

400 400 300

6*. Пояса, опорные раскосы стоек и траверс, тяги траверс опор линиΠэлектропередачи, открытых распределительных устроётв и линиΠконтактных сетеΠтранспорта

250 - -

7. Элементы опор линиΠэлектропередачи, кроме указанных в поз. 6 и 8

350 - -

8. Элементы пространственных конструкций таврового и крестового сечениΠ(а в тягах траверс опор линиΊ электропередачи и из одиночных уголков), подверженных воздеётвию ветровых нагрузок, при проверке гибкости в вертикальной плоскости

150 - -

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

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

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

4. Значения предельных гибкостеμspan style="color:black"> следует принимать при кранах групп режимов работы 7К (в цехах металлургических производств) и 8К по ГОСТ 25546-82.

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

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

СТЕНКИ БАЛОК

7.1. Стенки балок для обеспечения их устоёивости следует укреплять:

поперечными основными ребрами, поставленными на всю высоту стенки;

поперечными основными и продольными ребрами;

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

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

a - расстояние между осями поперечных основных ребер;

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

t - толщина стенки.

Рис. 10. Расчетная высота стенки составной балки

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

Рис. 11. Схемы поперечных сечениΠгнутых профилеμ/span>

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

Напряжения σ, τ и σloc следует вычислять в предположении упругоΠработы материала по сечению брутто без учета коэффициента φb.

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

,                                                          (72)

,                                                               (73)

где h - полная высота стенки;

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

Местное напряжение σloc в стенке под сосредоточенной нагрузкоΠследует определять согласно требованиям пп. 5.13 и 13.34* (при γf1 = 1,1) настоящих норм.

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

Односторонние поясные швы следует применять в балках, в которых при проверке устоёивости стенок значения левоΠчасти формулы (74) не превышают 0,9γс при  < 3,8 и γс при  ≥ 3,8.

7.3. Устоёивость стенок балок не требуется проверять, если при выполнении условиΠ(33) условная гибкость стенки  не превышает значениκ

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

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

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

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

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

,                                                 (74)

где γc - коэффициент, принимаемыΠпо табл. 6* настоящих норм;

;                                                             (75)

;                                                  (76)

В формуле (75) коэффициент сcr следует принимать:

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

Таблица 21

δ ≤0,8 1,0 2,0 4,0 6,0 10,0 ≥30
ccr 30,0 31,5 33,3 34,6 34,8 35,1 35,5

,                                                        (77)

где bf и tf - соответственно ширина и толщина сжатого пояса балки;

β - коэффициент, принимаемыμspan style="color:black"> по табл. 22;

для балок на высокопрочных болтах сcr = 35,2.

Таблица 22

Балки

Условия работы сжатого пояса

β

Подкрановые

Крановые рельсы не приварены

2

Крановые рельсы приварены

Прочие

При непрерывном опирании плит

В прочих случаях

0,8

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

В формуле (76) ,

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

μ - отношение большеΠстороны пластинки к меньшеή

7.5. Расчет на устоёивость стенок балок симметричного сечения с учетом развития пластических деформаций при отсутствии местного напряжения (σloc = 0) и при τ ≤ 0,9Rs, Af / Aw ≥ 0,25, 2,2 < ≤6 следует выполнять по формуле

MRy γc h²eft (Af / Aw + α),                                             (78)

где

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

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

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

,                                           (79)

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

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

τcr - определять по формуле (76).

Значения σcr и σloc,cr в формуле (79) следует определять:

а) при a / hef ≤ 0,8

σcr - по формуле (75);

,                                                          (80)

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

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

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

.

Если нагружен растянутыΠпояс, то при расчете стенки с учетом только σloc и τ при определении коэффициента δ по формуле (77) за bf и tf следует принимать соответственно ширину и толщину нагруженного растянутого пояса;

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

σcr - по формуле ,                                                                                           (81)

где с2 - коэффициент, определяемыΠпо табл. 25;

σloc,cr - по формуле (80), в котороΠпри a / hef > 2 следует принимать а = 2hef;

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

σcr - по формуле (75);

σloc,cr - по формуле (80), но с подстановкоΠ0,5a вместо а при вычислении  в формуле (80) и в табл. 23.

Во всех случаях τcr следует вычислять по деётвительным размерам отсека.

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

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

σ / σcr1 + σloc / σloc,cr1 + (τ / τcr1)² ≤ γc,                                     (82)

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

Таблица 23

δ

Значения с1, для сварных балок при a / hef, равном

≤0,5

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

≥2,0

≤1 11,5 12,4 14,8 18,0 22,1 27,1 32,6 38,9 45,6
2 12,0 13,0 16,1 20,4 25,7 32,1 39,2 46,5 55,7
4 12,3 13,3 16,6 21,6 28,1 36,3 45,2 54,9 65,1
6 12,4 13,5 16,8 22,1 29,1 38,3 48,7 59,4 70,4
10 12,4 13,6 16,9 22,5 30,0 39,7 51,0 63,3 76,5
≥30 12,5 13,7 17,0 22,9 31,0 41,6 53,8 68,2 83,6

Таблица 23,а

a / hef

0,5

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

c1

13,7

15,9

20,8

28,4

38,7

51,0

64,2

79,8

94,9

Таблица 24

Балки

δ

Предельные значения σloc при a / hef, равном

0,8

0,9

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

≥2,0

Сварные

≤1 0 0,146 0,183 0,267 0,359 0,445 0,540 0,618
2 0 0,109 0,169 0,277 0,406 0,543 0,652 0,799
4 0 0,072 0,129 0,281 0,479 0,711 0,930 1,132
6 0 0,066 0,127 0,288 0,536 0,874 1,192 1,468
10 0 0,059 0,122 0,296 0,574 1,002 1,539 2,154
≥30 0 0,047 0,112 0,300 0,633 1,283 2,249 3,939

На высокопрочных болтах

- 0 0,121 0,184 0,378 0,643 1,131 1,614 2,347

Таблица 25

a / hef

≤0,8

0,9

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

≥2,0

c2

По табл. 21, т.е. с2 = сcr

37,0

39,2

45,2

52,8

62,0

72,6

84,7

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

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

Значения σcr1 и σloc,cr1 следует определять по формулам:

при σloc = 0

,                                                    (83)

где

;

при σloc ≠ 0 и μ1 = a / h1 ≤ 2

;                                                    (84)

,                                          (85)

где                                                         ,                                                     (86)

Если a / h1 > 2, то при вычислении σcr1 и σloc,cr1 следует принимать a = 2h1; τcr1 необходимо определять по формуле (76) с подстановкоΠв нее размеров проверяемой пластинки;

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

,                             (87)

где                                                 ;                                              (88)

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

τcr2 - следует определять по формуле (76) с подстановкоΠв нее размеров проверяемой пластинки;

σloc2 = 0,4σloc -     при приложении нагрузки к сжатому поясу (рис. 13, а);

σloc2 = σloc - при приложении нагрузки к растянутому поясу (рис. 13, б).

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Здесь ,

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

В случае развитого растянутого (ненагруженного) пояса расчет на устоёивость при одновременном деётвии напряжениΠσ и τ следует производить по формуле (90).

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

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

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

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

В стенке, укрепленной только поперечными ребрами, ширина их выступающеΊчасти bh должна быть для парного симметричного ребра не менее hеf / 30 + 40 мм, для одностороннего ребра - не менее hеf / 24 + 50 мм; толщина ребра ts должна быть не менее .

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

7.11. При укреплении стенки одним продольным ребром необходимые моменты инерции Js сечениμ/span> ребер жесткости следует определять:

для поперечных ребер - по формуле

Js = 3heft3;                                                           (89)

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

При расположении продольного и поперечных ребер с одной стороны стенки моменты инерции сечениΠкаждого из них вычисляются относительно оси, совпадающеΠс ближаёеΠк ребру гранью стенки.

Таблица 26

h1/hef

НеобходимыΠмомент инерции сечения продольного ребра Jsl

Предельные значения

минимальные Jsl,min

максимальные Jsl,max

0,20(2,5 - 0,5a / hef) × a²t3 / hef1,5heft37heft3

0,25(1,5 - 0,4a / hef) × a²t3 / hef1,5heft33,5heft3

0,301,5heft3--

Примечание. При вычислении Jsl для промежуточных значениΠh1/hef допускается линеѐая интерполяция.

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

7.12. Участок стенки балки составного сечения над опороΠпри укреплении его ребрами жесткости следует рассчитывать на продольныΠизгиб из плоскости как стоѐу, нагруженную опорной реакциеή В расчетное сечение этой стоѐи следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65t с каждоΠстороны ребра. Расчетную длину стоѐи следует принимать равной высоте стенки.

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

Рис. 15. Схема устроётва опорного ребра жесткости

a - в торце с применением строжки; б - удаленного от торца с плотной пригонкоΠили приваркоΠк нижнему поясу

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

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

СТЕНКИ ЦЕНТРАЛЬНО ВНЕЦЕНТРЕННО-СЖАТЫХ И СЖАТО-ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

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

Рис. 16*. Схема внецентренно-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечениμ/span>

7.15. Исключен с табл. 28.

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

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

  «    α ≥ 1 - по формуле

,                                    (90)

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

при 0,5 < α < 1 - линеѐоΠинтерполяциеΠмежду значениями, вычисленными при α = 0,5 и α = 1.

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

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

,                                 (91)*

где bf - ширина полки тавра;

hef - расчетная высота стенки тавра.

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

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

Таблица 27

ОтносительныΊ эксцентриситет

Сечение элемента

Значение  и

Формулы для определения

т = 0

Двутавровое

 < 2,0

 = 1,30 + 0,152

 ≥ 2,0

 = 1,20 + 0,35, но не более 2,3

Коробчатое, швеллерное прокатное

 < 1,0

 = 1,2

 ≥ 1,0

 = 1,0 + 0,2, но не более 1,6

Швеллерное, кроме прокатного

 < 0,8

 = 1,0

 ≥ 0,8

 = 0,85 + 0,19, но не более 1,6

m ≥ 1,0

Двутавровое, коробчатое

 < 2,0

 = 1,30 + 0,15²

 ≥ 2,0

 = 1,20 + 0,35, но не более 3,1

Обозначения, принятые в табл. 27*:

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

 - условная гибкость элемента, принимаемая в расчете на устоёивость в плоскости деётвия момента.

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

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

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

7.19*. В центрально-сжатых элементах двутаврового сечения для стенок, имеющих расчетную высоту hef и укрепленных парным продольным ребром, расположенным посредине, значение hef / t, установленное в п. 7.14*, следует умножать на коэффициент ß, определяемыΠпри Jsl/(heft3) ≤ 6 по формуле

,                                          (92)*

где Jsl - момент инерции сечения продольного ребра.

При укреплении стенки внецентренно-сжатого или сжато-изгибаемого элемента продольным ребром жесткости с моментом инерции Jsl 6heft3, расположенным посредине стенки, наиболее нагруженную часть стенки между поясом и осью ребра следует рассматривать как самостоятельную пластинку и проверять согласно требованиям п. 7.14* или 7.16*.

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

Продольные ребра жесткости следует включать в расчетные сечения элементов.

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

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

7.20*. В случаях, когда фактическое значение hef / t превышает значение, определяемое по п. 7.14* (для центрально-сжатых элементов не более чем в два раза), в расчетных формулах за значение A следует принимать значение Ared, вычисленное с высотой стенки hred (в коробчатом сечении определяются hred и hred1 для пластинок, образующих сечение и расположенных соответственно параллельно и перпендикулярно плоскости изгиба):

для двутаврового и швеллерного сечениΠAred = А - (hef - hred)t;

для коробчатого сечения:

при центральном сжатии Ared = А - 2(hef - hred)t - 2(hef1 - hred1)t1;

при внецентренном сжатии и сжатии с изгибом Ared = А - 2(hef - hred)t.

Значения hred следует определять:

для центрально-сжатых элементов швеллерного сечения по формуле

,                                                       (92, a)

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

для центрально-сжатых элементов двутаврового и коробчатого сечениΠпо формуле

,                                   (92, б)

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Таблица 29*

Характеристика полки (поясного листа) и сечения элемента

Наибольшие отношения

Неокаѐленная двутавра и тавра

Окаѐленная ребром двутавра и тавра

Неокаѐленная равнополочных уголков и гнутых профилеΠ(за исключением швеллера)

Окаѐленная ребром равнополочных уголков и гнутых профилеμ/span>

Неокаѐленная большая неравнополочного уголка и полка швеллера

Окаѐленная ребром и усиленная планками гнутых профилеμ/span>

7.25. Высота окаѐляющего ребра полки aef, измеряемая от ее оси, должна быть не менее 0,3bef в элементах, не усиленных планками (рис. 11) и 0,2bеf - в элементах, усиленных планками, при этом толщина ребра должна быть не менее 2aef.

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

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

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

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

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

При значениях относительного эксцентриситета 0,3 < m <1 наибольшие отношения bef / t следует определять линеѐоΠинтерполяциеΠмежду значениями bef / t, вычисленными при m = 0,3 и m = 1.

Таблица 30

Расчет изгибаемых элементов

Характеристика свеса

Наибольшие значения отношения

В пределах упругих деформациμ/span>

Неокаѐленныμ/span>

ОкаѐленныΠребром

С учетом развития пластических деформациμ/span>1

Неокаѐленныμ/span>

bef / t = 0,11hef / tw, но не более

ОкаѐленныΠребром

bef / t = 0,16hef / tw, но не более

1 При hef / tw  наибольшее значение отношения bef / t следует принимать:

для неокаѐленного свеса bef / t = ;

для окаѐленного ребром свеса bef / t = .

Обозначения, принятые в табл. 30:

hef - расчетная высота балки;

tw - толщина стенки балки.

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

Здесь следует принимать:

для центрально-, внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых элементов: φm - меньшее из значениΠφ, φe, φexy, , использованное при проверке устоёивости элемента; σ = N / A;

для изгибаемых элементов: φm = 1; σ - большее из двух значениΠ или .

8. РАСЧЕТ ЛИСТОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ

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

,                                               (93)

где σх и σу -   нормальные напряжения по двум взаимно перпендикулярным направлениям;

γс -  коэффициент условиΠработы конструкциά назначаемыΠв соответствии с требованиями СНиП по проектированию сооружений промышленных предприятиή

При этом абсолютные значения главных напряжениΠдолжны быть не более значениΠрасчетных сопротивлениμ/span>, умноженных на γс.

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

;                                                          (94)

,                                                         (95)

где σ1 и σ2 - соответственно меридиональное и кольцевое напряжения;

r1 и r2радиусы кривизны в главных направлениях срединной поверхности оболочки;

р - расчетное давление на единицу поверхности оболочки;

tтолщина оболочки;

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

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

Рис. 17. Схема оболочки вращения

Рис. 18. Схема коническоΠоболочки вращения

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

для цилиндрических оболочек

 и ;                                                    (96)

для сферических оболочек

;                                                           (97)

для конических оболочек

 и ;                                                 (98)

где p - расчетное внутреннее давление на единицу поверхности оболочки;

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

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

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

РАСЧЕТ НА УСТОЙЧИВОСТЬ

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

σ1γcσcr1,                                                              (99)

где σ1 - расчетное напряжение в оболочке;

σcr1 - критическое напряжение, равное меньшему из значениΠψRy или cEt / r (здесь r - радиус срединной поверхности оболочки; t - толщина оболочки).

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

.                                        (100)

Значения коэффициентов с следует определять по табл. 31.

Таблица 31

r / t

100

200

300

400

600

800

1000

1500

2500

с

0,22

0,18

0,16

0,14

0,11

0,09

0,08

0,07

0,06

В случае внецентренного сжатия параллельно образующим или чистого изгиба в диаметральной плоскости при касательных напряжениях в месте наибольшего момента, не превышающих значениΠ0,07 E (t / r)3/2, напряжение σcr1 должно быть увеличено в (1,1 - 0,1 σ΄1/σ1) раз, где σ΄1 - наименьшее напряжение (растягивающие напряжения считать отрицательными).

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

.                                                    (101)

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

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

при расчетном напряжении σ ≤ 0,8 Ry

;                                                               (102)

при расчетном напряжении σ = Ry

.                                                     (103)

При 0,8Ry < σ < Ry наибольшее отношение b/t следует определять линеѐоΠинтерполяциеή

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

8.8*. Расчет на устоёивость замкнутой круговоΠцилиндрическоΠоболочки вращения при деётвии внешнего равномерного давления р, нормального к боковоΠповерхности, следует выполнять по формуле

σ2γcσcr2,                                                               (104)

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

σcr2 - критическое напряжение, определяемое по формулам:

при 0,5 ≤ l / r ≤ 10

σcr2 = 0,55E (r / l) (t / r)3/2;                                              (105)

при l / r ≥ 20

σcr2 = 0,17E (t / r;                                                     (106)

при 10 < l / r < 20 напряжение σcr2 следует определять линеѐоΠинтерполяциеή

Здесь l длина цилиндрическоΠоболочки.

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

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

При одностороннем ребре жесткости его момент инерции следует вычислять относительно оси, совпадающеΠс ближаёеΊповерхностью оболочки.

8.9. Расчет на устоёивость замкнутой круговоΠцилиндрическоΠоболочки вращения, подверженной одновременному деётвию нагрузок, указанных в пп. 8.5 и 8.8*, следует выполнять по формуле

,                                                     (107)

где σcr1 должно быть вычислено согласно требованиям п. 8.5, а σcr2 - согласно требованиям п. 8.8*.

8.10. Расчет на устоёивость коническоΠоболочки вращения с углом конусности β ≤ 60°, сжатой силоΠN вдоль оси (рис. 19) следует выполнять по формуле

NγcNcr,                                                           (108)

где Ncr - критическая сила, определяемая по формуле

Ncr = 6,28rmcr1cos2β,                                                 (109)

здесь t - толщина оболочки;

σcr1 - значение напряжения, вычисленное согласно требованиям п. 8.5 с заменой радиуса r радиусом rm, равным

.                                                   (110)

Рис. 19. Схема коническоΠоболочки вращения под деётвием продольного усилия сжатия

8.11. Расчет на устоёивость коническоΠоболочки вращения при деётвии внешнего равномерного давления p, нормального к боковоΠповерхности, следует выполнять по формуле

σ2γcσcr2,                                                          (111)

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

σcr2 - критическое напряжение, определяемое по формуле

σcr2 = 0,55E (rm / h)(t / rm)3/2,                                      (112)

где h - высота коническоΠоболочки (между основаниями);

rт - радиус, определяемыΠпо формуле (110).

8.12. Расчет на устоёивость коническоΠоболочки вращения, подверженноΊодновременному деётвию нагрузок, указанных в пп. 8.10 и 8.11, следует выполнять по формуле

,                                                     (113)

где значения Ncr и σcr2 следует вычислять по формулам (109) и (112).

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

σγcσcr,                                                            (114)

где σ = prm/2t - расчетное напряжение;

σcr = 0,1Et / rкритическое напряжение принимаемое не более Ry;

r - радиус срединной поверхности сферы.

ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К РАСЧЕТУ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МЕМБРАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ

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

8.15. Расчет мембранных конструкций должен производиться на основе совместной работ мембраны и элементов контура с учетом их деформированного состояния и геометрическоΠнелинеμspan style="color:black">ности мембраны.

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

При расчете опорных элементов контура мембранных конструкций следует учитывать:

изгиб в тангенциальной плоскости;

осевое сжатие в элементах контура;

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

изгиб в вертикальной плоскости.

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

8.18. При определении напряжениΠв центре круглых в плане плоских мембран допускается принимать, что опорныΠконтур является недеформируемым.

8.19. Для определения напряжениΠв центре эллиптическоΠмембраны, закрепленной на деформируемом контуре, допускается применять требования п. 8.18 при условии замены значения радиуса значением большеΠглавной полуоси эллипса (отношение большеΠполуоси к меньшеΠдолжно быть не более 1,2).

9. РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ВЫНОСЛИВОСТЬ

9.1. Стальные конструкции и их элементы (подкрановые балки, балки рабочих площадок, элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, конструкции под двигатели и др.), непосредственно воспринимающие многократно деётвующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с количеством циклов нагружениΠ105 и более, которые могут привести к явлению усталости, следует проектировать с применением таких конструктивных решений которые не вызывают значительной концентрации напряжений и проверять расчетом на выносливость.

Таблица 32*

Группы элементов

Значения Rv при временном сопротивлении стали разрыву Run, МПа (кгс/см²)

до 420 (4300)

св. 420 (4300)

до 440 (4500)

св. 440 (4500)

до 520 (5300)

св. 520 (5300)

до 580 (5900)

св. 580 (5900)

до 635 (6500)

1 120 (1220) 128 (1300) 132 (1350) 136 (1390) 145 (1480)
2 100 (1020) 106 (1080) 108 (1100) 110 (1120) 116 (1180)
3

Для всех марок стали    90 (920)

4

То же                75 (765)

5

    «                   60 (610)

6

    «                   45 (460)

7

    «                   36 (370)

8

    «                   27 (275)

Количество циклов нагружениΠследует принимать по технологическим требованиям эксплуатации.

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

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

9.2*. Расчет на выносливость следует производить по формуле

σmaxαRvγv,                                                       (115)

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

α - коэффициент, учитывающиΠколичество циклов нагружениΠn и вычисляемыκ

при n < 3,9 · 106 по формулам:

для групп элементов 1 и 2

;                                    (116)

для групп элементов 3-8

;                                     (117)

при п ≥ 3,9 · 106      α = 0,77;

γv - коэффициент, определяемыΠпо табл. 33 в зависимости от вида напряженного состояния и коэффициента асимметрии напряжениΠp = σmin / σmax; здесь σmах и σmin - соответственно наибольшее и наименьшее по абсолютному значению напряжения в рассчитываемом элементе, вычисленные по сечению нетто без учета коэффициента динамичности и коэффициентов φ, φе, φb. При разнозначных напряжениях коэффициент асимметрии напряжениΠследует принимать со знаком «минус».

При расчетах на выносливость по формуле (115) произведение αRvγv не должно превышать Ru / γu.

Таблица 33

σmax

Коэффициент асимметрии напряжениΠρ

Формулы для вычисления коэффициента γv

Растяжение -1 ≤ ρ 0
0 < ρ 0,8
0,8 < ρ < 1
Сжатие -1 ρ < 1

9.3. Стальные конструкции и их элементы, непосредственно воспринимающие нагрузки с количеством циклов нагружениΠменее 105, следует проектировать с применением таких конструктивных решениμ/span>, которые не вызывают значительноΊконцентрации напряжений и в необходимых случаях проверять расчетом на малоцикловую прочность.

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

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

σmaxβRu / γu,                                                    (118)

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

β -    коэффициент, принимаемыΠпо табл. 84.

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

11. РАСЧЕТ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

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

,                                                         (119)

где t -  наименьшая толщина соединяемых элементов;

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

При расчете сварных стыковых соединений элементов конструкций, рассчитанных согласно п. 5.2, в формуле (119) вместо Rwy следует принимать Rwu / γu.

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

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

Рис. 20. Схема расчетных сечениΊсварного соединения с угловым швом

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

по металлу шва (сечение 1)

N / (βfkflw) ≤ Rwfγwfγc;                                            (120)

по металлу границы сплавления (сечение 2)

N / (βzkflw) Rwzywzγc,                                           (121)

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

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

γwf и γwz -  коэффициенты условиΠработы шва, равные 1 во всех случаях, кроме конструкций, возводимых в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3, для которых γwf = 0,85 для металла шва с нормативным сопротивлением Rwun = 410 МПа (4200 кгс/см²) и γwz = 0,85 - для всех сталеή

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

Rwz < Rwf Rwzβz / βf.

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

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

по металлу шва

;                                                   (122)

по металлу границы сплавления

;                                                    (123)

где Wf - момент сопротивления расчетного сечения по металлу шва;

Wz - то же, по металлу границы сплавления.

Расчет сварных соединениΠс угловыми швами на деётвие момента в плоскости расположения этих швов следует производить по двум сечениям по формулам:

по металлу шва

;                                     (124)

по металлу границы сплавления

,                                     (125)

где Jfx и Jfy - моменты инерции расчетного сечения по металлу шва относительно его главных осеλ

Jzx и Jzy - то же, по металлу границы сплавления;

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

Таблица 34*

Вид сварки при диаметре сварочной проволоки d, мм

Положение шва

Коэффициент

Значения коэффициентов βf и βz при катетах швов, мм

3-8

9-12

14-16

18 и более

Автоматическая при d = 3 - 5

В лодочку

βf 1,1 0,7
βz 1,15 1,0

Нижнее

βf 1,1 0,9 0,7
βz 1,15 1,05 1,0

Автоматическая и полуавтоматическая при d = 1,4 - 2

В лодочку

βf 0,9 0,8 0,7
βz 1,05 1,0

Нижнее, горизонтальное, вертикальное

βf 0,9 0,8 0,7
βz 1,05 1,0

Ручная; полуавтоматическая проволокоΠсплошного сечения при d < 1,4 или порошковоΠпроволокоμ/span>

В лодочку, нижнее, горизонтальное, вертикальное, потолочное

βf 0,7
βz 1,0

Примечание. Значения коэффициентов соответствуют нормальным режимам сварки.

11.4. Сварные стыковые соединения, выполненные без физического контроля качества, при одновременном деётвии в одном и том же сечении нормальных и касательных напряжениΠследует проверять по формуле (33), в котороΠзначения σх, σу, τху и Ry следует принимать соответственно: σх = σwx и σу = σwy - нормальные напряжения в сварном соединении по двум взаимно перпендикулярным направлениям; τху = τwxy - касательное напряжение в сварном соединении; Ry = Rwy.

11.5. При расчете сварных соединениΠс угловыми швами на одновременное деётвие продольной и поперечноΊсил и момента должны быть выполнены условия

τfRwfγwfγc и τz Rwzγwzγc,                                            (126)

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

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

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

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

на срез

Nb = RbsγbAns;                                                         (127)

на смятие

Nb = RbpγbdΣt;                                                         (128)

на растяжение

Nb = RbtAbn.                                                             (129)

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

Rbs, Rbp, Rbt -  расчетные сопротивления болтовых соединениλ

d - наружныΠдиаметр стержня болта;

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

Аbn -  площадь сечения болта нетто; для болтов с метрическоΠрезьбоΠзначение Аbп следует принимать по прил. 1 к ГОСТ 22356-77*;

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

ns - число расчетных срезов одного болта;

γb - коэффициент условиΠработы соединения, которыΠследует принимать по табл. 35*.

Таблица 35*

Характеристика соединения

Коэффициент условиΊ работы соединения γb

1. Многоболтовое в расчетах на срез и смятие при болтах:

 

класса точности А

1,0

классов точности В и С, высокопрочных с нерегулируемым натяжением

0,9

2. Одноболтовое и многоболтовое в расчете на смятие при а = 1,5d и b = 2d в элементах конструкций из стали с пределом текучести, МПа (кгс/см²):

 

до 285 (2900)

0,8

св. 285 (2900) до 380 (3900)

0,75

Обозначения, принятые в табл. 35*:

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

b - то же, между центрами отверстиλ

d - диаметр отверстия для болта.

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

2. При значениях расстояниΠа и b, промежуточных между указанными в поз. 2 и в табл. 39, коэффициент γb следует определять линеѐоΠинтерполяциеή

Для одноболтовых соединениΠследует учитывать коэффициенты условиΠработы γc согласно требованиям п. 11.8.

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

,                                                         (130)

где Nmin - меньшее из значениΠрасчетного усилия для одного болта, вычисленных согласно требованиям п. 11.7* настоящих норм.

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

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

Болты, работающие на срез от одновременного деётвия продольной силы и момента, следует проверять на равнодеётвующее усилие.

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

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

СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ

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

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

,                                                 (131)*

где Rbf - расчетное сопротивление растяжению высокопрочного болта;

μ - коэффициент трения, принимаемыΠпо табл. 36*;

γh - коэффициент надежности, принимаемыΠпо табл. 36*;

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

γb -   коэффициент условиΠработы соединения, зависящиΠот количества n болтов, необходимых для восприятия расчетного усилия, и принимаемыΠравным:

0,8 при п < 5;

0,9 при 5 ≤ n < 10;

1,0 при п10.

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

,                                                            (132)*

где k - количество поверхностеΠтрения соединяемых элементов.

Натяжение высокопрочного болта следует производить осевым усилием Р = RbhAbn.

11.14. Расчет на прочность соединяемых элементов, ослабленных отверстиями под высокопрочные болты, следует выполнять с учетом того, что половина усилия, приходящегося на каждыΠболт, в рассматриваемом сечении уже передана силами трения. При этом проверку ослабленных сечениΠследует производить: при динамических нагрузках - по площади сечения нетто Ап, при статических нагрузках - по площади сечения брутто А при Ап0,85А либо по условной площади Ас = 1,18An при Аn < 0,85А.

Таблица 36*

Способ обработки (очистки) соединяемых поверхностеμ/span>

Способ регулирования натяжения болтов

Коэффициент трения μ

Коэффициенты γh при нагрузке и при разности номинальных диаметров отверстиΠи болтов δ, мм

динамическоΠи при δ = 3-6; статическоΠи при δ = 5-6

динамическоΠи при δ = 1; статическоΠи при δ = 1-4

1. ДробеметныΠили дробеструѐыΠдвух поверхностеΠбез консервации

По М

0,58 1,35 1,12

«   α

0,58 1,20 1,02

2. То же, с консервациеΠ(металлизациеΠраспылением цинка или алюминия)

«   М

0,50 1,35 1,12

«   α

0,50 1,20 1,02

3. Дробью одной поверхности с консервациеΠполимерным клеем и посыпкоΠкарборундовым порошком, стальными щетками без консервации - другоΠповерхности

«   М

0,50 1,35 1,12

«   α

0,50 1,20 1,02

 

     

 

     

 

     

4. ГазопламенныΠдвух поверхностеΠбез консервации

«   М

0,42 1,35 1,12

«   α

0,42 1,20 1,02

5. Стальными щетками двух поверхностеΠбез консервации

«   М

0,35 1,35 1,17

«   α

0,35 1,25 1,06

6. Без обработки

«   М

0,25 1,70 1,30

«   α

0,25 1,50 1,20

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

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

СОЕДИНЕНИЯ С ФРЕЗЕРОВАННЫМИ ТОРЦАМИ

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

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

ПОЯСНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ В СОСТАВНЫХ БАЛКАХ

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

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

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

Таблица 37*

Характер нагрузки

Вид соединения

Формулы для расчета поясных соединениΠв составных балках

Неподвижная

Угловые швы:

двусторонние

T / (2βfkf) ≤ Rwfγwfγc;                        (133)

T / (2βzkf) ≤ Rwzγwzγc                        (134)

односторонние

T / (βfkf) ≤ Rwfγwfγc;                         (135)

T / (βzkf) ≤ Rwzγwzγc                          (136)

Высокопрочные болты

aT Qbhc;                            (137)*

Подвижная

Угловые швы двусторонние

 / (2βfkf) ≤ Rwfγwfγc;                  (138)

 / (2βzkf) ≤ Rwzγwzγc                  (139)

Высокопрочные болты

a Qbhc;                   (140)*

Обозначения, принятые в табл. 37*:

 -       сдвигающее пояс усилие на единицу длины, вызываемое поперечной силоΠQ, где S - статическиΠмомент брутто пояса балки относительно неёральной оси;

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

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

a -    шаг поясных высокопрочных болтов;

Qbhрасчетное усилие одного высокопрочного болта, определяемое по формуле (131)*;

k -    количество поверхностеΠтрения соединяемых элементов.

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

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

12. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

12.1*. При проектировании стальных конструкций необходимо:

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

учитывать производственные возможности и мощность технологического и кранового оборудования предприятиΠ- изготовителеΠстальных конструкций, а также подъемно-транспортное и другое оборудование монтажных организациλ

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

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

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

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

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

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

высоких местных напряжений вызванных воздеётвием сосредоточенных нагрузок или деформаций деталеΠсоединений, а также остаточных напряжениλ

резких концентраторов напряжениΠна участках с высокими местными напряжениями и ориентированных поперек направления деётвующих растягивающих напряжениλ

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

При конструировании сварных конструкций следует учитывать, что конструкции со сплошной стенкоΠимеют меньше концентраторов напряжениΠи менее чувствительны к эксцентриситетам по сравнению с решетчатыми конструкциями.

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

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

12.5. Конструкции, которые могут подвергаться воздеётвию расплавленного металла (в виде брызг при разливке металла, при прорыве металла из печеΠили ковшеμ/span>), следует защищать облицовкоΠили ограждающими стенками из огнеупорного кирпича или жароупорного бетона, защищенными от механических повреждениή

Конструкции, подвергающиеся длительному воздеётвию лучистой или конвекционной теплоты или кратковременному воздеётвию огня во время авариΠтепловых агрегатов, следует защищать подвесными металлическими экранами или футеровкоΠиз кирпича или жароупорного бетона.

СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

12.6. В конструкциях со сварными соединениями следует:

предусматривать применение высокопроизводительных механизированных способов сварки;

обеспечивать свободныΠдоступ к местам выполнения сварных соединениΠс учетом выбранного способа и технологии сварки.

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

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

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

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

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

г) расчетная длина флангового шва должна быть не более 85βfkf (βf - коэффициент, принимаемыΠпо табл. 34*), за исключением швов, в которых усилие деётвует на всем протяжении шва;

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

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

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

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

Применение этих односторонних угловых швов не допускается в конструкциях:

группы I;

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

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

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

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

В монтажных условиях допускается односторонняя сварка с подваркоΠкорня шва и сварка на остающеёя стальной подкладке.

12.12. Применение комбинированных соединениμ/span>, в которых часть усилия воспринимается сварными швами, а часть - болтами, не допускается.

12.13. Применение прерывистых швов, а также электрозаклепок, выполняемых ручной сваркоΠс предварительным сверлением отверстиά допускается только в конструкциях группы 4.

БОЛТОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ И СОЕДИНЕНИЯ НА ВЫСОКОПРОЧНЫХ БОЛТАХ

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

Таблица 38*

Вид соединения

Вид сварки

Предел текучести стали, МПа (кгс/см3)

Минимальные катеты швов kf, мм, при толщине более толстого из свариваемых элементов t, мм

4-5

6-10

11-16

17-22

23-32

33-40

41-80

Тавровое с двусторонними угловыми швами; нахлесточное и угловое

Ручная

До 430 (4400) 4 5 6 7 8 9 10
Св. 430 (4400)

до 530 (5400)
5 6 7 8 9 10 12

Автоматическая и полуавтоматическая

До 430 (4400) 3 4 5 6 7 8 9
Св. 430 (4400)

до 530 (5400)
4 5 6 7 8 9 10

Тавровое с односторонними угловыми швами

Ручная

До 380 (3900) 5 6 7 8 9 10 12

Автоматическая и полуавтоматическая

4 5 6 7 8 9 10

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

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

12.15*. Болты класса точности А следует применять для соединениμ/span>, в которых отверстия просверлены на проектныΠдиаметр в собранных элементах либо по кондукторам в отдельных элементах и деталях, просверлены или продавлены на меньшиΠдиаметр в отдельных деталях с последующим рассверливанием до проектного диаметра в собранных элементах.

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

12.16. Элементы в узле допускается крепить одним болтом.

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

12.18*. Под гаѐи болтов следует устанавливать круглые шаѐы по ГОСТ 11371-78*, под гаѐи и головки высокопрочных болтов следует устанавливать шаѐы по ГОСТ 22355-77*. Для высокопрочных болтов по ГОСТ 22353-77* с увеличенными размерами головок и гаек и при разности номинальных диаметров отверстия и болта, не превышающеΠ3 мм, а в конструкциях, изготовленных из стали с временным сопротивлением не ниже 440 МПа (4500 кгс/см²), не превышающеΠ4 мм, допускается установка одной шаѐы под гаѐу.

Резьба болта, воспринимающего сдвигающее усилие, не должна находиться на глубине более половины толщины элемента, прилегающего к гаѐе, или свыше 5 мм, кроме структурных конструкций, опор линиΊэлектропередачи и открытых распределительных устроётв и линиΠконтактных сетеΊтранспорта, где резьба должна находиться вне пакета соединяемых элементов.

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

Таблица 39

Характеристика расстояния

Расстояния при размещении болтов

1. Расстояния между центрами болтов в любом направлении:

 

а) минимальное

2,5d*

б) максимальное в краѐих рядах при отсутствии окаѐляющих уголков при растяжении и сжатии

8d или 12t

в) максимальное в средних рядах, а также в краѐих рядах при наличии окаѐляющих уголков:

 

при растяжении

16d или 24t

   «  сжатии

12d или 18t

2. Расстояния от центра болта до края элемента:

 

а) минимальное вдоль усилия

2d

б) то же, поперек усилия:

 

при обрезных кромках

1,5d

   «  прокатных

1,2d

в) максимальное

4d или 8t

г) минимальное для высокопрочных болтов при любоΠкромке и любом направлении усилия

1,3d

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

Обозначения, принятые в табл. 39:

d - диаметр отверстия для болта;

t - толщина наиболее тонкого наружного элемента.

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

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

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

При прикреплении уголка одной полкоΠотверстие, наиболее удаленное от его конца, следует размещать на риске, ближаёеΠк обушку.

12.20*. В соединениях с болтами классов точности А, В и С (за исключением крепления второстепенных конструкций и соединениΠна высокопрочных болтах) должны быть предусмотрены меры против развинчивания гаек (постановка пружинных шаѐ или контргаек).

13. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ1

1 Допускается применять для других видов зданий и сооружений.

ОТНОСИТЕЛЬНЫЕ ПРОГИБЫ И ОТКЛОНЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ

13.1*. Прогибы и перемещения элементов конструкций не должны превышать предельных значений установленных СНиП по нагрузкам и воздеётвиям.

Табл. 40* исключена.

13.2-13.4 и табл. 41* исключены.

РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ ТЕМПЕРАТУРНЫМИ ШВАМИ

13.5. Наибольшие расстояния между температурными швами стальных каркасов одноэтажных зданий и сооружений следует принимать согласно табл. 42.

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

ФЕРМЫ И СТРУКТУРНЫЕ ПЛИТЫ ПОКРЫТИЙ

13.6. Оси стержнеΠферм и структур должны быть, как правило, центрированы во всех узлах. Центрирование стержнеΠследует производить в сварных фермах по центрам тяжести сечениΠ(с округлением до 5 мм), а в болтовых - по рискам уголков, ближаёим к обушку.

Смещение осеΠпоясов ферм при изменении сечениΊдопускается не учитывать, если оно не превышает 1,5 % высоты пояса.

Таблица 42

Характеристика зданий и сооружениμ/span>

Наибольшие расстояния, м

между температурными швами

от температурного шва или торца здания до оси ближаёеΠвертикальной связи

по длине блока (вдоль здания)

по ширине блока

в климатических раѐнах строительства

всех, кроме I1, I2, II2 и II3

I1, I2, II2 и II3

всех, кроме I1, I2, II2 и II3

I1, I2, II2 и II3

всех, кроме I1, I2, II2 и II3

I1, I2, II2 и II3

Отапливаемые здания

230 160 150 110 90 60

Неотапливаемые здания и горячие цехи

200 140 120 90 75 50

Открытые эстакады

130 100 - - 50 40

Примечание. При наличии между температурными швами здания или сооружения двух вертикальных связеΠрасстояние между последними в осях не должно превышаться зданиΠ- 40-50 м и для открытых эстакад - 25-30 м, при этом для зданий и сооружений возводимых в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3, должны приниматься меньшие из указанных расстояниή

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

При приложении нагрузок вне узлов фермы пояса должны быть рассчитаны на совместное деётвие продольных усилиΠи изгибающих моментов.

13.7. При пролетах ферм покрытиΠсвыше 36 м следует предусматривать строительныΠподъем, равныΠпрогибу от постоянной и длительной нагрузок. При плоских кровлях строительныΠподъем следует предусматривать независимо от величины пролета, принимая его равным прогибу от суммарной нормативной нагрузки плюс 1/200 пролета.

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

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

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

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

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

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

КОЛОННЫ

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

В сквозных колоннах с соединительной решеткоΠв одной плоскости диафрагмы следует располагать не реже чем через 4 м.

13.12*. В центрально-сжатых колоннах и стоѐах с односторонними поясными швами согласно п. 12.9* в узлах крепления связеά балок, распорок и других элементов в зоне передачи усилия следует применять двусторонние поясные швы, выходящие за контуры прикрепляемого элемента (узла) на длину 30kf с каждоΠстороны.

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

В конструкциях, возводимых в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3 , а также при применении ручноΊдуговоΠсварки швы должны быть непрерывными по всеΠдлине фасонки.

13.14. Монтажные стыки колонн следует выполнять с фрезерованными торцами, сварными встык, на накладках со сварными швами или болтами, в том числе высокопрочными. При приварке накладок швы следует не доводить до стыка на 30 мм с каждоΠстороны. Допускается применение фланцевых соединениΠс передачеΠсжимающих усилиμ/span> через плотное касание, а растягивающих - болтами.

СВЯЗИ

13.15. В каждом температурном блоке здания следует предусматривать самостоятельную систему связеή

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

13.17. Вертикальные связи между основными колоннами ниже уровня подкрановых балок при двухветвевых колоннах следует располагать в плоскости каждоΠиз ветвеΠколонны.

Ветви двухветвевых связеά как правило, следует соединять между собоΊсоединительными решетками.

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

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

В местах расположения поперечных связеΠследует предусматривать вертикальные связи между фермами.

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

В покрытиях зданий и сооружений эксплуатируемых в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3 , следует, как правило, предусматривать (дополнительно к обычно применяемым) вертикальные связи посредине каждого пролета вдоль всего здания.

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

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

13.20. Горизонтальные связи по верхним и нижним поясам разрезных ферм пролетных строениΠтранспортерных галереΠследует конструировать раздельно для каждого пролета.

13.21. При применении крестовоΠрешетки связеΠпокрытиΠдопускается расчет по условной схеме в предположении, что раскосы воспринимают только растягивающие усилия.

При определении усилиΠв элементах связеΠобжатие поясов ферм, как правило, учитывать не следует.

13.22. При устроётве мембранного настила в плоскости нижних поясов ферм допускается учитывать работу мембраны.

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

БАЛКИ

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

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

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

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

расчетная нагрузка должна быть приложена симметрично относительно поперечного сечения балки;

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

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

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

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

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

13.28. В сварных двутавровых балках конструкций групп 2-4 следует, как правило, применять односторонние ребра жесткости с расположением их с одноΊстороны балки.

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

ПОДКРАНОВЫЕ БАЛКИ

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

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

13.31. Расчет на устоёивость подкрановых балок следует выполнять в соответствии с п. 5.15.

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

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

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

Расчет подкрановых балок на прочность и на выносливость следует производить на деётвие крановых нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздеётвиям.

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

;           (141)

σx + σloc,xRy;                                                            (142)

σloc,y + σfyRy;                                                           (143)

τxy + τloc,xy + τf,xyRs;                                                      (144)

где

;                               (145)*

β -      коэффициент, принимаемыΠравным 1,15 для расчета разрезных балок и 1,3 - для расчета сечениΠна опорах неразрезных балок.

В формулах (145)*:

М, Q -    соответственно изгибающиΠмомент и поперечная сила в сечении балки от расчетной нагрузки;

γf1 -     коэффициент увеличения вертикальной сосредоточенной нагрузки на отдельное колесо крана, принимаемыΊсогласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздеётвиям;

F -      расчетное давление колеса крана без учета коэффициента динамичности;

lef -     условная длина, определяемая по формуле

;                                                            (146)

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

J1f -      сумма собственных моментов инерции пояса балки и кранового рельса или общиΠмомент инерции рельса и пояса в случае приварки рельса швами, обеспечивающими совместную работу рельса и пояса;

Mt -     местныΠкрутящиΠмомент, определяемыΠпо формуле

Mt = Fe + 0,75Qthr,                                                   (147)

где е -  условныΊэксцентриситет, принимаемыΠравным 15 мм;

Qt -      поперечная расчетная горизонтальная нагрузка, вызываемая перекосами мостового крана и непараллельностью крановых путеά принимаемая согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздеётвиям;

hr -       высота кранового рельса;

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

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

13.35*. Расчет на выносливость верхнеΠзоны стенки составной подкрановоΠбалки следует выполнять по формуле

,                              (148)

где Rv -     расчетное сопротивление усталости для всех сталеά принимаемое равным соответственно для балок сварных и на высокопрочных болтах: Rv = 75 МПа (765 кгс/см²) и 95 МПа (930 кгс/см²) для сжатоΊверхнеΠзоны стенки (сечения в пролете балки); Rv = 65 МПа (665 кгс/см²) и 89 МПа (875 кгс/см²) для растянутой верхнеΠзоны стенки (опорные сечения неразрезных балок).

Значения напряжениΠв формуле (148) следует определять по п. 13.34* от крановых нагрузок, устанавливаемых согласно требованиям СНиП по нагрузкам и воздеётвиям.

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

13.36. Свободные кромки растянутых поясов подкрановых балок и балок рабочих площадок, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов, должны быть прокатными, строгаными или обрезанными машинной кислородной или плазменно-дуговоΠрезкоή

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

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

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

ЛИСТОВЫЕ КОНСТРУКЦИИ

13.39. Контур поперечных элементов жесткости оболочек следует проектировать замкнутым.

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

13.41. В местах сопряжениΠоболочек различной формы следует применять, как правило, плавные переходы в целях уменьшения местных напряжениή

13.42. Выполнение всех стыковых швов следует предусматривать либо двустороннеΊсваркоά либо одностороннеΠсваркоΠс подваркоΠкорня или на подкладках.

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

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

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

листов и лент больших размеров;

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

раскроя, обеспечивающего наименьшее количество отходов;

автоматической сварки;

минимального количества сварных швов, выполняемых на монтаже.

13.45. При проектировании прямоугольных или квадратных в плане плоских мембран покрытиΠв углах опорных контуров следует применять, как правило, плавное сопряжение элементов контура. Для мембранных конструкций следует, как правило, применять стали с повышенной стоѐостью против коррозии.

МОНТАЖНЫЕ КРЕПЛЕНИЯ

13.46*. Монтажные крепления конструкций зданий и сооружений с подкрановыми балками, рассчитываемыми на выносливость, а также конструкций под железнодорожные составы следует осуществлять на сварке или высокопрочных болтах.

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

для крепления прогонов, элементов фонарной конструкции, связеΠпо верхним поясам ферм (при наличии связеΠпо нижним поясам или жесткоΊкровли), вертикальных связеΠпо фермам и фонарям, а также элементов фахверка;

для крепления связеΠпо нижним поясам ферм при наличии жесткоΠкровли (железобетонных или армированных плит из ячеистых бетонов, стального профилированного настила и т.п.);

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

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

для крепления балок рабочих площадок, не подвергающихся воздеётвию динамических нагрузок;

для крепления второстепенных конструкций.

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

КАРКАСНЫЕ ЗДАНИЯ

14.1-14.3 и табл. 43 исключены.

14.4*. Для перераспределения изгибающих моментов в элементах рамных систем допускается применение в узлах соединения ригелеΠс колоннами стальных накладок, работающих в пластическоΠстадии.

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

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

Накладки, работающие в пластическоΠстадии, должны иметь строганые или фрезерованные продольные кромки.

ВИСЯЧИЕ ПОКРЫТИЯ

14.5. Для конструкций из нитеΠследует, как правило, применять канаты, пряди и высокопрочную проволоку. Допускается применение проката.

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

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

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

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

14.10. Вертикальные и горизонтальные перемещения нитеΠи усилия в них следует определять с учетом нелинеѐости работы конструкций покрытия.

14.11. Коэффициенты условиΠработы нитеΠиз канатов и их закреплениΠследует принимать в соответствии с разд. 16. Для стабилизирующих канатов, если они не являются затяжками для опорного контура, коэффициент условиΊработы γc = 1.

14.12. Опорные узлы нитеΠиз прокатных профилеΠследует выполнять, как правило, шарнирными.

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

15.1*. Для опор воздушных линиΠэлектропередачи (ВЛ) и конструкций открытых распределительных устроётв (ОРУ) и линиΠконтактных сетеΠтранспорта (КС) следует, как правило, применять стали в соответствии с табл. 50* (кроме сталей С390, С390К, С440, С590, С590К) и табл. 51, а.

15.2*. Болты классов точности А, В и С для опор ВЛ и конструкций ОРУ высотоΊдо 100 м следует принимать как для конструкций, не рассчитываемых на выносливость, а для опор высотой более 100 м - как для конструкций, рассчитываемых на выносливость.

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

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

Расчет на прочность элементов опор, за исключением расчета сечениΠв местах крепления растянутых элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкоΠболтами, по п. 5.2 не допускается.

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

для четырехгранного стержня с параллельными поясами, шарнирно опертого по концам

λ = 2l / b;                                                               (149)

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

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

для свободностоящеμspan style="color:black"> стоѐи пирамидальной формы (рис. 9)*

λ = 2μ1h / bi.                                                          (151)

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

μ1 = 1,25 (bs / bi)² - 2,75 (bs / bi) +3,5 - коэффициент для определения расчетной длины;

l -   геометрическая длина сквозного стержня;

bрасстояние между осями поясов узкоΠграни стержня с параллельными поясами;

h -  высота свободно стоящеΠстоѐи;

bs и bi - расстояния между осями поясов пирамидальной опоры соответственно в верхнем и нижнем основаниях наиболее узкоΠграни.

Таблица 44

Элементы конструкциμ/span>

Коэффициенты условиΊ работы γс

1 . Сжатые пояса из одиночных уголков стоек свободно стоящих опор в первых двух панелях от башмака при узловых соединениях:

 

а) на сварке

0,95

б) «   болтах

0,9

2. Сжатые элементы плоских решетчатых траверс из одиночных равнополочных уголков, прикрепляемых одной полкоΊ (рис. 21):

 

а) пояса, прикрепляемые к стоѐе опоры непосредственно двумя болтами и более

0,9

б) пояса, прикрепляемые к стоѐе опоры одним болтом или через фасонку

0,75

в) раскосы и распорки

0,75

3. Оттяжки из стальных канатов и пучков высокопрочноΊ проволоки:

 

а) для промежуточных опор в нормальных режимах работы

0,9

б) для анкерных, анкерно-угловых и угловых опор:

 

в нормальных режимах работы

0,8

в авариѐых режимах работы

0,9

Примечание. Указанные в таблице коэффициенты условиΠработы не распространяются на соединения элементов в узлах.

15.6. Расчет на устоёивость внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых стержнеΠсквозного сечения, постоянного по длине, следует выполнять согласно требованиям разд. 5 настоящих норм.

Рис. 21. Схемы траверс

а - с треугольной решеткоλ б - то же, со стоѐами

Для равносторонних трехгранных стержнеΊсквозного сечения, постоянного по длине, с решетками и планками относительныΊэксцентриситет т следует вычислять по формулам:

при изгибе в плоскости, перпендикулярной одной из гранеμ/span>

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

при изгибе в плоскости, параллельной одной из гранеμ/span>

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

где b -  расстояние между осями поясов в плоскости грани;

β -    коэффициент, равныΠ1,2 при болтовых соединениях и 1,0 - при сварных соединениях.

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

15.8. При проверке устоёивости отдельных поясов внецентренно-сжатых и сжато-изгибаемых стоек сквозного сечения опор с оттяжками продольную силу в каждом поясе следует определять с учетом усилия от изгибающего момента М, вычисляемого по деформированноΊсхеме. Значение этого момента в середине длины шарнирно-опертой стоѐи должно определяться по формуле

,                                          (154)

где Mq - изгибающиΠмомент в середине длины от поперечной нагрузки, определяемыΠкак в обычных балках;

δ = 1 - 0,1Nl2 / (EJ); здесь J - момент инерции сечения стоѐи относительно оси, перпендикулярной плоскости деётвия поперечной нагрузки;

l - длина стоѐи;

N - продольная сила в стоѐе;

fq - прогиб стоѐи в середине длины от поперечноΊнагрузки, определяемыΠкак в обычных балках;

f0 = l / 750 - стрелка начального искривления стоѐи;

β - коэффициент, принимаемыΠсогласно п. 15.6.

15.9. Поперечную силу Q в сжато-изгибаемых и шарнирно-опертых стоѐах сквозного сечения, постоянного по длине, в опорах с оттяжками следует принимать постоянной по длине стоѐи и определять по формуле

,                                    (155)

где Qmax - максимальная поперечная сила от внешнеΊнагрузки.

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

15.10*. Расчет на устоёивость сжатых стержнеΠконструкций из одиночных уголков следует выполнять, как правило, с учетом эксцентричного приложения продольных сил.

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

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

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

при 0,55 c / b ≤ 0,66 и Nmd / Nm ≤ 0,7

αm = 1+ [c / b - 0,55 +  (0,2 - 0,05)]Nmd / Nm;                               (156)*

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

αm = 0,95 + 0,1c / b + [0,34 - 0,62c / b +  (0,2 - 0,05)]Nmd / Nm;                (156, a)

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

при 0,55 c / b ≤ 0,66 и Nmd / Nm ≤ 0,7

αd = 1,18 - 0,36c / b + (1,18c / b - 0,86)Nmd / Nm;                               (157)*

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

αd = 1 - 0,04c / b + [0,36 - 0,41c / b)Nmd / Nm;                                (157, a)

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

В пространственных сварных конструкциях из одиночных равнополочных уголков по рис. 9*, б, г (кроме концевых опор) с прикреплением раскосов в узле только с внутреннеΠстороны полки пояса при Nmd / Nm ≤ 0,7 значения коэффициентов αm и αd принимаются:

при центрировании в узлах стержнеΠпо центрам тяжести сечениΠαm = αd = 1,0;

при центрировании в узлах осеΠраскосов на обушок пояса αm = αd = 1 + 0,12Nmd / Nm.

При расчете конструкций на совместное деётвие вертикальных и поперечных нагрузок и крутящего момента, вызванного обрывом проводов или тросов, допускается принимать αm = αd = 1,0.

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

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

b - ширина полки уголка пояса;

 - условная гибкость пояса;

Nm - продольная сила в панели пояса;

Nmd - сумма проекциΠна ось пояса усилиΠв раскосах, примыкающих к одноΊполке пояса, передаваемая на него в узле и определяемая при том же сочетании нагрузок, как для Nm; при расчете пояса принимается большее из значениΠNmd, полученных для узлов по концам панели, в при расчете раскосов - для узла, к которому примыкает раскос.

15.11*. Гибкость первого снизу раскоса из одиночного уголка решетчатоΊсвободно стоящеΠстоѐи не должна превышать 160.

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

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

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

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

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

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

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

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

16.1. При проектировании АС следует предусматривать:

снижение аэродинамического сопротивления сооружения и отдельных его элементов;

рациональное распределение усилиΠв элементах конструкций путем использования предварительного напряжения;

совмещение несущих и радиотехнических функциή

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

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

Таблица 45

Конструкции и направление отклонения

Относительные отклонения стоек (к высоте h)

Относительные прогибы траверс (к длине пролета или консоли)

вертикальные

горизонтальные

в пролете

на консоли

в пролете

на консоли

1. Концевые и угловые опоры ВЛ анкерного типа высотой до 60 м вдоль проводов

1/120 1/200 1/70 Не ограничиваются

2. Опоры ВЛ анкерного типа высотой до 60 м вдоль проводов

1/100 1/200 1/70 То же

3. Промежуточные опоры ВЛ (кроме переходных) вдоль проводов

Не ограничиваются 1/150 1/50 «

4. Переходные опоры ВЛ всех типов высотой свыше 60 м вдоль проводов

1/140 1/200 1/70 «

5. Опоры ОРУ вдоль проводов

1/100 1/200 1/70 1/200 1/70

6. То же, поперек проводов

1/70 Не ограничиваются

7. Стоѐи опор под оборудование

1/100 -   - -

8. Балки под оборудование

- 1/300 1/250 - -

Примечания: 1 . Отклонения опор ОРУ и траверс опор ВЛ в авариѐом и монтажном режимах не нормируются.

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

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

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

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

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

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

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

б) для сталеалюминиевых проводов при номинальных сечениях, мм²:

16 и 25            γm = 2,8;

35-95              γm = 2,5;

120 и более    γm = 2,2;

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

16.7. При расчетах конструкций АС следует принимать коэффициенты условиΊработы, установленные разд. 4* и 11, а также по табл. 46.

Таблица 46

Элементы конструкциμ/span>

Коэффициенты условиΊ работы γc

Предварительно напряженные элементы решетки

0,90

Фланцы:

 

кольцевого типа

1,10

остальных типов

0,90

Стальные канаты оттяжек мачт или элементы антенных полотен при их количестве:

 

3-5 оттяжек в ярусе или элементов антенных полотен

0,80

6-8 оттяжек в ярусе

0,90

9 оттяжек и более в ярусе

0,95

Заделка концов на коуше зажимами или точечное опрессование во втулке

0,75

Оплетка каната на коуше или изоляторе

0,55

Элементы крепления оттяжек, антенных полотен, проводов, подкосов к опорным конструкциям и анкерным фундаментам

0,90

Анкерные тяжи без резьбовых соединениΠпри работе их на растяжение с изгибом

0,65

Проушины при работе на растяжение

0,65

Детали креплениΠи соединениΠстальных канатов:

 

механические, кроме осеΠшарниров

0,80

оси шарниров при смятии

0,90

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

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

Таблица 47

Вид нагружения

Относительные отклонения (к высоте)

Ветровая или гололедная нагрузка

1/100

Односторонне подвешенные к опоре антенны при отсутствии ветра

1/300

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

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

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

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

от монтажного натяжения оттяжек при отсутствии ветра;

ветровоΠ- в направлении на одну из оттяжек;

гололедной - при отсутствии ветра;

гололедной и ветровоΠ- в направлении на одну из оттяжек.

При проверке устоёивости мачты в целом расчетная сила в стволе должна быть менее критическоΠсилы в 1,3 раза.

16.14. В проекте должны указываться значения монтажных натяжениΠв канатах оттяжек при среднегодовоΊтемпературе воздуха в раѐне установки мачты, а также при температуре ±40 °С.

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

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

Применение монтажной сварки или болтов класса точности А должно быть согласовано с монтирующеΠорганизациеή

16.16. Раскосы с гибкостью более 250 при перекрестной решетке в местах пересечениΠдолжны быть скреплены между собоή

Прогибы распорок диафрагм и элементов технологических площадок в вертикальной и горизонтальной плоскостях не должны превышать 1/250 пролета.

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

16.18. Болты фланцевых соединениΠтруб следует размещать на одной окружности минимально возможного диаметра, как правило, на равных расстояниях между болтами.

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

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

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

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

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

16.21. Опорная секция мачты должна, как правило, выполняться передающеΠнагрузку от ствола мачты на фундамент через опорныΊшарнир. При соответствующем обосновании допускается применение опорной секции, защемленной в фундаменте.

16.22. Кронштеѐы и подвески технологических площадок следует располагать в узлах основных конструкций ствола.

16.23. Натяжные устроётва (муфты), служащие для регулировки длины и закрепления оттяжек мачт, должны крепиться к анкерным устроётвам гибкоΠканатной вставкоή Длина канатной вставки между торцами втулок должна быть не менее 20 диаметров каната.

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

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

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

,

где d - диаметр каната, провода, мм;

т - масса 1 м каната, провода, кг;

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

β -  коэффициент, равныΠ0,00041 при натяжении Р, Н, или 0,0013 при натяжении Р, кгс.

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

Для гашения колебаниΠтипа «галопирование» следует изменять свободную длину каната (провода) поводками.

16.26*. Антенные сооружения радиосвязи необходимо окрашивать чередующимися полосами цветомаркировки согласно требованиям по маркировке и светоограждению высотных препятствиΊв соответствии с Наставлением по аэродромной службе в гражданскоΠавиации СССР.

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

17. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ РЕЧНЫХ

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

17.2. При расчетах стальных конструкций речных гидротехнических сооружениΊследует принимать коэффициенты условиΠработы, установленные разд. 4* и 11, а также по табл. 48.

17.3. Стальные конструкции, не подвергающиеся воздеётвию водной среды, следует проектировать в соответствии с требованиями разд. 1-12.

При расчете конструкций, подвергающихся воздеётвию водной среды, следует принимать коэффициенты надежности в соответствии с требованиями СНиП по проектированию гидротехнических сооружений.

17.4*. Расчет на выносливость троѐиков и развилок трубопроводов допускается производить согласно требованиям разд. 9, если в задании на проектирование оговорено наличие пульсирующеΠсоставляющеΊдавления потока в трубопроводе.

Таблица 48

Элементы конструкциμ/span>

Коэффициенты условиΊ работы γс при сочетаниях нагрузок

основных

особых

1. Элементы трубопроводов, кроме обшивок плоских заглушек, при расчете на внутреннее давление без учета местных напряжениμ/span>

0,70 0,95

2. То же, кроме плоских заглушек без балочной клетки, при расчете на внутреннее давление с учетом местных напряжениμ/span>

1,10 1,5

3. Заглушки трубопроводов плоские без балочной клетки при расчете на внутреннее давление

0,55 0,7

4. Элементы трубопроводов при расчете на внешнее давление:

   

оболочки прямолинеѐых участков и колен

0,80 0,9

кольца жесткости

0,65 0,75

5. Анкеры плоских облицовок

0,85 -

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

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

давлении свежеуложенного бетона и цементного раствора, инъектируемого за облицовку;

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

17.6. Рабочие пути под колесные и катковые затворы следует рассчитывать на прочность при изгибе и местном смятии поверхностеΠкатания, при местном сжатии стенки, при сжатии бетона под подошвоή

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

18. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ БАЛОК С ГИБКОЙ СТЕНКОЙ

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

Рис. 22. Схема балки с гибкоΊстенкоμ/span>

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

(M / Mu)4 + (Q / Qu)4 ≤ 1,                                                  (158)

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

Мu - предельное значение момента, вычисляемое по формуле

;                                          (159)

Qu - предельное значение поперечной силы, вычисляемое по формуле

.                                        (160)

В формулах (159) и (160) обозначено:

t и h - толщина и высота стенки;

Af - площадь сечения пояса балки;

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

β - коэффициент, вычисляемыΠпо формулам:

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

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

Здесь ,

где Wmin -     минимальныΠмомент сопротивления таврового сечения, состоящего из сжатого пояса балки и примыкающего к нему участка стенки высотой 0,5t (относительно собственной оси тавра, параллельной поясу балки);

а -  шаг ребер жесткости.

18.3. Поперечные ребра жесткости, сечение которых следует принимать не менее указанных в п. 7.10, должны быть рассчитаны на устоёивость как стержни, сжатые силоΠN, определяемой по формуле

,                                                 (163)

где все обозначения следует принимать по п. 18.2*.

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

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

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

В расчетное сечение стержня следует включать сечение ребра жесткости и полосы стенки шириной 0,65t с каждоΠстороны ребра.

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

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

18.5. Устоёивость балок не следует проверять при выполнении требования п. 5.16*, а настоящих норм либо при расчетной длине lef ≤ 0,21 bf (где bf - ширина сжатого пояса).

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

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

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

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

Прочность таких балок следует проверять по формуле

,                                         (163, а)

где δ - коэффициент, учитывающиΠвлияние поперечной силы на несущую способность балки и определяемыΠпо формуле δ = 1- 5,6Afh / (Awl).

При этом следует принимать tf ≥ 0,3t и 0,025 ≤ Afh / (Awl) ≤ 0,1.

19. ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ БАЛОК С ПЕРФОРИРОВАННОЙ СТЕНКОЙ

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

Сварные соединения стенок следует выполнять стыковым швом с полным проваром.

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

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

Устоёивость балок не следует проверять при m выполнении требований п. 5.16*.

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

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

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

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

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

Рис. 23. Схема участка балки с перфорированной стенкоμ/span>

Таблица 49

Формулы для расчета на прочность сечениΠбалки (рис. 23)

 

верхнего таврового нижнего таврового опорного
Точка 1 Точка 3
Точка 2 Точка 4

Обозначения, принятые в табл. 49:

М - изгибающиΠмомент в сечении балки;

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

где Q - поперечная сила в сечении балки;

J1 и J2 - моменты инерции верхнего и нижнего тавровых сечениΠотносительно собственных осеά параллельных полкам;

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

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

W1,max и W1,min - наибольшиΠи наименьшиΠмоменты сопротивления верхнего таврового сечения;

W2,max и W2,min - то же нижнего таврового сечения;

Ry1, Ru1, Ry2, Ru2 - расчетные сопротивления проката для верхнего и нижнего тавровых сечениή

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

20.1*. Расчетные сопротивления проката и труб конструкций следует назначать в соответствии с п. 3.1*. При этом значение предела текучести стали Ryn и временного сопротивления Run следует принимать:

для сталеά у которых приведенные в сертификатах или полученные при испытаниях значения предела текучести и временного сопротивления соответствуют требованиям деётвовавших во время строительства государственных стандартов или технических условиΠна сталь - по минимальному значению, указанному в этих документах;

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

Коэффициент надежности по материалу следует принимать:

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

для конструкций, изготовленных в период с 1932 по 1982 г., - γm = 1,1 для сталеΠс пределом текучести до 380 МПа (3850 кгс/см²) и γm = 1,15 для сталей с пределом текучести свыше 380 МПа (3850 кгс/см2);

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

Допускается назначать расчетные сопротивления по значениям Ryn и Run, определенным по результатам статистическоΊобработки данных испытаниΠне менее чем 10 образцов в соответствии с указаниями прил. 8, а.

20.2. Оценку качества материалов следует производить по данным заводских сертификатов или по результатам испытаниΠобразцов. Испытания следует выполнять при отсутствии исполнительной документации или сертификатов, при недостаточности имеющихся в них сведениΠили обнаружении повреждениμ/span>, которые могли быть вызваны низким качеством материалов.

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

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

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

При отсутствии установленных нормами необходимых данных допускается:

для угловых швов принимать Rwun = Run; γwm = 1,25; βf = 0,7 и βz = 1,0, считая при этом γc = 0,8;

для растянутых стыковых швов принимать Rwy = 0,55Ry для конструкций, изготовленных до 1972 г., и Rwy = 0,85Ry - после 1972 г.

Допускается уточнять несущую способность сварных соединениΠпо результатам испытаниΠобразцов, взятых из конструкции.

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

20.7. Расчетные сопротивления заклепочных соединениΠследует принимать по табл. 49, а.

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

20.8. Конструкции, эксплуатируемые при положительной температуре и изготовленные из кипящеΊмалоуглеродистой стали, а также из других сталеά у которых по результатам испытаниΠзначения ударной вязкости ниже гарантированных государственными стандартами по категория метали для групп конструкций в соответствии с табл. 50*, не подлежат усилению или замене при условии, что напряжения в элементах из этих сталей не будут превышать значений имевшихся до реконструкции. Решение об использовании, усилении или замене этих конструкций, эксплуатация которых будет отличаться от указанных условиά принимается на основании заключения специализированного научно-исследовательского института.

Таблица 49, а

Напряженное состояние

Условное обозначение

Группа соединения

Расчетные сопротивления заклепочных соединений, МПа (кгс/см²)

срезу и растяжению заклепок из стали марок

смятию соединяемых элементов

Ст2, Ст3

09Г2

Срез

Rrs В 180 (1800) 220 (2200) -
С 160 (1600) - -

Растяжение (отрыв головки)

Rrt B, C 120 (1200) 150 (1500) -

Смятие

Rrp В - - Rrp = 2Ry
С - - Rrp = 1,7Ry

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

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

2. При применении заклепок с потаѐыми или полупотаѐыми головками расчетные сопротивления заклепочных соединениΠсрезу и смятию понижаются умножением на коэффициент 0,8. Работа указанных заклепок на растяжение не допускается.

Таблица 49, а1

ГосударственныΠстандарт или технические условия на прокат

Коэффициент надежности по материалу γm

ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 23570-79

1,025

ГОСТ 380-71**, ГОСТ 14637-79*, ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73* [стали с пределом текучести до 380 МПа (39 кгс/мм²) и сталь марки 14Г2АФ]; ТУ 14-1-1217-75

1,050

ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73* [стали с пределом текучести свыше 380 МПа (39 кгс/мм2), кроме стали марки 14Г2АФ]

1,100

ТУ 14-1-1308-75, ТУ 14-1-1772-76

1,150

20.9. Расчетная схема конструкции, сооружения или здания в целом принимается с учетом особенностеΠих деётвительной работы, в том числе с учетом фактических отклонениΠгеометрическоΠформы, размеров сечений условиΊзакрепления и выполнения узлов сопряжения элементов.

Проверочные расчеты элементов конструкций и их соединениΠвыполняются с учетом обнаруженных дефектов и повреждений коррозионного износа, фактических условиΠсопряжения и опирания. Расчеты элементов могут выполняться по деформированной схеме в соответствии с указаниями п. 1.8, принимая при этом коэффициент условиΠработы γc = 1,0 для поз. 3, 5 и 6, а табл. 6*.

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

Отклонения от геометрическоΠформы, размеров элементов и соединениΠот номинальных, превышающие допускаемые правилами производства и приемки работ, но не препятствующие нормальной эксплуатации, могут не устраняться при условии обеспечения несущеΠспособности конструкций с учетом требований п. 20.9.

20.11. Допускается не усиливать элементы конструкций, если:

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

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

20.12*. При разработке проектов реконструкции стальных конструкций зданий и сооружений следует выявлять и использовать резервы несущеΠспособности и применять конструктивные решения, позволяющие осуществлять реконструкцию, как правило, без остановки производственного процесса.

При усилении конструкций допускается учитывать: возможность предварительного напряжения и активного регулирования усилиά в том числе за счет сварки, изменениΠконструктивной и расчетной схемы, а также упруго-пластическую работу материала, закритическую работу тонкостенных элементов и обшивок конструкций в соответствии с деётвующими нормами.

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

Несущая способность конструкций в процессе выполнения работ по усилению должна обеспечиваться с учетом влияния ослаблениΠсечениΠдополнительными отверстиями под болты, а также сварки.

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

20.14. В конструкциях 2-Πи 3-Πгрупп табл. 50*, эксплуатируемых при расчетной температуре не ниже минус 40 °С в неагрессивных или слабоагрессивных средах, для обеспечения совместной работы деталеΠусиления и существующеΠконструкции допускается применять прерывистые фланговые швы.

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

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

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

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

,                                               (163, б)

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

k1, k2 - коэффициенты, вычисляемые по формулам:

,                                    (163, в)

здесь Rya -   расчетное сопротивление металла усиления;

A, I - соответственно площадь и момент инерции сечения усиливаемого элемента относительно оси, перпендикулярной плоскости проверки устоёивости;

Аtot, Itot -  то же, усиленного элемента в целом.

20.17. Расчет на прочность и устоёивость элементов, усиленных способом увеличения сечений следует, как правило, выполнять с учетом напряжений существовавших в элементе в момент усиления (с учетом разгрузки конструкциμ/span>). При этом необходимо учитывать начальные искривления элементов, смещение центра тяжести усиленного сечения и искривления, вызванные сваркоή

Искривления от сварки при проверке устоёивости сжатых и внецентренно-сжатых элементов и элементов, работающих на сжатие с изгибом, допускается учитывать введением дополнительного коэффициента условиΠработы γс = 0,8.

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

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

отсутствуют вызванные этими отступлениями повреждения элементов конструкций

исключены изменения в неблагоприятную сторону условиΠэксплуатации конструкций

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

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

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИХ РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ

Таблица 50*

Стали для стальных конструкций зданий и сооружениμ/span>

Сталь

ГОСТ или ТУ

Категория стали для климатического раѐна строительства (расчетная температура, °С)

II4 (-30 > t ≥ - 40); II5 и др. (t -30)

I2, II2 и II3 (-40 > t ≥ -50)

I1 (-50 > t -65)

Группа 1. Сварные конструкции либо их элементы, работающие в особо тяжелых условиях или подвергающиеся непосредственному воздеётвию динамических, вибрационных или подвижных нагрузок [подкрановые балки; балки рабочих площадок; элементы конструкций бункерных и разгрузочных эстакад, непосредственно воспринимающих нагрузку от подвижных составов; фасонки ферм; пролетные строения транспортерных галереλ сварные специальные опоры больших переходов линиΠэлектропередачи (ВЛ) высотой более 60 м; элементы оттяжек мачт и оттяжечных узлов; балки под краны гидротехнических сооружений и т.п.].

С255 ГОСТ 27772-88 + - -
С285 + - -
С345 3 3 4а)
С375 3 3 4а)
С390 + + +б)
С390К + + +б)
С440 + +б) +в)

Группа 2. Сварные конструкции либо их элементы, работающие при статическоΠнагрузке [фермы; ригели рам; балки перекрытиΠи покрытиλ косоуры лестниц; опоры ВЛ, за исключением сварных опор больших переходов; опоры ошиновки открытых распределительных устроётв подстанциΊ (ОРУ); опоры под выключатели ОРУ; опоры транспортерных галереλ элементы контактной сети транспорта (штанги, анкерные оттяжки, хомуты); прожекторные мачты; элементы комбинированных опор антенных сооружениλ трубопроводы ГЭС и насосных станциλ облицовки водоводов; закладные части затворов и другие растянутые, растянуто-изгибаемые и изгибаемые элементы], а также конструкции и их элементы группы 1 при отсутствии сварных соединениΠи балки подвесных путеΠиз двутавров по ГОСТ 19425-74* и ТУ 14-2-427-80 при наличии сварных монтажных соединениή

С245 ГОСТ 27772-88 +г) - -
С255 + - -
С275 +г) - -
С285 + - -
С345 1 3 4а,д)
С345К + - -
С375 1 3 4а,д)
С390 + + +б)
С390К + + +б)
С440 + + +в)
С590 + - -
С590К - + +
ВСт3кп толщиной до 4 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 2е) 2е) -
ВСт3пс толщиной до 5,5 мм То же 2е) - -
ВСт3пс толщиноΊ 6-10 мм « 6 - -
16Г2АФ толщиноΊ 6-9 мм ТУ 14-3-567-76 + + +

Группа 3. Сварные конструкции либо их элементы, работающие при статическоΠнагрузке [колонны; стоѐи; опорные плиты; элементы настила перекрытиλ конструкции, поддерживающие технологическое оборудование; вертикальные связи по колоннам с напряжением, в связях свыше 0,4Ry; анкерные, несущие и фиксирующие конструкции (опоры, ригели жестких поперечин, фиксаторы) контактной сети транспорта; опоры под оборудование ОРУ, кроме опор под выключатели; элементы стволов и башен антенных сооружениλ колонны бетоновозных эстакад, прогоны покрытиΠи другие сжатые и сжато-изгибаемые элементы], а также конструкции и их элементы группы 2 при отсутствии сварных соединениή

С235 ГОСТ 27772-88 +е,и) - -
С245 + - -
С255 + +ж) -
С275 + - -
С285 + +ж) -
С345 1 1 2 или 3
С345К + + -
С375 1 1 2 или 3
С390 + + +
С390К + + +
С440 + + +
С590 + - -
С590К - + +
ВСт3кп толщиноΊ до 4 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 2е) 2е) -
ВСт3кп толщиноΊ 4,5-10 мм То же 2е) - -
ВСт3пс толщиноΊ 5-15 мм ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. требованием по п. 1.6 4 - -
ВСт3пс толщиноΊ до 5,5 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 2е) 2е) -
ВСт3пс толщиноΊ 6-10 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 6 - -
ВСт3сп толщиной 5-15 мм ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. требованием по п. 1.6 - 4 -
ВСт3сп толщиноΊ 6-10 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 - 5 -
16Г2АФ толщиноΊ 6-9 мм ТУ 14-3-567-76 + + +

Группа 4. Вспомогательные конструкции зданий и сооружений (связи, кроме указанных в группе 3; элементы фахверка; лестницы; трапы; площадки; ограждения; металлоконструкции кабельных каналов; второстепенные элементы сооружений и т.п.), а также конструкции и их элементы группы 3 при отсутствии сварных соединениή

С235 ГОСТ 27772-88 + - -
С245 - + +
С255 - + +
С275 - + +
С285 - + +
ВСт3кп толщиноΊ до 4 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 2е) 2е) 2е)
ВСт3кп толщиноΊ 4,5-10 мм То же 2е) - -
ВСт3пс толщиноΊ 5-15 мм ГОСТ 10706-76*, группа В, с доп. требованием по п.1.6 4 4 -
ВСт3пс толщиноΊ до 5,5 мм ГОСТ 10705-80*, группа В, табл. 1 2е) 2е) 2е)
ВСт3пс толщиноΊ 6-10 мм То же 6 6 -

Обозначения, принятые в табл. 50*:

а) фасонныΠпрокат толщиной до 11 мм, а при согласовании с изготовителем - до 20 мм; листовоΠ- всех толщин;

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

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

г) для раѐна II4 для неотапливаемых зданиΠи конструкций, эксплуатируемых при температуре наружного воздуха, применять прокат толщиной не более 10 мм;

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

е) кроме опор ВЛ, ОРУ и КС;

ж) прокат тол шиной до 10 мм и с учетом требований разд. 10;

и) кроме раѐна II4 для неотапливаемых зданий и конструкциά эксплуатируемых при температуре наружного воздуха. Знак «+» означает, что данную сталь следует применять; знак «-» означает, что данную сталь в указанном климатическом раѐне применять не следует.

Примечания: 1. Требования настоящеΠтаблицы не распространяются на стальные конструкции специальных сооружениμ/span>, магистральные и технологические трубопроводы, резервуары специального назначения, кожухи доменных печеΠи воздухонагревателеΠи т.п. Стали для этих конструкций устанавливаются соответствующими СНиП или другими нормативными документами.

2. Требования настоящеΠтаблицы распространяются на листовоΠпрокат толщиной от 2 мм и фасонныΠпрокат толщиноΊот 4 мм по ГОСТ 27772-88, сортовоΠпрокат (круг, квадрат, полоса) по ТУ 14-1-3023-80, ГОСТ 380-71**(с 1990 г. ГОСТ 535-88) и ГОСТ 19281-73*. Указанные категории стали относятся к прокату толщиноΊне менее 5 мм. При толщине менее 5 мм приведенные в таблице стали применяются без требований по ударной вязкости.

Для конструкций всех групп, кроме группы 1 и опор ВЛ и ОРУ, во всех климатических раѐнах, кроме I1, допускается применять прокат толщиной менее 5 мм из стали С235 по ГОСТ 27772-88.

3. Климатические раѐны строительства устанавливаются в соответствии с «Климат СССР. Раѐнирование и статистические параметры климатических факторов для технических целеμ/span>». Указанные в головке таблицы в скобках расчетные температуры соответствуют температуре наружного воздуха соответствующего раѐна, за которую принимается средняя температура наиболее холодной пятидневки согласно указаниям СНиП по строительной климатологии и геофизике.

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

5. При соответствующем технико-экономическом обосновании стали С345, С375, С440, С590, С590К, 16Г2АФ могут заказываться как стали повышенной коррозионной стоѐости (с медью) - С345Д, С375Д, С440Д, С590Д, С590КД, 16Г2АФД.

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

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

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

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

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

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

Таблица 51*

Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе листового, широкополосного универсального и фасонного проката по ГОСТ 27772-88 для стальных конструкций зданий и сооружениμ/span>

Сталь

Толщина проката1 , мм

Нормативное сопротивление², МПа (кгс/мм²), проката

Расчетное сопротивление3, МПа (кгс/см²), проката

листового, широкополосного универсального

фасонного

листового, широкополосного универсального

фасонного

Ryn

Run

Ryn

Run

Ry

Ru

Ry

Ru

С235

От   2   до   20

235 (24) 360 (37) 235 (24) 360 (37) 230 (2350) 350 (3600) 230 (2350) 350 (3600)

Св.  20 «     40

225 (23) 360 (37) 225 (23) 360 (37) 220 (2250) 350 (3600) 220 (2250) 350 (3600)

   «   40 «     100

215 (22) 360 (37) - - 210 (2150) 350 (3600) - -

   «   100

195 (20) 360 (37) - - 190 (1950) 350 (3600) - -
С245

От   2   до   20

245 (25) 370 (38) 245 (25) 370 (38) 240 (2450) 360 (3700) 240 (2450) 360 (3700)

Св.  20 «     30

- - 235 (24) 370 (38) - - 230 (2350) 360 (3700)
С255

От   2   до   3,9

255 (26) 380 (39) - - 250 (2550) 370 (3800) - -

   «   4   «     10

245 (25) 380 (39) 255 (26) 380 (39) 240 (2450) 370 (3800) 250 (2550) 370 (3800)

Св.  10 «     20

245 (25) 370 (38) 245 (25) 370 (38) 240 (2450) 360 (3700) 240 (2450) 360 (3700)

   «   20 «     40

235 (24) 370 (38) 235 (24) 370 (38) 230 (2350) 360 (3700) 230 (2350) 360 (3700)
С275

От   2   до   10

275 (28) 380 (39) 275 (28) 390 (40) 270 (2750) 370 (3800) 270 (2750) 380 (3900)

Св.  10 «     20

265 (27) 370 (38) 275 (28) 380 (39) 260 (2650) 360 (3700) 270 (2750) 370 (3800)
С285

От   2   до   3,9

285 (29) 390 (40) - - 280 (2850) 380 (3900) - -

   «   4   «     10

275 (28) 390 (40) 285 (29) 400 (41) 270 (2750) 380 (3900) 280 (2850) 390 (4000)

Св.  10 «     20

265 (27) 380 (39) 275 (28) 390 (40) 260 (2650) 370 (3800) 270 (2750) 380 (3900)
С345

От   2   до   10

345 (35) 490 (50) 345 (35) 490 (50) 335 (3400) 480 (4900) 335 (3400) 480 (4900)

Св.  10 «     20

325 (33) 470 (48) 325 (33) 470 (48) 315 (3200) 460 (4700) 315 (3200) 460 (4700)

   «   20 «     40

305 (31) 460 (47) 305 (31) 460 (47) 300 (3050) 450 (4600) 300 (3050) 450 (4600)

   «   40 «     60

285 (29) 450 (46) - - 280 (2850) 440 (4500) - -

   «   60 «     80

275 (28) 440 (45) - - 270 (2750) 430 (4400) - -

   «   80 «     160

265 (27) 430 (44) - - 260 (2650) 420 (4300) - -
С345К

От   4   до   10

345 (35) 470 (48) 345 (35) 470 (48) 335 (3400) 460 (4700) 335 (3400) 460 (4700)
С375

От   2   до   10

375 (38) 510 (52) 375 (38) 510 (52) 365 (3700) 500 (5100) 365 (3700) 500 (5100)

Св.  10 «     20

355 (36) 490 (50) 355 (36) 490 (50) 345 (3500) 480 (4900) 345 (3500) 480 (4900)

   «   20 «     40

335 (34) 480 (49) 335 (34) 480 (49) 325 (3300) 470 (4800) 325 (3300) 470 (4800)
С390

От   4   до   50

390 (40) 540 (55) - - 380 (3850) 530 (5400) - -
С390К

От   4   до   30

390 (40) 540 (55) - - 380 (3850) 530 (5400) - -
С440

От   4   до   30

440 (45) 590 (60) - - 430 (4400) 575 (5850) - -

Св.  30 «     50

410 (42) 570 (58) - - 400 (4100) 555 (5650) - -
С590

От   10 до   36

540 (55) 635 (65) - - 515 (5250) 605 (6150) - -
С590К

От   16 до   40

540 (55) 635 (65) - - 515 (5250) 605 (6150) - -

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

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

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

Примечание. Нормативные и расчетные сопротивления из стали повышенной коррозионной стоѐости (см. примеч. 5 к табл. 50*) следует принимать такими же, как для соответствующих сталей без меди.

Таблица 51, а

Нормативные и расчетные сопротивления при растяжении, сжатии и изгибе труб для стальных конструкций зданий и сооружениμ/span>

Марка стали

ГОСТ или ТУ

Толщина стенки, мм

Нормативное сопротивление1 МПа (кгс/мм²)

Расчетное сопротивление², МПа (кгс/см²)

Ryn

Run

Ry

Ru

ВСт3кп, ВСт3пс, ВСт3сп ГОСТ 10705-80* До 10 225 (23,0) 370 (38,0) 215 (2200) 350 (3550)
ВСт3пс, ВСт3сп ГОСТ 10706-76* 5-15 245 (25,0) 370 (38,0) 235 (2400) 350 (3550)
20 ГОСТ 8731-87 4-36 245 (25,0) 410 (42,0) 225 (2300) 375 (3800)
16Г2АФ ТУ 14-3-567-76 6-9 440 (45,0) 590 (60,0) 400 (4100) 535 (5450)

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

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

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

Таблица 51, б

Марки стали, заменяемые сталями по ГОСТ 27772-88

Стали по ГОСТ 27772-88

Заменяемая марка стали

ГОСТ или ТУ

С235

ВСт3кп2

ГОСТ 380-71**

ВСт3кп2-1

ТУ 14-1-3023-80

18кп

ГОСТ 23570-79

С245

ВСт3пс6 (листовоΠпрокат толщиной до 20 мм, фасонныΠ- до 30 мм)

ГОСТ 380-71**

ВСт3пс6-1

ТУ 14-1-3023-80

18пс

ГОСТ 23570-79

С255

ВСт3сп5, ВСт3Гпс5, ВСт3пс6 (листовоΊ прокат толщиной св. 20 до 40 мм, фасонныΠ- св. 30 мм),

ГОСТ 380-71**

ВСт3сп5-1, ВСт3Гпс5-1,

ТУ 14-1-3023-80

18сп, 18Гпс, 18Гсп

ГОСТ 23570-79

С275

ВСт3пс6-2

ТУ 14-1-3023-80

С285

ВСт3сп5-2, ВСт3Гпс5-2

ТУ 14-1-3023-80

С345, С345Т

09Г2

ГОСТ 19281-73*,

ГОСТ 19282-73*

09Г2С, 14Г2 (листовоμ/span>, фасонныΠпрокат толщиной до 20 мм), 15ХСНД (листовоΠпрокат толщиной до 10 мм, фасонныΊ - до 20 мм)

ГОСТ 19282-73*

12Г2С гр. 1

ТУ 14-1-4323-88

09Г2 гр. 1, 09Г2 гр. 2, 09Г2С гр. 1, 14Г2 гр. 1 (фасонныΠ- до 20 мм)

ТУ 14-1-3023-80

390

ТУ 14-15-146-85

ВСтТпс

ГОСТ 14637-79*

С345К

10ХНДП

ГОСТ 19281-73*,

ГОСТ 19282-73*,

ТУ 14-1-1217-75

С375, С375Т

09Г2С гр. 2

ТУ 14-1-3023-80

12Г2С гр. 2

ТУ 14-1-4323-88

14Г2 гр. 1 (фасонныΠпрокат толщиной св. 20 мм), 14Г2 гр. 2 (фасонныΠпрокат толщиноΊ до 20 мм)

ТУ 14-1-3023-80

14Г2 (фасонныΠи листовоΠпрокат толщиноΊ св. 20 мм), 10Г2С1, 15ХСНД (фасонныΠпрокат толщиной св. 20 мм, листовоΠ- св. 10 мм), 10ХСНД (фасонныΠпрокат без ограничения толщины, листовоΠ- толщиной до 10 мм)

ГОСТ 19281-73*,

ГОСТ 19282-73*

С390, С390Т

14Г2АФ, 10Г2С1 термоупрочненная, 10ХСНД (листовоΠпрокат толщиной св. 10 мм)

ГОСТ 19282-73*

С390К

15Г2АФДпс

ГОСТ 19282-73*

С440

16Г2АФ, 18Г2АФпс, 15Г2СФ термоупрочненная

ГОСТ 19282-73*

С590

12Г2СМФ

ТУ 14-1-1308-75

С590К

12ГН2МФАЮ

ТУ 14-1-1772-76

Примечания: 1. Стали С345 и С375 категориΠ1, 2, 3, 4 по ГОСТ 27772-88 заменяют стали категориΠсоответственно 6, 7 и 9, 12, 13 и 15 по ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*.

2. Стали С345К, С390, С390К, С440, С590, С590К по ГОСТ 27772-88 заменяют соответствующие марки стали категориΠ1-15 по ГОСТ 19281-73* и ГОСТ 19282-73*, указанные в настоящеΠтаблице.

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

Таблица 52*

Расчетные сопротивления проката смятию торцевоΠповерхности, местному смятию в цилиндрических шарнирах, диаметральному сжатию катков

Временное сопротивление проката, МПа (кгс/мм²)

Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см²)

смятию

диаметральному сжатию катков (при свободном касании в конструкциях с ограниченной подвижностью)

торцевоΠповерхности (при наличии пригонки)

местному в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании

360 (37)327 (3340)164 (1660)8 (80)

365 (37)332 (3360)166 (1680)8 (80)

370 (38)336 (3460)168 (1730)8 (80)

380 (39)346 (3550)173 (1780)9 (90)

390 (40)355 (3640)178 (1820)9 (90)

400 (41)364 (3720)182 (1860)10 (100)

430 (44)391 (4000)196 (2000)10 (100)

440 (45)400 (4090)200 (2050)10 (100)

450 (46)409 (4180)205 (2090)10 (100)

460 (47)418 (4270)209 (2140)10 (100)

470 (48)427 (4360)214 (2180)11 (110)

480 (49)436 (4450)218 (2230)11 (110)

490 (50)445 (4550)223 (2280)11 (110)

500 (51)455 (4640)228 (2320)11 (110)

510 (52)464 (4730)232 (2370)12 (120)

520 (53)473 (4820)237 (2410)12 (120)

530 (54)473 (4820)237 (2410)12 (120)

540 (55)482 (4910)241 (2460)12 (120)

570 (58)504 (5130)252 (2570)13 (130)

590 (60)522 (5310)261 (2660)13 (130)

635 (65)578 (5870)289 (2940)14 (140)

Примечание. Значения расчетных сопротивлениΠполучены по формулам разд. 3 настоящих норм при γm = 1,1.

Таблица 53

Расчетные сопротивления отливок из углеродистой стали

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см²), отливок из углеродистой стали марок

15Л

25Л

35Л

45Л

Растяжение, сжатие и изгиб

Ru 150 (1500) 180 (1800) 210 (2100) 250 (2500)

Сдвиг

Rs 90 (900) 110 (1100) 130 (1300) 150 (1500)

Смятие торцевоΠповерхности (при наличии пригонки)

Rp 230 (2300) 270 (2700) 320 (3200) 370 (3700)

Смятие местное в цилиндрических шарнирах (цапфах) при плотном касании

Rlp 110 (1100) 130 (1300) 160 (1600) 180 (1800)

Диаметральное сжатие катков при свободном касании (в конструкциях с ограниченной подвижностью)

Rcd 6 (60) 7 (70) 8 (80) 10 (100)

Таблица 54

Расчетные сопротивления отливок из серого чугуна

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см²), отливок из серого чугуна марок

СЧ 15

СЧ 20

СЧ 25

СЧ 30

Растяжение центральное и при изгибе

Rt 55 (550) 65 (650) 85 (850) 100 (1000)

Сжатие центральное и при изгибе

Rc 160 (1600) 200 (2000) 230 (2300) 250 (2500)

Сдвиг

Rs 40 (400) 50 (500) 65 (650) 75 (750)

Смятие торцевоΠповерхности (при наличии пригонки)

Rp 240 (2400) 300 (3000) 340 (3400) 370 (3700)

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ И ИХ РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ

Таблица 55*

Материалы для сварки, соответствующие стали

Группы конструкций в климатических раѐнах

Стали

Материалы для сварки

под флюсом

в углекислом газе (по ГОСТ 8050-85) или в его смеси с аргоном (по ГОСТ 10157-79*)

покрытыми электродами типов по ГОСТ 9467-75*

Марки

флюсов (по ГОСТ 9087-81*)

сварочноΊ проволоки (по ГОСТ 2246-70*)

2, 3 и 4 - во всех раѐнах, кроме I1, I2, II2 и II3

С235, С245, С255, С275, С285, 20, ВСт3кп, ВСт3пс, ВСт3сп

АН-348-А, АН-60

Св-08А, Св-08ГА

СВ-08Г2С

Э42, Э46

С345, С345Т, С375, С375Т, С390, С390Т, С390К, С440, 16Г2АФ, 09Г2С

АН-47, АН-43, АН-17-М, АН-348-А1

Св-10НМА, Св-10Г22, Св-08ГА², Св-10ГА²

Э50

С345К

АН-348-А

Св-08Х1ДЮ

Св-08ХГ2СДЮ

Э50А3

1 - во всех раѐнах; 2, 3 и 4 - в раѐнах I1, I2, II2 и II3

С235, С245, С255, С275, С285, 20, ВСт3кп, ВСт3пс, ВСт3сп

АН-348-А

Св-08А, СВ-08ГА

СВ-08Г2С

Э42А, Э46А

С345, С345Т, С375, С375Т, 09Г2С

АН-47, АН-43, АН-348-А1

Св-10НМА, Св-10Г22, Св-08ГА², Св-10ГА²

Э50А

С390, С390Т, С390К, С440, 16Г2АФ

АН-47, АН-17-М, АН-348-А1

Св-10НМА, Св-10Г22, Св-08ГА², Св-10ГА²

Э50А

С345К

АН-348-А

Св-08Х1ДЮ

Св-08ХГ2СДЮ

Э50А3

С590, С590К, С590КШ

АН-17-М

Св-08ХН2ГМЮ, Св-10НМА

Св-10ХГ2СМА, Св-08ХГСМА, Св-08Г2С

Э60, Э70

1 Применение флюса АН-348-А требует проведения дополнительного контроля механических своётв металла шва при сварке соединениΠэлементов всех толщин для конструкций в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3 и толщин свыше 32 мм - в остальных климатических раѐнах.

2 Не применять в сочетании с флюсом АН-43.

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

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

2. При соответствующем технико-экономическом обосновании для сварки конструкций разрешается использовать сварочные материалы (проволоки, флюсы, защитные газы), не указанные в настоящеΊтаблице. При этом механические своётва металла шва, выполняемого с их применением, должны быть не ниже своётв, обеспечиваемых применением материалов согласно настоящеΠтаблице.

Таблица 56

Нормативные и расчетные сопротивления металла швов сварных соединениΠс угловыми швами

Сварочные материалы

Rwun, Мпа (кгс/см²)

Rwf, МПа (кгс/см²)

тип электрода
(по ГОСТ 9467-75)

марка проволоки

Э42, Э42А Св-08, Св-08А 410 (4200) 180 (1850)
Э46, Э46А Св-08ГА 450 (4600) 200 (2050)
Э50, Э50А Св-10ГА, Св-08Г2С, Св-08Г2СЦ, ПП-АН8, ПП-АН3 490 (5000) 215 (2200)
Э60 Св-08Г2С*, СВ-08Г2СЦ*, Св-10НМА, Св-10Г2 590 (6000) 240 (2450)
Э70 Св-10ХГ2СМА, СВ-08ХН2ГМЮ 685 (7000) 280 (2850)
Э85 - 835 (8500) 340 (3450)

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

Таблица 57*

Требования к болтам при различных условиях их применения

Условия применения

Технологические требования по ГОСТ 1759.4-87*

климатическиΠраѐн

условия работы болтов

класс прочности (табл. 1)

дополнительные виды испытаниΠ(табл. 10)

марка стали болтов

  В конструкциях, не рассчитываемых на выносливость
Все раѐны, кроме I1, I2, II2 и II3**

Растяжение или срез

4.6; 5.6 Поз. 1 По табл. 1

 

4.8; 5.8 То же То же

 

6.6 « 35

 

8.8 - 35Х; 38ХА

 

10.9 - 40Х
I1, I2, II2 и II3

Растяжение или срез

4.6; 5.6 Поз. 1 и 4 По табл. 1

 

4.8*; 5.8* Поз. 1 То же

 

8.8 Поз. 3 и 7 35Х; 38ХА

Срез

4.8; 5.8 Поз. 1 По табл. 1

 

8.8 - 35Х; 38ХА

 

10.9 - 40Х
  В конструкциях, рассчитываемых на выносливость
Все раѐны, кроме I1, I2, II2 и II3*

Растяжение или срез

4.6; 5.6 Поз. 1 и 4 По табл. 1

 

6.6 То же 35

 

8.8 - 35Х; 38ХА

Срез

4.8; 5.8 Поз. 1 По табл. 1
I2, II2 и II3

Растяжение или срез

4.6; 5.6 Поз. 1 и 4 По табл. 1

 

8.8 Поз. 3 и 7 35Х; 38ХА

Срез

4.8; 5.8 Поз. 1 По табл. 1

 

8.8 - 35Х; 38ХА
I1

Растяжение или срез

8.8 Поз. 3 и 7 35Х; 38ХА

Срез

4.6; 5.6 Поз. 1 и 4 По табл. 1

 

4.8*; 5.8* Поз. 1 То же

 

8.8 - 35Х; 38ХА

* Требуется дополнительныΠпоследующиΠотпуск при t = 650 °С.

** А также для конструкций, возводимых в климатических раѐнах I1, I2, II2 и II3, но эксплуатируемых в отапливаемых помещениях.

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

2. При заказе болтов классов прочности 6.6; 8.8; 10.9 по

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

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

Таблица 58*

Расчетные сопротивления срезу и растяжению болтов

Напряженное состояние

Условное обозначение

Расчетное сопротивление, МПа (кгс/см²), болтов классов

4.6

4.8

5.6

5.8

6.6

8.8

10.9

Срез Rbs 150 (1500) 160 (1600) 190 (1900) 200 (2000) 230 (2300) 320 (3200) 400 (4000)
Растяжение Rbt 170 (1700) 160 (1600) 210 (2100) 200 (2000) 250 (2500) 400 (4000) 500 (5000)

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

Таблица 59*

Расчетные сопротивления смятию элементов, соединяемых болтами

Временное сопротивление стали соединяемых элементов, МПа (кгс/мм²)

Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см²), смятию элементов, соединяемых болтами

класса точности А

классов точности В и С, высокопрочных без регулируемого натяжения

360 (37) 475 (4800) 430 (4350)
365 (37) 485 (4900) 440 (4450)
370 (38) 495 (5100) 450 (4600)
380 (39) 515 (5300) 465 (4800)
390 (40) 535 (5500) 485 (5000)
400 (41) 560 (5750) 505 (5200)
430 (44) 625 (6400) 565 (5800)
440 (45) 650 (6650) 585 (6000)
450 (46) 675 (6900) 605 (6200)
460 (47) 695 (7150) 625 (6400)
470 (48) 720 (7350) 645 (6600)
480 (49) 745 (7600) 670 (6850)
490 (50) 770 (7850) 690 (7050)
500 (51) 795 (8150) 710 (7250)
510 (52) 825 (8400) 735 (7500)
520 (53) 850 (8650) 760 (7750)
530 (54) 875 (8950) 780 (7950)
540 (55) 905 (9200) 805 (8200)
570 (58) 990 (10050) 880 (8950)
590 (60) 1045 (10600) 930 (9450)

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

Таблица 60*

Расчетные сопротивления растяжению фундаментных болтов

Диаметр болтов, мм

Расчетные сопротивления, МПа (кгс/см²), болтов из стали марок

ВСт3кп2 по ГОСТ 380-71** (с 1990 г. ГОСТ 535-88)

09Г2С по ГОСТ 19281-73*

10Г2С1 по ГОСТ 19281-73*

12, 16, 20 185 (1900) 235 (2400) 240 (2450)
24, 30 185 (1900) 230 (2350) 235 (2400)
36, 42, 48, 56 185 (1900) 225 (2300) 225 (2300)
64, 72, 80 185 (1900) 220 (2250) 215 (2200)
90, 100 185 (1900) 215 (2200) 215 (2200)
110, 125, 140 185 (1900) 215 (2200) -

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

Таблица 61*

Механические своётва высокопрочных болтов по ГОСТ 22356-77*

НоминальныΠдиаметр резьбы d, мм

Марка стали по ГОСТ 4543-71*

Наименьшее временное сопротивление Rbun, Н / мм² (кгс/мм²)

От 16 до 27

4«селект»

1100 (110)

30Х3МФ, 30Х2НМФА

1350 (135)
30

40Х «селект»

950 (95)

30Х3МФ, 35Х2АФ

1200 (120)
36

40Х «селект»

750 (75)

30Х3МФ

1100 (110)
42

40Х «селект»

650 (65)

30Х3МФ

1000 (100)
48

40Х «селект»

600 (60)

30Х3МФ

900 (90)

Таблица 62*

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

d, мм

16

18*

20

22*

24

27*

30

36

42

48

Аb, см2 2,01 2,54 3,14 3,80 4,52 5,72 7,06 10,17 13,85 18,09
Аb, см² 1,57 1,92 2,45 3,03 3,52 439 5,60 8,16 11,20 14,72

* Болты указанных диаметров применять не рекомендуется.

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

ФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МАТЕРИАЛОВ

Таблица 63

Физические характеристики материалов для стальных конструкциμ/span>

Характеристика

Значение

Плотность ρ, кг / м3:

 

проката и стальных отливок

7850

отливок из чугуна

7200

Коэффициент линеѐого расширения α, ºC-1

0,12 · 10-4

Модуль упругости Е, МПа (кгс/см²):

 

прокатной стали и стальных отливок

2,06 · 105 (2,1 · 106)

отливок из чугуна марок:

 

СЧ15

0,83 · 105 (0,85 · 106)

СЧ20, СЧ25, СЧ30

0,98 · 105 (1,0 · 106)

пучков и прядеΠпараллельных проволок

1,96 · 105 (2,0 · 106)

канатов стальных:

 

спиральных и закрытых несущих

1,67 · 105 (1,7 · 106)

двоѐоΠсвивки

1,47 · 105 (1,5 · 106)

двоѐоΠсвивки с неметаллическим сердечником

1,27 · 105 (1,3 · 106)

Модуль сдвига прокатной стали и стальных отливок G, МПа (кгс/см2)

0,78 · 105 (0,81 · 106)

Коэффициент поперечной деформации (Пуассона) ν

0,3

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

Таблица 64

Физические характеристики проводов и проволоки

Наименование материалов

Марка и номинальное сечение, мм²

Модуль упругости Е, МПа (кгс/см²)

Коэффициент линеѐого расширения α; ºС-1

Алюминиевые провода по ГОСТ 839-80

А, АКП; 16-800 0,630 · 105 (0,642 · 106) 0,23 · 10-4

Медные провода по ГОСТ 839-80

М; 4-800 1,300 · 105 (1,326 · 106) 0,17 · 10-4

Сталеалюминиевые провода по ГОСТ 839-80*Е при отношении площадеΠалюминия к стали, равном:

АС, АСК; АСКП, АСКС    

6-6,25

10 и более 0,825 · 105 (0,841 · 106) 0,192 · 10-4

0,65

95 1,460 · 105 (1,489 · 106) 0,139 · 10-4

4,29-4,39

120 и более 0,890 · 105 (0,907 · 106) 0,183 · 10-4

7,71-8,04

150 и более 0,770 · 105 (0,785 · 106) 0,198 · 10-4

1,46

185 и более 1,140 · 105 (1,163 · 106) 0,155 · 10-4

12,22

330 0,665 · 105 (0,678 · 106) 0,212 · 10-4

18,2-18,5

400 и 500 0,665 · 105 (0,678 · 106) 0,212 · 10-4

Биметаллическая сталемедная проволока по ГОСТ 3822-79* диаметром, мм:

БСМ 1    

1,6-4

2,0-12,5 1,870 · 105 (1,906 · 106) 0,127 · 10-4

6

28,2 1,900 · 105 (1,937 · 106) 0,124 · 10-4

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

ПРИЛОЖЕНИЕ 4*

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

Коэффициент условиΠработы γc при расчете на прочность сечениΠпо формуле (6) в местах крепления элементов из одиночных уголков, прикрепляемых одной полкоΠболтами, поставленными в один ряд, при расстояниях вдоль усилия от края элемента до центра ближаёего отверстия а ≥ 1,5d и между центрами отверстиΠb 2d (здесь d - диаметр отверстия для болта) с пределом текучести до 380 МПа (3900 кгс/см2) следует определять по формуле

,                                                   (164)*

где Аn -   площадь сечения уголка нетто;

An1 -  площадь части сечения прикрепляемой полки уголка между краем отверстия и пером;

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

При вычислении значениΠАn, An1 и d следует учитывать положительныΠдопуск на диаметр отверстия d.

Для одноболтовых соединениΠпри расстоянии вдоль усилия от края элемента до центра болта 2d a ≥ 1,35d коэффициент условиΠработы γc в формуле (6) следует определять по формуле

,                                        (165)

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

Таблица 65

Коэффициенты α1 и α2

Коэффициент

Значения α1 и α2 при количестве болтов в ряду

2

3

4

5

α1 1,82 1,49 1,20 0,87
α2 0,195 0,37 0,48 0,61

Коэффициенты условиΠработы γc, установленные в настоящем приложении и в поз. 5 табл. 6*, одновременно не учитываются.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

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

Таблица 66

Коэффициенты с(сх), су, п

Тип сечения

Схема сечения

Значения коэффициентов

c(cx)

cy

n при My = 0*

1

0,25 1,19 1,47 1,5
0,5 1,12
1,0 1,07
2,0 1,04
2

0,5 1,40 1,47 2,0
1,0 1,28
2,0 1,18
3

0,25 1,19 1,07 1,5
0,5 1,12 1,12
1,0 1,07 1,19
2,0 1,04 1,26
4

0,5 1,40 1,12 2,0
1,0 1,28 1,20
2,0 1,18 1,31
5

- 1,47 1,47 а) 2,0

б) 3,0
6

0,25 1,47 1,04 3,0
0,5 1,07
1,0 1,12
2,0 1,19
7

- 1,26 1,26 1,5
8

- 1,60 1,47 а) 3,0

б) 1,0
9

0,5 1,60 1,07 а) 3,0

б) 1,0
1,0 1,12
2,0 1,19

* При Му ≠ 0  n = 1,5, за исключением сечениμspan style="color:black"> типа 5а, для которого п = 2 и типа 5б, для которого n = 3.

Примечание. При определении коэффициентов для промежуточных значениΠAf / Aw допускается линеѐая интерполяция.

ПРИЛОЖЕНИЕ 6

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

ОПРЕДЕЛЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ РАСЧЕТНОЙ ДЛИНЫ КОЛОНН

Одноступенчатые колонны

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

Схема одноступенчатой колонны

Рис. 24. Схема одноступенчатой колонны

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

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

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

,                                                    (166)

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

μ11 - коэффициент расчетной длины нижнего участка при F2 = 0.

Значения коэффициентов μ12 и μ11 следует принимать:

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

μ2 = μ1 / α1 ≤ 3.                                                        (167)

Таблица 67

Коэффициенты расчетной длины μ1 для одноступенчатых колонн с верхним свободным концом
Расчетная схема α1 Коэффициенты μ1 при п
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,5 5,0 10,0 20,0
0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0
0,2 2,0 2,01 2,02 2,03 2,04 2,05 2,06 2,06 2,07 2,08 2,09 2,10 2,12 2,14 2,15 2,17 2,21 2,40 2,76 3,38
0,4 2,0 2,04 2,08 2,11 2,13 2,18 2,21 2,25 2,28 2,32 2,35 2,42 2,48 2,54 2,60 2,66 2,80 - -
0,6 2,0 2,11 2,20 2,28 2,36 2,44 2,52 2,59 2,66 2,73 2,80 2,93 3,05 3,17 3,28 3,39 - - - -
0,8 2,0 2,25 2,42 2,56 2,70 2,83 2,96 3,07 3,17 3,27 3,36 3,55 3,74 - -